第 52 回地盤工学研究発表会
2017 年 7 月

0592

E - 04 （名古屋）

拡底杭の引抜特性に関する遠心載荷試験―その 3：FEM による再現解析
拡底杭

引抜き抵抗有限要素法

京都大学大学院学生会員○Ben M. LEWIS

京都大学大学院学生会員

Bonggab KIM

京都大学大学院国際会員

澤村 康生

ジャパンパイル

正会員

藤江 雄大

ジャパンパイル

正会員

橋立 健司

5.0

1. はじめに

Unit: m.5

同名報告 (その 1)，(その 2) では，遠心力 50G 場で12実施した拡底杭の引抜き試験について示した．本報告(その 3) では，3 次元弾塑性有限要素法を用いた遠心載12.5

荷試験の再現解析について示す．
2. 解析の概要
本研究では，3 次元弾塑性有限要素解析プログラム
DBLEAVES1) を用いて遠心模型実験の再現解析を実施した．図-1 に解析メッシュを示す．解析領域は遠心模(a) Case-1: 直杭型実験における土槽内部と同様とし，対称性を考慮し(b) Case-3: 拡底杭

図-1 解析メッシュて 1/4 断面とした．地盤の構成式には，subloading tijmodel2)を用いた．表-1 に本構成式のおける豊浦砂の材料定数を示す．杭は弾性 Solid 要素でモデル化し，弾性表-1 数値解析に用いた地盤のパラメータ

係数は E = 2.0×108 kN/m2 とした．杭と地盤の境界部分

Principal stress ratio at critical stateには，地盤の滑りと剥離を考慮するために Joint 要素を3.2

Rcs = (σ1 / σ3) CS(comp.)

用いた．Joint 要素の剛性と Mohr-Coulomb の破壊規準に関するパラメータは，モルタルと豊浦砂の一面せん
断試験 3)を参考に決定した（表-2）．ただし，Vmc（分離と閉合の変位の判断値）と σt （引張強度）は直接決定することが困難であるため，パラメトリックスタディにより決定した．引抜き荷重は，杭頭に強制変位として与え，0.01 mm/step で 750 mm まで引き抜いた．
本研究では，特に Case-1：直杭と Case-3：拡底杭

Compression index λ0.07

Swelling index κ0.0045

N = eNC at p = 98 kPa & q = 0 kPa

1.10

Poisson’s ratio νe0.333

Influence of density and confining pressure a60

Shape of yield surface β2.0

表-2 Joint要素入力パラメータ（拡底比 2）の結果について示し，両者の引抜き抵抗力発現メカニズムについて考察する．

Shear stiffness Ks [kN/m2/m]

1.0×105

Normal stiffness Kn [kN/m2/m]

1.0×105

2Cohesion c [kN/m ]0.0

図-2 に遠心模型実験と数値解析における杭頭部の荷Internal friction angle φ [deg]28.0

重変位関係を示す．ここで，δ は引抜き変位，D は杭先

Tension strength of axial direction σt [kN/m2]-0.5

端部の杭径（Case-1: 1000 mm, Case-3: 2000 mm）を表しSeparation displacement criterion vmc [m]5.0×10-6

3. 実験結果と再現解析ている．解析値は Case-1：直杭では実験値よりも小さいが，逆に Case-3：拡底杭では実験値より大きくなり，実験の傾向をおおよそ再現していると考えられる．特差異が確認できる．しかし，直杭において最大引抜きに拡底杭において，杭先端から拡底部分にかけて急激力を示した後に荷重が横ばいになる点，拡底杭においに軸力が増加している点は実験をよくとられている．ては変位の増大に伴って載荷終了時まで引抜き荷重が4. 引抜き抵抗力の発現メカニズム：地盤内の応力分布増加する点については，実験の傾向をとらえていると以下では再現解析における地盤内部の応力分布を示考えられる．
図-3 に引抜変位δ/D = 0.1 において杭に発生する軸力し，引抜き抵抗力の発現メカニズムについて考察する．の分布を示す．図-2 に示した荷重変位関係と同様，軸図-4 には，引抜変位δ/D = 0.1 におけるせん断応力の力の絶対値については実験と解析で相違が見られるが，分布を示す．直杭の場合は，地盤内部のせん断応力はCentrifuge model test on uplift capacity of belled piles

LEWIS B., KIM B., SAWAMURA Y. Kyoto University(Part3: Finite Element analysis)

FUJIE Y., HASHIDATE K.

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JAPAN PILE Co

Experiment (Case-1)
Experiment (Case-3)

In-plane Shear Stress [kPa]

FEM (Case-1)
FEM (Case-3)

01200050100150200τzx

10000

τzx

Load [kN]

8000
6000
4000
2000
000.050.1

δ/D0.150.20.25

図-2 荷重-変位関係
Experiment (Case-1)
Experiment (Case-3)(a) Case-1: 直杭(b) Case-3: 拡底杭
図-4 δ/D = 0.1におけるX-Z面のせん断応力分布

FEM (Case-1)
FEM (Case-3)∆σz [kPa]

0025

50751002

Depth [m]46810121402000

4000 6000 8000 10000
Axial Force [kN](a) Case-1: 直杭

図-3 δ/D = 0.1における軸力分布(b) Case-3: 拡底杭

図-5 δ/D = 0.1におけるX-Z面の鉛直応力増加分布

杭の近傍のみで変化し，さらに発生するせん断力も小性的な傾向を再現することが可能である．今後はさい．一方拡底杭の場合では，拡底部の支圧抵抗によJoint 要素のパラメータなどを再考し，実験の再現性を高める必要がある．

り，拡底部を中心に右斜め上方にせん断力が増加して② 直杭の引抜き抵抗力は周面摩擦力のみに起因していいる．
図-5 には，引抜変位δ/D = 0.1 における鉛直応力の増るため，杭近傍のみで地盤の応力が変化する．一方，分を示す．ここで，鉛直応力の増分とは，地盤の初期拡底杭では，拡底部における支圧抵抗が大きく作用応力からの増分量を示している．直杭の場合には，引し，拡底部上部の鉛直応力が増加する．その結果，抜抵抗は周面摩擦力のみに起因しているため，図-4 に直杭と比べて大きな引抜き抵抗力を示す．

示すせん断応力と同様，応力変化は杭近傍のみで発生【参考文献】

しており，地盤内の鉛直応力の増加量は小さい．一方，拡底杭の場合は，拡底部における支圧抵抗が大きいた

1)

Ye, B., Ye, G. L., Zhang, F. and Yashima, A. :Experiment and numerical simulation of repeated

め，拡底部上部の鉛直応力が増加している．これによliquefaction-consolidation

り，大きな引抜き抵抗力を示したのだと考えられる．

ofsand,SoilsandFoundations, Vol.47, No.3, pp.547-558, 2007.
2)

5. まとめNakai, T. and Hinokio, M. : A simple elastoplastic
model for normally and over consolidated soils with

本研究では，3 次元弾塑性有限要素解析により，遠心unified material parameters, Soils and Foundations,

力 50G 場における引抜き試験の再現解析を実施した．

Vol.44, No.2, pp.53-70, 2004.

本研究により得た知見は以下の通りである．

3)① 本研究で用いた解析手法により，直杭と拡底杭の定澤村康生：盛土内に設置されたカルバートの耐震性に関する基礎的研究，京都大学学位論文，2014

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