未来 FRONT
豊富な被圧地下水への対策として、
無廃土、低騒音、近接施工が可能な回転杭を採用

北陸新幹線

富山駅高架橋工事ほか

TECHNICAL NOTES

支持杭間に短杭を配置した杭基礎構造（機能分担基礎構造）に関する研究
ハット形鋼矢板の重防食被覆の耐久性に関する研究

79
ホームページ

http://www.jaspp.com/

富山駅上空より富山平野、および北陸新幹線予定区
間を望む

未
未

来
来

豊富な被圧地下水への対策として、
無排土、低騒音、近接施工が可能な回転杭を採用
北陸新幹線

富山駅高架橋工事ほか

1964 年の東京－新大阪間の開業を皮切りに、常に世界の高速鉄道をリードしてきた
わが国の新幹線。1972 年には、北海道から九州までの 5 線で整備新幹線計画が決定され、5 大都市圏と地方主要都市とをおおむね3 時間で結ぶという、21 世紀型の高速基幹ネットワークのグランドデザインが形成された。そして、昨年 12月には東北新幹線が新青森まで延伸して全線開通。さらに、2004 年に一部開業していた九州新幹線もこの 3月に博多－鹿児島間が全線開業し、北海道新幹線も一部区間で着工済みであることから、
東海道新幹線の開業から約半世紀を経て、日本の太平洋岸の主要都市はおおむね新幹線ネットワークにより網羅されることになった。一方、1997 年に東京から長野まで部分開業している北陸新幹線（長野新幹線）も、現在、金沢までの延伸区間の工事が着々と進んでいる。東京から北陸経由で関西に至る沿線人口は東海道新幹線に匹敵し、東海道
新幹線の代替補完機能としても期待される北陸新幹線の建設現場を、北陸の産業都市である富山に訪ねてみた。

JR 在来線と私鉄線に近接する富山駅高架橋建設現場

1

基本計画は40 年前
五輪を機に長野新幹線として先行開業
北陸新幹線は東京を起点に長野、上越、富山、福井など、上信越・北陸地
方の主要都市を経由、大阪に至る総区間約 700km（このうち東京－高崎間約105km は上越新幹線と共用）の整備新幹線である。

回転杭
鋼管ソイルセメント杭
鋼管矢板基礎
場所打ち杭

富山地方
鉄道本線

構想そのものは東海道新幹線開業間もない 1965 年 9 月に発表。北陸地方では早くから新幹線誘致の機運があっ

鉄道・運輸機構

北陸新幹線第二建設局

富山鉄道建設所担当区間概要図

た。こうした高まりを受け、1967 年 12 月には「北

4,084
万人

回り新幹線建設促進同盟会（1972 年に北陸新幹線
建設促進同盟会と改称）」

北 陸 新 幹 線
沿線地域の総人口が発足。この当時から、逼迫するであろう東海道
新幹線の代替交通機関と

石川県
117

45

4,736
万人

北陸地方の活性化と将来

11

東海道新幹線
沿線地域の総人口

福井

た。
そ の 後、「全国新幹線
鉄道整備法」に基づき、

147

1972 年 6 月には東京都－

京都府
265 京都大阪市間を高崎・長野・263

富山・金沢経由で結ぶ
「北

大阪

17

42

高岡

富山

富山県
111

滋賀県
138

長野県
220

長野

12
上田

福井県
82

25
高崎

19
熊谷 埼玉県 118
705
東京都
1,257

岐阜県
211

神奈川県
879
愛知県
725

名古屋 17

静岡県
379

37

80

豊橋

浜松

安城

陸新幹線」として基本計画が決定。翌年には整備

群馬県
202

38

金沢

222

大阪府
882

上越

小松
25

しての目的を標榜してい

新潟県
243

21

70

24
富士

11

さいたま市
848

20

358

東京

横浜

小田原

三島

静岡

資料：平成17年国勢調査より。

「東海道新幹線」「北陸新幹線」両沿線地域の人口比較

計画決定および建設の指示がなされたが、折からの緊縮財政

は長野－上越間で、2001 年 4 月には上沿線 10 都府県（東京・埼玉・群馬・長野・やオイルショックの影響で計画は継続

越－富山間で、2005 年 4 月には富山－

新潟・富山・石川・福井・京都・大阪）

されていたものの建設は凍結。整備新

金沢（白山総合車両基地）間で順次着の人口は、東海道新幹線にも匹敵する幹線建設の凍結解除が決定されるには工され、2014 年度末に長野－金沢間がスケールとなる。本州中央部の北回り

1987 年まで待たねばならなかった。

一括開業される予定となっている。

高速交通の大動脈として大きな需要が1989 年にまず高崎－軽井沢間からその延伸整備効果は、東京－富山間期待されるだけでなく、北関東圏と関着工され、1991 年に長野市が冬季オリが約 2 時間 10 分（現行約 3 時間 10 分）、

西圏との相互交通も東京での乗り換え

ンピックの開催地に決定したことか

東京－金沢間が約 2 時間 30 分（現行約をせずに可能になるなど、ネットワー

ら、1997 年 10 月に高崎－長野間が「長3 時間 50 分）と、現在の所要時間と比クの選択肢も増える。

野新幹線」の呼称で営業運転を開始し較して大幅に短縮される。

た。

北陸地方の活性化とともに
東海道新幹線の代替補完機能として期待を寄せる
その後、北陸新幹線は 1998 年 3 月にさらに、東海地方での大規模災害時

北陸地方が片道 3 時間以内の日帰りのリスク分散の必要性から、北陸新幹圏内となることから、大都市圏と地方線は東海道新幹線のバイパス機能も有

都市圏の相互交流の活発化と沿線地域しており、その整備効果は北陸地方だの人的交流の発展に大きく貢献するもけにとどまらない国家的要請として待のと期待されている。さらに、将来的たれている。

に大阪までの延伸が実現すると、関東と関西を起・終点にもつ北陸新幹線の2

来

無排土施工により、被圧地下水に対処した回転杭

未半を形成する常願寺川扇状地である。

北アルプスが形成した地下水豊富な地盤

こ の 扇 状 地 は 海 抜 165m に 扇 頂 が あり、河口までの距離は 18km。扇状地

現在、県都・富山市の玄関口となるの勾配は約 0.9％である。富山市街で富山駅を中心に高架橋工事を進めていは 20m 等高線に沿って今泉、大泉、小る鉄道・運輸機構

北陸新幹線第二建泉、清水などの地名が並ぶ。これらは富山鉄道建設所（以下、富山鉄

扇状地末端の湧水群で、30m 程度の深道建設所）は、東は滑川市と上市町のさの掘抜井戸から地下水が豊富に湧出

行政境となる上市川右岸から西は神通

している。

設局

川の右岸までの、富山市街を東西に横断する約 14.6km を管内としている。
この区間は富山平野の平坦な地形で占められ、構造物としてはトンネルはなく、橋梁が約 1.7km（12％）、高架橋
が約 12.9km（88％）となっている。橋
梁の主橋脚部に鋼管矢板基礎が使用されたほか、高架橋部は地層条件に応じて回転杭と場所打ち杭が使い分けられている。回転杭の選択のポイントとなったのは、北アルプスからの豊富な地下水対策である。
東に標高 3000m を超える立山連峰があり、北に沈降の著しい深海性の富山湾を望む富山平野は、融雪時に膨大な流量を誇る複数の急傾斜河川によって形成された、複合扇状地である。その中でも最大のものが、富山市街の大

剣岳

立山

常願寺川

水橋田伏高架橋工事での回転杭施工状況

薬師岳

富山駅
常願寺側扇状地
神通川

富山湾

立山連峰からの膨大な雪解け水で複合扇状地を形成する富山平野

3こうした地層条件から富山平野の扇

無排土、低騒音・低振動という低環境負荷と施工性を併せもつ工法状地末端部で杭施工を行おうとする

回転杭の特長である無排土施工は、と、地盤の掘削により、随所で被圧地残土処分が不要というすぐれた環境特

下水が自噴してしまう。そのため、地性を発揮する。残土の発生がないこと

下水の被圧状況によっては、先行掘削から、その仮置きスペースも不要で、を行う場所打ち杭では地下水が噴出

かつ工事車両の台数の削減につながしてしまい、基礎杭の築造に支障をきる。また、残土処分費も不要であるこたす。古くから地元の生活や産業に役とから工費の縮減に寄与している。

立ってきた立山連峰を源とする豊富な

さらに、先端羽根の推進力で回転圧地下水が、この場合は皮肉にも障害と入することから低騒音・低振動であり、なってしまうのである。そこで、この住宅密集地も含む市街地施工で夜間工

被圧地下水対策に採用されたのが、鋼事にも対応できる工法となっている。

管杭の先端に羽根を溶接した回転杭な

また、回転杭は施工時の回転抵抗値

のである。

0

深度
（m）

被圧地下水への対策として
回転杭を採用

N値

トルク

0

10

10

20

20

30

30

40

40

50

50

支持層
支持層
60
60
0 10 20 30 40 50 60
0 20 40 60 80 100

N値

トルク値

（×10kN・m）

回転杭の管理指標例（回転トルク値）や貫入量から推定さ

この鋼管杭は、全周回転機等を用いれる先端貫入抵抗値が、実際の地盤のて先端羽根の推進効果を利用して回転

硬さと非常によい相関を示すことが確

貫入することで、無排土施工が可能に認されている。そこで、回転トルク値なる。さらに、鋼管内に取り込まれたや貫入量を管理することで支持層への土が管内で閉塞しているため、被圧地

確実な根入れが可能になっており、高下水を抑え込むことができる。この工品質で信頼性の高い杭構築ができるの区では、被圧地下水の水位 GL+2m 以が特長である。

上を基準に回転杭が採用されている。
回転圧入完了時の杭周辺排土状況

先端羽根の形状（例）

着々と高架橋の立ち上げが進む北陸新幹線（水橋田伏高架橋付近）

4

来

断続施工で過密ダイヤに対応、
無排土で近接施工に貢献

未らの施工に対する時間が短縮される。

狭隘地での効率的な施工を可能にした回転杭

こうして、本工区での近接施工への要請を、回転杭は断続施工という柔軟

施工延長 1350m の高架橋および橋

かつフレキシブルな施工性でクリア

梁工事となる富山駅高架橋工区では、した。本工区での比較では、場所打ち

被圧地下水対策以外にも回転杭のメ杭であれば 30 〜 40m 級の杭が 2 日にリットが活かされている。

1 本、または 3 日に 2 本しか施工できな

この工区は、JR 北陸本線・高山本線

いところを、回転杭であれば 2 本またと富山地方鉄道が近接する「鉄道営業は 3 本の継杭であっても、1 日 1 セット

線近接工事」となっており、狭隘な作の施工が可能になっており、その施工

業スペースと分刻みで往来する営業線

効率のよさを発揮している。

に配慮しながらの施工が特徴となってまた、富山地方鉄道と JR 北陸本線

いる。特に、最近接の富山地方鉄道のの間に挟まれた施工スペースを考慮し場合、朝のラッシュ時は 5 分間隔で列車が往復し、鉄道会社の保安基準では通過 3 分前には、クレーン作業を中断しなければいけないという制約があった。
場所打ち杭の場合、ケーシングを建込んでの掘削、鉄筋かごの建込み、コンクリートの打設など工程数が多く、それぞれ連続施工が必要となる。
その場合、クレーン等の重機による作業が不可欠で、過密した列車ダイヤに配慮しながら営業線近接施工を行うことは効率が悪く、富山駅高架橋工事のタイトな工程の中で工期を確保することが困難となる。
これに対して、回転杭は鋼管の建込み時を除けば重機の使用が最小限で済み、鋼管圧入の一時的な中断から容易な再開など、断続施工も可能である。さらに、掘削やコンクリート
硬化の時間も不要なことから、これ

低騒音・低振動施工に加え、周辺地盤を緩めないため、近接工事に適した工法

建築限界
（仮）
（仮
）

杭芯〜
芯〜軌道中心軌道中心（地鉄下り線
（地鉄下
り線）
り線
）

地方鉄道上り本
地方鉄道上
り本線
り本
線
（軌道中心）※中杭12m
接続時

地方鉄道下り本
地方鉄道下
り本線
り本
線
（軌道中心）
RT-260H
RT-260
H

150tク
150
tクロー
ローラ
ラクレーン
0.7m³バ
0.7m
³バッ
³バ
ックホ
クホウ
ウ

発電機
発電
機
油圧
ユニット

RT操作室
地方鉄道
下り本線

地方鉄道
上り本線

3×6
3×
6 敷鉄板

富山駅高架橋「いたち川 B-P3」富山地方鉄道側・最近接杭配置図

5営業線への最接近現場の状況た場合でも、場所打ち杭では排土の仮プラント設備や排土置き場が不要のため省スペース施工が可能価された。

を与えると期待されている。

置きスペース確保やコンクリートミキ

冬季のこの工区ならではの工夫とし観光面では、従来の北陸は関西の奥サー車など作業車両の多さがスペーて、継杭の溶接時にポリエチレン等で座敷としての色合いが濃かったが、北スを圧迫することが懸念された。その作製された特殊風防を用いているのも

陸新幹線開業後は首都圏をターゲット

点、回転杭であれば、重機類の配置も特徴である。大径・厚肉の鋼管の溶接にした観光戦略が盛んになるであろ

含めて回転圧入時の作業スペースはき

は、プレヒートから完了までに長い作う。富山の立山・黒部のアルペンルー

わめて小さく、無排土であることから

業時間を要する。ことに、低温で風雪

ト、金沢の歴史・文化遺産への観光が、狭隘地での近接施工に適した工法と評のあるこの工区では溶接環境が厳しい

東京から 2 時間少々の距離となるのでものとなる。そこで、この特殊風防は寒ある。

過酷な気象条件に対応可能な特殊風防

冷地での防風対策を図ることで、鋼管

また、商業都市・金沢が首都圏資本の低温化や着氷を避け、安定した溶接の視界に入ってくるということにもな

環境を維持することに役立っている。

るだろうし、豊富な水資源と水力発電

近接営業線への安全の配慮、冬季を背景に、製薬からエレクトロニクスの気象条件という過酷な諸条件をクまで伝統産業と先端産業がそろう産業

リアしながら、スピーディーかつ省ス

都市・富山と首都圏との交流も、今以

ペース、さらには環境にやさしいと上に活発になることは間違いない。

いうメリットもあわせて発揮しなが将来的には関東と関西をつなぐ一大ら、高速鉄道高架に鋼管杭の新工法で中継地点としての役割だけでなく、世ある回転杭が適用されている。富山鉄

界経済をリードするアジアへの窓とし

道建設所管内で使用される回転杭は、ての役割など、今後の北陸地方躍進のφ800〜1600mm × t12〜27mm × L21

起爆剤として大きな期待が寄せられる〜43.5m、使用材は SKK490。杭本数合のが北陸新幹線である。

計は 1047 本となっている。

これまで、太平洋岸を中心に整備されてきた高速鉄道網が、いよいよ日本

東西日本の大きな架け橋として対アジアの日本海側拠点の一大インフラとして2014 年度末の長野－金沢間一括開業を目指して鋭意建設工事が進む北陸

海側におよぶ。環境型社会の実現を目指して、モーダルシフトへの流れが進む中、北陸新幹線の基礎部分をフレキ
シブルな施工性と環境性能の高さで形づくっているのが、この回転杭工法である。

新幹線だが、東京から富山、金沢へ現行路線から 60 〜 80 分の時間短縮にな
特殊風防で安定した溶接環境を確保

る効果は、さまざまな面に大きな影響［写真提供：鉄道建設・運輸施設整備支援機構、
富山市］

6

Part.1

支持杭間に短杭を配置した杭基礎構造（機能分担基礎構造）に関する研究−機能分担基礎における群杭係数−
建築基礎技術委員会
果、競合杭種に対してコスト競争力が1．はじめに低下する状況を招いている。

しかし、これらの評価法は杭径・杭長が同一の場合を想定したものである

近年の建築市場では、鉛直方向の支機能分担基礎とは、建物の基礎構造

ため、長杭と短杭が混在する機能分担

持力性能を飛躍的に向上させた高支持として杭を用いる際に、柱直下に配置

基礎では、新たな群杭効果の評価法が力杭工法が基礎杭の主流になっていされる支持杭のほかに地震時の水平力必要となる。

る。この高支持力杭工法は、高い支持を負担する短杭を配置した構造形式で力性能をもとに、柱下に打設する杭のある（図 2 参照）。短杭に地震時水平力

本数を減じるまたは杭を小径化するこを負担させることで、柱直下の支持杭とで杭工事のコストを削減しようとすの応力を軽減しようとするものであ

るものである。反面、高支持力杭工法

る。

が発生する傾向にある。

支持杭基礎における水平方向の群
杭係数の評価法はいくつかあるが、そでは、建物全体に配置される杭断面の減少に伴って、杭頭部には過大な応力

3．既往の群杭係数評価式の検証の評価値には若干の差がある。ここで2．機能分担基礎における技術課題

は、FEM 解析結果をもとに既往の群
杭係数評価式との比較を行った。

現行の基礎杭設計では、建物を安全

機能分担基礎では、柱直下の支持杭に支持するために、常時・地震時にお間に短杭を配置するため、従来の支持

いて鉛直・水平荷重が杭基礎に作用し杭基礎に比較して群杭による影響（群解析モデルは 1 列配置の群杭とし、た際の構造安全性を検証することが義杭効果）がより大きくなることが予測

杭 径 1000mm、板 厚 20mm、長 さ 20m

務付けられている。このため、建物のされる。

の鋼管杭に対していくつかの地盤要（1）FEM 解析の概要

鉛直荷重に対して最小限の杭断面にて群杭効果を表す定数としては群杭係

素モデルを設定した。杭本数は 2 本、基礎杭を配置できたとしても、地震時数が一般に知られているが、その評価

3 本、10 本 と し、杭 間 隔 は 2m、3m、水平力に対して安全性が確保できなけ

法については、従来から『建築基礎構

6m、9m と し て 汎 用 構 造 解 析 コ ー ド

1）

れば、杭断面・杭本数を増す等で対処

造設計指針 』
（以下、基礎指針）や『建ABAQUS にて解析を実施した（図 3 参

しなければならない（図 1 参照）。特に物と地盤の動的相互作用を考慮した応照）。表 1 に解析条件を示す。

高支持力鋼管杭工法では、杭材強度や答解析と耐震設計 』（評価法－1：以

ただし、双曲線モデルについては以

工場での製造限界から本数を増さなけ

下、「護らによる評価法」）等に記され下の考え方を適用し、地盤特性を設定れば対処できない場合が多く、その結

ている。

した。

2）

地盤の応力－ひずみ関係は Duncan
&Chang による双曲線にて近似すると（σ₁－σ₃）＝ε［1/Ei＋ε（σ₁－σ₃）/ult］（σ₁－σ₃）
：地盤要素に生じる主応力差ε：ひずみEi：双 曲線近似された地盤の応力－ひずみ関係の初期勾配（σ₁－σ₃）ult：双曲線モデルの極限強度
図17

従来の杭基礎構造

図2

機能分担基礎構造の関係式が得られる。

表1

FEM 解析の条件

表2

地盤特性

種別

地盤要素モデル

地盤剛性

弾性1000kN/m²（N 値 1 相当）

弾性モデル

1000kN/m²（N 値 1 相当）

接触要素
モデル

10000kN/m²（N 値 10 相当）

弾性杭表面に接触要素

10000kN/m²（N 値 10 相当）
水平方向ひずみ＋100μにて
引張剛性は1/1000に低下

引張剛性
低下モデル

杭本数

杭間隔
（m）

記号

2

6.0

弾性

破壊比 Rf

2

6.0

3

6.0

接触
1000kN/m²

3

6.0

接触
10000kN/m²

2.0
2

3.0
6.0

引張剛性
低下

9.0
2.0
2

杭頭変位 10mmより算定

双曲線
モデル

10

6.0

双曲線
10mm

3.0
6.0

杭頭変位 100mmより算定

この式の Ei に Janbu の実験式、三軸

6.0

双曲線
100mm

3.0

備

考

0.85

最大主応力と双曲線モデルの極限強度との比

内部摩擦角φ（ °）19.47

φ＝ 20N＋15

粘着力c（MN/m²）0.00625c＝0.00625N（N＝1の地盤と仮定）

パラメータK

94.25（σ₁－σ₃）とεとの関係から算定大気圧 Pa（MN/m²）

0.1

係数 n

0.6

実験等から求まる係数（0.6と仮定）

また、杭頭変位δは同一であるのでとなる。ここで、βi を構成するηを変化させ、左右両辺が一致するときのηを群杭係数とする。

6.0（2）解析結果にもとづく群杭係数の算出

圧縮試験における最大主応力差（σ₁－
σ₃）
f に Mohr-Coulomb の破壊基準を適

3.0
9.0

10

設定値

Hall /δ ＝ 4E・ΣI・
i βi³

2.0
2

地盤の要素特性

3.0
9.0

双曲線
（Duncan & Changモデル）
N 値 1 相当
自重による剛性増加考慮

変数名

解析結果をもとに、以下の考え方を適用し、群杭係数ηを算出した。

（3）簡易評価式と解析結果の比較
杭が 2 本の場合の群杭係数と杭間隔／杭径の関係を図 4 に示す（注：シン

用して整理すると、応力－ひずみ関係

まず、支持杭の各杭 i に作用する水

ボル記号は各記号の重なり部分を見やの接線弾性係数 Et として下式が得ら平力を Hi、水平変位をδ、曲げ剛性をすくするため、若干ずらして表記）。こ

EIi、弾性床上のはり理論による特性の図から、値をβi とすると、下式が与えられる。

①杭間隔が大きくなっても群杭の影響れる。
R（1－sinφ）（σ₁－σ₃）f－2

σ₃
Ei ＝ 1－
K・Pa
Pa
2・c・cosφ＋2・σ₃・sinφnが認められる。

Hi ＝ 4EIi・βi³・δ

②杭間隔／杭径が 6 の場合で比較する

地盤剛性は応力－ひずみ関係の接線

ここで、1 本の杭に対する地盤反力

弾性係数であるので、上式に表 2 の値

係数を k、群杭係数をη、杭径を Bi とを代入しこれを算出する。なお、地盤すると特性値βi はの単位体積重量はγ＝ 16kN/m³、ポア
ソン比はν＝ 0.45 とし、地盤の深さ方

βi ＝向による剛性変化を考慮するため、自と、群杭係数は弾性＜接触＝引張剛性低＜双曲線の順となる。
③双曲線モデルで比較すると、同一の杭間隔／杭径においては水平変位が⁴ ηkBi大きい方が群杭係数は大きい。

4EIi④既往の群杭係数評価式（基礎指針の

重解析による応力を初期応力σ₁、σ₃となる。全水平力を Hall、各杭に作用

方法、「護らによる評価法」、道示 3）とした。

する水平力を H₁、H₂、…とするとの方法、JR4）の方法）と解析結果をHall ＝ H₁ ＋ H₂ ＋… ＝ ΣHi

図3

FEM 解析モデル（2 本杭の場合）

適比較すると、「護らによる評価法」
が解析結果に最も近い。

図4 群杭係数と杭間隔／杭径の関係（杭 2 本の場合）

8

図6

検討モデルのイメージ

係数η支持 と短杭も含めた全杭で評価した群杭係数η全杭 の間にあるものと考えη ＝ η支持 －χ（η支持 －η全杭 ）とした。ただし、βを求めるときの杭径・曲げ剛性は全杭の平均値、L は短

図 5 解析結果から算出した群杭係数と「護らによる評価法」との比較

杭の長さとし、η支持 、η全杭 は「護らにことがわかる。

れ大きくなり、最大値（＝ E）に至る

また、図 5 は解析結果から算出した性状を示す。この E となる L（＝ LE）

群杭係数ηと「護らによる評価法」とが隣接杭に及ぼす影響が最も大きいたの比較である。双曲線 100mm の場合め、これを長い杭と評価される限界長では、解析結果が大きめの値を示すもさ（＝ 0.75π・1/β）と同等として隣接のの、両者の算定結果は概ね等しい。

杭への影響を検討した。

4．機能分担基礎の群杭係数評価式

を隣接杭に与える影響度合い χ と考え、χ とβ・L（＝ 0.75 π・L/LE）の関た。

係を示すと図 8 の通りとなる。この図から隣接杭に与える影響度合いχは（1）FEM 解析の概要

いま、σx /（p/D）を E で除したもの（1）短杭の長さが隣接杭に及ぼす影響
弾性地盤中において、地表面から深さLの区間に一様な線荷重 p が水平方χ＝ β・L/1.5

向に作用するとき、地表面に生じる載荷＝ 1.0

方向の応力度σx はミンドリン第Ⅱ解より算定できる。この地表面に生じる載荷

β・L ＜ 1.5
β・L ≧ 1.5と評価できる。

て小さくなる傾向にある（図 6 参照）。

5．機能分担基礎における群杭係数評価式の検証
機能分担基礎を模擬した FEM 解析
により、群杭係数評価式の検証を行っ

解析モデルは1 列配置の杭群とし、杭径 1000mm、板厚 20mm、長さ20m の支持杭（鋼管杭：杭間隔＝6m）に対して中間に短杭が設置される配置とした。
いくつかの地盤要素モデルに対して支持杭は 2 本、3 本、10 本配置、短杭は方向の応力度σx は、遠方になるに従っ（2）機能分担基礎の群杭係数評価式

杭 径 600mm、1000mm、1200mm、 長

図 7 は 位 置 x0（ ＝ 4 〜 8m）で のσx /機能分担基礎における群杭係数η

さ 3m、5m、10m として汎用構造解析（p/D）と深さ L との関係の試算例であは、短杭の長さが隣接杭に及ぼす影響

コード ABAQUS にて解析を実施した

るが、σx /（p/D）は L が長くなるにつを考慮し、支持杭のみで評価した群杭（図 9 参照）。解析ケースを表 3 に示す。

図 7 σx /（p/D）と深さLとの関係の一例

9

よる評価法」により算出する。

図 8 χとβ・L の関係

表3
地盤特性
δ：杭頭変位量弾性δ＝10mm
接触地盤剛性
1000kN/m²
δ＝10mm

解析ケース

Hj ＝ η・k・Bj・Lj・δ

全杭
本数

本数

短杭
径B（m）

長さL（m）

3

1

0.6, 1.0, 1.2

5.0

3

1

5

2

0.6, 1.0, 1.2
0.6
1.0
1.2
0.6
1.0
1.2

5.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0

接触地盤剛性10000kN/m²
δ＝10mm52

引張剛性低下
δ＝10mm

3

1

1.0

5.0

3

1

19

9

3

1

19

9

1.0
0.6
1.0
1.0
0.6
1.0

5.0
5.0, 10.0
5.0, 10.0
5.0
5.0, 10.0
5.0, 10.0

双曲線
δ＝10mm双曲線
δ＝100mmとなるが、全水平力を Hall、各機能分担基礎は、支持杭間に短杭を杭に作用する水平力を H₁、H₂、配置することで支持杭応力を低減させ…とするとる基礎形式である。本基礎形式は、杭Hall＝ H₁ ＋ H₂ ＋ H₃…
＝ΣHi ＋ΣHj

における群杭係数の評価法を提案した

Hall /δ ＝ 4 E・ΣI・・k・i βi ³＋ηΣB・j Lj

機能分担基礎の群杭係数ηは、FEM

FEM 解析による機能分担基礎の群杭係数とする。

と各杭の杭頭水平力 H から

わみ変形または剛体変形と仮定する。

（3）機能分担基礎の群杭係数
FEM 解析による群杭係数と評価式
での算定値との比較を図 12 に示す。

②たわみ変形の場合は弾性床上の半無FEM 解析による群杭係数は、地盤

限長ばりの杭頭水平力 HChang、剛体

特性を弾性とした場合では評価式によ変形の場合は剛体変形の杭頭水平力る算定値より若干小さいものの、地盤

H剛体 に従う。

の非線形性の影響が大きくなるほど③短杭の杭頭水平力は、杭頭水平力はβ・L に応じてが、今後は実験等でその妥当性を検証することも必要である。
〈参考文献〉
1）日 本 建 築 学 会、建 築 基 礎 構 造 設 計 指 針、
2001.102）日本建築学会、建物と地盤の動的相互作用を考慮した応答解析と耐震設計、2006.2（本文献において、群杭係数の評価法 -1 を引用）
3）日 本 道 路 協 会、道 路 橋 示 方 書・ 同 解 説、
2002.34）鉄道総合技術研究所、鉄道構造物等設計標
準・同解説 基礎構造物・抗土圧構造物、
2000.6

群杭係数は大きくなる傾向にある。また、非線形性の影響が比較的小β・L ≦ 1：H剛体

さ い 変 形 時（ δ ＝ 10mm）か ら

β・L ＞ 1：HChang

求めた群杭係数は、評価式によとする（図 11 参照）。

る算定値と概ね一致することがとして、以下のように算出した。

多くの発展性を備えている。本研究でδは同一であるからせ、左右両辺が一致するときのηをし、短杭の変形性状は図10に示すたもに、耐震補強にも応用できるなど、は、FEM 解析結果から機能分担基礎（2）解析結果にもとづく群杭係数の算出①支 持杭の変形性状はたわみ変形と基礎のコスト低減に有用であるととが成立する。ここで、杭頭変位が導出される。このηを変化さ解析より得られた杭群の杭頭変位量δ

6．おわりにわかる。

ま ず、1 本 の 杭 に 対する地盤反力係数を kとし、β・i Li ＞ 1 な る 杭
i の 径 を Bi、断 面 二 次
モーメントを Ii とする

図 11 β・LとH剛体 /H有限長 、HChang/H有限長と、杭 i に作用する水平力は
Hi ＝ 4EIi・βi³・δ

図9

杭配置

このとき、杭の特性値
βi は
βi ＝

⁴ ηkBi
4EIiと な る。次 にβ・
j Lj ≦ 1
なる杭 j の径を Bj、長さを Lj と す る と、杭 j に作用する水平力は

図 10

短杭の変形

図 12

群杭係数の比較10

Part.2

ハット形鋼矢板の重防食被覆の耐久性に関する研究
鋼矢板技術委員会

1．はじめにハット形鋼矢板は、経済性、施工性、る被覆層の膜厚保証範囲は、継手かん施されている箇所の鋼材の防食性能

合部端部から 20 ± 10mm および 60 ±は、U 形鋼矢板と同等の性能を持つと10mm の範囲となる。

考えられる。

構造信頼性の向上を目的に近年開発さこの継手かん合部に関しては無防食れた鋼矢板であり、港湾構造物に適用に近い状態となるため、一般的には、する際には、適用できる防食対策を確

端部シール材を被覆することで、継手立させる必要がある。そこで、鋼管杭・かん合部の防食を行っている。

3.1

鋼矢板協会では、港湾空港技術研究所
らとともに、ハット形鋼矢板に重防食

3．重防食鋼矢板の劣化進展に関する耐久性評価

2.3

防食層の物性重防食鋼矢板の耐久性評価方法（1）重防食被覆の劣化進行メカニズム

被覆工法を適用した場合の鋼材の防食

ハット形重防食鋼矢板に適用される

重防食被覆層は非常に高い環境遮断及び重防食被覆の耐久性について定量

ウレタンエラストマーの物性は、従来性を持つため、被覆層が健全である場な評価を実施した。

より使用されている U 形重防食鋼矢合には腐食は発生しないと思われる。

板と同様のもので、表 -1 に示す性能をしたがって、重防食鋼矢板の劣化は、満足したものである。

重防食被覆端部または疵部などの鋼材本研究では、被覆端部及び疵部の劣化進展及び鋼材腐食について検討し、耐久性を評価するとともに、ハット形重防

したがって、基本的には被覆防食が

食鋼矢板の構造性能評価を行い、ハット

露出部の腐食に伴う被覆層の剥離によって生じると考えられる。

形重防食鋼矢板の維持管理方法および

重防食被覆端部で発生する腐食は、

具体的な点検診断方法の提案を行った。

露出した鋼材表面がアノードとなり、

ここでは、1）重防食鋼矢板の劣化進

その周囲の重防食被覆層下の鋼材表

行モデルおよび耐用年数予測式、2）被面がカソードとなると考えられる。こ

覆内部への劣化進展速度、3）ハット形
重防食鋼矢板の腐食量の設定についてその概要を示す。

表 -1 ウレタンエラストマーの物性値
図 -1 ハット形重防食鋼矢板の断面構成

2．ハット形重防食鋼矢板の
防食仕様
2.1

防食の層構成被覆層の構成は図 -1 に示すように
従来の U 形鋼矢板で使用された防食図 -2 ハット形重防食鋼矢板（SP-10H）の被覆範囲

項目

数値

比重（JIS K6911）

1.0g/m3 以上

引張強さ（JIS K7113）

785N/cm2 以上

伸び（JIS K7113）

30％以上

硬さ（JIS K7215）

HDD 50 以上

吸水率（JIS K7209）

0.35％以下

体積抵抗率（JIS K 6911）

1.0×1012Ω・cm 以上

鋼材との接着力（DIN 30671 プルオフ法）

295N/cm2 以上層と同様の構成となる。防食層の厚み
は、U 形鋼矢板と同様に 2.0mm 以上の厚みとなる。
2.2

断面方向の重防食被覆範囲

ハット形重防食鋼矢板の断面方向の被覆範囲を図 -2 に示す。継手かん合部の詳細な被覆範囲を図 -3 に示す。継手かん合部のウレタンエラストマーによ11

図 -3 ハット形重防食鋼矢板の継手部の被覆範囲

のため、被覆層下では酸素還元反応

端部の剥離が開始する時期から徐々に（カソード反応）で生成される水酸基剥離が進行し、劣化進展距離の限界値（OH － ）の加水分解作用によって剥離（被覆防食の性能の限界値）に達する

ここで、が生じると推定される。ただし、鋼材までの期間とした。この限界値は、既t ：重防食被覆鋼矢板の被覆防食の寿

表面の溶液がアルカリ性を保つことも往の研究結果から急激な劣化進展が起命（劣化度 a に達するまでの期間）あり、被覆層に剥離が生じても、鋼材きない範囲として 55mm とする。

（年）

が不動態化するために、腐食は生じな「劣化期」は、被覆防食の性能の限界

Ti：実 構造物で観察された劣化進展

いと考えられる。その後、被覆層の剥値を上回った時期からとした。すなわ（剥離）が始まるまでの期間。潜伏離が進展することで被覆端部に浮きがち、早急に被覆防食の補修または更新期間（＝ 7 年）

生じ、防食効果が失われた時点で被覆が必要となる期間である。これら 3 期

端部から徐々に腐食が内部へ進行するに分割することで、重防食被覆の寿命と考えられる。

を推定することとした。

ここで、重防食被覆層の劣化進行に

t ＝ Ti ＋

W

v

（式

.1）

W：劣化度 a に達する時の劣化進展距
離（mm）
v ：重防食層の劣化進展速度（mm/ 年）

寿命評価手法の基本的な考え方を以ついて、被覆層の剥離が生じている距

下に示す。

離を「劣化進展距離」とし、被覆端部

1）無防食鋼材の腐食速度と重防食被覆

重防食被覆端部の剥離による劣化進から進行する鋼材腐食の距離を「錆進

端部の劣化進展速度は比例関係にあ展に対する長期耐久性を評価するため、入距離」とする。したがって、劣化進るため、鋼材の腐食速度から劣化進

劣化促進試験を実施し、その促進倍率

展距離と錆進入距離は異なる。

展速度を推定することができる。しを定量的に評価した。促進倍率の決定（3）耐久性評価のための試験

たがって、実験で得られる鋼材の腐は、供試体の被覆端部の劣化進展速度（2）重防食被覆の寿命評価手法の考え方

食速度および劣化進展速度をもとを測定するとともに、無被覆鋼材の腐既往の研究における寿命推定の考えに、実環境下における劣化進展速度

食速度を測定し、これらの関係から実を予測する。

環境下での劣化進展速度を推定する。

方 を踏襲し、重防食被覆材端部の劣1）化進展に伴う被覆防食の寿命予測を行尚、劣化進展速度は一定とする。

劣化促進試験は、海水中・干満帯のう。重防食被覆材端部の劣化進行モデ

2）
ハット形重防食鋼矢板と、U 形重防促進試験として空気吹き込み塩水浸漬

ルを図 -4 に示す。重防食鋼矢板の劣化

食鋼矢板の端部シール材の効果は同試験（図 -5）を、飛沫帯に相当する試は、被覆端部となる継手かん合部付近

等とみなし、ハット形重防食鋼矢板

験として（独）港湾空港技術研究所のおよび鋼材まで達する疵部からの被覆の劣化進行モデルでの劣化潜伏期間

暴露試験施設を用いた海水シャワー試

防食層の剥離によって生じるが、経年は、既往の研究結果から 7 年とする。

験（写真 -1）を行った。

的な劣化進行による耐久性の評価を行

3）
補 修が必要となうにあたっては継手かん合部からの劣る被覆防食の寿化が主たる劣化要因と考える。

命は、劣化進行重防食被覆の劣化進行は、図-4に示す

モデルの潜伏期

ように、
「潜伏期」
「進展期」
「劣化期」の3間を7 年とし、そ期に分けることができると考えられる。

れに劣化進展期「潜伏期」は、被覆端部の保護のため間を加えたものに施した端部シールの劣化が進行するとして推定する。

期間とした。

式 .1 に重防食被覆「進展期」は、端部シールの寿命によ

防食の寿命推定のり鋼材の腐食発生に伴い、重防食被覆予測式を示す。

図 -5

空気吹き込み塩水浸漬試験装置概略図

図 -6

継手かん合部（標準：端部シールあり）

図 -4

重防食被覆防食の性能低下曲線

写真 -1

供試体の暴露状況

12

尚、試験体はハット形重防食鋼矢板を切断加工し、継手かん合部を模擬している（図 -6）。
（4）劣化進展速度の推定結果

v：劣化進展速度（mm/ 年）
vcorr：鋼材の腐食速度（mm/ 年）

4．ハット形重防食鋼矢板の腐食

海中部の場合、鋼材の腐食速度の標

ハット形鋼矢板は、継手が矢板壁の準 値 が 0.1〜0.2mm/ 年 と な る こ と か外縁に位置するため、重防食被覆が劣ら、劣 化 進 展 速 度 は 0.7mm〜1.3mm/

化し腐食が進展した場合には矢板壁の今回実施した試験結果及び既往の試年と推定できる。また、飛沫帯、干満帯

断面性能も低下する。

験結果からアレニウスプロットによるの場合は、鋼材の腐食速度が 0.1mm〜

そこで、前章までの知見から、重防劣化進展速度の推定式は（式 .2）で表

0.3mm/ 年となることから、劣化進展速

食鋼矢板の性能低下曲線は図 -11 に示

わすことができる（図 -7 参照）。

度は 1.1mm〜3.2mm/ 年と推定できる。

す値とし、ハット形重防食鋼矢板のそこれらの結果から、安全側の耐久性

れぞれの部位ごとの腐食量は図 -12 に評価となるように、海中部、干満帯、示す値を用いることで、供用中の腐食

飛沫帯の環境に関わらず、被膜端部か量が推定できると考えられる。

1ln（v）＝－ 4.86・
× 1000 ＋ 17.75
T



（式

.2）

ら剥離する速度である劣化進展速度
は、3.2mm/ 年とする。

ここで、
v ：劣化進展速度（mm/ 年）（5）重防食層内部への腐食の進展

T ：絶対温度（K）

5．おわりにハット形重防食鋼矢板について、既

これより、20℃の環境下における劣海水シャワー試験結果から得られた

往の U 形重防食鋼矢板に関する研究

化進展速度は 3.2mm/ 年と推定される。

劣化進展距離と錆進入距離の時間変化

成果と合わせ、被覆材の劣化進展ならまた、腐食速度と劣化進展距離の関より、干満帯、飛沫帯における鋼材のびに鋼材腐食についての評価を紹介し係は、海水中の場合は（式 .3）によって、腐食量分布を図 -9 に、海中部におけるた。本研究成果により計画的な維持管

干満帯・飛沫帯の場合は（式 .4）によっ鋼材の腐食量分布を図 -10 に示す。

理に貢献できるものと考えられる。

て予測できると考えられる。
（図 -8 参照）
v ＝ 6.6 × vcorr

（式

.3）

v ＝ 10.7 × vcorr

（式

.4）

被覆損傷部については、同様の試験
結果から被覆端部の劣化進展と同程度
かそれ以上の速度で進行することが判明した。被膜損傷部は速やかに補修する必要がある。

ここで、

図 -9 干満帯、飛沫帯の鋼材の腐食量分布

図 -7 アレニウスプロットによる最大劣化進展速度の推定結果（供試体切断端部の結果）

図 -8 無被覆鋼材の腐食速度に対する最大劣化進
展速度の関係（供試体切断端部の結果）

図 -12 ハット形重防食鋼矢板の腐食

13

図 -10 海中部の鋼材の腐食量分布

図 -11 重防食鋼矢板の性能低下曲線

●協会からのお知らせ
平成 22 年度技術講習会・説明会開催実績
平成 22 年度の各種説明会・講習会
は、「環境へ配慮した鋼管杭の適用工法」、「臨海部における護岸の側方流動対策」、「鋼矢板 Q&A」、「高潮対策事例について」などのテーマについて、幅広
く各地で開催いたしました。

▲「鋼矢板・鋼管杭に関する技術講習会」（H22.12.8 於：東京・鉄鋼会館）

第 15 回土木鋼構造物研究シンポジウム

当協会では、平成 23 年 3月8日に東京・港区のコクヨホールで開催された「第 15 回土木鋼構造研究シンポジウム（主催・日本鉄鋼連盟）に後援しました。参加者約 300 名の中「空港・道路・河川整備に向けた鋼構造の新しい取り組み」
をテーマに、研究成果の発表および講演が行われました。

「協会発行・新出版物のご案内」①鋼管杭・鋼管矢板標準製作仕様書（平成 23 年 1月）
第 5 版となる今回の改訂では、JIS A 5530－2010（鋼管矢板）の改正版の①②

発行に伴い、輸送、表示、提出書類、適用規格、使用材料、製造方法、化学成分、機械的性質、溶接材料、外観、形状寸法及び寸法の許容差、試験、検査等一連の項目について見直しを行いました。
②重防食鋼管杭・鋼管矢板製品仕様書（平成 23 年 1月）
第 6 版となる今回の改訂では引用規格・基準類の改正・改訂に伴う内容修③

正および細部の見直しを行いました。

④【鋼管杭・鋼管矢板・鋼矢板】

鋼管杭の施工法

防食ハンドブック（改訂２版）

Q&A― 設計・施工・維持管理 ―③防食ハンドブック －設計・施工・維持管理－（平成 23 年 3月）
第 1 版となる今回の改訂では、初版作成時の趣旨を踏襲するとともに関連す平成23年 3 月

平成２３年３月
一般社団法人 鋼管杭・鋼矢板技術協会

る技術基準・マニュアルの改訂および調査研究成果を踏まえて内容の見直しを行いました。
（平成 23 年 3月）④鋼管杭の施工法 Q&A（改訂 2 版）

第 2 版となる今回の改訂では、杭基礎設計・施工便覧（平成 18 年度改訂版）
および関連基準の反映、工法協会・施工会社等の対応状況見直し、質問
項目の追加、字句の修正等を行い、より現状に即したものとしました。
（平成 23 年 3月）⑤重防食鋼矢板製品仕様書（改訂 5 版）

一般社団法人鋼管杭・鋼矢板技術協会⑤※協 会発行資料・パンフレットは非売品です。入 手については協会、または会
員各社へお問い合
わせ下さい。

今回の改訂では、重防食鋼矢板の対象品目として新たにハット形鋼矢板を追加し、また、重防食被覆材料について、重防食鋼矢板の広幅化に対応が困難なことからポリエチレンの使用を取りやめ、ウレタンエラストマーに集約致しました。

この度の「東北地方太平洋沖地震」にて被害に遭われた皆様に、謹んでお見舞い申しあげます。
被災地の一刻も早い復興を心よりお祈りいたします。

編集担当：昇健次、斎藤勲、宮本孝行、久保田一男、大槻貢

14

79

No.

一般社団法人鋼管杭・鋼矢板技術協会組織図（平成23年3月）
総会
会長
代表理事
理事

理事会

技術総括委員会

監事

道路・鉄道技術委員会

事務局

港湾技術委員会

建築基礎技術委員会■協会会員（50音順）
株式会社クボタ
JFEスチール株式会社
JFE大径鋼管株式会社

鋼矢板技術委員会

新日本製鐵株式会社
住友金属工業株式会社
住金大径鋼管株式会社
東亜外業株式会社

2011 年 3月31日発行
発行

製品技術委員会

禁転載

一般社団法人 鋼管杭・鋼矢板技術協会〒103-0025 東京都中央区日本橋茅場町 3-2-10（鉄鋼会館 6 階）（03）3669-2437

制作

株式会社トライ
〒113-0021 東京都文京区本駒込 3-9-3 （03）3824-7230