地盤工学ジャーナル Vol. ??， No. ??， ???-???

地盤工学ジャーナル

Vol.5，No.4，615-623

先端載荷試験後に掘り出した節杭を用いたプレボーリング工法の根固め部の調査
先端載荷試験後に掘り出した節杭を用いたプレボーリング工法の根固め部の調査

13
1 1，吉田1 1，樺澤2 2，小松和宏
吾郎1，桑原，桑原 文夫
文夫3，木村，木村 亮亮4 4広人
今今 広人，吉田 映映，樺澤 和宏，小松 吾郎11 ジャパンパイル・施工本部
ジャパンパイル・施工本部
22 ジャパンパイル・技術本部
ジャパンパイル・技術本部
33 日本工業大学・工学部建築学科
日本工業大学・工学部建築学科
44 京都大学・産官学連携本部
京都大学・産官学連携本部

概要

節杭を用いたプレボーリング工法は，現地の土砂とセメントミルクを混合撹拌して造成するソイルセメントと，その中に建て込んだ節杭（既製コンクリート杭）とで構成される。本杭の地盤から決まる鉛直支持力については多くの載荷試験結果に基づく支持力推定式が提案されている。地盤から決まる鉛直支持力を発現するには，ソイルセメントは節杭に作用する荷重を地盤に伝達しなければならないため，ソイルセメントの品質（出来形や強度など）は支持力発現に影響する要因の一つと考えられる。しかしながら載荷試験を実施し支持力確認した杭のソイルセメントの品質を直接的に検証した例は少なく，極限支持力発現時のソイルセメントの損傷状況などは解明されていない点も多い。その様な疑問点を解決するために載荷試験を実施し，支持力確認をした 2 本の杭の掘出し調査を行った。その結果，掘出した本杭のソイルセメントは良好に築造されており，地盤から決まる極限支持力に対しても亀裂や破壊などはなく健全であった。
キーワード：節杭，プレボーリング工法，載荷試験，ソイルセメント，鉛直支持力

1. は じ め に本杭は，支持杭として適用することが多く，根固め部の品質（出来形や強度など）は支持力発現に大きく影響する

プレボーリング工法は，埋込み杭工法の一つで，あらか要因となる。節杭を用いたプレボーリング工法に関する模

じめ現地盤を掘削して地盤を緩め，セメントミルクなどを型実験で，根固め部の形状や寸法や強度などを変化させて，注入し，掘削孔内の土砂と混合撹拌したソイルセメントに，根固め部の破壊状況を確認した事例が報告されている 2)3)。

既製杭を建て込む工法である。掘削土を用いてソイルセメ

また，本杭と同様に，根固め部を高強度ソイルセメントでントにすることから場所打ち杭工法に比べて，建設発生土造成する杭（以後，同種の杭）の根固め部の品質について，が少なく環境への負荷が小さい。節杭は，杭周に一定の間掘出し調査により出来形や強度の確認を行い，品質を検証

隔で突起（節部）を付けた杭であり，大半が既製コンクリした事例は幾つかある 4)5)。しかし，載荷試験を実施し地ート杭である。図 1 のように，軸部直径 300～1000mm の盤から決まる極限支持力に至るまでの荷重履歴を受けた杭に節部高さ 70～100mm の節部を 1m ごとに設けるもの

杭の根固め部の品質を実杭で直接的に検証した例は少なが多い。現在では大半が遠心力成形の PHC 杭になっていく，極限支持力発現時あるいは発現以後の根固め部の状況る。などは解明されていない点が多い。そのような疑問点を解

節杭を用いたプレボーリング工法の概要図を図 2 に示決するために載荷試験を実施し，地盤から決まる極限支持す。本杭は，杭先端の根固め部と称する部分と，杭頭から力まで載荷した杭の掘出し調査を行った。

根固め部までの杭周部と称する部分で構成される。根固め部には高強度のソイルセメントを，杭周部には低強度のソ節部イルセメントを造成する。本杭の地盤から決まる鉛直支持力については多くの載荷試験結果に基づく支持力推定式

軸部

節杭（PHC杭）が提案されている 1)。地盤から決まる鉛直支持力を発現するためには，節杭やソイルセメントはこの支持力に達するまで破壊することなく杭に作用する荷重を地盤に伝達しなければならない。

図 1 節杭の概要図

1

原稿受理日：2010 年 6 月 30 日，採用決定日：2010 年 12 月 8 日

615

今・他
地盤工学会ら

3. 掘出し調査の概要

節杭

本杭を施工後 28 日間養生して，載荷試験を実施した。

低強度
ソイルセメント

杭周部

載荷試験を実施した杭の掘出し調査は，試験実施の約 2 年後に行った。
3.1

根固め部

高強度
ソイルセメント

地盤の概要

土質柱状図と掘出し杭の関係を図 4 に示す。地盤は表層から粘土混じり砂礫及び粘土質砂礫で構成され，GL-11mから N 値 50 以上の粘土混じり砂礫となっている。また，
土質柱状図で粘土混じり砂礫と表記されている GL-11～

図 2 節杭を用いたプレボーリング工法の概要図-13m の根固め部を築造する層の土を別途採取して行った
粒度試験結果を図 5 に示す。粗礫分，中礫分（4.75～75mm）

2. 節杭を用いたプレボーリング工法の概要

が 26.0%，細礫分（2～4.75mm）が 6.2%，砂分（0.075～2mm）が 38.3%，シルト分以下（0.075mm 以下）が 29.6%

図 3 に本杭の標準的な施工手順を示す。以下，図の①～であった。2mm 以上の礫分を除いた細粒分含有率は 43.6%④について説明する。と，ソイルセメントのモルタル部分（2mm 以上の砂礫を①除く現地土とセメントミルクの混合部分）の骨材としては掘削開始～掘進

細粒分を非常に多く含んだ地盤であった。

杭打機を所定の施工位置に据え付け，掘削装置の中心を杭芯に位置合わせをする。掘削芯及び鉛直性を確認しつつ，適宜掘削液（水またはベントナイト溶液）を送りながら所(m) 層厚 深度 土質(m) (m) 記号定の深度まで掘削する。
②

杭周部築造

No.1

土 質 名

12

所定の深度まで掘削後，掘削装置の先端から杭周充填液

粘土混じり砂礫1.70 2.00

1220318419所定の範囲を上下反復して混合撹拌する。

524③6（貧配合のセメントミルク）を吐出しながら掘削した土と根固め部築造

187粘土質砂礫5.80 7.80

19

杭周部築造後に，掘削装置の先端から根固め液（富配合の8セメントミルク）を吐出しながら掘削した土と根固め部の93810371150

削装置を引き上げる。

1257④13821458

範囲を上下反復して混合撹拌する。根固め部築造後に，掘杭の建て込み～定着杭を杭芯に位置合わせをし，掘削孔内に鉛直性を確認しな

15No.2N値
節部径-軸部径 節部径-軸部径
0 10 20 30 40 50 60 φ500-400 φ440-300

42ジャッキ部
根固め部
根固め部径 根固め部径
680mm
620mm

粘土混じり砂礫 39

7.70 15.50

がら建て込む。杭の自重による建て込み後，回転圧入によ
図 4 土質柱状図と掘出し杭の関係

根固め液① 掘削開始～掘進② 杭周部築造③ 根固め部築造

(%)
杭周充填液

百 分 率

杭

10080

過 質 量

掘削装置

40通り所定の深度まで杭を沈設し，定着させる。

00.01

74.0%
67.8%

6029.6%200.1
粒④ 杭の建て込み～定着

1径 (mm)

図 5 粒度試験結果

図 3 本杭の標準的な施工手順

2616

10100

杭の掘出し調査
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3.2掘出し杭の概要

掘出し杭は No.1，No.2 と 2 本実施し，いずれも杭先端ボーリング調査実施位置

No.1 施工位置

深さは GL-13m で，根固め部は GL-11～-13m の長さ 2m である。表 1 に掘出し杭の杭構成を示す。No.1 の下杭に用1.0m

いた節杭は，φ400mm の SC 杭の外周面に鋼製の節部を取5.0mり付けた杭であり，図 6 に SC 節杭の杭詳細図を示す。掘出し杭の根固め部の仕様を表 2 に，掘出し杭の根固め部詳
細図を図 7 に示す。図 8 にボーリング調査実施位置と掘出No.2 施工位置

し杭の平面位置関係を示す。No.1，No.2 ともにボーリング調査実施位置の近傍に施工した。図 9 に掘出し杭の下杭とジャッキ部の杭詳細図を示す。根固め部上面位置に，先端

図 8 ボーリング調査実施位置と掘出し杭の平面位置関係

載荷試験用のジャッキ（長さ No.1：0.45m，No.2：0.3m）
油圧配管

W/C=65%，根固め液の注入比率（体積比率）は根固め部

上杭

ジャッキ上面変位測定用ガス管ジャッキ下面変位測定用ガス管の現地土 1m3 あたり 1m3 とした。No.2 の施工状況を写真 1ジャッキ部

上杭（杭周部）

12

SC 節杭：2m
PHC 節杭：2m

ジャッキ＋台座：1m
ジャッキ＋台座：1m

PHC 杭：10m
PHC 節杭：10m

鋼板(斜線部)SC杭

下杭(SC節杭)

下杭（根固め部）

下杭(PHC節杭)

表 1 掘出し杭の杭構成
No.

ジャッキ下面変位測定用ガス管台座 ジャッキ 台座に示す。

ジャッキ上面変位測定用ガス管上杭

油圧配管

図 3 に 示 す 手 順 で 実 施 し ， 根 固 め 液 の 水 セ メ ント比

台座 ジャッキ 台座及び台座を取り付けた杭を施工した。施工手順としては，

A5040050A-A断面単位(mm)

A

No.1

図 6 SC 節杭の杭詳細図

No.2

図 9 掘出し杭の下杭とジャッキ部の杭詳細図
表 2 掘出し杭の根固め部の仕様
No.
1
2

節部径 Dn(mm)500440

軸部径 D(mm)400300根固め部径 De(mm)
680
620

ジャッキ

写真 1 No.2の施工状況
DDnDeDDnDe

3.3

No.1

No.2

載荷試験方法は，地盤工学会基準「杭の鉛直載荷試験方

図 7 掘出し杭の根固め部詳細図法・同解説」6)の杭の先端載荷試験方法とした。No.1 は補載荷試験結果

助反力併用方式（杭周部の押上げ抵抗力と反力装置の抵抗3617

今・他
地盤工学会ら力を反力とする方式），No.2 は先端載荷方式（杭周部の押を表 4 に示す。本杭は同種の杭での設計上の qd の最大値上げ抵抗力のみを反力とする方式）とした。載荷試験の結レベルの荷重履歴を受けていることになる。

果を，図 10 と表 3 に示す。本試験では根固め部上面に設置したジャッキの荷重を杭先端荷重 Pp とし，ジャッキ下

表 4 杭先端抵抗力度面の変位を杭先端変位 Sp としている。

根固め部径 10%変位時

No.1 では，Sp=50mm（節部径の 10%）時の Pp は 4448kN

No.

qd/N
杭先端抵抗力度
qd (kN/ m2)(kN/ m2)
112821
2562
13369*
267*
N：先端平均 N 値=50 *：推定値

であり，Sp=68mm（根固め部径の 10%）時の Pp は 4654kNであった。また，Pp は最大で 5210 kN まで載荷し 30 分荷重を保持した（その時の Sp は 220mm）。No.2 では，設置したジャッキの能力限度の Pp=3290 kN まで載荷し 30 分荷重を保持した（その時の Sp は 19mm）。Weibull 分布曲線であることや先端載荷試験を実施したことなどを考慮し，地盤工学会基準に従って判定される第 2 限界先端抵抗力

掘出し作業によって根固め部に損傷などをできるだけ与（杭先端変位が杭先端径の 10%に達した時の抵抗力）の荷えないような方法とした。掘削に用いたケーシング径は根重履歴を受けている。No.2 は最大荷重時の杭先端変位量

固 め 部 径 ＋ 300mm ， 掘 削 深 度 は 根 固 め 部 下 端 か ら ＋が節部径の 4.3%，根固め部径の 3.1%と小さく第 2 限界先1000mm とし現地土とともに杭を掘出した。No.1，No.2 と端抵抗力には達していないが，Weibull 曲線から推定したもに掘出し作業によって根固め部に損傷を与えることな杭先端極限支持力の 81%（根固め部径 10%変位時評価）～く掘り出すことができた。No.1 の掘出した根固め部を写84%（節部径 10%変位時評価）の大きさの荷重履歴を受け真 2 に示す。ていることになる。

節部径10%変位時(50mm)の杭先端荷重（4448kN）

5000
杭先端荷重 Pp (kN)

qd/N(kN/ m2)
287
218

掘出し作業手順を図 11 に示す。杭先端深さが GL-13mであった。No.1 は，杭径の 10%以上変位しているので，6000

杭先端抵抗度qd (kN/ m2)
14353
10930

掘出し手順

3.4から推定した節部径 10%変位（44mm）
時での Pp は 3911kN

実測最大荷重時

ケーシング 閉塞装置

4000
節部径10%変位時(44mm)の
杭先端荷重（3911kN）

3000
2000

三点式
杭打機

No.1

1000

根固め部

No.2

掘出し杭

Weibull分布曲線による推定線

0
0

50

100

150

200

250

① ケーシングセット② 閉塞装置作動～所定深度までケーシング挿入～ケーシング引上げ

杭先端変位 Sp (mm)

③ 掘出し杭引上げ～根固め部引上げ

図11 掘出し作業手順

図 10 載荷試験結果（杭先端荷重～杭先端変位量関係）

表 3 載荷試験結果
No.

節部径 10%変位時 Pp (kN)

根固め部径 10%変位時 Pp (kN)

実測最大荷重Pp (kN)14448

46545210

23911*

4024*

3290

ジャッキ*：推定値

本試験での杭先端部の変位・荷重はジャッキ下面（＝根固め部上面）での測定値である。同種の杭 7)8)について，杭頭部側

杭先端部側それぞれの支持力評価式から根固め部上面を支持力評価
位置としたときの極限先端支持力の設計上の最大値を求め，根固め部断面積で除した杭先端抵抗力度 q（qdd = Pp/Ae，Ae：根固め部断面積）を計算すると，qd の最大値は概ね

写真 2 掘出した根固め部（No.1）

qd＝10000～13000kN/m2 程度である。本試験で得られた第2 限界先端抵抗力（杭先端極限支持力）から算出した qd
4618

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表 5 根固め部の寸法測定結果

4. 掘出した根固め部の調査

No.1

掘出した根固め部の品質を確認するために，出来形調査，測定
位置

周長(mm)

周長(mm)

算出した
根固め部径De(mm)

1 断面2185695

1980630

2 断面21706902020643

内部の健全性調査，ソイルセメントの強度確認を行った。
4.1

出来形調査

No.2
算出した
根固め部径De(mm)

掘出した根固め部の外周部の目視による観察を行った。

3 断面

21556852040

649

根固め部は粘土混じり砂礫層に位置していることから根平均

21706902013

640

固め部全長にわたってその周面に礫が付着していた。また，大径の礫ほど杭先端部側（根固め部下端）に比較的多く存4.2

内部の健全性調査

在する傾向が見られた。色調は全体的に黄褐色であったが，No.1 については，使用した下杭が鋼製の節部を取り付

これはこの層のボーリング記事に黄褐色と記載されていけた SC 節杭であることから，今回はワイヤーソーによるる粘土分が多く含まれているためであると考える。根固め切断を行っていない。No.2 について，根固め部のソイル部には大径の礫を除けば，礫がほぼ均等に分散された状態セメントを根固め部内の PHC 節杭と一緒にワイヤーソーで混合されており，色調にむらが無かったことから，根固を用いて切断して，根固め部内部の健全性を調査した。切め部のソイルセメント築造時の混合撹拌は均一に実施さ断位置は写真 3 に示すように，杭軸直角方向には根固め部れたものと判断される。の上方にあるジャッキ部の台座から 100mm 下の位置（図No.1 は載荷試験により地盤から決まる極限支持力まで12 の No.2 の 1 断面位置）とした。その後，杭の中心線を荷重履歴を受けた杭であったが，根固め部外周面には亀裂通るように杭軸方向に切断した。切断後，根固め部全長にや破壊は見られなかった。また，露頭した礫とソイルセメわたる内部の健全性を目視により観察した。

ントの間には，破壊や剥離などは見られなかった。No.2写真 4 は，杭軸直角方向に切断した断面である。根固めに関しても，同様に亀裂や破壊，剥離は確認されなかった。

部の内部にも礫が点在しており，杭中空部と杭外周部にほ根固め部の寸法計測位置を図 12 に，寸法計測結果を表ぼ均等に分散していた。また，特に大きな土塊は見られな

5 に示す。実測した周長から算出した根固め部径は，No.1かった。切断面においても，ソイルセメントと杭の剥離はについては，平均φ690mm と，設計根固め部径(φ680mm)

無く，付着は良好であり，亀裂などの破壊は見られなかっよりも大きく，根固め部全長にわたってほぼ均等な径となた。っていた。No.2 については，平均 φ640mm で，下方ほど大きくなるが，全長にわたって設計根固め部径(φ620mm)
よりも大きく，設計値を満足していた。これらのことから，設計値を満足する根固め部が築造されていたことが確認

杭軸直角方向切断位置できた。
ソイルセメント

2断面

1断面

3断面

ジャッキ

杭軸方向切断位置写真 3 掘出した根固め部切断位置（No.2）
400

400

800

400

No.1
ソイルセメント

3断面

2断面

1断面

ジャッキ

100

1000
No.2500

400単位(mm)

図 12 根固め部の寸法計測位置

写真 4 杭軸直角方向の切断面（No.2）

5619

今・他
地盤工学会ら

杭軸方向に切断した断面を写真 5 に示す。根固め部は掘16.1N/mm2(9 本の供試体の平均 11.2 N/mm2)，No.2 の杭軸削装置を上下に反復することにより築造しているが，礫が方向 5.0～15.5N/mm2(9 本の供試体の平均 10.9N/mm2)であ根固め部全体に分散していること，外周部の観察と同様にった。No.1 と No.2 は同一地盤で同一施工法によって築造黄褐色となっていることから，混合撹拌は均一に実施されしたことから同程度の一軸圧縮強さであった。なお，一軸たものと判断される。また，根固め部全体にわたって節杭圧縮強さが小さい供試体の大半は礫分とソイルセメントとソイルセメントとの剥離が無く付着は良好であり，亀裂の付着が切れて破壊に至っていた。なども確認されなかった。よって，載荷試験による根固めソイルセメント部の破壊は生じていないことが確認できた。なお，写真 5

コア採取位置ジャッキ

で杭先端部側の方が PHC 節杭の肉厚が大きくなっている
が，これは切断する際に PHC 節杭の中心軸から徐々に20mm 程度下方へとワイヤーソーの切断位置が外れたことによるものである。

800

杭頭部側

200 200 200

400

200

400

200

No.1(杭軸直角方向)
杭軸直角方向切断面
ソイルセメントジャッキ

コア採取位置100 300400

200 200 200

No.2（杭軸直角方向）

杭先端部側

単位(mm)

ソイルセメント節杭写真 5 杭軸方向の切断面（No.2）

コア採取位置4.3

ソイルセメントの強度

No.1 及び No.2 の根固め部のソイルセメントからコアNo.2(杭軸方向)

ボーリングにより採取したコア供試体の一軸圧縮試験を実施した。一軸圧縮試験は JIS A 1216（土の一軸圧縮試験

コア採取径：φ 60mm方法）および JIS A 1108（コンクリートの圧縮試験方法）

コア採取径：φ 100mmに準じて行った。なお，No.1 については杭の切断を行っ

図 13 コア供試体の採取位置と採取径ていないため，杭軸方向のコア供試体は採取していない。
図 13 にコア供試体の採取位置と採取径を示す。コア供試体の採取径はφ60mm を基本とした。No.1 において，コア採取時に大径の礫に接触し，試験実施が可能な長さのコア供試体採取ができなかった 3 箇所については，φ100mmでコア採取を行った。写真 6 に No.2 において杭軸直角方向で採取したコア供試体，写真 7 に No.2 において杭軸方向で採取したコア供試体を示す。
写真 6 コア供試体（No.2：杭軸直角方向）

一軸圧縮試験の結果を図 14，表 6 に示す。No.1 でφ60mmのコア供試体は，荷重と圧縮量を測定できる試験機を用いたが，φ100mm のコア供試体は，荷重と圧縮量を測定できる試験機の載荷荷重限度を超えたため，最大荷重のみを測定する別試験機を用いた。
一 軸 圧 縮 強 さ は ， No.1 の 杭 軸 直 角 方 向 で 9.0 ～17.5N/mm2(8 本の供試体の平均 13.2 N/mm2，φ60mm の 5本の供試体の平均 14.0 N/mm2，φ100mm の 3 本の供試体の 平 均 11.9 N/mm2) ， No.2 の 杭 軸 直 角 方 向 5.8 ～写真 7 コア供試体（No.2：杭軸方向）

6620

杭の掘出し調査
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20①（礫混入率=29%）②（礫混入率=16%）③（礫混入率=23%）④（礫混入率=25%）⑤（礫混入率=36%）

杭軸直角方向では 24.7%，杭軸方向では 29.6%であった。
同種の杭でコア供試体を 1 本の杭から 5 本以上採取して一軸圧縮強さを測定した結果が，鋼管ソイルセメント杭 9)，2応力 (N/mm )15

一軸圧縮強さの変動係数は，No.1 では 20.0%，No.2 のφ60mmのコア供試体

プレボーリング杭 10)について報告されている。表 7 に既往

10の文献における同種の杭の一軸圧縮試験結果を示す。鋼管ソイルセメント杭は別現場の 3 本の杭の調査結果として，平均強度は 8.7～11.5N/mm2，変動係数は 9～18%と報告さ5れている。根固め液はいずれも水セメント比 W/C=60%，

礫混入率：供試体重量に対する4.75mm以上の礫分の含有割合

00.00.5

1.0
圧縮ひずみ (%)

1.5

根固め液の注入比率は現地土 1m3 あたり 0.6～1m3 である。
プレボーリング杭は 1 現場の 1 本の杭の調査結果として，2.0

平均強度は 36.5N/mm2，コア供試体の測定データから計算すると変動係数は 7%との結果が得られた。根固め液は水

図14 一軸圧縮試験の結果（No.1：応力～圧縮ひずみ関係）

セメント比 W/C=60%，根固め液の注入比率は現地土 1m3あたり 3m3 である。

表 6 一軸圧縮試験の結果
杭軸直角方向

今回のコア供試体の強度は，ほぼ同じ条件の根固め液を杭軸方向

平均

最小最大変動係数(%)

平均

最小最大変動係数
(%)

113.2

9.0

17.5

20.0－－－－2

11.2

5.8

16.1

24.7

10.9

5.0

15.5

29.6

No.

一軸圧縮強さ(N/ mm2)

一軸圧縮強さ(N/ mm2)用いた鋼管ソイルセメント杭の調査結果とほぼ等しいが，変動係数はやや大きい。変動係数が大きい理由として，鋼管ソイルセメント杭の根固め部の地盤は本杭とは異なり細粒分や大径の砂礫の少ない地盤であり，地盤条件による差と考えられる。プレボーリング杭の調査結果は，著しく強度も高く変動係数も小さいが，この理由として根固め液一軸圧縮試験後の供試体を粉砕して調査した結果，供試の注入比率の違いが支配的と考えられる。

体内に点在する礫の径は大きく，4.75mm 以上の礫分の含有割合は，施工前の現地土の割合（26%）に比べ、供試体

表 7 既往の文献における同種の杭の一軸圧縮試験の結果重量の 30%程度と高かった。本杭の場合，現地土と注入し施工方法たセメントミルクが均等に混合撹拌したと仮定すると，ソイルセメント重量に占める 4.75mm 以上の礫分重量の割合

鋼管ソイルセメント杭の計算値は約 14%であるので，できあがったソイルセメントには計算値よりもかなり多くの礫が混入していたこと

プレボーリング杭になる。また，掘出し作業によって根固め部と同様に損傷

現場
No.

平均一軸圧縮強さ(N/ mm2)

変動係数(%)

111.5

17.0

2

8.79.038.718.0

1

36.57.0などをできるだけ与えないように杭周部も掘出した。No.2

5. 先端支持力と根固め部のソイルセメントの強度の検討の掘出した杭周部を写真 8 に示す。写真 3 に示した根固め部の外周部の礫分の混入状況と比較すると，根固め部にかなり多くの礫が混入していたことがわかる。根固め部築造

今回の先端載荷試験で得られた先端支持力 Rp は，図 15の過程で大径の礫が沈降したためと考えられる。のように根固め部底面の先端地盤の支持力 Rp1 と根固め部の周面摩擦力 Rp2 の合計になる。
杭頭部側

ジャッキ
杭周部

Rｆ
R p 評価位置

Rp
根固め部

杭先端部側

R p2
R p=R p1+R p2

写真8 掘出した杭周部（No.2）

R p1
図15 先端支持力の伝達機構7621

今・他
地盤工学会ら

履歴を与え，その大きさは同種の杭の設計上の杭先端抵抗

図 16 は，鉛直荷重を受ける根固め部の極限状態で想定される破壊パターンである 11)。すなわち，杭の先端支持力力度 qd の最大レベルの値であった。

(根固め部上面で評価)は，①根固め部内での杭とソイルセ以下に，本研究により得られた知見をまとめる。

メントとの付着切れによるすべり，②根固め部のソイルセ①

掘出した根固め部の外周部及び内部の健全性調査

メントの破壊，③地盤の破壊(杭とソイルセメントは健全)から，現地土とセメントミルクの混合撹拌が均一に実の最も小さい値になる。今回の杭では掘出し調査により根施され，設計根固め部径を満足する根固め部が築造さ固め部の破壊などが見られなかったことから，先端支持力れていたことを確認した。

は③の地盤破壊によるものと判断される。

②

したがって，今回の試験条件（根固め部径と節部径の比外周部及び内部の健全性調査から，根固め部のソイルセメントには，剥離や亀裂などの損傷は見られなかが 1.36～1.41，節部外面からのソイルセメントの被り厚さったことを確認した。

が 90mm，根固め部の先端地盤の N 値が 50 以上）の下で③2

根固め部のソイルセメント強度は，平均で 10.9～は ， 根 固 め 部 の 強 度 は 10.9 ～ 13.2 N/mm （ 変 動 係 数13.2 N/mm2（変動係数 20~30%）であったが，今回の20~30%）で地盤から決まる極限支持力に対して根固め部

試験条件では地盤から決まる極限支持力に対して，根は健全であった。

固め部は健全であり，極限支持力時の破壊パターンは，節杭を用いたプレボーリング工法において根固め部の地盤破壊であることを確認した。

ソイルセメントに関する模型実験 2)と FEM 解析 12)が行わ

今後も同様なデータを蓄積することにより，先端支持力と根固め部の強度の関係などを明確にしていきたい。

れている。実験や解析の結果では，節杭から根固め部のソイルセメントに伝わる応力は最下端節部よりも下方に集中していた。そこで，掘出し杭の最下端節部よりも下方のどの損傷は見られなかった。また，最下端節部よりも下方のソイルセメント強度は，No.1 で平均 10.9N/mm2，No.2で平均 12.6N/mm2 であり，表 6 に示す根固め部全体の平均値とほぼ等しい結果であった。
①

付着切れ

②

根固め部破壊

③

地盤破壊

杭周部
ソイルセメント

杭周部
根固め部
ソイルセメント

根固め部

・杭体とソイルセメントの付着切れ ・杭体の破壊
・ソイルセメントのせん断強度不足 ・ソイルセメントの破壊

参 考 文 献小椋仁志，小松吾郎，真鍋雅夫，大島章，千種信之，細田豊，
須見光二，三村哲弘：既製杭のプレボーリング拡大根固め工法の拡大掘削径と鉛直支持力，GBRC，Vol.32，No.1，pp.10-21，
日本建築総合試験所，2007.
2) 木谷好伸，加藤洋一，桑原文夫：埋込み杭の拡大根固め球根の鉛直支持性能に関する模型実験（その2 節部を有する杭体の場合），日本建築学会構造系論文集，Vol.73，No.624，pp.267-273，
2008.
3) 石川一真，伊藤淳志，永井雅，小椋仁志，中野恵太：節杭を用いたプレボーリング拡大根固め工法の根固め部に関する模型実験(その3：根固め部の状況と先端面の支持力)，日本建築学会大会学術講演梗概集 B-1，pp.595-596，2008.
4) (財)土木研究センター：鋼管杭先端拡大根固め工法「Super KING工法」，建設技術審査証明報告書，pp.101-108，2007.
5) 塩坂英之，土屋富男，内田明彦，田屋裕司：高支持力埋込み杭の拡大根固め部の掘り出し調査，日本建築学会大会学術講演梗
概集 B-1，pp.605-606，2008.
6) (社)地盤工学会：地盤工学会基準 杭の鉛直載荷試験・同解説―第一回改訂版―，2002.
7) 桑原文夫：建築分野における高支持力杭の現状と課題, 基礎工，Vol.36，No.12，pp.2-6，2008.
8) 横幕清，白戸真大，中谷昌一：杭の鉛直支持力推定式の作成方
法の標準化とそれに基づく推定式の見直し, 土木技術資料，
Vol.51，No.5，2009.
9) 山田哲司，加津憲章，板垣浩三，吉田映：正逆回転撹拌翼により造成されたソイルセメント合成鋼管杭のソイルセメントの品質について，セメント系安定処理土に関するシンポジウム，地盤工学会，pp.111-116，1996.
10) 土屋富男，佐々木幸男，檜垣歩：細粒分を含む砂質土支持地盤に定着する高支持力埋込み杭の品質調査，日本建築学会大会学術講演梗概集 B-1，pp.591-592，2009.
11) 桑原文夫：既製コンクリート杭埋込み工法の現状と展望，基礎工，Vol.28，No.11，pp.2-5，2000.
12) 小椋仁志：節杭を用いたプレボーリング拡大根固め工法における根固め部強度の FEM による検討，日本建築学会大会学術講演
梗概集 B-1，pp.603-604，2008.
1)

ソイルセメントを確認したところ亀裂や節杭との剥離な・根固め部と地盤とのすべり・地盤の破壊

図16 想定される極限支持力の破壊パターン

6. まとめ本研究では，節杭を用いたプレボーリング工法により，施工した杭の先端載荷試験を行い，地盤の極限支持力まで載荷した後の杭を掘り出して，根固め部の杭の出来形，内部の健全性，ソイルセメントの強度などの調査を実施した。
今回の試験条件としては，根固め部を造成した地盤は N
値 50 以上の粘土混じり砂礫であり，礫や細粒分を多く含む地盤であった。根固め部径と節部径の比は 1.36～1.41 で，節部外面からのソイルセメントの被り厚さは 90mm であった。先端載荷試験では，第 2 限界先端抵抗力までの荷重8622(2010.6.30受付）(2010.
6. 30 受付)

杭の掘出し調査
地盤工学ジャーナル Vol. ??， No. ??， ???-???

Investigation of soil cement around nodular piles after pile-toe load test installed by
pre-boredpiling
methodInvestigation of soil cement aroundnodularpiles
after pile-toe load test installed by
pre-bored piling method

Hirohito KON1，Ei YOSHIDA1，Kazuhiro KABASAWA2，Goro KOMATSU1，3
4
Fumio KUWABARAandKomatsu
Makoto1KIMURA
Hirohito Kon1, Ei Yoshida1, Kazuhiro
Kabasawa2, Goro, Fumio Kuwabara3, Makoto Kimura4
Construction
Division,
Japan
Pile
Corporation
1 1 Construction
Division,
Japan
Pile
Corporation
Engineering
Division,
Japan
Pile
Corporation
2 2 Engineering
Division,
Japan
Pile
Corporation
Department
Architecture,
FacultyEngineering,
NipponInstitute
Technology
3 3 Departmentof ofArchitecture,
Facultyof ofEngineering,
NipponInstituteof ofTechnology
Society-Academia
Collaboration
Innovation,
Kyoto
University
4 4 Society-Academia
Collaboration
forforInnovation,
Kyoto
University

Abstract
Prebored piling method using nodular pile (precast concrete pile) consists of pitching the nodular pile into soil cement
formed by mixing and agitating cement slurry and soil. Formulae for estimating vertical bearing capacity determinedfrom the ground around the pile have been proposed based on the results of many loading tests. For vertical bearing
capacity to develop, the soil cement has to transmit the load acting on the nodular pile to the ground; thus, the qualityof soil cement (finished work quality, strength, etc) is a factor that affects the development of bearing capacity.
However, examples that directly verify the quality of the soil cement after the loading tests are few in number, andmany uncertain factors, such as the damage status of soil cement at ultimate bearing capacity, have not been clarified.
In order to clarify such uncertainties, investigations were carried out on two excavated piles after conducting loading
tests and confirming the bearing capacity. The results of the investigations showed that the soil cement around theexcavated piles was formed satisfactorily and was sound with no crack or damage even at the ultimate bearing
capacity.
Key words: nodular pile, prebored piling method, loading test, soil cement, vertical bearing capacity

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