淺沼組技術研究報告 №25(2013)

５．盤膨れ抑止杭を用いた土留め掘削に伴う地盤の変形解析
Deformation Analysis of Ground due to Excavation with retaining wall
山下 勝司＊１

高稲 敏浩＊１

要 旨
軟弱な湾岸埋立地で計画された約 15m の土留め掘削において、先行地中梁、高圧噴射撹拌工法による底版改良、および盤膨れ抑止杭を併用した工法の採用が検討された。これらの工法の採用にあたり、地盤全体の変状を把握するため、2 次元水～土連成弾塑性有限要素法（ソースコード：GEOASIA）を用いた解析を行った。計算は、力学試験の挙動を構成式レベルで再現することで地盤の初期値および材料定数を決定し、施工過程を再現するように実施した。
同工法を採用することで、土留め壁と掘削底面の変形、土留め壁と地盤改良部分などの各部材の応力に問題を生じないことを、解析で確認した。解析値と施工時に実測した計測値との比較では、土留め壁の水平変位量、掘削底面のリバウンド量が比較的よい一致を示したことから、解析の有効性が確認できた。
キーワード：軟弱地盤／土留め掘削／盤膨れ／有限要素法
１．はじめに軟弱な湾岸埋立地において、地下ピットの建設に伴う約 15m の土留め掘削が計画された（図－1,2 参照）。
本掘削においては、先行地中梁、高圧噴射撹拌工法による底版改良および盤膨れ抑止杭を併用した土留め工法の採用が検討された。本報では、これらの工法の採用にあたり、地盤全体の変状を把握するために行った
2 次元水～土連成弾塑性有限要素法を用いた解析について述べる。
検討断面（短辺方向）

2 次元水～土連成弾塑性有限要素解析には、地盤の変形～破壊までの一連の挙動を解析できるソースコー
ド GEOASIA 1) 2)を用いた。GEOASIA は、土の弾塑性構

図－1 平面図

成式には土の骨格構造（構造、過圧密、異方性）の記述できる SYS カムクレイモデル 3)を搭載し、有限変形理論により、幾何形状変化が考慮できるプログラムである。

２．計算条件および計算方法
2.1 地層構成
地層構成は、図－3 に示すように地表面から埋土砂礫（Rg）、埋土粘性土（Rc）、沖積砂質土（Ag）、沖積粘性土（Ac）、洪積砂質土（Dg）の順に堆積している。深さ 5～25m 付近の埋土粘性土（Rc）および沖積粘性土（Ac）の N 値は 0～5 と軟弱な地盤である。
2.2 計算条件

図－2 検討断面図

計算に用いた初期地盤の有限要素メッシュおよび境界＊１

技術研究所構造研究グループ
5-1

淺沼組技術研究報告 №25(2013)

標高(m)

条件を図－4 に示す。初期地盤の設定は、各層の構造の程水位GL-3ｍ度および比体積を均一として、土かぶり圧に応じて過圧
Bg：埋土砂礫密比を鉛直方向に分布させた。計算手順は、図－5 に示す

Rc：埋土粘性土

排水境界（大気圧）
Bg
Rc

As：沖積砂質土

28.0m

AsAc

非排水境界

Ac：沖積粘性土

非排水境界

掘削底面Dg
排水境界
全解析域 87.9m

図－4 計算に用いた有限要素メッシュおよび境界条件

Dg：洪積砂質土図－3 地層区分と N 値①地表面すき取り②土留め壁、本杭および盤膨れ抑止杭設置③先行地中梁および底版改良④一次掘削⑤一段目切梁設置⑥二次掘削⑦二段目切梁設置⑧三次掘削⑨三段目切梁設置⑩四次掘削⑪四段目切梁設置⑫最終掘削

図－5 計算手順
5-2

淺沼組技術研究報告 №25(2013)

ように、施工過程を再現するように実施した。解析は、

じ材料定数と初期値を用いて、サンプリング、供試体作

先行地中梁と盤膨れ抑止杭の効果を検証するため、それ製過程、力学試験までを一貫して再現した。その再現結ぞれの設置有無の場合について実施した。

果を図－6 に示す。埋土粘性土（Rc）については、沖積

2.3 計算に用いた材料定数の決定

粘性土（Ac）と同じ材料定数を有するものと見なし、そ計算に用いた地盤の材料定数と初期値を表－1 に示す。の他の層については、一般的な砂を想定し、標準的な材今回の解析において、最も影響が大きいと考えられる軟料定数と初期値を採用した。

弱な沖積粘性土（Ac）については、室内土質試験結果を土留め壁、切梁、杭（盤膨れ抑止杭、本杭）、地盤改良実施し、その力学挙動を SYS カムクレイモデルにより再（底版改良、先行地中梁）の材料は線形弾性体とし、表現し、材料定数と初期値を設定した。初期応力状態は、－2 に示す材料定数を採用した。

表－1 地盤の材料定数と初期値
弾塑性パラメーター
層発展則パラメーター

限界状態 NCL
圧縮指数 膨潤指数 定数の切片～～
N（注)
λκ
M

ポアソン比
ν

構造低位化指数abCsc

初期値

正規圧密 回転硬化 回転硬化
土化指数 指数 限界定数 応力比
brmmb

K0

土の密度 透水係数

構造の程度

異方性の程度

比体積ρsｋ1/R * 0Kβv0(t/m3)(cm/sec)

Bg

0.05

0.012

1.0

1.98

0.30 2.2 1.0 1.0 1.0

0.1

3.5

0.7

0.6

1.3

0.6

1.78-32.650 1.0×10

Rc

0.20

0.020

1.0

2.25

0.40 0.7 1.0 1.0 0.3

100.001

1.0

0.6

6.0

0.6

2.53

-8
2.623 1.8×10

As

0.05

0.012

1.0

1.98

0.30 2.2 1.0 1.0 1.0

0.1

3.5

0.7

0.6

1.3

0.6

1.78

-3
2.650 1.0×10

Aｃ

0.20

0.020

1.0

2.25

0.40 0.7 1.0 1.0 0.3

100.001

1.00.66.0

0.6

2.53-82.623 1.8×10Dg

0.050.012

1.01.980.30 2.2 1.0 1.0 1.00.1

3.50.70.6

1.30.6

1.78-32.650 1.0×102（注）N:p'=98kN/m における練り返し土の等方正規圧密線上の比体積）

150
実験結果
計算結果

NCL
軸差応力 q (kPa)

比体積 v（=1+e)

3.0

2.5

2.010050

実験結果
計算結果
1.510

1210鉛直応力v (kPa)

10003（標準圧密試験）510

軸ひずみa (%)

（一軸圧縮試験）
図－6 Ac 層の再現結果

表－2 その他の材料定数

材料

弾性係数

ポアソン比

Eν2（kN/m )2.05×1080.3

7.00×1050.3

1.05×1060.3

地盤改良 (qu=1N/mm ）1.00×1050.3

均しコンクリート

1.80×1070.3

鉄骨
2SMWのソイルセメント (qu=2N/mm ）2盤膨れ抑止杭のセメントミルク (qu=3N/mm ）25-315淺沼組技術研究報告 №25(2013)

３．計算結果先行地中梁および盤膨れ抑止杭を設置した場合の計算結果を示す。各掘削段階における土留め壁の水平変位量分布、掘削底面の鉛直変位量分布、地盤のせん断ひずみ(a)掘削前分布を図－7,8,9 に示す。土留め壁の水平変位は、二次掘削時において、大きく発生し、それ以降はほとんど変化しなかった。これは、掘削進行に伴って、土留め壁は掘削側に変位しようとしたが、一次掘削底面と三次掘削底面に設置された先行地中梁と最終掘削底面の底版改良(b)一次掘削（図－10 参照）の剛性が周りの地盤より大きいため、土留め壁の変位が拘束されたからと考えられる。最終掘削時において、case1 で 27mm（GL-8m 付近）、case5 で 49mm（GL-11m 付近）、case2’で 35mm（GL-8m 付近）となった。
掘削底面の鉛直変位は、掘削除荷の進行に伴ってリバウ(c)二次掘削ンドし、最終掘削時において、左端部で 43mm（最大）、中央部で 17mm となった。また、計算において、土留め
壁・切梁に生じる応力、盤膨れ抑止杭と地盤改良との摩擦力、地盤改良に生じる応力について、許容応力度以内であることを確認した。

(d)三次掘削

0

掘削前
一次掘削
二次掘削
三次掘削
四次掘削
最終掘削

掘削側

50
掘削側
切梁

5 切梁

GL (m)(e)四次掘削
掘削側

切梁

1010切梁底盤改良

1515

case2'

case50(f)最終掘削

500

case150
変位量 (mm)50

図－9 せん断ひずみ分布

000

図－7 土留め壁の水平変位量分布

掘削側

掘削側
切梁

先行地中梁有先行地中梁無変位量 (mm)

60

掘削前

三次掘削

一次掘削

四次掘削

二次掘削

最終掘削

40GL (m)

55 切梁

掘削側

10切梁

10切梁

20

底盤改良

15150-6-4-20
X座標 (m)24

case2'

case560

図－8 掘削底面の鉛直変位量分布

50100050100
変位量 (mm)case1100500

図－10 最終掘削時の土留め壁の水平変位量分布の比較
5-4淺沼組技術研究報告 №25(2013)

先行地中梁の有無による最終掘削時の土留め壁の水平変位量分布の比較を図－10 に示す。先行地中梁の設置に抑止杭有

100

抑止杭無の地盤より剛性の高い地中梁を先行して設置することは、土留め壁の変位を拘束するために大変有効であることが確認された。

変位量 (mm)

よって、土留め壁の水平変位量が大きく低減した。周り50

盤膨れ抑止杭の有無による最終掘削時の掘削底面の鉛直変位量分布の比較図－11 に示す。先行地中梁の設置に0よって、掘削底面のリバウンド量が大きく低減した。図-6－9 の地盤全体の変形の進行の様子からも、掘削除荷に伴い生じる底版改良部下の沖積粘性土（Ac 層）のせん断変-4-20
X座標 (m)246

図－11 最終掘削時の掘削底面の鉛直変位量分布の比較

形を、盤膨れ抑止杭によって抑えられることが分かった。

４．計測値との比較

00

最終掘削時の土留め壁の水平変位量分布の解析値と施掘削側掘削側切梁工時の実測した計測値との比較を図－12 に示す。case1
では、計算結果は実測を良く再現しているが、case5,cae2’

計算結果
計測結果

55 切梁

GL (m)

では相違が見られた。この原因は、解析時の条件とは異なり、実際の施工時には、case5 土留め壁背面周辺において、躯体が先行して築造され、地盤が補強された状態に掘削側切梁1010なったためと考えられる。次に、図－13 に掘削底面中央切梁部の掘削深さと掘削底面のリバウンド量の関係を示すが、底盤改良

15

計算結果は計測値とほぼ一致し、実測を良く再現してい15る。
case2'

case50500５．まとめ
軟弱な湾岸埋立地での先行地中梁、高圧噴射撹拌工法

case150変位量 (mm)500

図－12 最終掘削時の土留め壁の水平変位量分布による底版改良および盤膨れ抑止杭を併用した土留め工法の採用にあたり、地盤全体の変状を把握するため、2次 元 水 ～ 土 連 成 弾 塑 性 有 限要 素 法 （ ソ ー ス コ ー ド ：

25
計算結果

GEOASIA）を用いて解析を行った。

20う計画した。解析値と施工時に実測した計測値との比較
では、土留め壁の水平変位量、掘削底面のリバウンド量(mm)と地盤改良部分などの各部材の応力に問題を生じないよ15

変位量解析に基づき、土留め壁と掘削底面の変形、土留め壁10が比較的よい一致を示したことから、解析の有効性が確5認できた。

00［謝計測結果

510掘削深さ辞］(m)

図－13 掘削深さ－リバウンド量関係解析にあたって御指導いただいた名古屋大学野田利弘教授に感謝の意を表します。また、計測データを提供頂いた（株）淺沼組大阪本店建築部ＪＦＥダイカン堺事業所プラント作業所の方々に謝意を表します。

5-515淺沼組技術研究報告 №25(2013)［参考文献］
1）Asaoka, A. and Noda, T.: All soils all states all roundgeo-analysis integration, International Workshop on
Constitutive Modeling - Development, Implementation,Evaluation, and Application, Hong Kong, China,
pp.11-27, 2007.
2）Noda, T., Asaoka, A. and Nakano, M.: Soil-water coupledfinite deformation analysis based on a rate-type equationof motion incorporating the SYS Cam-clay model, Soils
and Foundations, Vol.48, No.6, pp.771-790,2008.
3）Asaoka, A., Noda, T., Yamada, E., Kaneda, K., Nakano,M.:
An elasto-plastic description of two distinct volume
change mechanisms of soils, Soils and Foundations,Vol.42, No.5 , pp.47-57, 2002.
4）山下勝司，野田利弘，山田勝也、高稲敏浩：掘削による土留め壁および掘削底面への影響に関する 2 次元
FEM 変形解析，日本建築学会大会学術講演梗概集
B-2，構造Ⅱ，pp.689-690，2013 .

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