Super HRC システム ‑ 超々高層ＲＣ住宅の開発

大断面地中連続壁

千葉

金子

脩 *1

治 *1

概要

高性能 RC 造超高層建築物(Super HRC システムシステム)の基礎構造として、戸田式地下連続壁工法：TO‑SSD 工法による大壁厚のボックス型連壁杭を用いることで、特に軟弱地盤においては上部構造も含めた建物全体での設計合理化が可能になる。
本報ではさらなる合理化および品質確保をはかるために実施した掘削試験および入隅のある特殊な平面形状のボックス型連壁杭の水平載荷時の挙動に関する解析的検討の結果、以下の見解が得られた。
(1)大壁厚・大深度掘削が可能バケット式掘削機：MEH 掘削機の施工性能および品質を掘削試験により確認し、(財)日本建築センターより掘削機使用に関する追加評定を取得した。これにより最大厚さ 2.0m、最大深さ 150m まで施工可能で、かつ軟弱地盤での高い施工能率を発揮する MEH 掘削機の使用が可能となった。
(2)3 次元有限要素法を用いた解析的検討により、入隅のある特殊な平面形状のボックス型連壁杭の水平載荷時の剛性評
価方法について確認した。さらに、杭＋連壁からなる複合基礎としての挙動に関し、抵抗要素としての周辺地盤の評価方法、杭と連壁の応力分担の傾向について把握した。

DEVELOPMENT OF “Super HRC SYSTEM”

WIDE DIAPHRAGM WALLS
Osamu KANEKO*1
Osamu CHIBA*1
Box-shaped diaphragm walls with wide thickness that designed and built by Toda Substructure System of Diaphragm walls (TOSSD) are employed as foundation structures of the Super high performance RC high-rise housing system. The authors tried to rationalize
the system through experimental and analytical studies.
In situ excavation experiment using a bucket type excavation machine; MEH that represented high performance especially in soft soil
deposits was carried to confirm ability and quality. Therefore this machine was authorized by BCJ to use in TO-SSD.
Stiffness of walls that had rectangular plan with concaved corners was certified by analytical method using 3-dimensional FEM
model. Performance as a composite foundation structure, effects of surrounded soils and stress distribution between piles and walls
were confirmed by the same model.

*1

技術研究所

*1

Technical Research Institute1Super HRC システム ‑ 超々高層ＲＣ住宅の開発

大断面地中連続壁

１ . はじめに
高性能 RC 造超高層建築物(Super HRC システム)の基礎構造としては、特に軟弱地盤では剛性と強度の高い(戸田式地下連続壁工法：TO‑SSD工法による)大壁厚のボックス型連壁杭が採用される。本報では、基礎構造の合理化および品質確保のために実施した以下の 2 つの検討結果について報告する。
①大壁厚大深度掘削が可能でかつ軟弱地盤での適用性

金子
千葉
表‐2.1

治 *1
脩 *1

評定取得済みの掘削機

掘削機名

適応壁厚

最大深度掘削機(エレクトロミル)

0.65-2.4m

150m

ウォールドリル掘削機

0.4-1.2m

100m

0.5-1.2m

55m

水平ドラムカッター式EMX

垂 直 カ ッ タ ー 式 BW ロ ン グ
クラムシェルバケット型
MHL掘削機が高いバケット式掘削機：MEH掘削機の施工性能および品質確認のために実施した掘削試験②入力動算定モデル用の連壁杭の剛性評価、および周辺地盤の影響を考慮した連壁杭と丸杭からなる複合基礎の水平載荷時の挙動についての解析的検討２ . 大断面対応掘削機の掘削試験
2.1 掘削機の適用性

地下連続壁工法による基礎構造の構築においては、施工品質を確保し設計性能を担保するためには、掘削壁厚、深度および地盤種別に対する掘削機の適用性、施工性を確認する必要がある。また、適切な掘削機を用いることで施工能率を向上させることも可能になる。

写真‐2.1

地下連続壁工法は(財)日本建築センター基礎評定委員会の評定工法であり、使用掘削機についても評定対象となっている。TO‑SSD 工法においては表‐2.1 に示す掘削の使用実績があり、これらの評定を取得している、このうち大深度・大壁厚対応としては水平ドラムカッター型EMX(エレクトロミル)掘削機があり、この掘削機は硬質地盤では優位性が発揮されるが、軟弱地盤では過剰設備となる可能性がある。

そこで、軟弱地盤における施工で合理性が高く、大深度・大壁厚にも対応できるクラムシェルバケット型のMEH掘削機を本システムに採用できるよう、掘削実験を行って施工性を確認し、追加評定を取得することとした。適用壁厚は 0.6 〜 2.0m(掘削試験壁厚)、最大深さ 150m である。

2.2 掘削試験概要

表‐2.2
調査項目
掘削精度
掘削深さ，形状
掘削能率
スライム沈降量
スライム処理安定液の性状逸水

施工管理調査内容

調査内容
掘削溝形状，壁厚調査
掘削深さ調査調査方法
超音波溝壁測定装置
重錘付き
検尺テープ

掘削機械の性能
作業時間測定把握
ス ラ イ ム 堆 積 厚 重錘付き
調査
検尺テープ
ス ラ イ ム 処 理 効 重錘付き
果検尺テープ
安定液性状
表2.3
変化の把握
異常逸水の確認

目視御(垂直保持)のための特殊傾斜計と精度調整ガイドを内(1) 使用する掘削機蔵しており、偏位が生じた場合はただちに地上操作により修正できるシステムとなっている。

土砂を直接つかみ取る方式で、先端のシェルをコントロールするための油圧ユニットを内蔵したバケット部と行 2、後行 1=3 ガット)、掘削深さ 18m、壁面積 129.6m2 である。施工管理のための調査実施内容を表 2.1 に示す。施今回用いた掘削機は MEH‑1220 型掘削機で、写真 2‐1 に示すようにワイヤー懸垂したバケット本体の自重によりそれを搭載するベースマシンで構成される。バケット本
体内には、掘削レベルを感知するセンサーおよび姿勢制

*12

技術研究所

(2)試験規模掘削試験の実施規模は、壁厚 2.0m、掘削長さ 7.2m(先工は TO‑SSD 工法施工指針に示された同タイプの MHL 掘削機の施工方法に準じて行った。

測定位置
先行 1
先行 2
後行

中心変位量
最大値(mm)19263028371543

表‐2.3

掘削深さ(mm)
1804
1809
1807
1812
1818
1817
1815

掘削精度測定結果
鉛直精度
1/949
1/696
1/602
1/647
1/491
1/1211
1/422

最大変位量(mm)6165
6557
774887

最大壁厚(mm)
2082
2052
2095
2052
207620692087

表‐2.4
管理項目

試験器具

土砂混入量，希釈度

粘性

マッドバランス

流動性，希釈度

濾過水量

ファンネル粘度計
濾過試験器

造壁性

泥膜厚
pH

安定液管理試験項目

管理試験内容比重

砂分量

最小壁厚(mm)
2069
2017
2060
2021
2000
2052
2017

濾過試験器

土砂混入量

砂分計

イオン分混入量,安定性

ガラス電極pH計

削を進めた

各ガット掘削終了後、超音波溝壁測定装置により掘削溝形状を確認した。測定状況を写真‐2.2 に示す。調査数

写真‐2.2(3)地盤概要

は壁厚方向先行 3ヶ所、後行1箇所である。その結果、表‐2.2 に示すように鉛直精度は1/1211 〜 1/422、最大変位量

試験は神奈川県大和市において実施した。試験地盤は
平均 N 値 7 程度のローム層が地表から 15、6m と厚く堆積

48 〜 77mm、掘削壁厚もすべて 2,000mm 以上となり、全管理目標を満足する掘削精度が確保できていることを確認いる。孔内水位は GL‑10.4m であったが、不圧水としての滞水と考えられ、試験実施深さまでは地下水位以浅と判いて底ざらいを行って土砂を排出した後、重錘付き検尺テープにより掘削深さを調査した。調査ポイントは各しており、下部 2‑3m は粘土化している。本試験では ‑15、16m 付近より出現する N 値 50 以上の砂礫層まで掘削して断される。

2.3 試験手順および試験結果(1) 掘削手順、掘削精度管理、施工能率
事前にバックホーにて深さ 2.0m の先行掘りを行った

後、所定の深さまで、掘削溝横では重錘付き検尺テープにより掘削深さを確認しながら、オペレータ室内では表示される傾斜感知装置(バケット本体に内蔵)の測定結果を注視して、必要に応じてオペレータ室内の作動押しボタンにより精度調整ガイドを調整し、施工管理値 1/300以上の精度が確保できるよう修正操作を行いながら、掘先行1ガット掘削

先行2ガット掘削した。
続いて所定深さまで掘削後、ガットごとに掘削機を用ガット 9ヶ所で、掘削深さは 18.0 〜 18.25m と、所定の掘削深さを確保できていたことを確認した。

さらに、掘削終了までの所要時間から求めた掘削能率
は、先行ガットで 11.2‑11.5m2/hour(22.4‑23.0m3/hour)、後行ガットで 20.1m2/hour (19.4m3/hour)と、掘削性能について定量的に把握した。

(2)安定液の配合、管理本試験では、土質試験結果に基づき、土砂分離性の高いポリマー系安定液(配合は、水 1m3 あたりベントナイト20kg、CMC2kg)を用いることとした。なお、安定液の再利用は行わず、すべて新液を作成、追加した。

後行ガット掘削

スライム処理1.15
管理基準値(上限)

比重1.10

良液
掘削溝表面
溝内-6m

管理基準値(下限)1.05
1.000122436

図‐2.14860
経過時間 （時間）728496

安定液管理試験結果(比重)3表‐2.3 に安定液の管理項目および方法を示す。管理項
目 6 項目のうち、比重の管理結果を図‐2.1 にし示す。これを含め、掘削およびスライム処理時に使用した安定液は、掘削時に掘削溝表面で採取したものも含め、すべて管理基準値以内で、良好な掘削が行われたことを確認した。図中(△)に示すように、先行 1 ガット掘削後および①④⑦⑩⑬②⑤⑧⑪⑭③⑥⑨⑫⑮

図‐2.2①②③1200⑦⑧⑨⑩⑪⑫⑬⑭⑮120

くい以外の管理基準値

800

左スケール

右スケール

80

くいの管理基準値
底ざらい

4000-1840

スライム
処理

0-12-60612
スライム処理後経過時間 （時間）図‐2.3182430

スライム測定結果内となっており、スライム処理時の良液置換が適切に行われたことを確認した。

(4)スライム処理
掘削完了後、１晩置いた翌朝に掘削機を用いて底ざらいをおこなって残留土砂を排出し、その後安定液を補給しながらエアーリフト( 先端袴状リバース管：4 0 0 ×700mm)を用いてスライムを排出した。補給安定液はすべて新液である。なお、エアーリフトの先端は溝底より 10〜 20cm 間隔をあけ、溝底を傷めないようにした。
スライム厚は掘削深さ調査と同じ重錘付き検尺テープを用いて行った。測定ポイントは図‐2.2 に示す 12 点である。測定の結果、図‐2.3 に示すように、掘削完了後は700‑1200mm の土砂が沈降したが、スライム処理後は 17、22 時間後でもスライム沈降量は平均 26‑37mm と、本工法のスライム量の管理目標値である 50mm 以下(その他の場合 100mm 以下)となり、スライム処理が適切に行われ、管理目標を満足できたことを確認した。

2.4 まとめ

MEH 掘削機を用いて壁厚 2.0m の地中連続壁の掘削試験を行い、(1) 鉛直精度、掘削壁厚は管理値を満足し、かつ所定の掘削深さを確保できたこと、(2) 掘削能率、(3) 掘削およびスライム処理時に安定液はすべて管理基準値以内であったこと、(4)エアーリフトによりスライム処理が適切に行われ、スライム厚は管理目標となったこと、を確認した。
以上より、施工性能を確認し、所定の品質を確保するのに必要な施工管理方法を把握することができたことから、本試験結果をとりまとめ、(財)日本建築センターより

4④⑤⑥

スライム測定位置

処理後スライム厚 (mm)

処理前スライム厚 （mm）

スライム処理後に掘削溝内の深部からの採取も行ったが、深部においても安定液はスライム処理時の管理基準値以MEH 掘削機に関する追加評定(BCJ‑ 評定 F0006、平成 12 年
9 月 22 日付)を取得した。

３ . ボックス型連壁杭の剛性評価
3.1 検討目的本システムのようなボックス型連壁杭を採用した場合、上部構造 ‑ 基礎構造 ‑ 地盤連成系の相互作用を考慮した

基礎入力動算定および基礎構造の設計における連壁杭の水平剛性および地盤ばねの適切な評価が重要である。特に、連壁杭は剛性が非常に高く、建物全体の耐震性能に大きな影響を及ぼす可能性があることから、その水平剛性を適切に評価することが重要である。
そこで以下に、入力動算定モデル用の連壁杭の剛性評

価方法および周辺地盤の影響を考慮した連壁杭と丸杭からなる複合基礎の水平載荷時の挙動について検討した結果を示す。

3.2 ボックス型連壁杭単体の剛性評価

相互作用を考慮した地震応答解析では、上部、基礎構造を質点に集約し、基礎側面に地盤ばねを取り付けたモデルを用いることが多く、基礎部分のモデル化においては 3 次元の形状効果を考慮した連壁杭のせん断、曲げ剛性の評価が必要である。そこで、連壁杭のみをモデル化して 3 次元 FEM 解析による評価を試みた。対象とした連壁杭は図‐3.1 に示すように、壁厚 1.8m、平面は 46.5m 角で入り隅があるボックス型とし、杭頭部から杭先端までの長さ:h は 43.0m、平面的に 1/4 をモデル化した荷重は12.5MN (全荷重P=50MN)とし、面内壁(加力方向と平行な壁)の杭頭レベルに分布して与え以上より、このようなボックス型連壁杭ではせん断剛

23,250性は弾性論で評価できるものの、曲げ剛性を平面保持の仮定から導くと、やや過大評価となることが確認された。

9,5009,500と直交する壁)の剛性を 0 とした

3.3 周辺地盤を考慮した連壁杭の剛性評価

23,250た。あわせて面外壁（加力方向

連壁杭と杭(丸杭)からなる複合基礎では、水平剛性評上で各要素の上下変形を拘束し価および水平荷重の負担率の算定にあたって、剛性の高たモデル(せん断比較モデル)の解表‐3.2

析も実施している。

図‐3.1

ん断比較モデルδ s ) の深さ方向

解析モデル

分布を図‐3.2 に示す。ここで、せん断比較モデルの変位分布形状はせん断変形と見なせ、かつ平均頭部変形(t δs)1.411mmに対し、壁杭のウェブ部内法のみを有効として求めた等価せん断剛性([GAs/ κ]c=1.559 × 106MN/m2、κ=1.0)から式(1)を用いて求めたせん断弾性変形(t δ sc)
は 1.422mm と、ほぼ一致しており、せん断剛性(変形)は弾性論で評価できることがわかった。さらに、全断面モデルによる頭部変形(t δ ms)から上記のせん断変形を引いた値を曲げ変形(t δ m)として式(2)により等価曲げ剛性(EIe)を求めると、表‐3.1 に示すように、平面保持の仮定により求めた曲げ剛性：EI の 59% となった。
tδsc =P･hEIe =3･tδm, tδm = tδms− tδsc

Disp lacement ( δm s) (mm)1.02.03.00.001010
D ep th (m)D ep th (m)0.020ABCDE3040図‐3.2

表‐3.1tδsc(mm)1.411tδms(mm)2.385

1.02.0い連壁杭で基礎を囲んでいることの効果を 3 次元で評価する必要がある。そこで、図‐3.3 に示す周辺地盤および下部地盤を含むモデルを用いて 3 次元 FEM 解析を行った。
丸杭ははり要素とし、杭頭は剛なスラブを設け固定し、加力はスラブを介して与えている。実施した解析ケースの一覧を表‐3.2 に示す。

解析結果のうち、CASE1 の連壁杭、外部地盤(加力方向後方)および連壁に囲まれた丸杭(内部杭)の変位(杭先端部地盤と分布形が異なっている。また図‐3.4(b)に示す
内部地盤のない CASE2 の連壁杭変位は CASE1 とほぼ一致･････(2)しており、面内壁のみの CASE5 も CASE1 と近似した分布形であった。これに対し、図‐3.4(c)に示す連壁杭およD isp lacement ( δm s,δs) (mm)

0

基本ケース
内部地盤なし周辺地盤剛性 1/2
連壁杭剛性 1/3
面内壁のみ
面外壁のみ
連壁杭なし

レベルを0とした相対変位)の深さ方向分布の比較を図3‑4(a)に示すが、連壁と内部杭はほぼ一体で動いており外･････(1)[ GAs/κ]cP･h3

1234567

内部杭応力負担率（ ）は外杭含む
9.45% (12.2%)
0.21% (3.14%)
9.27% (12.0%)
16.3% (20.8%)
14.5% (18.2%)
28.7% (37.4%)−パラメータCASE

水平変位(全断面モデルδ ms せ解析ケース一覧および応力負担率3.0

び周辺地盤の剛性を低下させた CASE3、4 や面外壁のみの丸杭
2,500φ2,300φ1,800φ1,500φ

連壁杭
連壁杭
厚 1,800

203040

全断面モデルせん断比較モデル

内部杭

出力位置

180,0

外側地盤

加力

9000,000

スラブ

水平変位

等価曲げ剛性の比較

tδmEIeEI(mm) (MN･m2)(MN･m2)
0.974 1.458×109 2.449×109

杭先2,500

端 -4

EIe/EI
0.59,000-130

図‐3.2

解析モデル
5

3.4 まとめ1.00

D isp lacement (mm)1.50

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50

00-10-10
D ep th (m)D ep th (m)0.50-20-30-20-30

CASE1CASE3
CASE4
CASE6-40-40

内部杭外側地盤-50-50(a)(b)

Disp lacement (mm)D isp lacement (mm)0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00・相互作用を考慮した地震応答解析に用いるための、3次元 FEM および弾性論に基づく、ボックス型連壁杭の剛性評価方法を示した。
・複合基礎としての水平剛性には内部地盤はほとんど寄与しておらず、面内壁が支配的であることがわかった。

0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00

00-10-10
D ep th (m)部杭の発生モーメントに対しても影響が大きいのは面内壁であると判断される。

D isp lacement (mm)0.00

D ep th (m)CASE6 では、図‐3.4(d)に示す連壁杭のない CASE7における内部杭のような外部地盤に追従した分布形に近づいて行った。
以上より、内部地盤は基礎全体の水平剛性にほとんど寄与しておらず、かつ複合基礎の水平剛性の評価には面内壁が支配的であることがわかる。
図‐3.5(a)(b)には曲げモーメント分布を、表 -2 には内部杭の杭頭せん断力の総和と入力荷重との比 = 内部杭の応力負担率を示す。図‐3.5(a)に示す CASE1、3では杭頭曲げが卓越した、内部地盤の影響があまりみられない形状となっており、内部地盤の寄与はほどんどないことがここからもわかる。また、CASE3では地盤剛性の違いにもかかわらずモーメント分布・内部杭の応力負担率ともCASE1との差は小さく、ボックス型連壁杭に囲まれた内部杭の挙動は地盤のばらつきの影響を受けにくいと考えられる。また、図‐3.5(b)に示すCASE5 ～ 7の比較では、内-20-30連壁杭
内部杭外側地盤-40-50-20-30CASE 1CASE 2
CASE 5-40-50(c)図‐3.4(d)水平変位の比較

４ . おわりに-800

M oment (kN ･m)-400

00-10-10-20-20-30-40CA SE1CA SE3CA SE4-50[参考文献]
1)和泉他、 高性能RC造住宅の耐震設計法(その１)、2001
年度日本建築学会大会、
2)藤堂他、大断面連続地中壁の地震時挙動、戸田建設技術研究報告、No.27、2001

6-20000

D ep th (m)D ep th (m)高性能 RC 造超高層建築物(Super HRCシステム)の基礎構造としての大断面のボックス型連壁杭に関する試験および解析的検討により以下の成果が得られた。
(1)大壁厚・大深度掘削が可能でかつ軟弱地盤での適用性が高いバケット式掘削機：MEH掘削機の施工性能を掘削試験により確認し、(財)日本建築センターより掘削機に関する追加評定を取得した。
(2)解析的検討により水平載荷時の連壁杭の剛性、および複合基礎としての挙動について、本システム特有の評価方法について把握した。

M oment (kN ･m)-1000
0-30-40

CA SE1
CA SE5
CA SE6CA SE7-50(a)図‐3.5(b)
杭曲げモーメント