Landslides - Journal of the Japan Landslide Society
Vol . 47, No . 4（ 2010 ）, July , pp . 177-190, Original article

アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響
Effect of surface friction around the free anchor length on clamping force
片山直樹ａ）ｂ）＊
Naoki KATAYAMA

Abstract
In ground anchors employed to prevent landslides, grout injected into and filling the free anchor length result in the peripheral
surface also adhering to the ground. On this account, a structure is realized whereby the frictional resistance of the peripheral
surface is expressed along the entire length of the anchor. The frictional resistance of the peripheral surface in the free anchor
length is not considered in the process of anchor design, but research has shown that the proportion borne by this frictional resistance is relatively large. For this reason, when the anchor is under tension, it is thought that upward stress is transmitted to theground via frictional resistance in the peripheral surface of the free anchor length. This interferes with the downward stress of
the reaction plate−in other words the clamping force−and it has been pointed out that there is a possibility that the clamping effect, which is one of the effects that the anchor suppresses landslides, is thereby diminished. This research used full-scale anchor
experiments, experiments with models, and numerical experiments to compare the in-ground stress accompanying tension in two
anchor types（one with frictional resistance along the peripheral surface of the free anchor length and one without）. The findings
for the anchor with frictional resistance along the peripheral surface of the free anchor length indicated that the clamping force
was reduced and transmitted relatively deeper. From this fact, frictional resistance along the peripheral surface of the free anchor
length is presumed to be a factor that hinders transmission of the clamping force.
Key words : ground anchor, free anchor length, surface friction resistance, in-ground stress, clamping force
和文要旨
地すべり対策として用いられるグラウンドアンカーでは，自由長部になされるグラウトの充填注入により，その周面も地盤と付着するため，アンカー全長にわたり周面摩擦抵抗が発現する構造となる。アンカー設計上は，自由長部の周面摩擦抵抗は考慮していないが，その摩擦抵抗が負担する割合は比較的大きいことがこれまでの研究で示されている。このため，アンカー緊張時には自由長部の周面摩擦抵抗を介し，上向きの応力が地盤に伝達されるものと思われ，これが受圧板による下向きの応力，すなわち締付け力と干渉することで，アンカーの地すべり抑止効果の一つである締付け効果が低減される可能性が指摘される。そこで本研究では，アンカーの実大実験，模型実験および数値実験により，自由長部の周面摩擦抵抗の有無による２種類のアンカーについて，緊張に伴う地盤内応力を比較した。その結果，自由長部の周面摩擦抵抗が存在するアンカーは，相対的に締付け力が低減され深部に伝達することが示された。このことから自由長部の周面摩擦抵抗は，締付け力の伝達を阻害する要因となるものと推定した。
キーワード：グラウンドアンカー，アンカー自由長，周面摩擦抵抗，地盤内応力，締付け力

め，アンカー設計時には，引抜き試験結果による から

１．はじめに
地すべり対策工としてのグラウンドアンカー（以下，

必要なアンカー体長・径が決定され，自由長部に発現すアンカーとする）は，大別してアンカー頭部，引っ張りる周面摩擦抵抗（以下， とする）は設計上考慮されて部（自由長部），アンカー体部の３つの基本要素に分けいないのが現状である。

られる。このうち自由長部には，防食機能の増加と孔壁しかしながら，実際的には がアンカー緊張力に対し周辺地盤の緩み防止を主な目的としたグラウトの充填注抵抗力として働いていることは十分に考えられることか入が行われる１）。これにより，アンカー体部と自由長部ら， はアンカー引抜けに対する安全率的な役割を担っには一連のグラウトによる柱体が形成され，アンカー全ており，引抜け事故が予防されている可能性もある。

長にわたり周面が地盤と付着することになる。

自由長部周面に発現する は，周辺地盤の状態にもよ

一般的な施工では，アンカー体部でのグラウトの加圧るが，決して小さくはないことがこれまでの研究によっ

注入と自由長部での充填注入は連続的に行われるため，て報告されている。アンカー打設地盤の周辺を掘削し，アンカー頭部の緊張時にはアンカー体のみならず自由長

アンカーへの影響を調査した研究２）によると，アンカー部においても周面摩擦抵抗が発現することは明らかであ体部を完全に露出させた場合でも，完全な引抜けには至らず，緊張力の約半分（３８４．
２kN）を が負担しているる。
一方，アンカー体の周面摩擦抵抗（以下， とする）

ことが示されている。また，アンカーの引張材であるテを最終的に決定する際に引抜き試験を行うが，この場合，ンドンからグラウトへの応力伝達機構に関する研究３）で

１）

自由長部のグラウトの充填注入は実施しない 。このたは，自由長部グラウト内に大きな圧縮ひずみが発生していることから，自由長部周面にも比較的高い周面摩擦抵＊ 連絡著者／corresponding authorａ）株式会社日本海技術コンサルタンツ
Nihonkai Technical Consultants CO., Ltd４０
３ 島根県松江市宍道町西来待２５
７０―１
〒６
９
９―０
３, Japan２５
７０―１Nishikimachi, Shinji―cho, Matsue―City, Shimane Prefecture,６９９―０４０ｂ）山口大学大学院

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抗が発現していることが示されている。
一方，アンカー引抜き時の周面摩擦抵抗に関する模型
実験４）においても，自由長部でもアンカー体部と同じよ３

片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

うに周面摩擦抵抗が作用していることが確認されている。

入を行ったものと，充填注入を行わないものの２種類の

これらのアンカーの実大実験および模型実験により，

実大アンカーを地盤に打設し，アンカー緊張時のテンド

自由長部にも周面摩擦抵抗が発現することや，その負担

ン拘束具，グラウト，地盤内部のひずみ測定を行った。

割合が比較的大きいことが明らかにされている。

図−１に実験概要を示す。

ここで，受圧板に比較的近い自由長部においても周面実験地は，新第三系の泥岩が分布する地区であり，同摩擦抵抗が発現することによる，アンカー機能上の問題

質岩による盛土（N＝４〜１０程度）が上位を５m程度覆っ点が指摘される。アンカー緊張時の地盤内部には，周面ている箇所である。また，泥岩層は上位５m程度までは摩擦抵抗により周辺地盤に伝達される上向きの応力と，風化帯（N＝２０〜４０程度）が分布する。泥岩は全体的に受圧板から伝達される下向きの応力が発生する。このと塊状無層理な状態であり，概ね均質な地盤状態である。

き，受圧板に近い位置，すなわち自由長部において になお，地表面からGL−１０m付近より現れる泥岩新鮮部

よる上向きの応力伝達が周辺地盤になされた場合，受圧（N≧５０）においてアンカー引抜き試験を行った結果，板からの締付け力が地盤深部へ伝達されるのを阻害され

＝０．
５０MN／m２の結果を得た。

る恐れがある。また， の存在により，受圧板の締付け

２．
２ 実験方法力を期待する上で必要な，周辺地盤の適正な変位が生じ

２．
２．
１ アンカーの打設難くなる可能性も考えられる。つまり，受圧板の締付け

アンカーの打設方向は鉛直下向きとし，充填注入の有に伴う地盤の変位が により妨げられ，締付け力はアン

無により２種類のアンカーを打設した。以下，充填注入

カーグラウトを下に押し込む作用に変換される可能性がを行わないアン カ ー をCase−１，
充填注入を行うアン

示唆される。これは，基礎杭の周辺地盤沈下に伴うネガカーをCase−２とする。

ティブフリクションと同じメカニズムの問題と考えられる。

実験に供するアンカーは摩擦圧縮型アンカーを用い，アンカー自由長１０．
０m，アンカー体長３．
０mとした。

しかしながら，このような がアンカーの効果に及ぼ削孔はロータリーパーカッション式削孔機を使用し，す影響についてはほとんど注目されておらず，現状では削孔径 φ１１５mmとした。削孔後，入念な孔内洗浄を行アンカーの設計にも考慮されていない。
現行のアンカー設計では，アンカー力の１
０
０％がすべい，テンドン挿入およびグラウト（普通セメントW ／C＝５０％）の注入を行った。

り面に作用する前提に立ち，「締付け効果」と「引止めアンカー体部にはケーシング加圧による加圧注入を効果」の２つの概念が考慮されている。このうち「締付行った。より確実なアンカー体造成のために，アンカー

け効果」はすべり面に対する垂直力を増大させ，せん断抵抗力を増加させる概念であるため，設計アンカー力を左右する要因となり，その評価についてはより的確性が求められる。しかし，受圧板から伝達されるアンカー力
が地盤内部で分散し，すべり面へ伝わる応力度が減少す
ることは明らかであり，設計思想と実際現象の乖離が指摘されている５）。このため，最近では模型実験や有限要素法（以下，FEMとする）などを利用した数値実験による研究６）〜８）がなされているが，これらにおいても の影響を考慮したものは認められない。
そこで本研究では， が締付け力に及ぼす影響を評価することを目的とし，実地盤に打設した実大アンカーと，２種類のモデル地盤を対象とした模型アンカーについて，自由長部に周面摩擦抵抗がある場合と無い場合の２種類のアンカーを緊張した際の地盤内部のひずみ分布を測定し，応力伝達状況を比較した。さらに，FEMによる数値実験も行い，これらの実験結果から，がアンカーの地すべり抑止効果の一つである締付け効果へ及ぼす影響を考察した。なお，本論文では応力の圧縮側を正としている。
２．アンカー実大実験
２．
１ 実験概要アンカー実大実験では，自由長部にグラウトの充填注

４

図−１ アンカー実大実験概要図
Fig．
１ Experiment summary by the full-scale anchor

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片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

kN，５００kNである。また，荷重保持時間は新規荷重段
階で１０分間，履歴荷重段階で２分間を標準とした。
ひずみの測定は，各荷重段階における荷重保持時間の開始と終わりで測定した。ただし，結果比較に用いるひずみは，各サイクルにおける新規荷重１０分保持後の値を用いている。
２．
３ 実験結果と考察
２．
３．
１ 地盤内部のひずみ分布
各載荷段階における地盤内部のひずみ分布状況を図−３および図−４に示す。図−３はパイプ式ひずみ計に貼付したひずみゲージから測定した地盤応力の水平成分に

よるひずみ（以下， とする）を示し，図−４は塩化ビ
ニル板に貼付したひずみゲージから測定した地盤応力の

鉛直成分によるひずみ（以下， とする）を示したものである。



なお， はアンカーを基準軸とし，外側へ向かう方向
を圧縮方向，内側へ向かう方向を引張方向とした。
図−２ ひずみゲージ設置箇所詳細図
Fig．
２ Detail of the setting points of strain gauges

ひずみの水平成分

Case−１では全体的に地表面付近で荷重増加に伴うひずみの累積増加が認められた。観測孔P−１，P−２に

体長３．
０mに対し，１．
５m毎に２回に分けて加圧注入をおいて，ひずみゲージS１
３が圧縮方向に最も大きく，そ行っている。その後，充填注入を行い，Case−１のアの下位のS１２がそれに次いで大きい値を示しており，受ンカーについては自由長部のグラウトを排出し，自由長

圧板の締付けによる地盤内部応力の側方向への伝達が伺部周面に摩擦抵抗が生じない構造とした。

える性状を示している。



なお，このアンカーの極限引抜き力（ ）は５
４
１．
７kN，



テンドンの降伏点荷重（ ）は６０
８kNである。

また，P−１ではアンカー体直近のS２〜S４において，
S４をピークとした引張方向へのひずみの累積が認めら

２．
２．
２ ひずみゲージの設置れる。これはアンカー体の引抜き抵抗が を介して周辺

地盤内部のひずみ測定は，地すべり調査で一般的に用地盤に生じ，発生した引張応力による弾性的な地盤挙動

いられるパイプ式ひずみ計を用い，アンカーの緊張に伴を捉えたものと考えられ，既往研究９）による摩擦圧縮型

う地盤の水平方向へのひずみを測定した。また，ひずみ

アンカーのアンカー体周辺地盤の応力状態と調和的な結ゲージを貼付した塩化ビニル板（長さ１００mm，幅３０mm，果である。

厚さ３mm）をパイプ式ひずみ計に取り付け，地盤の鉛
直方向のひずみも測定できる構造とした。

Case−２でも，地表面付近での圧縮方向へのひずみの累積が顕著であり，Case−１と同様な応力状況下に観測孔の周囲はベントナイトを配合した貧配合のセメあることが伺える。なお，P−５のS１
３では５
０
０kN載 荷ントミルク（一軸圧縮強さqu≒１MN／m２）で充填し，時にひずみ方向が反転している現象がみられるが，地盤

周囲の地盤との力学的強度の連続性をもたせるように努もしくは観測孔充填材の局所的な破壊に伴う応力開放のめた。

影響と考えられる。

アンカーには，テンドン拘束具に４箇所ひずみゲージ

地盤の不均質性を考慮すると単純には比較できないが，を貼付し，拘束具の軸ひずみを測定した。また，アンカー

ひずみ量としてはCase−１の方が全体的に大きく，比体および自由長部のグラウト充填部分にはモールドゲー

較的低い荷重段階で深部までひずみが到達していること

ジを配置し，グラウト内に発生するひずみを測定した。

から判断すると，Case−１の方が高い締付け力を発揮

各ひずみゲージの設置位置については前出図−１に示し，設置箇所の詳細を図−２に示す。
２．
２．
３ 実験方法していると考えられる。

 ひずみの鉛直成分

Case−１では，アンカー直近の観測孔P−１において，打設した２種類のアンカーについて多サイクル確認試

全体にわたって顕著なひずみの変化が認められた。低荷験を行い，各荷重段階におけるアンカーおよび周辺地盤

重段階においては，S１２〜S１３に下向きの応力状態を示に設置したひずみゲージのひずみを測定した。

すひずみの累積が認められるが，荷重段階が２３０kNを越多サイクル確認試験は初期荷重を５０kNとし，計画最えた辺りから，ひずみの累積方向が反転する現象がみら

大荷重である５００kNまでを６サイクルとした。各サイクれる。一方で，その下位のS９〜S１
０では一貫して下向ルでの新規荷重は１
０
０kN，１
６
０kN，２
３
０kN，３
１
０kN，４
０
０

きの応力状態を示すひずみの累積を示している。

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片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

図−３ 地盤の水平ひずみ分布
Fig．
３ Horizontal strain distribution of the ground

前述した のひずみ分布を考慮すると，S１
２〜S１
３にみられたひずみ方向の反転は，受圧板による締付け力の増

図−４ 地盤の鉛直ひずみ分布
Fig．
４ Vertical strain distribution of the ground

位置しているため，アンカー体からの上向きの応力による地盤のひずみを捉えたものと考えられる。

加に伴い地表付近でパイプが水平方向に大きく変形し，

一方Case−２では，全体的にあまりひずみが認めら

その影響でパイプに設置した塩化ビニル板も追従して変れない結果となった。最もひずみが表れたP−５におい

形したことが要因と推察される。なお，P−１のS１
１にては，地表面下２mまでの範囲に顕著なひずみが認めらついては荷重段階に関わらずひずみが測定されず，ゲー

れたが，Case−１とは異なりアンカー体周辺においてジに不具合があったものと考えられる。

はひずみが認められない。なお，P−５のS１３のひずみ

また，アンカー体周辺地盤のひずみゲージでは，P−累積方向が上向きとなっていることについては，Case

１のS２とS５で上向き，S３とS４で下向きの応力状態−１と同じく，地表付近のパイプの変形が影響しているを示すひずみが測定された。地盤が弾性状態である場合，可能性が考えられる。

アンカー体の上方への変位に伴い，周辺地盤には を介

以上の結果から，Case−１では地表面下５m付近までして上向きの応力が発生する。このことを考慮すると，受圧板から下向きの圧縮応力が伝達され，加えてアンS３とS４のひずみは別の要因が影響した可能性が考え

カー体周辺では を介した引張応力が作用していると判られる。

断される。また，アンカー体上端部よりやや上部の周辺

前述の のひずみ分布から，S２〜S４においては載荷に伴う引張ひずみが測定されており，地盤とともにひず

地盤については，アンカー体から伝達された上向きの圧縮応力が作用していると判断される。

み計がアンカー側に引張られた状況にあることが考えら

一方，Case−２では地表面下３m付近まで受圧板かられた。このため，S３〜S４においても地表付近同様，

下向きの圧縮応力が伝達されているが，その大きさは水平方向の変位に影響を受けた可能性が考えられる。

Case−１よりも小さいと考えられる。また，それ以深

ただし，S５についてはアンカー体上端部よりも上に

６の地盤に大きなひずみが分布しないことから，アンカー

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片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

周面から地盤へ伝達される応力は小さいことが示された。
２．
３．
２ テンドン拘束具軸力分布
テンドン拘束具のひずみから換算した軸力分布を図−５に示す。
いずれのケースも先端部で大きな圧縮力が発生しており，摩擦圧縮型アンカーの性状を表している。ケースによる軸力分布の差は極めて少なく，アンカー緊張時における拘束具からアンカー体への応力伝達状況は同等であったことを示している。

図−５ テンドン拘束具軸力分布
Fig．
５ Axial force distribution of the anchor restraint

２．
３．
３ グラウト内の圧縮力分布
アンカー体および自由長部におけるグラウトに設置したモールドゲージからは全てにおいて圧縮側のひずみが測定された。ひずみから換算した圧縮力の分布を図−６に示す。
アンカー体におけるグラウト内の圧縮力は，載荷荷重
４００kNまではCase−１の方が相対的に高いものの，荷重増加に伴う圧縮力の増加割合においてはCase−２の方が大きい傾向にあり，最大荷重である５００kN載荷時ではCase−２の方が高い圧縮力を示す結果となった。
また，Case−２の自由長部中央のモールドゲージM５に着目すると，アンカー体とは対照的に，低い荷重段階から比較的大きな圧縮力が発生しており，
１
６
０kN載荷

図−６ グラウト圧縮力分布
Fig．
６ Compression force distribution of the grout

時にはアンカー体グラウトと同等の圧縮力が発生しているが，そこで圧縮力の増加は頭打ちとなっている。
これらのことから，Case−２の周面摩擦抵抗は，低い荷重段階ではτFが負担する摩擦抵抗が大きい傾向にのひずみ計にて行った。図−７にアンカー模型実験の概要を示す。
実験に供した地盤材は，全体的に均質な１層モデルと，あり，載荷荷重の増加に伴い摩擦抵抗の負担割合が深部

アンカー体設置地盤の強度が高い２層モデルの２種類とほど大きくなった状況を示すものと考えられる。すなわ

し，それぞれのモデル地盤で がある場合とない場合でち，荷重段階が上がるに従い，周面摩擦抵抗の主要な発現

２種類，計４種類の実験を行っている。実験ケースの一位置が浅部から深部へと遷移する性状であったといえる。

覧を表−１に示す。

なお，低い荷重段階からM５で大きな圧縮力が働いた

３．
２ 実験方法要因としては，この深度付近が盛土層と泥岩との層境界

３．
２．
１ ひずみ計の作製付近であることを考慮すると，ルーズな盛土からの側圧

ひずみ計は，長さ６２０mmの塩化ビニル製角パイプ（断を強く受け摩擦抵抗が大きくなった影響が考えられる。

面寸法４
０×３
０mm）の内部に三軸ひずみゲージを貼付したものを用いた。

３．アンカー模型実験

ひずみゲージは，深度方向に７５mm間隔で貼付し，１本

３．
１ 実験概要あたり８箇所のひずみゲージを貼り付けた。ひずみ計は，アンカー模型実験は，アンカーを無限大の直径をもつ

ゲージコードをパイプ内に通した内管型とし，充填するものとした２次元平面ひずみ問題と考え，高さ６００mm，

地盤材に疎密が生じ難い構造とした。

幅５５０mm，奥行き１００mmの鋼製の実験土槽を用いて行っひずみ計内部にはシリコン材を充填し，角パイプのね

た。なお既往研究により，模型アンカーの３次元円筒形

じれに対する剛性を高め，全体的に均一な挙動をするよ

モデルと２次元的平面ひずみモデルでは，引抜き量と引うにした。また，ひずみ計の表面には，＃８０のサンドペー

１０）

抜き抵抗力の関係に同様の傾向が認められている 。しパーで十分な粗面加工を施し，地盤材との付着性・連続たがって，本研究では３次元的なアンカーが周辺地盤に性を高めるように努めた。

及ぼす影響を，簡便な平面的ひずみ問題として近似的に

３．
２．
２ 模型地盤の作製評価できるものとした。

実験土槽の内面には，シリコングリスを塗布し，その模型実験は，島根県産来待砂岩粉体を主体とした人工上に厚さ０．
１mmのフィルムをかぶせ，地盤材と土槽内地盤に打設したアンカーを引張り，その時のアンカーお面との摩擦を極力低くする構造とした。これにより，ア

よび地盤内部のひずみを測定することで実験を行った。

ンカーの緊張力や受圧板の締付け力などと比べ，土槽内

地盤内部のひずみ測定は，地盤材打設時に埋設した３本面との境界で発生する摩擦力は十分小さいものと考えら

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表−１ 実験ケース一覧表
Table．
１ Experiment cases list

図−７ アンカー模型実験概要
Fig．
７ Experiment summary by the model anchorれる。このため，本研究では土槽内面の摩擦は考慮していない。
土槽内部にひずみ計を３箇所に設置し，また，
アンカー打設箇所にはボイド管として角パイプ（長さ６
２
０mm，
幅５
０mm，奥行き１００mm）を設置し，地盤材を打設した。
地盤材は，島根県産来待砂岩粉体と普通セメントおよ

図−８ 模型アンカーの構造
Fig．
８ Structure of the model anchor

び水を質量比３：２：２で配合した貧配合ソイルセメン
トを用いた。ただし，２層モデルのアンカー体設置地盤に／m２程度であり，２層モデルのアンカー体設置地盤につついては，普通セメントに代わり早強セメントを用い，

いては ＝１
０MN／m２，E50＝６０
０MN／m２程度であった。

強度が高い地盤条件を想定したモデルとしている。また，

３．
２．
３ アンカーの打設

養生後の体積収縮を抑え，ひずみ計と地盤材との密着性

図−８に実験に供用した模型アンカーの詳細な構造をを保つために膨張材を添加している。

示す。アンカーテンドンとして， φ ８mmのステンレス

なお，地盤材に来待砂岩粉体を混合させることで，軟製ネジ材を２本用いた。テンドンの先端には φ２６mmの岩に近い強度をもち，均質かつ等方的な性質の人工軟岩

支圧板およびM８ナットを取り付けており，摩擦圧縮型

が，少ない単位水量で作製できることから，ブリージン

アンカーと同様な構造とした。また，支圧板より上部のグの発生を大幅に抑えることができ，良好な人工地盤を

テンドンにはポリプロピレン製のシース材を被せグラウ

作製することができる。

トとの付着を防ぎ，アンカー頭部での緊張力がテンドン

地盤材打設１日後に，アンカー打設箇所のボイド管を抜き，アンカーを打設し３日間養生した。このため，地盤材の養生日数は４日としている。
テストピースによる要素試験より，１層モデルの地盤材は一軸圧縮強さ ＝６MN／m２，弾性係数E50＝５
０
０MN

８

先端部まで直接届く構造としている。
２本のテンドンの間には，モールドゲージを深度方向に７５mm間隔で計８箇所に設置し，アンカー緊張時におけるグラウト内のひずみ測定も行った。
グラウトは一般的なアンカーと同じく普通セメントを

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片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

用い，水セメント比は５０％とした。また付着性向上のたれらの応力の境界線は，受圧板およびアンカー体それぞめ，地盤材と同様に膨張材を添加した。ただし，通常のれに起因する応力の伝播範囲を示すものと考えられ，概アンカーではアンカー体部にグラウトの加圧注入を行う

ね４
５度の広がりであることがわかる。この圧縮と引張のが，本模型実験では加圧注入は行っていない。

応力状態の境界部は，地盤破壊の危険性が高いせん断帯

自由長部周面摩擦を除去する場合については，自由長が形成されつつある部分と考えられる。ただし，今回の部地盤のアンカー側内壁にシリコングリスを塗布し，さ模型実験においては，いずれのケースでも地盤破壊は認らに厚さ０．
１mmのフィルムをかぶせた上でグラウトのめられず，アンカーと地盤との摩擦切れにより実験を終打設を行った。

えている。

３．
２．
４ 実験方法対照的にCase−２
３は，低荷重段階における地盤内の模型実験は，
１サイクルの引抜き試験とした。荷重段階

応力変化が小さく，
１
５kN程度の荷重から地盤内の応力変は，１段階につき０．
４
９kNもしくは０．
９８kNとし，アンカー化が明瞭に認められた。載荷荷重１４．
７kN時の応力分布の引抜けが確認できるまで単調載荷を行った。また，各は，受圧板直下付近とアンカー体付近にやや高い圧縮応

荷重段階における荷重保持時間は２分間を標準とし，ひ力が作用しているが，その大きさはCase−１
３よりもかずみの測定は，各荷重保持時間経過後に測定した。

なり小さいことがわかる。

３．
３ 実験結果と考察

アンカー引抜け直前の２９．
４kN載荷時には，アンカー

３．
３．
１ 地盤内応力分布体下端付近に高い圧縮応力が認められたが，その主応力方向が水平に近いことから，局所的な地盤破壊に伴った

１層モデル
１層モデルの模型実験は， の有無により各３回ずつ，応力方向の変化が現れたものと考えられる。

計６回の実験を行った。表−１に示した実験ケースのうなお，ひずみ計P−２などで受圧板直下よりもその下

ち，代表としてCase−１
３とCase−２３について，地盤内位の応力が高くなっている場合が認められたが，これは部の最大主応力分布を図−９に示す。なお，ひずみ計P

ひずみ計上端部は地盤材との付着長が短いために付着性−１については，地盤内部の応力分布に対称性があるもが悪く，地盤のひずみがひずみ計に伝達され難かったこのと考え，アンカーを中心軸とし位置の反転を行っていとによるものと考えられる。
以上のように，１層モデルでのアンカー模型実験の結る。
地盤内応力は，設置した各ひずみゲージから導かれた果から， が無いアンカーについては，アンカー緊張に最大主ひずみに，地盤材の弾性係数E５０を乗じ応力とし伴う地盤内応力の状態から，受圧板による下向きの圧縮たものであり，測定点間は平均により補完している。な

応力に加え，アンカー体から伝達される上向きの圧縮応

お，応力算出にあたり，ひずみ計は地盤材に対し十分軟力が作用し，その間の地盤が圧縮される状態となること

らかい強度であるため，埋設したひずみ計は周囲の地盤が示された。

と同じ挙動をするものと考え，地盤材のE５０を用いた。
図−９より，各ケースの地盤内応力分布を比較すると，

これに対し， があるアンカーについては，アンカー
緊張に伴う地盤内応力の変化が比較的少ない特徴がみら

地盤内の応力分布は，初期の荷重段階から，各ケースでれ，受圧板からの締付け力が地盤深部まで効果的に伝達

地盤内に発生する応力状況に大きな差異が認められる結されていない状況が示された。

果となった。Case−１３については，低荷重段階から比較的大きな圧縮応力がアンカー周辺に作用している状況

 ２層モデルアンカー体設置地盤と自由長部地盤との間に強度差がが認められ，荷重段階が上がるに従い，その特徴が顕著ある場合の地盤内応力分布を調べるために，２層モデルににみられるようになった。圧縮応力の作用範囲が受圧板よるアンカー模型実験を行った。図−１０に，Case−１４

直下からアンカー体上端付近までのアンカー周辺であるとCase−２４における地盤内部の最大主応力分布を示す。

ことと，その主応力方向から判断すると，受圧板の締付けによる下向きの応力と，アンカー体の引抜き抵抗に伴




２
２．
１kNと１層モデルの１．
２〜１．
７倍，Case−２
４では＝なお，極限引抜き力 については，Case−１
４では ＝う上向きの応力により，その間の地盤が圧縮された状態

３
１．
９kNと１層モデルの１．
１〜１．
３倍であり，が無いケーを表しているものと考えられる。

スの方が の増大が著しかった。

一方，アンカー体設置地盤においては，主に引張応力

Case−１
４の地盤内応力分布からは，１層モデル同様，が働いていることが認められる。このことは，アンカー

低荷重段階からアンカー周辺に圧縮応力が作用している

体周面は地盤と十分に付着しており，アンカーへの導入状況が観察され，載荷荷重の増加に伴い，その強さおよ力が地盤に伝達され，その抵抗力としての引張応力が地び作用範囲が広がる傾向が認められた。また，
１層モデル

盤に作用している状況を示している。

と同様に，圧縮応力の作用範囲の外側には引張応力が作アンカーから最も離れたひずみ計P−３の中段部（ひ用しており，周辺地盤がアンカー体の引上げに抵抗してずみゲージS４〜S６）には圧縮応力が集中しており，いる応力状況であることが伺える。ただし，Case−１３

その上下には引張応力が分布する特徴が認められた。こと比較すると，引張応力の大きさが小さく，作用範囲もJ. of the Jpn. Landslide Soc., Vol.47, No.4

183 (2010)９片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

図−９ 地盤内部の最大主応力分布（１層モデル）
Fig．
９ Maximum principal stress distribution of the ground（One-layer model）

図−１
０ 地盤内部の最大主応力分布（２層モデル）
Fig．
１
０ Maximum principal stress distribution of the ground（Two-layer model）

１０

J. of the Jpn. Landslide Soc., Vol.47, No.4

184 (2010)

片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

狭い特徴がみられることから，アンカー体設置地盤の強度が上がったことによる影響を表していると考えられる。
したがって，アンカー体から伝達される上向きの応力が，Case−１３よりも低減されているものと考えられる。
このため，自由長部地盤には受圧板からの締付け力が優勢に作用し，その結果，ひずみ計P−２の最大主応力方向が全体的に鉛直方向となったものと考えられる。また，
このことからも，Case−１３において自由長部地盤で発生した圧縮応力は，アンカー体から伝達された上向きの応力の影響を強く受けていたものと判断できる。
Case−２４については，載荷荷重１５kN程度までは，地盤内の応力変化が小さく，１層モデルと同様の傾向が認められた。しかし，載荷荷重１９kNあたりから２層の地盤材の層境界付近における引張応力の発生が認められ，地盤材が層境界で分断されつつある状況を示している。これは， の影響により，自由長部地盤が引上げられている状況であると考えられ，受圧板から下向きに伝達される応力が，層境界（地すべりの場合はすべり面）に対し，締付け力として有効に作用していないことを表している。
このことから，地盤内に地層境界やすべり面などの力
学的不連続面が存在する場合，の影響により，アンカーの緊張力が不連続面で地盤を分断する力として作用し，効果的な締付け力の伝達がなされない可能性が示唆される。
３．
３．
２ グラウト内の応力分布
図−１１に，１層モデル，２層モデルの各代表ケースにお図−１
１ グラウト内部の応力分布
Fig．
１
１ Stress distribution of the grout

ける，荷重段階ごとのグラウト内部の応力分布を示す。
なお，図の応力は，モールドゲージにより得られたひず
みに，グラウトの弾性係数E50を乗じ応力としたものであり，圧縮側を正とする。
全体的に，アンカー体下端部の圧縮応力が高く，摩擦    ……………………………………

圧縮型アンカーの特徴が認められた。Case−１
３および１層モデルであるCase−２
３は， に対して が比較

Case−１４は，自由長部の圧縮応力がほぼゼロであるこ

的大きいことから， の摩擦負担割合は ＝０．
４
８と高とから が発現しておらず，一方，自由長部にも圧縮応く，アンカー体とほぼ同じ割合となることがわかる。一

力が作用するCase−２
３およびCase−２
４では が発現し方，２層モデルであるCase−２
４は， ＝０．
２
６と大幅に低ていることがわかる。なお，今回の模型実験で行った全下する。これは，図−１１に示すとおりCase−２
３とCaseてのケースにおいて，載荷荷重の増加に伴った各深度で−２
４で に大きな差異が認められず も同等であったとの応力増加割合はほぼ一定であり，荷重段階による周面考えられることから，アンカー体設置地盤の高強度化に

摩擦抵抗の負担割合の深度遷移は認められなかった。

伴った の増大が大きく影響した結果といえる。

本模型実験におけるアンカー表面積は深度によらず一これらの比較により，アンカー体設置地盤と自由長部定であることから，グラウト内に発生する圧縮応力と周地盤の強度差が に大きな影響を及ぼすことが示され

面摩擦抵抗は比例関係にあると考えることができる。こた。したがって岩盤斜面のように，地盤の強度差があまのため， があるケースについて，アンカー全体の周面り無い地盤条件に打設されたアンカーにおいては， 

摩擦抵抗に対する の摩擦負担割合（以下， とする）

が大きくなることが予想され， を考慮したアンカーのを，グラウト内の応力状態から間接的に求めることがで設計を行う必要があると考えられる。

きる。

ただし，本模型実験ではアンカー体への加圧注入を

ここで，自由長部におけるグラウト内応力を ，ア

行っていない。一般的に，加圧注入により が増大する

ンカー体部のものを とすると，摩擦負担割合 は式ことがわかっており，モデル地盤を用いた加圧注入の影響を評価した研究１１）では，均質な地盤においては加圧注によって導かれる。

入によるグラウトの高強度化により， が概ね１．
５倍となることが示されている。

J. of the Jpn. Landslide Soc., Vol.47, No.4

185 (2010)１
１

片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

このことを考慮し，今回の模型実験結果における を１．
５倍として を再計算 す る と，Case−２
３で は ＝０．
３
８，Case−２４では ＝０．
１９となり，その割合は減る

ものの，厳密に を決定する上では決して無視できな
い割合であると考えられる。特に自由長部が長いアンカーの場合は，その影響を大きく受けることが予想され，



より正確な の算出および経済的なアンカーの設計においては， を考慮する必要があると考えられる。
４．アンカー数値実験
４．
１ 実験概要
アンカー模型実験結果から， が無いケースの方が自
由長部地盤に高い圧縮応力が作用することが明らかとなった。ただし，この圧縮応力は受圧板からの締付け力に加え，アンカー体から伝達される上向きの応力が作用した結果，自由長部地盤が上下からの圧縮を受けた影響である可能性が考えられる。
一方， があるケースについては，周辺地盤の応力変化が小さく，受圧板からの締付け力も地盤深部まで伝達されていない状況が確認された。
各ケースにおける地盤内応力伝達機構の違いを検討するために，FEMによる数値実験を行った。
数値実験として，まず１層モデルでの模型実験について再現解析を行い，モデルの妥当性を検討した後，受圧
図−１２ 有限要素メッシュ
Fig．
１
２ Finite element mesh

板中央直下における地盤の鉛直応力分布に加え，アンカー周面要素のせん断応力分布から，アンカー緊張時の地盤内応力状況の比較を行った。また，地すべりのよう境界条件は，側面については各側面と直交する方向へに自由長部地盤がより軟質な場合を想定したモデルにつの変位を拘束し，底面については鉛直上方への変位のみいてもFEM解析を行い， の影響を考察した。

を許す条件とした。載荷荷重は，アンカー下端に上向き

４．
２ 再現解析

の荷重として与え，その反力を受圧板表面に等分布荷重

４．
２．
１ 解析モデルとして与えた。１ステップ当りの載荷荷重は，０．
６kNと模型実験はアンカーを中心に左右対称で，奥行方向へした。

も対称性をもつことから，解析モデルはアンカーを中心

解析ケースは模型実験と同じく の有無により２パとした模型実験の半分の領域とし，奥行き方向へは１／ターンとし， が無い場合をCase−１A， がある場合

１０のモデル化を行った。有限要素メッシュを図−１
２に示をCase−２Aとする。

す。
解析は，３次元弾完全塑性有限要素解析とし，有限要素４．
２．
２ 材料定数の決定
各要素の材料定数を表−２に示す。地盤材の弾性係数

は２０節点６面体アイソパラメトリック要素を用い，積分および粘着力，単位体積重量については，模型実点（Gauss点）が８点の減退積分要素とした。また，構験時に測定した要素試験の値を参考に決定した。また，成則は，降伏規準をMohr−Coulomb式，塑性ポテンシャ

ポアソン比 は０．
３とし，静止土圧係数 については式

れが生じるため，本来はジョイント要素を用いることがより求めた 。
 ……………………………………………
 
アンカーおよび受圧板の破壊は考えず，およびは望ましいが，今回は簡単のため，周面要素として通常の十分高い値とした。また，自由長部およびアンカー体周

ソリッド要素を薄く配置することで摩擦切れを表現し面要素については，模型実験におけるグラウトの一軸圧

ルをDrucher−Prager式としたMC−DPモデルとした。
地盤材，アンカー，受圧板を構成する各要素は，全てソリッド要素としている。地盤とアンカー間には摩擦切

１
２）

１
３）

た 。ただし本数値実験では，アンカーが摩擦切れを生

縮強さquに加え，測定したグラウト内の応力分布を参考

じた時点までの地盤内応力分布を調べることに主眼を置に，数種の および を与え，要素毎に最も再現性の高いているため，要素タイプの違いによる影響はほとんどい値を採用した。Case−１Aにおける自由長部周面要素

ないものと考えられる。

については， および を極めて小さい値としている。

１
２









J. of the Jpn. Landslide Soc., Vol.47, No.4

186 (2010)

片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

表−２ 材料定数一覧
Table２ List of material constants

なお，本研究におけるFEM解析では，内部摩擦角およびダイレイタンシー角は考慮していない。
４．
２．
３ 解析結果

再現解析の結果，Case−１Aの極限引抜き力は ＝２２．
２kN，Case−２Aは ＝３３．
５kNとなり，概ね模型実

験結果に近い を示す結果が得られた。
図−１
３に，FEM解析による１５．
６kN載荷時における地盤内部の最大主応力分布を示す。最大主応力の分布には，
既出図−９に示した模型実験結果と同様な傾向が認められ，全体的な再現性は良好と考えられる。
局所的な再現性を検討するために，受圧板下部地盤における鉛直応力の比較を行った。図−１４および図−１５に，

図−１３ 地盤内部の最大主応力分布（荷重：１
５．
６kN）
Fig．
１
３ Maximum principal stress distribution of theground（Load：１
５．
６kN）

行ったものである。

模型実験でのひずみ計P−１の各ひずみゲージ位置にお解析結果より， が地盤内に伝達される大きさは，基ける，載荷荷重に伴う鉛直応力 の応力経路を示す。

準値よりもCase−１Aで高くCase−２Aで低い傾向が示

の有無に関わらず，全体的には高い再現性が認められる結果といえる。ただし， があるケースのS８に関された。
Case−１Aでは，地盤材表面からGL−２２．
２cmまでは

しては模型実験結果から大きく乖離しており，S７につが基準値より６〜１９％程度高い値で分布するが，それいてもやや再現性が低い結果となった。これらの部分に

以深では徐々に応力値が高くなり，GL−３
７．
８cmでは基みられた結果の乖離については，前述のように模型実験

準値より４５％高い値となるピークが認められた。

において，ひずみ計上端部の地盤材との付着長の短さがアンカー周面要素の の分布より，GL−４
５．
０cm以深

影響し，地盤のひずみが過小に計測された可能性が考えにせん断応力が高く発現していることから，主としてGLられ，Case−１Aでの再現性の高さを考慮すると，模型−４５．
０cm以浅における周辺地盤には，アンカー体から実験においても解析結果と同等の応力が発生していたも上向きの圧縮応力が伝達されたものと考えられ，この応のと判断される。

力の影響でGL−３
７．
８cmをピークとした の増加が生じ

以上より，全体的には良好な再現性であるといえるた

たものと考えられる。

め，本モデルを用い， が地盤に伝達される締付け力に

この のピークよりも深部については，深度に伴う急及ぼす影響を考察する。なお， がある場合の模型実験

激な応力低下が認められた。一方，この部分はアンカー

結果において，受圧板直下付近の応力がうまく捉えられ周面要素の が高く発現している深度でもあることかなかった要因としては，ひずみ計上端部の付着長が短い

ら，アンカー体の引上げに対する反力としての引張応力ことに加え， を介した上向きの応力が加わり，上下かが， を介して周辺地盤に伝達されている部分と考えら

らの強い圧縮を受けた影響で，ひずみ計上端部が地盤材れる。したがって，この の低下は，地盤に発生した引との付着切れを生じた可能性が高いと考えられる。

張応力と干渉したことによる応力の相殺が生じた影響と４．
３ 実験結果と考察考えられる。

４．
３．
１ 締付け力伝達状況の比較

Case−２Aについては，地盤材表面から深部に向かう

図−１
６に，載荷荷重１５．
６kN時における，各ケースでの低下量がCase−１Aよりも大きく，GL−３０．
６cmでの受圧板中央直下の鉛直応力 と，アンカー周面要素のは基準値より約３８％の低下が認められた。それ以深は，せん断応力 の深度分布を示す。また，鉛直応力の基基準値と同じ傾向の応力の深度分布を示すが，GL−４５．
０

準値として，アンカー体への載荷は行わず，受圧板の締cmから再び急激な応力低下を示す傾向がみられた。

付けのみを考慮した場合の解析値も示す。基準値の解析

地盤材表面付近における の低下は，GL−８〜１
０cm

は，アンカーおよび周面要素を地盤材に置換えて解析を付近に高い が発現していることから，その周辺地盤

J. of the Jpn. Landslide Soc., Vol.47, No.4

187 (2010)１３

片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響

図−１
４ 地盤内鉛直応力経路（ τ Fが無い場合）
Fig．
１
４ Vertical stress path of the ground（ τ F is ineffective）

図−１
５ 地盤内鉛直応力経路（ τ Fがある有効）Fig．
１
５ Vertical stress path of the ground（τ F is effective）にはアンカー緊張に伴い， を介した引張応力が作用していたものと推察され，応力の干渉が生じた影響により
Case−１Aよりも大きく の低下が生じたものと考えられる。
また，GL−４５．
０cm以深での の低下は，Case−１Aと同様， を介し周辺地盤に発生した引張応力と干渉した影響と考えられる。
以上の解析結果から，受圧板から地盤に伝達される鉛直応力は，アンカーの周面摩擦抵抗を介して発生した地盤の引張応力領域では，応力の干渉により低下する傾向にあることが示された。すなわち， や により周辺地
盤に引張応力が発生している地盤領域においては，受圧板からの は効果的に伝達され難いことを意味する。
したがって，自由長部周面摩擦が発現するアンカーについては，すべり面などの地盤深部における締付け効果が低減されるものと考えられる。
４．
３．
２ 自由長部地盤の強度の影響
不安定層である自由長部地盤の方が，アンカー体設置地

図−１
６ 鉛直応力とせん断応力の深度分布（荷重：１
５．
６kN）
Fig．
１
６ Depth distribution of vertical stress and shear
stress（Load：１
５．
６kN）

盤と比較して軟質な場合がほとんどである。このため，が与える影響について調べた。

アンカーを対策工として用いる地すべり等の斜面では，



自由長部地盤の弾性係数 および粘着力 を低減させた解析モデルは，再現解析を行ったモデルを基本とし，ケースについても数値実験を行い，自由長部地盤の強度

自由長部地盤の を０．
２倍および０．
５倍に低減させたケー

１
４



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188 (2010)

片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響スについて， がある場合と無い場合，それぞれについてFEM解析を行った。

 
えられることから，ここではに比例させての低減をなお，弾性領域であれば と は比例関係にあると考行っている。その他の材料定数および諸条件については，
再現解析モデルと同じとした。また，結果の比較は，載荷荷重１５．
６kN時とした。
図−１
７に，解析結果による受圧板中央直下の の深度分布を示す。また，アンカー体への載荷は行わず，受圧板の締付けのみを考慮した場合の鉛直応力を基準値とし，基準値に対する の増減割合の深度分布を図−１
８に示す。
図−１
７に示す の分布から， の有無に関わらず，自由長部地盤の強度が高いケースほど，深部への応力伝達度が高い傾向がみられた。
また，図−１８に示す の増減割合からは， が無い場
合は，GL−２０cm付近でいずれのケースについても一旦基準値の約２０％増の値となった後，深部に向かい応力値が増大する傾向が認められた。深部での の増大は，アンカー体から を介し伝達される上向きの応力の影響と図−１７ 鉛直応力の深度分布（荷重：１
５．
６kN）
Fig．
１
７ Depth distribution of vertical stress（Load：１
５．
６
kN）

考えられることから，地盤内部で下向きに作用する締付け力としては，いずれのケースでも基準値より２０％程度高いものと推察される。
一方， がある場合は，深部に向かい の低下量が大
きい傾向が認められた。特に，地盤強度が低い場合ほどその傾向が著しいことがわかる。

の増減割合からも，地盤強度が低いケースほど応力

の低下割合が著しく， を０．
２倍としたケースの地盤境界部では，が基準値から５３％低下していることがわかる。
これらの数値実験の結果から， が無い場合について
は，自由長部地盤の強度に関わらず，地盤深部への締付け力の伝達状況には大きな差が無いことが示された。
一方 がある場合，自由長部地盤の強度が低いほど，締付け力の低下量が深部ほど大きい傾向にあることが示された。
なお，これらの影響は，アンカーを平面ひずみ問題として扱ったため，周面摩擦の有無の影響が大きく表れた可能性が高く，今後３次元モデルを用いた解析結果との比較検討が必要と考える。

図−１８ 鉛直応力増減割合の深度分布（荷重：１
５．
６kN）
Fig．
１
８ Depth distribution of vertical stress increase anddecrease ratio（Load：１
５．
６kN）

摩擦抵抗に対する の負担割合が比較的高いこと

５．まとめ
本研究では，アンカーの実大実験，模型実験および数がわかった。今回行った模型実験結果においては，

値実験を行い，受圧板からの締付け力に対する，自由長の摩擦負担割合は約３割〜５割と高く，決して

部周面摩擦抵抗 の影響を調べた。その結果，以下の知見が得られた。

．実大実験および模型実験における地盤内のひずみ

無視できない大きさであることが示された。

．FEMによる数値実験結果において，地盤内鉛直
応力およびアンカー周面要素のせん断応力の深度

および応力分布より， が無い場合のアンカーの分布傾向から，アンカーの周面摩擦抵抗を介して方が，受圧板から地盤へ伝達される締付け力が相地盤内に発生する引張応力が，受圧板からの締付

対的に高いことが示された。

け力を低減させる可能性が示された。

．また，模型実験におけるグラウトの圧縮応力の分
布状況から， がある場合，アンカー全体の周面

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189 (2010)

．また， がある場合，自由長部地盤の強度が低い
ほど，深部への締付け力の伝達割合が低くなる傾

１
５

片山直樹：アンカー自由長部周面摩擦が締付け力に及ぼす影響向が示された。

．上記〜の結果から， の存在が受圧板からの締付け力の伝達を阻害する要因となる可能性が示された。特に，地すべりなどの比較的軟質な地盤におけるアンカーにおいては，締付け力の伝達割合が大きく低減されるものと思われる。
以上のことから， が作用することにより，従来考えられていたよりもアンカーの締付け効果が低く見込まれるものと考えられる。今後は，さらに実地盤実験や，３次元モデルを用いた模型実験および数値実験などを重ねることで，自由長部の長さやその地盤条件に応じた締付け
力の低減量を定量化する手法を検討し，アンカーの設計に反映させる必要があると考える。また，これに加え，が発生しないよう，アンカー自由長部の構造を見直す
必要性もあるものと考える。
引用文献

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（原稿受付２０
０９年１
２月７日，原稿受理２
０１
０年６月７日）J. of the Jpn. Landslide Soc., Vol.47, No.4

190 (2010)