戸田建設

技術研究報告第35号

格子状地盤改良杭（Head Lock Pile）工法の開発
その 2

設計手法の概要
伊勢本昇昭 *1 保井 美敏 *1
佐野 大作 *1 成田 修英 *1
田口 智也 *1

金子治 *1

概要（その 1）に引き続き、液状化層や沖積粘性土層のような軟弱地盤において、合理的に地震時の杭の水平剛性を確保するために杭の通り芯に沿って表層地盤を格子状あるいは杭頭部を十字型に地盤改良する格子状地盤改良杭（HeadLock Pile）工法について、設計法の概要、試設計について報告する。
一般に、水平力に対する杭の設計のための応力解析手法としては、杭を梁、地盤をばねとしたモデル（梁−ばねモデル）が用いられる。しかしながら、Head Lock Pile 工法による改良深さの範囲では格子状の改良体とその周辺地盤からなる複合地盤となることから、改良体の影響を適切に評価できるように改良体および周辺地盤をモデル化した 3次元 FEM 解析を用いて地盤ばねを算定し、ここから求まる水平地盤反力係数を梁−ばねモデルに適用して杭の応力解析を行う。
この設計手順の妥当性および本工法の改良効果、適用範囲については、（その 1）に示した水平載荷試験と並行して、条件を変えたさまざまな解析による検証を行って確認している。さらに、この設計手順を用いてモデル建物に対する試設計を行って、本工法による合理化の効果について確認した。

Development of Head Lock Pile System
Part 2 Outline of Design Procedure
Osamu KANEKO*1
Mitoshi YASUI*1
Nobuhide NARITA*1

Noriaki ISEMOTO*1
Daisaku SANO*1
Tomoya TAGUCHI*1

Next to Part 1, this paper introduces the outline of a design procedure a the case study of the Head Lock Pile System consisted ofgrid or cross−shaped hardened soil around the pile head by a deep or shallow mixing method. Piles reinforced by this System are able
to keep lateral stiffness during earthquakes even in soft ground like a liquefiable sand layer or alluvial clay deposit.
In usual design procedure of piles for horizontal loading, so−called 'a Beam−Spring Model' composed by piles converted to beams
and soils converted to springs is employed. Because the piles and the soils treated by the Head Rock Pile System has 3−dimensional
characteristics, the influence of characteristics of treated soils must be included properly by 3−dimenshional Finite Element Method inestimation of the value of springs (coefficient of horizontal subgrade reaction) in a design procedure using 'a Beam−Spring Model' tocalculate stresses of piles of this System for horizontal loading.
The propriety of devising design procedure and the applicable range of this System is confirmed by various analyticalinvestigations using 3−dimenshional Finite Element Method in parallel with the horizontal load tests shown in part 1. Finally, we
confirm the advantage of this System through the case study applying this design procedure to a model building.

*1 技術研究所*1
Technical Research Institute9格子状地盤改良杭（Head Lock Pile）工法の開発

格子状地盤改良杭（Head Lock Pile）工法の開発
その 2

設計手法の概要
金子治 *1
保井 美敏 *1
成田 修英 *1

１．はじめに伊勢本昇昭 *1
佐野 大作 *1
田口 智也 *1

いて、杭を中心としたスパンの 1/2 の範囲で杭、地盤、改良体を切り出してモデル化した 3 次元 FEM 解析を用いる。広い範囲で複数の杭・改良体・連続する地盤を切り出してモデル化することの妥当性については
3. に示す解析により確認している。
解析モデルは改良体の形状をそのままモデル化した設計モデルで梁−ばねモデルに対応するよう水平に変形係数が一様とした成層地盤モデルの 2 種類で、深層型と表層型でモデル化方法は同一であるが、改良体が壁状と板状で形状が違うことを載荷方向の地盤の境界条件により考慮している。これらを用いた水平地盤反力係数の評価手順を以下に示す。

一般に、水平力に対する杭の設計のための応力解析手法としては、杭を梁、地盤をばねとしたモデル（梁−ばねモデル）が用いられる。しかしながら、HeadLock Pile 工法による改良深さの範囲では格子状の改良体とその周辺地盤からなる複合地盤となることから、梁−ばねモデルで応力解析を行うためには、改良体の影響を 3 次元的に考慮して水平地盤反力係数を設定する必要がある。
そこで、本工法の開発にあたって、（その 1）に示した実験による検証に加えて、各種解析を実施し、改良体の影響を適切に評価できるように改良体および周辺地盤をモデル化した 3 次元 FEM 解析 1-3）を用いて地盤ばねを算定し、ここから求まる水平地盤反力係数を梁−ばねモデルに適用して杭の応力解析を行う手法を構築した。本報（その 2）では、設計の手順およびこれらの解析結果を示すとともに試設計について報告する。

2.2 設計モデルの作成
設計モデルは図− 2 に示すようにスパン中央を境界とし、地盤、改良体はソリッド要素、杭は梁要素として杭径の大きさを考慮できる連結要素 1） を前面側に用いるか、あるいはソリッド要素として地盤との境界面にジョイント要素を設置してモデル化している。材料特性はすべて弾性とする。地盤のモデル化深さおよび杭先端条件については杭、支持地盤の特性に応じて適切にモデル化する。

2. 設計の考え方

2.1 設計方法のフロー
本工法の水平力に対する設計方法のフローを図− 1に示す。本工法では、杭の水平力に対する一般的な設計方法である梁−ばねモデルを用いて設計することを基本とする。ただし、本工法は改良深さの範囲では格子状の改良体とその周辺地盤からなる複合地盤となることから、改良深さ部分の地盤ばね値（水平地盤反力係数）を評価するために、設計条件（地盤調査結果、杭径、改良体寸法、改良体の設計用変形係数）に基づ改良体

杭

L/2

改良体

杭

L/2

L/2

L/2

Start
設計モデル（FEM）の作成(a) 深層型成層地盤モデル（FEM）の作成

図− 2等価剛性の算定
各杭が負担する地震時水平力の算定Head Lock Pile 工法の設計モデル

境界条件は、いずれの改良形式でも側面は載荷直交方向の変位を拘束、底面は固定とする。深層型については改良体を介した杭間の相互作用が無視できないと判断し、杭が連続して無限に連なる条件となるよう載荷前面・背面地盤の鉛直変位を拘束する（水平ローラー境界）。
表層型では多層地盤に対する一般的な設計法に準じて杭間の相互作用を考慮せず、載荷背面地盤はフリー、載荷前面地盤は水平変位を拘束してモデル化範囲の改良体・地盤のみを考慮する。

水平地盤反力係数の算定

地盤変形の算定（深層型の場合）
応力解析モデル（梁−ばねモデル）の作成
各杭の応力算定
杭体応力の照査
改良体応力の照査
End

図− 1(b) 表層型

水平力に対する設計の手順*1 技術研究所

9-戸田建設

本工法では水平地盤反力係数算定のため、杭間スパンの 1/2 の範囲で切り出した設計モデルおよび成層地盤モデルを用いる。その妥当性を検証するため、深層型については実際の建築物を模擬した杭が連続するモデル（以下、連続モデル）の解析を実施し、同条件の設計モデルとの比較を行った。
深層型では、設計モデル、成層地盤モデルの境界条件を連続条件として改良体を介した相互作用の影響を考慮するが、図− 5 に示した連続モデルとの比較によりその妥当性を検証する。連続モデルの地盤は 5m ×3 層の深さ 15m である。杭間のスパンは 6m で加力方向に 5 スパン連続し、その前後に杭配置区間の 2 倍弱の地盤（53m）を設け、前後の境界条件を自由境界とした（全長 136m）。加力直交方向は 6m スパンの半分までとし、側面の面外方向の変位を拘束した。また対称性を考慮し、1/2 モデルとした。改良体は深層型を模擬して、改良幅 0.6m、改良深さ 10m とした。杭は既製杭（PHC 杭：ヤング率 E ＝ 40,000MN/m2）を想定した梁要素（杭径：0.6m、杭長：15m）とし、杭径分の前面地盤は同一自由度で連結し、杭後面の地盤とは連結していない。杭頭条件は回転拘束、杭先端はピン支持とした。
設計モデルは、杭を中央にして 4 方向に 1/2 スパン分（3m）をモデル化し、改良体を 4 方向に配置した。
原地盤の変形係数を表− 1 に、改良体の諸元を表−2 に示す。加力は杭頭に 1cm の強制変位を与えて、両者の比較を行った。設計モデルおよび連続モデル（中央の杭 A,B）の解析結果を図− 6 に示すが、曲げモーメント、水平変位分布ともにおおむね一致した。

杭頭変位

成層地盤(等価剛性)

成層地盤モデル図− 3第35号

３．設計モデルの妥当性の検証のための解析

2.3 成層地盤モデルによる等価剛性の決定
続いて、設計モデルと同じ形状で、梁−ばねモデルに対応した水平に一様な変形係数としたモデル（以下、成層地盤モデル）を作成する。
成層地盤モデルを用いて任意の荷重を杭頭に加えて、改良深さ分の変形係数を変動させ、設計モデルと杭頭水平変位量が等しくなるような変形係数（以下、等価剛性）（図− 3）を求める。

設計モデルの杭頭変位技術研究報告等価剛性：E0e

成層地盤の地盤剛性

等価剛性の決定方法

2.4 水平地盤反力係数の算定
等価剛性の成層地盤モデルに任意の荷重 P を与えて得られる杭のせん断力分布、杭と地盤の相対変位分布から基準変位時（地盤弾性）の水平地盤反力係数 kh0を以下により算出する。
成層地盤モデルにより、深さ Zi の上下の杭要素の平均せん断力の差分（Qi − Qi − 1）、すなわち地盤反力Ri と杭と地盤の相対変位（dpi − dsi）が得られるので、ここから地盤ばね値 Kh0i を（1）式で、水平地盤反力係数 kh0i を（2）式で導く。
Khoi ＝ Ri /(dpi − dsi) (kN/m)
式（1）khoi ＝ Khoi/(B・Dzi)＝ Ri /{(dpi − dsi)・(B・Dzi)} (kN/m3) 式（2）
ここで、B：杭径、Dzi：杭の区間長
梁−ばねモデルは、杭の設計に一般に用いられている Winkler ばねモデルを用い、地盤は原則として、杭体は設計条件に応じて、それぞれの非線形性を考慮する。

53m)

53m

図− 5表− 1

原地盤物性

変形係数
深さ（m）
（MN/m2）0〜50.55 〜 102.0
10 〜 15 10.0

9-

15m

30m(@13 6m ×6m
55m 5m 5m

2.5 深層型で連結されている場合の影響評価
前述のとおり深層型の場合は、杭−杭間を壁状の改良体で連結しているため、杭同士の相互作用の影響が無視できないと判断し、杭が連続して無限に連なるような境界条件とした。さらに、梁−ばねモデルではこの影響を考慮するために、等価剛性の成層地盤モデル
または設計モデルを用いた 3 次元 FEM 解析により、杭頭に水平力 P を与えた時の境界部の各深さの平均水平地盤変位（以下、等価地盤変位。図− 4 参照）を求め、この変位を加えることとした。設計時にはこの等価地盤変位による杭応力と杭頭水平力による杭応力は単純累
図− 4 等価地盤変位加する。

連続モデル

表− 2SMW 諸元

改良深さ（m）
10改良幅（m）
0.6
変形係数（MN/m2） 350
ポアソン比0.25格子状地盤改良杭（Head Lock Pile）工法の開発

以上から、設計モデルを用いることが妥当であると判断した。
−1000水平変位（cm）
1000深度（m）−５0.00.5

1.0

1.5−５0.80.60.40.20.00−10−10−15−15(a) 曲げモーメント分布

図− 612345改良深さと杭径の比設計モデル
連続モデルA
連続モデルB(a) 杭頭曲げモーメント1.0(b) 変位分布

解析結果

杭径 D
0.6 m
6 m
スパン L
1.2 m(2.0D)
改良幅 B
原地盤変形係数
4 MN/m2
改良体変形係数 80 MN/m2(●)
160 MN/m2(○)

0.8

杭頭変位比

深度（m）

−2000

杭頭曲げモーメント比

曲げモーメント（kNm）

1.0

４．改良効果、適用範囲に関する解析的検討

本工法の改良効果、適用範囲を把握するため、改良深さ、改良長（スパン長）、表層型については改良幅および改良体の変形係数、深層型については等価剛性をパラメータにした解析を実施した。いずれの検討も
杭径は 0.6m、杭長は表層型では 10m、深層型では15m としている。また、杭頭は固定条件とした。
①改良深さの影響
図− 7 に表層型の、図− 8 に深層型の解析結果を示す。表層型では改良深さが杭径の 1 倍以上になっても杭頭曲げモーメントはほとんど変わらないが、2 倍を超える範囲では若干モーメントの増加があった。杭頭変位は 3 倍程度までは低減する傾向がみられた。一方、深層型では、杭頭曲げモーメントは改良深さ 3m 程度で収束傾向がみられるが、杭頭変位は 10m を超えても低減する。
②改良幅の影響（表層型）
図− 9 に解析結果を示す。
改良幅が杭径の 2 倍までの範囲では改良幅の増加により低減効果がみられるが、それ以上の範囲では杭頭曲げモーメント、杭頭変位共にほとんど一定の値となる。
③改良長（スパン）の影響
図− 10 に表層型の、図− 11 に深層型の解析結果を示す。表層型、深層型共に通常想定されるスパンの範囲（6 〜 10m 程度）では杭頭曲げモーメントはほとんど変わらないことを確認した。
④改良体と原地盤の変形係数の比の影響
図− 12 に表層型の、図− 13 に深層型の解析結果を示す。改良形式によらず表層型では改良体の変形係数・等価剛性が大きくなると杭頭曲げモーメントおよび杭頭変位は小さくなるが、深層型では、改良体の変形係数が大きくなると地中部、特に改良体と下部地盤との境界部で発生する曲げモーメントが増大する傾向がみられた。
⑤改良体の地震時挙動に関する検討
地震時に改良体が杭の挙動に及ぼす影響について動的解析を行った。図− 14 に改良地盤における応答変位の時刻歴を示す。解析結果によると、改良体は周辺地盤と同位相で挙動しており、大きな差は生じないことが確認された。

0.60.40.20.0012345

改良深さと杭径の比(b) 杭頭水平変位
図− 7

表層型における改良深さの影響

03

杭頭曲げモーメント比1.00.80.60.40.20.069
改良深さ Z (m)12(a) 杭頭曲げモーメント1.0

杭径 D0.6m
スパン L6m
原地盤変形係数 5MN/m2
等価剛性 100MN/m2

杭頭変位比0.80.60.40.20.0036
改良深さ Z (m)912(b) 杭頭水平変位

図− 89-

深層型における改良深さの影響

戸田建設

杭頭曲げモーメント比杭頭曲げモーメント比杭頭曲げモーメント比0.80.60.40.20.0024

68101.00.60.4
0.40.20.2
0.00.40.20.00.0

4680

36912スパン（改良長）L (m)36912(b) 杭頭水平変位
スパン（改良長）L (m)010

改良幅と杭径の比(b) 杭頭水平変位

図− 912

杭径 D0.6m
改良深さ Z10m
杭径 D0.6m
原地盤
改良深さ
Z 5MN/m10m2
変形係数
等価剛性100MN/m2
原地盤変形係数 5MN/m2
等価剛性 100MN/m2

0.60.40.20.012(a) 杭頭曲げモーメント0.80.60.22369スパン（改良長）L (m)369(a) 杭頭曲げモーメント
スパン（改良長）L (m)1.00.80.4000

杭頭変位比
杭頭変位比

杭頭変位比

0.60.80.61.0

杭径 D0.6m
スパン L6m
改良深さ Z1.2m(2.0D)
原地盤変形係数 4MN/m2
改良体変形係数 80MN/m2(●)
160MN/m2(○)

0.8

1.00.80.0

改良幅と杭径の比(a) 杭頭曲げモーメント(b) 杭頭水平変位表層型における改良幅の影響

図− 11深層型における改良長の影響1.0
杭頭曲げモーメント比杭頭曲げモーメント比1.0

杭頭曲げモーメント比

第35号

1.01.00.80.60.40.20.0024680.6

杭頭変位比
杭頭変位比

0.80.40.20.002460.60.80.40.60.20.40.00.2 001.0

杭径 D0.6m
改良幅 B
1.2m(2.0D)
改良深さ Z
1.2m(2.0D)
原地盤変形係数 4MN/m2
改良体変形係数 80MN/m2(○)
160MN/m2(●)

1.00.81.00.0スパン（改良長）L (m)(a) 杭頭曲げモーメント

杭頭変位比

技術研究報告9-102030400.60.80.40.60.20.40.00.2 0

図− 12表層型における改良長の影響

40

改良深さ Z0.9m(1.5D)(●)
杭径 D0.6m
1.2m(2.0D)(○)
スパン L6m
原地盤
2変形係数Z 4MN/m
改良深さ0.9m(1.5D)(●)
1.2m(2.0D)(○)
原地盤
変形係数 4MN/m20.8
1.0(b) 杭頭水平変位
図− 1030

杭径 D0.6m
変形係数比
スパン L
(a) 杭頭曲げモーメント6m

0

スパン（改良長）L (m)

20

変形係数比
(a) 杭頭曲げモーメント0.08101020304010203040変形係数比(b) 杭頭水平変位
変形係数比(b) 杭頭水平変位

表層型における変形係数比の影響

格子状地盤改良杭（Head Lock Pile）工法の開発

ントおよび変位分布の比較を図− 17 に示す。同図より杭頭水平変位は約 20％、杭頭曲げモーメントは約60％低減していることがわかる。
この応力解析結果に基づいて断面設計を行った結果を表− 3 に示す。杭頭曲げモーメントの低減により杭径は 200mm 細くすることができた。なお、ここでは杭径低減を優先したために、鋼管の削減は最低限にとどまっている。あわせて、杭の曲げ戻しによる応力が低減されるため基礎梁の断面寸法、配筋量も小さくすることができた。
以上の結果、表− 3 に示したように、Head Lock
Pile 工法を用いることで未改良に対しておおむね基礎工事費の 13％のコストダウンが図れた。

杭頭曲げモーメント比

1.00.80.60.40.20.001.010203040等価剛性比(a) 杭頭曲げモーメント

杭頭変位比0.8

建物0.6
杭径 D
スパン L
改良深さ Z
原地盤
変形係数0.40.20.00

図− 131020等価剛性比(b) 杭頭水平変位0.6m6m5m
5MN/m2(○□)
10MN/m2(●■)

3040

杭A

深層型における等価剛性比の影響

図− 16

地盤改良計画図
水平変位(mm)

曲げモーメント(kN･m)

-1000
01

改良地盤における応答変位の比較

５．試設計

深度(GL-m)

本工法を用いたモデル建物に対する試設計結果を以下に紹介する。地盤は図− 15 に
示 す よ う に、 表 層 が 平 均 N
値 2.5 程度の粘性土地盤、支持層深さは GL − 14m を想定している。
建物条件を以下に示す。
■地上 3 階地下なしの RC 造
■平面寸法 3 × 3 スパン
24 × 19m（建築面積 456m2）
地盤改良工法は浅層混合処
理 工 法 に よ る 表 層 型 HeadLock Pile 工 法 を 適 用 し た。
改良体の仕様は幅 1.4m（杭径の 2 倍）
、深さ 1.4m、Fc ＝2400kN/m である。図− 16 に 図− 15 想定地盤地盤改良計画図を示す。
この建物・地盤に対して Head Lock Pile 工法を適用した場合と適用しない場合（未改良）の杭のモーメ

1000

2000

01杭A

2233445566深度(GL-m)

図− 140789111212

Head Lock Pile15(a) 曲げモーメント分布

図− 17表− 315202530杭A

911未改良1081014571013013未改良

14Head Lock Pile15(b) 変位分布

改良効果

杭・基礎梁断面およびコストの比較

未改良
Head Lock Pile
杭種SC 杭 t=9mm SC 杭 t=8mm
杭径（mm）
900700基礎梁断面（mm） 700 × 2200 500 × 1800
上端筋
7-D29
5-D29端部 下端筋
10-D29
6-D29
スターラップ D13@200
D13@200
配筋
上端筋
5-D29
3-D29
中央 下端筋
10-D29
6-D29
スターラップ D13@200
D13@200
コスト
10087（未改良を 100）9-戸田建設

６．まとめ

技術研究報告第35号

謝辞

本報告では、格子状地盤改良杭（Head Lock Pile）工法に対する設計法の概要およびその適用範囲について述べた。以下に知見をまとめる。
（1）本工法を用いた杭の水平力に対する設計において、3 次元 FEM 解析に基づいて水平地盤反力係数を評価した上で、一般的に杭の設計に用いられる梁−ばねモデルを適用する方法を示した。
（2）杭を中心としたスパンの 1/2 の範囲で杭、地盤、改良体をモデル化した設計モデルが、本工法の設計に適用できることを確認した。
（3）表層型の適用範囲として、改良幅を杭径の 2 倍以上、改良深さが杭径の 1 倍以上 2 倍以下、深層型
では改良深さを 3m 以上とすることで、一定の改良効果を確保できる。
（4）表層型に試設計の結果、Head Lock Pile 工法を用いることで杭径および基礎梁の断面寸法を小さくすることができ、未改良に対して約 13％のコストダウンとなった。

本研究は、安藤建設、西松建設、間組、ジェコス、成幸利根、トーヨーアサノ、三谷セキサンとの共同研究として実施したものである。関係各位に深謝します。

参考文献

1） 前田良刀，緒方辰男，徐光黎，平井卓：地盤改良複合
杭 基 礎 の 開 発 と そ の 支 持 力 特 性， 土 木 学 会 論 文 集，No.686，Ⅵ -52，pp.91-107，2001
2） 本間裕介，冨永晃司：水平力を受ける鉄鋼スラグ浅層
改良杭に関する一解析法－現場実験結果との比較－，
日本建築学会学術講演梗概集 B-1，pp.617-618，2007
3） 河野真美，駒場勝美，乃村和浩，平井卓，土屋富男，
山下清：地盤改良複合杭の水平載荷試験，土木学会年次学術講演会Ⅲ，pp.864-865，1999

9-