ＩＳＳＮ

0836-7858

土木研究所資料第 4222 号

土木研究所資料

岩盤上の基礎の鉛直方向の安定照査法のための地盤反力度の評価に関する研究

平成 24 年 3 月

独立行政法人土木研究所
橋梁構造研究グループ

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土 木 研 究 所 資 料
第 4222 号 2012 年 3 月

岩盤上の基礎の鉛直方向の安定照査法のための地盤反力度の評価に関する研究

CAESAR

要

上席研究員

中谷

昌一

総括主任研究員

七澤

利明

主任研究員

西田

秀明

研

員

河野

哲也

交流研究員

木村

真也

究

旨
山岳部における道路建設の増加や施工技術の進歩に伴い，岩盤上に建設される基礎が増加している．平成 14 年道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編において，岩盤を支持層とする直接基礎の鉛直支持力照査については，最大地盤反力度の上限値の目安が示されている
一方で，深礎基礎やケーソン基礎のように深い基礎を岩盤に支持させた場合の鉛直支持力
照査については，明確な規定が示されていない．本研究では，岩盤上に設置される基礎の鉛直支持力の統一的な照査方法および照査値を検討し，提案を行った．

キーワード：岩盤，地盤反力度の上限値，支持力，直接基礎，ケーソン基礎，深礎基礎

目
第１章

次

はじめに

1

1.1 研究の背景と目的 .............................................................................................................................. 1
1.2 岩盤上の基礎の安定照査法の現状と問題点 .................................................................................... 2
1.3 研究の目的と概要 .............................................................................................................................. 4第２章

H14 道示における岩盤の最大地盤反力度の上限値の検証

62.1 概説 ....................................................................................................................................................... 6
2.2 岩盤の支持力特性に関する既往研究成果の整理 ............................................................................ 6

第３章

深度に応じた岩の極限支持力の評価

18

3.1 概説 ....................................................................................................................................................... 18
3.2 試験データの分析方法 ......................................................................................................................... 16
3.3 分析に用いたデータ ........................................................................................................................... 19
3.3.1 実橋梁の設計および施工時における試験データ ..................................................................... 19
3.3.2 模型地盤における試験データ ...................................................................................................... 21
3.4 各種物理定数および載荷試験結果の整理......................................................................................... 22
3.4.1 岩石の一軸圧縮強度と孔内水平載荷試験による変形係数の関係 .......................................... 22
3.4.2 孔内水平載荷試験と平板載荷試験による変形係数の関係 ...................................................... 24
3.4.3 平板載荷試験による変形係数と降伏支持力度の関係 .............................................................. 26
3.4.4 平板載荷試験による降伏支持力度と極限支持力度の関係 ...................................................... 27
3.4.5 岩石の一軸圧縮強度と平板載荷試験による極限支持力度の関係 .......................................... 28

第４章

岩盤上の基礎の鉛直支持力照査法の検討

30

4.1 概説 ......................................................................................................................................................... 30
4.2 極限支持力度および最大地盤反力度の上限値 ................................................................................ 30
4.3 岩盤上に支持させた基礎の鉛直支持力に対する照査方法 ............................................................ 33

第５章

まとめ

35

参考文献 ............................................................................................................................................................. 33

付録
1．

分析に用いた試験データの区分方法 .............................................................................................372．

分析に用いた室内試験および原位置載荷試験データの整理 ....................................................443．

最大地盤反力度の上限値の提案値と従来の設計値との関係 ....................................................57

第１章

はじめに

1.1 研究の背景と目的

近年，山岳部における道路建設の増加や施工技術の進歩などに伴い，岩盤上に建設される基礎の事
例が増加してきている．図 1.1.1 に平成 17 年度に土木研究所が実施した橋梁基礎形式選定手法調査結果 1)をもとに整理した各基礎形式の割合を示す．これらのうち，岩盤を支持層とした実績があるのは，直接基礎・ケーソン基礎・場所打ち杭基礎・深礎基礎の 4 形式であり，これらの基礎が全基礎形式に占める割合は，直接基礎が約 20%，ケーソン基礎が約 2%，場所打ち杭が約 46%，深礎基礎が約 13%である．図 1.1.2 は，直接基礎・ケーソン基礎・場所打ち杭基礎・深礎基礎について，支持層が岩盤である割合を示したものである．直接基礎は，60%程度が岩盤に支持されたものであり，深い地盤を支持層とするケーソン基礎や場所打ち杭基礎についても 30%程度が岩盤を支持層としている．また，深礎基礎は，ほぼ全数が岩盤に支持されている．これより，全基礎数に対して岩盤を支持層とする基礎の割合は 40%程度であり，比較的多いことがわかる．
平成 14 年道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編 2)(以下，「H14 道示」という．)において，岩盤を支持層とする直接基礎の鉛直方向の安定性については，基礎底面に生じる最大地盤反力度が地盤反力度の上限値を超えないことを規定している．一方で，ケーソン基礎や場所打ち杭のように深い基礎を岩盤に支持させた場合の鉛直方向の安定性については，明確な規定が示されていない．このため，設計実務においては，H14 道示に規定されている直接基礎の照査手法や各機関の設計基準を準用しながら上限値や極限支持力を設定し，鉛直支持力に対する照査を実施しているのが実状である．さらに，岩盤中に設置される深礎基礎の設計については，H14 道示では体系的な設計手法が規定されていないため，基準化が求められているところである．
本研究では，既往の原位置載荷試験や岩石試験を収集・分析し，根入れの深い基礎も含めた岩盤上に設置される基礎の鉛直支持力の照査方法および照査値を提案した．

図 1.1.1

基礎の施工実績 1)1図 1.1.2 岩盤上に支持された基礎の割合 1)

1.2 岩盤上の基礎の安定照査法の現状と問題点
基礎は，常時・レベル 1 地震時については最も厳しい部位・部材に着目して照査を行い，レベル 2
地震時については系として全体の不具合に着目して照査を行っている．表 1.2.1 に橋に求められる性
能と基礎の状態の関係を示す．橋の要求性能に関して，常時，暴風時およびレベル 1 地震時においては，「橋の健全性を損なわない」こと，すなわち，「設計供用期間内に発生する確率が高い荷重に対し，橋全体系として力学特性が弾性域を超えない状態であること」が基本とされている．また，レベル 2 地震時においては，「速やかな機能回復が可能，もしくは落橋しない」こと，すなわち，「供用期間中に生じる可能性が低いレベル 2 地震動を受けても，橋は，速やかな機能回復が可能な状態にとどまること，又は，地震による損傷が橋として致命的にならない状態にとどまる状態であること」が基本とされている．こうした橋の要求性能を満足させるための基礎の設計を考えるとき，上部構造をどのような状態で支持するのか，上部構造からの荷重に対してどのような復元力を確保するかという観点から基礎の状態を照査する必要がある．
ここで，死荷重や活荷重のような鉛直荷重に対する照査に着目すると，H14 道示では，支持に対して十分に安全であること，また過大な沈下が生じないことを意図した照査が規定されている．表 1.2.2に H14 道示に規定されている岩盤に支持された基礎の鉛直支持力に対する照査手法を示す．一般に，基礎については，極限支持力に対して十分安全である場合には変位については問題にならないと考えられる．しかし，岩の場合，極限支持力は，亀裂・割れ目等により左右され，剛塑性理論を用いて極限支持力を計算するためには，理論式に入力する地盤定数の評価に亀裂や割れ目等の影響を考慮する必要がある一方で，そのような照査式や対応する亀裂等の地盤調査法は必ずしも確立されていない．
このため，岩盤を支持層とする場合，鉛直支持力の照査を極限支持力に基づいて行うのは困難である．

2

この問題に対して，H14 道示における岩盤上に設置される直接基礎の設計は，経験的に求められた最大地盤反力度の上限値を定め，基礎底面に分布する地盤反力度がこれを超えないことを確認している．
場所打ち杭やケーソン基礎については，岩盤上に構築する事例が多い一方で明確な規定が示されていない．深礎基礎については，H14 道示に体系的な設計法の規定がなく，設計実務においては平成 18
年度改訂版杭基礎設計便覧 3)の参考資料にも一部記載されている西・中・東日本高速道路株式会社「設計要領 第二集 橋梁建設編 4)」(以下，「設計要領」という．)の照査方法による場合が多いため，表 1.2.3にこれを示す．設計要領では，静力学公式より求めた極限支持力に対して所定の安全余裕が確保されることを照査している．このように，特に深い基礎については，岩盤に支持させた場合の照査方法が明確でなく，運用上は各種設計基準を参考に極限支持力を求めて照査をしていることが実状であり，基礎形式によって照査方法や照査値の求め方が異なっている．今後，採用割合が増加している深礎基
礎の設計法の体系化も踏まえて，各基礎形式で岩盤に支持される場合の鉛直支持の照査法を整理し，統一的な考え方のもと同等の安全性を有する照査法を検討・提案する必要がある．

表 1.2.1
想定している
荷重状態
常時橋に求められる性能と基礎の状態の関係

橋に求められる性能

基礎の状態 (群杭基礎では各杭の状態)
以下の(A)から(C)を満足する．

橋として健全性を損(A) 十分に安全な状態であり，なわない(B) 基礎の各部材の力学特性が弾性域を超えることなく，(C) 基礎を支持する地盤の力学特性に大きな変化が生じて暴風時
レベル 1 地震時

ない状態
(A) 復旧上問題にならない復元力を地震後も有し，速やかな機能回復がレベル 2 地震時

(B) 復旧に支障となる残留変位が残留せず，(C) 基礎本体の補修・補強等の処置法が明らかである

可能，もしくは落橋
しないまたは，(A) 復元力を喪失しない3

表 1.2.2

H14 道示における岩盤上の基礎の鉛直方向の安定照査方法

基礎形式
直接基礎

岩盤を支持層とする場合の照査
基礎底面の地盤反力度≦最大地盤反力度の上限値＊＊：常時における岩盤の最大地盤反力度の上限値(地震時は，常時の 1.5 倍)
最大地盤反力度
岩盤の種類
硬亀裂が少ない
岩
亀裂が多い
軟岩・土丹

深礎基礎
ケーソン基礎
場所打ち杭基礎照査の意図

常時
2,500 (kN/m2)
1,000 (kN/m2)
600 (kN/m2)

目安とする値
一軸圧縮強度(MN/m2)10 以上

孔内水平載荷試験による変形係数 (MN/m2)
500 以上500 未満1 以上(H14 道示では体系的な深礎基礎の設計法の規定がない．)
規定なし
岩の地盤定数と支持力推定の不確実性を担保して最大強度点に対する照査をする．

表 1.2.3

設計要領 4)における岩盤上の基礎の鉛直方向の安定照査方法

基礎形式

岩盤を支持層とする場合の照査

直接基礎

H14 道示に同じ

深礎基礎

基礎底面の鉛直反力度≦許容鉛直支持力度(静力学公式による理論値＊に斜面の影響を考慮し，所定の安全余裕を確保して求める．)＊：Qu = cNc + qNq + 0.5 BN (H14 道示ケーソン基礎の設計に用いる式(11.4.1)と同じ)※直接基礎のような最大地盤反力度の上限値の規定はない．
規定なし
土丹・軟岩の場合の極限支持力度 qd(kN/m2)
qd=3qu (≦9000kN/m2)
ここに，qu は杭先端地盤の一軸圧縮強度(kN/m2)．
※計算モデルや支持力照査式は，H14 道示の場所打ち杭と同じ．

ケーソン基礎
場所打ち杭基礎4

1.3 研究の目的と概要

本研究の目的は，既往の載荷試験や岩石試験を収集・分析しながら，岩盤上に設置される基礎の鉛直支持力について，基礎形式によらず統一的な考え方のもと同等の安全性を有するよう照査方法および照査値を提案することである．

本文の構成は図 1.3.1 に示すとおりである．
1 章では，岩盤を支持層とする基礎の鉛直支持力照査に対する現状と問題点を整理した．
2 章では，H14 道示において岩盤上の直接基礎に適用されている最大地盤反力度の上限値の設定経
緯・根拠についてレビューした．
3 章では，岩盤上の基礎の鉛直支持力推定法に関する過去の研究成果 5)を参考に，既往の載荷試験や岩石試験を収集・分析し，深度の違いが岩の極限支持力に与える影響について評価した．
4 章では，3 章で分析した結果をもとに岩盤上の基礎の鉛直支持力の照査方法および照査値を提案した．
5 章では，以上の成果を要約して総括した．

第1章

第2章

はじめに

H14 道示における岩盤の最大地盤反力度の上限値の検証(直接基礎に適用されている最大地盤反力度の上限値の設定経緯・根拠のレビューする．)

第3章

深度に応じた岩の極限支持力の評価(既往の載荷試験や岩石試験を収集・分析する．)

第4章

岩盤上の基礎の鉛直支持力照査法の検討(第 3 章で分析した結果をもとに，各基礎の鉛直支持力に対する照査方法および照査値を提案する．)

第5章

図 1.3.1

まとめ

本文の構成

5

第２章

H14 道示の直接基礎の照査における岩盤の最大地盤反力度の上限値の検証

2.1 概説H14 道示における岩盤に支持された直接基礎の鉛直支持力照査は，基礎底面に分布する地盤反力度
が表 2.1.1 に示す最大地盤反力度の上限値を超えないことを確認するものである．ここでは，H14 道示で示されている表 2.1.1 の最大地盤反力度の上限値の設定経緯・根拠について，文献 5)に基づきレビューする．

表 2.1.1

直接基礎の設計に用いる岩盤の最大地盤反力度の上限値
最大地盤反力度( kN/m2 )
常時

レベル 1
地震時

亀裂が少ない

2,500

3,750

亀裂が多い

1,000

1,500

600

900

岩盤の種種
硬
岩

目安とする値

軟岩・土丹

一軸圧縮強度( MN/m2 )10 以上

孔内水平載荷試験による変形係数( MN/m2 )500 以上500 未満600

2.2 岩盤の支持力特性に関する既往研究成果の整理
昭和 55 年道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編 6) (以下，
「S55 道示」という．) では，直接基礎における岩盤の支持力の評価方法及び照査方法について，推定による場合の許容支持力度(表 2.2.1)が示されていた．しかし，この許容支持力度は経験的に定められたもので明確な根拠はなく，また，構造物の重要度が高くないと考えられる場合にのみ適用できるとの規定となっているため具体の扱いなどは不明確であった．そこで，文献 5)の研究において，当時の岩の物性値評価法と岩盤を支持層とする直接基礎の設計手法の実態について把握することを目的として，岩盤上に構築された道路橋基礎を対象に旧建設省地方建設局・都道府県・旧日本道路公団・旧首都高速道路公団・旧阪神高速道路公団・旧
本州四国道路公団へのアンケート調査が行われた．そして，これらの調査結果から明らかになった，
実務において実施されている岩の物性評価のための調査・試験方法を踏まえて，岩盤の極限支持力の評価手法が検討され，岩盤を支持層とする直接基礎の鉛直支持力に対する照査法が提案された．

6

表 2.2.1

直接基礎の設計に用いる推定による場合の許容支持力度 6)

岩盤の種類

地震時

( kN/m2 )( kN/m2 )

1000

1500

10 以上

600
300

900
450

10 以上
1 以上

亀裂の少ない均一な硬岩
亀裂の多い硬岩
軟岩・土丹(1)目安とする値
一軸圧縮強度( MN/m2 )常時

当時の岩の物性値評価法及び鉛直支持力に対する照査法の実態

アンケートでは，主に以下 2 項目について調査されている．
①

設計に用いる岩盤の物性・支持力・強度定数等を決定するため，どのような調査・試験がどの位の頻度で行われていたか．

②

調査・試験結果を踏まえて，どのような方法で支持力が推定され，どのような方法で照査されていたか．

アンケート調査の結果，502 橋の橋梁の①②に関する情報が収集され，調査・試験の種類や頻度等について統計的な整理が行われている．
岩盤の調査・試験としては，ボーリング調査・原位置試験・岩石試験・物理探査等が実施されており，調査した全橋梁に対してこれらが実施された割合はそれぞれボーリング調査 96%程度，原位置試
験 21%程度，岩石試験 17%程度，物理探査 17%程度であることが明らかにされている．これらをさらに詳細に分析すると，原位置試験は，大半が孔内水平載荷試験であり，平板載荷試験やブロックせん断試験は殆ど実施されていない．これは，これらの試験の試験設備が大掛かりになることや地形上試験を行うことが困難である場合もあること等の理由によると思われる．岩石試験は大半が一軸圧縮試験であった．また，物理探査は大半が弾性波探査であり，橋長が 200m を超える場合や最大径間が100m を超える場合のような大規模な橋梁を除いては殆ど実施されていないことが確認された．
以上から，当時の設計では，ボーリング調査に加えて，ボーリング調査孔を利用して比較的簡易に試験を行うことができる孔内水平載荷試験や採取したコアを用いた一軸圧縮試験により得られた情報をもとに，岩盤の強度や亀裂の状態等を確認した上で岩盤の種類を区分し，S55 年道示に示されている推定による場合の許容支持力度(表 2.2.1)により照査しているものと推察される．

(2)

岩の支持力評価のための検討方法

このような設計の実態を鑑みて文献 5)では，アンケート調査で収集された情報の中から原位置試験
や岩石試験が実施された橋梁を対象として，岩盤の各種試験により得られている物理定数及び載荷試
験結果の関係性を分析・整理し，比較的容易に求めることができる一軸圧縮強度や孔内水平載荷試験から得られる変形係数との対応で判定できるよう許容支持力度の見直しの検討が行われた．残念ながら，荷重・変位曲線など調査・試験結果の詳細は残存していないが，鉛直支持力推定方法の検討にあ7

たり分析に用いたデータは文献 5)に記載されている(表 2.2.2)．

表 2.2.2
No.

1
2
3

4

5

6

7
8
9

10

11

12

橋梁名
仮称①橋
東京都首都
高速 12 号
仮称②橋
生月大橋
長崎県主要
地方道
能登島大橋
石川県主要
地方道
平戸大橋
長崎県主要
地方道
早瀬大橋
広島県
関門橋
福岡県，山口
県
兵庫県北神
戸線
川口橋
新潟県関越
自動車道
魚野川橋
新潟県関越
自動車道
神居大橋
旭川市国道
12 号
宿布大橋
福井市国道
158 号線

13

在所橋
高知県

14

内海大橋
広島県
静岡県富士
川身延線
秩父橋
埼玉県
東鴉川橋
福島県国道
115 号線
川走川橋
熊本県
青海 I.C.
新潟県北陸
自動車道

15
16
17
18
19

年代
岩種

室内試験
一軸圧縮
強度
qu(MN/m2)

分析データの内訳(その 1) 5)
孔内水平載荷試験
RQD
(%)

変形係数
Eb(MN/m2)

深度(GL m)

平板載荷試験
降伏支持力度 py
深度
極限支持力度 pu(GLm)(MN/m2)

亀裂
の
多少

p y：
pu：

土丹
同上
第三紀
泥質～砂
質岩

p y：
p y：
pu： 以上

泥岩
新第三紀
砂岩，泥
岩
中生代
風化花崗
岩

p y：
pu:

ホルンフ
ェルス

p y：
pu:

py：1.3

洪積世
固結粘土
新第三紀
砂岩，泥
岩
新第三紀
砂岩，泥
岩
新第三紀
泥岩

p y：

凝灰角礫
岩

p y：

白亜紀
弱風化泥
岩
砂質粘板
岩

p y：
pu：
p y：

以上

熔岩

p y：

以上

第三紀
泥岩
洪積世
風化凝灰
角礫岩
洪積世
火砕流

pu:

砂岩

pu:

以上

p y：
pu： 以上
p y：
pu:

8

少

表 2.2.2
No.

20

21

22

23
24

25

26

27

橋梁名
外波東高架
橋
新潟県北陸
自動車道
実験①
広島県中国
自動車道
試験①
神奈川県南
横浜バイパ
ス
熊見橋
北海道
円谷橋
長野県中央
自動車道
横浜ベイブ
リッジ
神奈川県東
京湾環状道
路
六方沢
栃木県霜降
高原道路
歩古丹 1 号
橋
北海道国道
231 号線

28

明石海峡大
橋

29

大鳴門橋

30

31

32

本州四国連
絡橋
A ルート
本州四国連
絡橋
D ルート
本州四国連
絡橋
E ルート

年代
岩種

室内試験
一軸圧縮
強度
qu(MN/m2)

分析データの内訳(その 2) 5)
孔内水平載荷試験
RQD
(%)

変形係数
Eb(MN/m2)

深度(GL m)

平板載荷試験
降伏支持力度 py
深度
極限支持力度 pu(GL m)
2(MN/m )

蛇紋岩

p y：

粘板岩

pu:

亀裂
の
多少

以上

多

第三紀
シルト岩
砂岩
砂岩
安山岩
凝灰角礫
岩
新第三紀
泥岩

p y：
pu：

第四紀
火山岩

p y：
pu：

未満

熔岩
風化変質
新第三紀
砂岩，泥
岩
砂岩，頁
岩

p y:
pu:

新第三紀
砂岩

p y:
pu:

白亜
花崗岩

多

少
p y:
pu:

白亜
花崗岩

9

多

文献 5)で提案されている岩盤の鉛直支持力の推定方法は，図 2.2.1 に示すように一軸圧縮試験から得られる一軸圧縮強度や孔内水平載荷試験から得られる変形係数から，平板載荷試験により得られる極限支持力度を相関関係を用いて間接的に推定する方法である．本来，鉛直支持力に対する照査方法については，平板載荷試験により得られた荷重・変位関係を多数収集し，これらを岩盤の強度や亀裂・風化の状態に応じて分析することで工学的に有意な限界点を見出し，限界点に対して十分な安全性を担保するためにはどのような照査を行えばよいのかという観点で検討するのが望ましい．しかし，岩盤の支持力は，亀裂や節理，風化の状況等による影響を大きく受けるとともに地域性もあることから，支持力の評価式または照査値として一般化するためには，様々な岩盤で行われた平板載荷試験結果が多数必要となる．前述したように，平板載荷試験が殆ど行われていない一方で，一軸圧縮試験や孔内水平載荷試験は様々な岩盤に対して多数の試験値が得られていることから，一軸圧縮強度や孔内水平載荷試験から得られる変形係数から岩盤の支持力を推定する方法が考えられた． この場合，各試験値の関係性を整理して，それぞれの試験値の相関関係を分析する必要がある．文献 5)では，各試験値の相関関係を整理して，図 2.2.1 に示す関係を提案し，最終的に一軸圧縮強度と極限支持力度の関係が明らかにされている．
ただし，このように多くのパラメータを介して支持力を推定する方法は，最終的に必要となる岩盤の極限支持力度を求めるまでに様々な不確実要素が入ることから，本来は直接的に一軸圧縮強度と極限支持力度或いは孔内水平載荷試験の変形係数と極限支持力度の相関関係を確認することが望ましい．
今後，相関関係が定量化されるようになるため，更なる平板載荷試験データの蓄積が望まれる．

岩石試験
孔内水平載荷試験
平板載荷試験

一軸圧縮強度 qu
LogEb=3.189+0.323Logqu(図 2.2.2)

LogEd=0.520+0.912LogEb(図 2.2.3)

Logpy=0.021+0.423LogEd(図 2.2.4)

Logpu=0.257+0.941Logpy(図 2.2.5)

変形係数 Eb
変形係数 Ed
降伏支持力度 py
極限支持力度 pu

図 2.2.1(3)

各種試験値の関連性 5)

各種試験値の関連性の分析結果

図 2.2.2～図 2.2.5 に，各種試験値の関係を示す．なお，図中の凡例の名称については文献 5)に合わせている．
図 2.2.2 は岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb の関係，図 2.2.3 は孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平板載荷試験による変形係数 Ed の関係，図 2.2.4 は平板載荷試験に10よる変形係数 Ed と降伏支持力度 py の関係，また図 2.2.5 は平板載荷試験による降伏支持力度 py と極限支持力度 pu の関係である．なお，図中には，両対数 1 次式と標準偏差 を文献 5)より引用して示す．
両対数 1 次式は各相関関係を最小二乗法により定式化したものであり，標準偏差 は各試験により得られた測定値 y(図 2.2.2～図 2.2.5 のプロット)と両対数 1 次式による推定式から算定した推定値 Y(図2.2.2～図 2.2.5 の直線)の差(Logy LogY)を確率変数としたときの分布から求めた値である．また，図2.2.4 及び図 2.2.5 に示す降伏支持力度 pY は載荷試験で得られる荷重・変位関係を両対数で整理した
曲線により確認された折れ点の値であり，図 2.2.5 に示す極限支持力度 pU は荷重・変位関係において，荷重がほぼ横ばいとなり最大抵抗力とみなしうる荷重となった値である．ただし，極限支持力度 pUが明確に極限荷重まで至っていない場合には，極限支持力度 pU が概ね降伏支持力度 pY の 1.5 倍の関係にあったことから，pU=1.5pY により求められている．いずれの図においても各試験値間で相関性が確認され，標準偏差 は 0.09 から 0.28 程度とばらつきが小さく，比較的高い相関を有している．

図 2.2.2

岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb の関係 5)11図 2.2.3

孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平板載荷試験による変形係数 Ed の関係 5)

図 2.2.4

平板載荷試験による変形係数 Ed と平板載荷試験による降伏支持力度 py の関係 5)12図 2.2.5(4)平板載荷試験による降伏支持力度 py と平板載荷試験による極限支持力度 pu の関係 5)

岩種の違いを考慮した岩の極限支持力度の評価

文献 5)において極限支持力度は，図 2.2.6 に示すように，図 2.2.1 に示す各物性値の関係により表
2.2.3 の両対数 1 次式に回帰した推定式を用いて，一軸圧縮強度 qu と平板載荷試験による降伏支持力
度 py(破線)・極限支持力度 pu(実線)の関係として提案された．なお，図中に示すプロット(□,*)は 3.3.2に示す模型地盤における平板載荷試験および一軸圧縮試験により得られた結果である．また，図中には，信頼区間を正規分布の片側 5%有意水準より上限値 95%・下限値 5%と定め，誤差の評価を行ったものをあわせて示す．平均値・上限値 95%・下限値 5%の各ラインを対比するとばらつきが非常に大きくどれほどの信頼性を確保するかによって極限支持力度が大きく異なる．このばらつきの要因は，整理に用いた岩盤のデータが亀裂や岩種の違いによる様々な物性の違いや試験深度の違い等の影響を区分することなく用いられたためであり，これらの様々な不確実性を含んだものであることによる．
直接基礎は一般に地表面付近の平地や斜面等に計画され，地下水等の影響による風化層を含む岩盤が対象になることが多いことから，風化や亀裂の影響を受けやすい環境にある．したがって，本成果を直接基礎の照査に反映させる際には，これらの影響を考慮する必要がある．平成 2 年道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編 7)では，文献 5)の検討結果に基づいて表 2.2.4 に示すように一軸圧縮強度 qu および孔内水平載荷による変形係数 Eb を目安にして，3 つの岩種に区分して地盤反力度の上限値を定めている．

13

図 2.2.6

回帰式により求めた岩石の一軸圧縮強度と平板載荷試験による降伏支持力度 py・極限支持力度 pu の関係

表 2.2.31
2
3
4Y
Eb:孔内水平載荷試験の変形係数
Ed:平板載荷試験の変形係数
py:平板載荷試験の降伏支持力度
pu:平板載荷試験の極限支持力度

LogY

=

回帰式の係数および標準偏差 4)
X
qu:一軸圧縮強度
Eb:孔内水平載荷試験の変形係数
Ed:平板載荷試験の変形係数
py:平板載荷試験の降伏支持力度

A
3.189
0.520
0.021
0.257

B
0.323
0.912
0.423
0.941

σ
0.279
0.242
0.256
0.087

A + B・LogXZ・σZ = +1.645
95 信頼区間
Z = 0
平均値
Z =
1.645
5 信頼区間

表 2.2.4

直接基礎の設計に用いる岩盤の最大地盤反力度の上限値 ( kN/m2 )目安とする
一軸圧縮強度

岩種

常時

設定方法

①亀裂の少ない硬岩

2,500

極限支持力度 pu の平均値の 1/3②亀裂の多い硬岩

1,000

降伏支持力度 py の 5%下限値

10 MN/m2
以上③軟岩・土丹600

降伏支持力度 py の 5%下限値

1-10 MN/m2

14

目安とする
孔内水平載荷試験の変形係数500 MN/m2 以上
500 MN/m2 未満ここで，この 3 つの岩種とは，①亀裂の少ない硬岩，②亀裂の多い硬岩，③軟岩・土丹である．
①②硬岩と③軟岩・土丹の区分に関して，図 2.2.7 に原位置せん断試験より求めた地盤定数(粘着力c・内部摩擦角 )と室内試験により求めた地盤定数(粘着力 c・内部摩擦角 )を比較して示す。図 2.2.7(a)は一軸圧縮強度 qu≧10 MN/m2 の結果であり，いずれも亀裂を多く含む岩盤である．また，図 2.2.7(b)は一軸圧縮強度 qu<10 MN/m2 の結果である．図 2.2.7(a)では原位置試験により得られた結果と室内試
験により得られた結果に大きな差があり，亀裂のないコアにより求めた室内試験の結果の方が著しく大きくなっている．一方で，図 2.2.7(b)では原位置試験により得られた結果と室内試験により得られた結果に大きな差はない．一軸圧縮強度 qu の大きな岩盤(qu≧10 MN/m2)は，材料自体が硬質であるため原位置での地盤定数は亀裂の影響により室内試験と大きく変わる一方で，一軸圧縮強度 qu の小さな岩盤(qu<10 MN/m2)は材料自体があまり硬質でないため材料自体の物性で地盤定数が決まることがわ
かる．こうした結果を受けて，一軸圧縮強度 qu=10 MN/m2 が硬岩と軟岩の区分の目安とされた．

(b) 一軸圧縮強度 qu＜10 MN/m2(a) 一軸圧縮強度 qu≧10 MN/m2
図 2.2.7

原位置せん断試験と室内試験により求めた地盤定数(粘着力 c・内部摩擦角 )の関係

15

また，硬岩の場合で①亀裂の少ない硬岩と②亀裂の多い硬岩を区分する目安に関して，図 2.2.8 に一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb ，割れ目頻度を表すコア採取率 RQD (RockQuality Designation)値の関係を示す．RQD は，採取コア 1m あたりにおける 10cm 以上のコアの合計長さの割合を示すものであり，100%に近づくほど亀裂が少なく均質な岩盤であると評価される．一般には 50%が亀裂の多少を区分する目安とされている 8)．図 2.2.8 より，一軸圧縮強度 qu≧10 MN/m2 の硬岩は Eb 500 MN/m2 を目安に RQD 値が 50 %未満の亀裂が比較的多いものと 50%以上の亀裂が少ない
ものに区分される．また，平板載荷試験結果より得られる極限支持力度の値にも差が確認されたことを踏まえ，硬岩の亀裂による影響として Eb 500 MN/m2 を目安とした区分が設けられた．

図 2.2.8

一軸圧縮強度 qu 及び孔内水平載荷試験による変形係数 Eb とコア採取率 RQD 値の関係

16

以上の方法により区分された，“②亀裂の多い硬岩”や風化の影響を受けやすい“③軟岩・土丹”
については，長期荷重に対して地盤を弾性範囲内にとどめることが設計上支配的な要素になると考えられるため，降伏支持力度の下限側である 5 %信頼値が最大地盤反力度の上限値として提案された．
図 2.2.6 に示す軟岩を想定した模型地盤での実験結果(□,*)では一軸圧縮強度が増加するにしたがって極限支持力度が増加傾向にあるものの，実験における極限支持力度は非常にばらつきが大きく極限
支持力度の平均値を 3 で除した値を下回る結果もあること，実際の岩盤でもこうしたばらつきは顕著であると想定されることも，こうした提案の理由となっている．
“①亀裂の少ない硬岩”については，試験データがないため，軟岩のデータに基づいて提案された．
すなわち，軟岩を想定した模型地盤の実験結果(□,*)では，一軸圧縮強度 5 MN/m2 を超えたあたりか
ら平均値を上回り上限値に近づく傾向にあることから，平均値に安全率を考慮すれば十分安全側であるとみなせるため，一軸圧縮強度 10 MN/m2 における極限支持力度の平均値の 1/3 が常時の最大地盤反力度の上限値として提案された．

17

第３章

深度に応じた岩の極限支持力の評価

3.1 概説深礎基礎やケーソン基礎など深い支持層に設置する基礎の底面地盤は，大きな土被り荷重により拘束され，応力解放されない状態にある．大きな拘束力により亀裂の影響等を受けにくい状況にあることを踏まえると，深い基礎での最大地盤反力度の上限値は，直接基礎に適用している値よりも大きくできる可能性がある．
前章で示した結果は，直接基礎に適用することを前提として，試験深度に関わらず全ての試験デー
タに対して整理されたものである．ここでは，前章で示したデータを深度の情報，すなわち浅い位置で試験したものと深い位置で試験したものとで区分し，前章に示した方法により各相関関係を整理することにより，深度の違いが支持力に及ぼす影響を評価する．

3.2 試験データの分析方法

試験データの分析方法を以下に示す．

Step1.各種力学試験・載荷試験の試験深度の区分
各種力学試験および載荷試験データを試験深度が浅いものと深いものに分類する．分析に用いるデータは 3.3 節に示す通りである．本検討に用いることができるデータは，一軸圧縮強度や変形係数，極限支持力度等の試験値が明らかであることに加えて，試験を実施した深度についても明らかである必要がある．このため，前章で述べた文献 5)で対象とした 32 橋のうちこれらが明らかな 16 橋と，3.3.2 に示す模型地盤における試験データ 9 件を分析対象とした．なお，一部のデータについては深度が明確でないものの，当該橋梁の工事誌などから深度を推定した．分析に用いた試験データに対して試験深度を判定した方法については付録 1 に示す．
なお，硬岩については亀裂の多少により支持力が大きく変わるため，本来はこの影響についても区分して分析することが望ましい．しかし，硬岩の亀裂の多少の情報が明らかであることに加えて，一軸圧縮強度・変形係数・支持力の全ての試験値が揃っているものが 1 橋(後述する表 3.3.1の橋梁 No.13)しかなかったことから，ここでは，主に深度の違いのみに着目して整理を行うこととした．また，深い位置と浅い位置の境界は，深い基礎の根入れ長の実績 1)等を踏まえ，最も根入れ長を浅くした条件を想定して 5m とした．

Step2. 各種力学試験および載荷試験の相関関係の整理
3.3 節の表 3.3.1 および表 3.3.2 に示す各試験データから，一軸圧縮強度，孔内水平載荷試験の変形係数，平板載荷試験の変形係数・降伏支持力度・極限支持力度に着目して，浅い位置で実18

表 3.3.1

分析データの内訳(実地盤) 5)

室内試験
No.

1

2

3

4

5

6
7
8
9

10

11

橋梁名

仮称①橋
東京都首都
高速 12 号
生月大橋
長崎県主要
地方道
能登島大橋
石川県主要
地方道
平戸大橋
長崎県主要
地方道
関門橋
福岡県，山口
県
神居大橋
旭川市国道
12 号
秩父橋
埼玉県
川走川橋
熊本県
青海 I.C.
新潟県北陸
自動車道
実験①
広島県中国
自動車道
横浜ベイブ
リッジ
神奈川県東
京湾環状道
路

12

明石海峡大
橋

13

大鳴門橋

14

15

16

本州四国連
絡橋
A ルート
本州四国連
絡橋
D ルート
本州四国連
絡橋
E ルート

年代
岩種

一軸圧縮
強度
qu(MN/m2)

孔内水平載荷試験
RQD
(%)

変形係数
Eb(MN/m2)

深度(GL m)

平板載荷試験
降伏支持力度py
深度
極限支持力度(GL m)
pu(MN/m2)

土丹

p y：
pu：

第三紀
泥質～砂
質岩

p y：

泥岩

p y：
pu： 以上

新第三紀
砂岩，泥
岩

[浅い]

p y：
pu:

亀裂
の
多少

[浅い]

[浅い]

[浅い]
)
[深い]

[深い]

ホルンフ
ェルス

p y：
pu:

新第三紀
泥岩

p y：

第三紀
泥岩
洪積世
火砕流

pu:
[深い]

p y：
pu:

[深い]

[深い]
[浅い]
[浅い]

砂岩

pu:

粘板岩

pu:

新第三紀
泥岩

p y：
pu：

[浅い]

[深い]

p y:
pu:

[深い]

新第三紀
砂岩

[深い]

p y:
pu:

[深い]

白亜
花崗岩

[深い]

白亜
花崗岩

[深い]

新第三紀
砂岩，泥
岩
砂岩，頁
岩

少

[浅い]

[浅い]

多

[深い]

( ) 内の数値は，分析に用いたデータ数．

20

p y:
pu:

多

[深い]

少

[深い]

多

3.3.2 模型地盤における試験データ
表 3.3.2 に本分析に用いた模型地盤のデータを示す．この模型地盤は，岩盤の力学定数および支持力特性を調べるとともに，岩盤上の直接基礎の鉛直支持力の推定の基となる物性値を得ることを目的とし，軟岩に見立てたソイルセメント地盤を対象に 300mm の剛体円板による平板載荷試験等の各種試験を行うために作製されたものである．地盤は，土木研究所基礎特殊実験棟内にある実験土槽(土槽
寸法は幅 5 m×長さ 10 m×深さ 3 m)内に作製された．図 3.3.1 に平板載荷試験における載荷状況図を示す．実験土槽は，地盤の一軸圧縮強度を変化させるために図 3.3.2 のように平面的に 8 分割されている．地盤の厚さは 1.5ｍであり，ソイルセメントの配合は実際の軟岩に近似させるために予備試験を行って決定されている．図 3.3.2 示すように， 8 分割された強度の異なる模型地盤の各区画内で一軸圧縮試験及び平板載荷試験が行われ，合計 16 箇所の試験データが得られている．また，1 区画 1
箇所で孔内水平載荷試験が行われ，合計 8 箇所の試験データが得られている．分析には，これらのうち H14 道示において岩盤と定義されている条件(一軸圧縮強度が 1MN/m2 以上)を満たす試験データ(表 3.3.2 参照)を用いた．なお，孔内水平載荷試験は，ボーリング孔内の 0.45m～0.55m の深度で行われた結果である．

表 3.3.2
ケース
CASE4 1
CASE4 2
CASE5 1
CASE5 2
CASE6 1
CASE7 1
CASE7 2
CASE8 1
CASE8 2

室内試験
一軸圧縮強度qu (MN/m2)
1.7
1.3
2.0
2.6
2.9
1.6
1.9
5.7
5.5

図 3.3.1

分析データの内訳(模型地盤) 4)

極限支持力
pu (kN)
501
450
1100
1410
1170
640
925
2400
2300

平板載荷試験
降伏支持力
py (kN)
205
500
370
355
316
950
950
1540

変形係数
Ed (MN/m2)
181
149
375
755
390
237
164
1035
1296

図 3.3.2

載荷状況図 4)21

孔内水平載荷試験
変形係数
Eb (MN/m2)
58
94
44
41
97

模型地盤の概要 4)

3.4 各種物理定数および載荷試験結果の整理

本節では，孔内水平載荷試験，一軸圧縮試験及び平板載荷試験の結果を用いて岩盤の極限支持力度を推定する上で重要となる以下の関係について整理する．
①

岩石の一軸圧縮強度と孔内水平載荷試験による変形係数の関係②

孔内水平載荷試験と平板載荷試験による変形係数の関係③

平板載荷試験による変形係数と降伏支持力度の関係④

平板載荷試験による降伏支持力度と極限支持力度の関係

3.4.1 岩石の一軸圧縮強度と孔内水平載荷試験による変形係数の関係
岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb の関係について深い位置の結果を図3.4.1 に，浅い位置の結果を図 3.4.2 に示す．深度に関わらず，一軸圧縮強度 qu が増加するにつれて孔内水平載荷試験による変形係数 Eb も増加する傾向にあり，多少のばらつきは認められるが比較的よい相関を示している．
図 3.4.2 に示す浅い位置における試験値は，一軸圧縮強度 qu が 1MN/m2～10MN/m2 の軟岩に定義されるデータのみであった．これらのデータのみを用いて相関式を求めた場合(図 3.4.3 の①)と，調査深度による区分をせずに全データから求めた相関式の勾配(図 3.4.3 の②)に合わせて試験値の差が最も小さくなるように相関式を求めた場合(図 3.4.3 の③)を比較すると，図 3.4.3 に示すように，硬岩と定義している一軸圧縮強度 qu が 10MN/m2 以上の領域(硬岩)において，相関式①は相関式③よりも変形係数を大きく評価することになる．このため，安全側に配慮して，ここでは図 3.4.3 に示す③の相関式を採用することとした．

22

図 3.4.1

岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb の関係(深い試験)

図 3.4.2

岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb の関係(浅い試験)23図 3.4.3

浅い試験の相関式の見直し

24

3.4.2 孔内水平載荷試験と平板載荷試験による変形係数の関係
孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平板載荷試験による変形係数 Ed の関係について深い位置の結果を図 3.4.4 に，浅い位置の結果を図 3.4.5 に示す．調査深度に関わらず，孔内水平載荷試験による変形係数 Eb が増加するにつれて平板載荷試験による変形係数 Ed も増加する傾向にあり，多少のば
らつきは認められるが比較的よい相関を示している．

図 3.4.4

孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平板載荷試験による変形係数 Ed の関係(深い試験)

図 3.4.5

孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平板載荷試験による変形係数 Ed の関係(浅い試験)

25

3.4.3 平板載荷試験による変形係数と降伏支持力度の関係
平板載荷試験による変形係数 Ed と降伏支持力度 py の関係について深い位置の結果を図 3.4.6 に，浅い位置の結果を図 3.4.7 に示す．この関係についても多少のばらつきは認められるが比較的よい相関を示しているといえる．

図 3.4.6

平板載荷試験による変形係数 Ed と平板載荷試験による降伏支持力度 py の関係(深い試験)

図 3.4.7

平板載荷試験による変形係数 Ed と平板載荷試験による降伏支持力度 py の関係(浅い試験)

26

3.4.4 平板載荷試験による降伏支持力度と極限支持力度の関係
平板載荷試験による降伏支持力度 py と極限支持力度 pu の関係について深い位置の結果を図 3.4.8に，浅い位置の結果を図 3.4.9 に示す．深度に関わらずばらつきが少なくよい相関を示している．降伏支持力度 py と極限支持力度 pu の関係は深度によらず概ね pu=1.5py の関係にある．一般的に，杭の鉛直載荷試験や平板載荷試験結果から，土砂の降伏支持力度 py と極限支持力度 pu は py=0.63pu(pu=1.5py)の関係にあることがわかっており 9)，岩盤についても同様の傾向にあることがわかる．

図 3.4.8

平板載荷試験による降伏支持力度 py と平板載荷試験による極限支持力度 pu の関係(深い試験)

図 3.4.9

平板載荷試験による降伏支持力度 py と平板載荷試験による極限支持力度 pu の関係(浅い試験)

27

3.4.5 岩石の一軸圧縮強度と平板載荷試験による極限支持力度の関係
図 3.4.10 に 3.4.1～3.4.4 で整理した各種試験値の関連性を示す．図中に示す式は各相関関係を最小二乗法により両対数 1 次式に回帰した推定式である．これより，間接的ではあるが一軸圧縮強度 quから極限支持力度 pu を求めることができる．

土質試験
孔内水平載荷試験
平板載荷試験

浅い位置で実施された深い位置で実施された

試験結果

試験結果

LogEb=2.408+0.368Logqu

LogEb=3.247+0.306Logqu

LogEd=1.049+0.829LogEb

LogEd=0.595+0.892LogEb

Logpy=-0.009+0.420LogEd

Logpy=-0.037+0.492LogEd

Logpu=0.281+0.991Logpy

Logpu=0.355+0.867Logpy

一軸圧縮強度 qu
変形係数 Eb
変形係数 Ed
降伏支持力度 py
極限支持力度 pu

図 3.4.10

各種試験値の関連値

図 3.4.11 に，図 3.4.10 に示した相関式を用いて一軸圧縮強度 qu と極限支持力度 pu の関係を推定した結果を示す．破線(C)は浅い位置における試験値を用いて求めた一軸圧縮強度 qu・極限支持力度
pu 関係の平均値であり，実線(B)は，深い位置における試験値を用いて求めた平均値である．また，全てのデータを用いた相関関係により推定した一軸圧縮強度 qu・極限支持力度 pu 関係の平均値(実線(A))と，信頼区間を正規分布の片側 5%有意水準とした上限値 95%・下限値 5%のラインを併せて示している．さらに，H14 道示の直接基礎に適用されている地盤反力度の上限値も参考として示している．
また，図中には，限られたデータ数ではあるが，図 3.4.10 に示した相関関係からではなく，直接的に一軸圧縮強度 qu と極限支持力度 pu の関係が得られている試験値をプロットした．なお，硬岩については，支持力が亀裂の多少により大きく影響を受けることから，亀裂の多少を区分して示している．直接的に一軸圧縮強度 qu と極限支持力度 pu の関係が得られている試験値は，相関関係より推定した(B)や(C)付近にプロットされ，相関関係による推定値と試験値は同様の傾向を示していることがわかる．深い位置で行われた試験値のプロット(○◇□)は，浅い位置で行われた試験値のプロット(●◆■)と比べると全体的に極限支持力度 pu が大きい傾向にある．また，深い試験値の平均値(B)は，全データの平均値(A)や H14 道示の直接基礎の地盤反力度の上限値よりも大きい．すなわち，深い基礎については，直接基礎のような浅い基礎に比べて極限支持力度を大きく評価することが可能であると考えられる．

28

また，深い位置の試験値は，亀裂の多(◇)少(○)による硬岩の極限支持力度 pu の差は少ない一方で，浅い試験値は，亀裂の多(◆)少(●)による差が大きく表れている．この結果から，深い位置では大きな土被り荷重により拘束され，亀裂の影響等を受けにくい状況にあることが推察される．また，亀裂の少ない硬岩(○と●)の極限支持力度 pu については，数は少ないものの，深い位置と浅い位置で有意な差は認められない．

図 3.4.11

回帰式により求めた岩石の一軸圧縮強度と平板載荷試験による極限支持力度 pu の関係

29

第４章

岩盤上の基礎の鉛直支持力照査法の検討

4.1 概説

岩盤の極限支持力は亀裂・割れ目等により大きく左右されるため，岩石としての物性や一様な地盤としての仮定では必ずしも適切に推定できず，一般に支持力推定式により極限支持力を評価することは困難である．このため，岩盤を支持層とする基礎に対しては，本来は平板載荷試験等から支持力を評価して安全性を照査するのが望ましい．ただし，設計実務の実状を考慮した場合，平板載荷試験よりも適用が容易な支持力評価法や照査法を提案することも重要である．ここでは，3.4.5 にて整理した
一軸圧縮強度 qu と極限支持力度 pu の関係に基づき，岩盤に支持される基礎の鉛直支持力照査のための最大地盤反力度の上限値を提案する．

4.2 極限支持力度および最大地盤反力度の上限値
図 4.2.1，図 4.2.2 に前章で評価された一軸圧縮強度 qu と極限支持力度 pu の関係を示す．なお，
図中に示すプロットは，一軸圧縮強度 qu と極限支持力度 pu の関係が試験により直接的に得られたものである．図 4.2.1 は，前章の図 3.4.11 に示した試験値のうち，浅い位置での試験値のみをプロットしており，図 4.2.2 は，深い位置での試験値のみをプロットしている．
最大地盤反力度の上限値は，長期荷重に対して極限支持力度 pu から十分な安全余裕を担保できるよ
うにするため，極限支持力度 pu に安全率 3 を担保した値として設定することが基本であると考えられる．このときの極限支持力度 pu としては，相関関係より求めた極限支持力度 pu の平均値(図中の①)とすることが考えられるが，岩盤は非常にばらつきが大きいため，極限支持力度 pu の平均値に安全率3 確保した場合でも必ずしも弾性範囲内に収まらないことも想定される．したがって，ここでは安全側を考慮して，直接的に一軸圧縮強度と極限支持力度の関係が得られている試験値の下限値を極限支
持力度の基準値(図中の②)として位置づけ，そこから安全率 3 が確保できるよう最大地盤反力度の上限値を設定する．
図 4.2.3 には，表 3.3.1 に示した橋梁のうち唯一平板載荷試験における荷重・変位関係のデータが確認された No.8 川走川橋の荷重・変位関係を示す．この平板載荷試験 6 ケースは，いずれも近い場所
で同種の軟岩地盤に対して実施されたものであるが，各ケースの荷重・変位関係はばらつきがみられる．図中には，両対数にした荷重・変位関係から確認される降伏点(□点)，平板載荷試験から得られた極限支持力の最小値 pU 最小値，その最小値を 3 で除した値(pU 最小値/3)及び 2 で除した値(pU 最小値/2)をあわせて示している．図より，降伏点が大きくばらつくなかでも，極限支持力 pu の最小値を 3 で除していれば十分安全な範囲にとどまること，また 2 で除した値を用いることとなるレベル１地震時等に対しても降伏には至らないことがわかり，このような基準値の設定が妥当であるといえる．
この方法により極限支持力度および最大地盤反力度の上限値を設定した結果を表 4.2.1 に示す．直30

接基礎については，本検討により最大地盤反力度の上限値の設定方法を見直したものの，結果的に
H14 道示に規定されている値と同値となった．一方，H14 道示には規定のない深礎基礎及びケーソン基礎に用いる最大地盤反力度の上限値については，直接基礎に用いる地盤反力度の上限値よりも 2.5
倍～3 倍程度大きく評価できることとなる．ただし，亀裂の少ない硬岩については，3.4.5 での整理の結果から，試験深度に関わらず極限支持力度 pu に大きな差がなかったことを踏まえて，深度による区分は行なっていない．
なお，ここでは，岩盤の各種物理定数や載荷試験結果の相関関係から間接的に極限支持力度を評価する手法としている．また，浅い基礎での最大地盤反力度の上限値は，図 3.4.3 に示したように深い位置でのデータも考慮しつつ軟岩での試験結果に基づき定めているため，今後浅い位置における硬岩の試験データの蓄積に応じて再度検討を行うことが望ましいと考えられる．

図 4.2.1

極限支持力度および最大地盤反力度の上限値の設定(浅い基礎)

31

図 4.2.2

図 4.2.3

極限支持力度および最大地盤反力度の上限値の設定(深い基礎)

平板載荷試験より得られた荷重・変位関係の例(川走川橋)

32

表 4.2.1

岩種

硬岩

試験結果の整理に基づく岩盤の極限支持力度および最大地盤反力度の上限値
浅い基礎(直接基礎)
地盤反力度の極限
上限値(=極限
支持力度
支持力度/3)( kN/m2 )( kN/m2 )

亀裂：少

7,500

2,500

亀裂：多

3,000

1,000

軟岩

1,800

600

深い基礎
(深礎基礎・ケーソン基礎)
地盤反力度の極限
上限値(=極限
支持力度
支持力度/3)( kN/m2 )( kN/m2 )

目安とする
一軸圧縮
強度
(MN/m2)

7,500

2,500

10 以上

6,000

2,000

1-10

目安とする
孔内水平
載荷試験の
変形係数
(MN/m2)500 以上500 未満4.3 岩盤上に支持させた基礎の鉛直支持力に対する照査方法
表 4.3.1 に鉛直支持に対する照査方法と照査値を示す．直接基礎，深礎基礎及びケーソン基礎を対象とし，試験の整理結果に基づき浅い基礎と深い基礎に対する基礎底面の鉛直地盤反力度の上限値を示している．
鉛直力に対する照査としては，直接基礎やケーソン基礎のように地盤反力度に着目した照査と杭基礎のように支持力に着目した照査がある．いずれも極限状態に対して十分な安全余裕を担保し，長期荷重に対しても弾性挙動を示すことを意図した照査であるが，荷重の支持機構が異なることから区分している．すなわち，杭基礎では一般に基礎底面での水平荷重や曲げモーメントは小さく計算上無視できるとみなせる一方で，直接基礎やケーソン基礎では基礎底面の水平荷重や曲げモーメントが基礎の挙動に影響しうるため，基礎底面の鉛直地盤反力を回転の影響を考慮して計算し，最大地盤反力度に対して照査を規定することが適切である．
なお，深礎基礎やケーソン基礎の設計において提案した最大地盤反力度の上限値は，これまでの設計で許容していた支持力度と大きく異なる．一方で，既往の設計事例 1)より基礎の諸元は基礎底面の鉛直地盤反力度の照査以外により決定されることが多いことから，表 4.3.1 に示した照査を行った場
合にもこれまでと同程度の基礎諸元となると推察される (詳細は付録 3 を参照．)．
場所打ち杭についても岩盤を支持層とする実績が増加してきているが，この場合の照査方法についてはここでは検討しておらず，今後の課題である．H14 道示に示す杭反力及び変位を求めるための計算モデルでは，単杭の鉛直載荷試験に基づき杭頭に置き換えた軸方向バネ Kv が用いられている．場
所打ち杭の軸方向バネ Kv の評価式は，砂質土や砂礫を支持層とした場合の鉛直載荷試験により求められたものであり，岩盤を支持層とした場合の試験は含まれていないため，岩盤を支持層とした場合にこの評価式を適用できるかは定かではない．一方で，岩盤を支持層とする場所打ち杭の載荷試験の実績は殆どないのが実態であるため，今後岩盤を支持層とする場所打ち杭の軸方向バネ Kv 評価式を33

検討するためには，載荷試験データの実績蓄積が必要となる．

表 4.3.1

岩盤上に支持させた基礎の鉛直支持力に対する照査方法の提案(常時の場合)

基礎形式
直接基礎

照査方法
基礎底面の鉛直地盤反力度

≦
表

岩盤の種類

硬
亀裂が少ない
岩
亀裂が多い
軟岩・土丹

深礎基礎
ケーソン基礎最大地盤反力度の上限値
最大地盤反力度の上限値

最大地盤反力度

2,500 (kN/m2)
1,000 (kN/m2)
600 (kN/m2)

基礎底面の鉛直地盤反力度≦表

目安とする値
一軸圧縮強度(MN/m2)
10 以上
1 以上

最大地盤反力度の上限値
最大地盤反力度の上限値

岩盤の種類

最大地盤反力度

硬岩
軟岩・土丹2,500 (kN/m2)
2,000 (kN/m2)

34

孔内水平載荷試験による変形係数 (MN/m2)
500 以上500 未満

目安とする値一軸圧縮強度(MN/m2)
10 以上
1 以上

第５章

まとめ

本研究では，既往の載荷試験や岩石試験を収集・分析して，岩盤上に設置される基礎の鉛直支持力の照査方法および照査値を提案した．本研究で得られた結果を以下にまとめる．

(1) 浅い位置で実施された試験と深い位置で実施された試験とを区分して整理を行ったところ，それぞれ各種物理定数および載荷試験結果の間に相関関係が認められた．
(2) 相関関係から推定した極限支持力は，浅い位置で実施された試験を用いて推定した極限支持力よりも深い位置で実施された試験を用いて推定した極限支持力のほうが大きく評価できることが明らかになった．これは，深い位置では大きな土被り荷重により拘束され応力解放されない状態にあるため，亀裂の影響等を受けにくい状況にあるためであると考えられる．
(3) ただし，亀裂の少ない硬岩については，試験深度に関わらず極限支持力に大きな差は認められなかった．
(4) (1)～(3)の結果を踏まえて，鉛直支持力照査に用いる最大地盤反力度の上限値と目安とする試験値(一軸圧縮強度・孔内水平載荷試験)との関係を明らかにした．
(5) (4)の結果から，統一的な設定の考え方に基づく，直接基礎・ケーソン基礎・深礎基礎が岩盤上に設置された場合の鉛直支持力の照査手法を提案した．

35

参考文献
1) 中谷昌一，石田雅博，白戸真大，井落久貴：構造物基礎形式の選定手法調査，土木研究所資料, 4037
号, 2007.2.
2) (社)日本道路協会：道路橋示方書・同解説 IV 下部構造編，2002. 3.
3) (社)日本道路協会：杭基礎設計便覧，2008. 1.
4)東日本/中日本/西日本高速道路株式会社：設計要領第二集橋梁建設編，2011. 7.
5) 岡原美知夫，小幡宏，森浩樹，津川優司：岩盤上の直接基礎の鉛直支持力推定法に関する研究，土木研究所資料, 第 2512 号, 1987.11.
6) (社)日本道路協会：道路橋示方書・同解説 IV 下部構造編，1980. 5.
7) (社)日本道路協会：道路橋示方書・同解説 IV 下部構造編，1990. 2.
8) (社)地盤工学会：岩盤分類基準化検討報告書，2002. 3.
9)中谷昌一，白戸真大，横幕清：杭の軸方向の変形特性に関する研究，土木研究所資料第 4139 号,
2009.3.

36

付録 1． 既存の載荷試験データの区分方法
本研究では，多数の既往の岩石試験や原位置載荷試験を収集し，これらに基づいて岩盤の極限支持力と岩石試験との関係の整理及び鉛直支持力照査で適用する地盤反力度の上限値を検討した．分析に用いたデータ
は本編第 3 章に示した通りであり，これらは昭和 59 年度から 60 年度にかけて実施されたアンケート調査 1)
において収集された試験データである．
分析をするためには，試験値が明らかであることに加えて，岩盤の支持力は亀裂や深度に強く依存すると考えられるため，試験を実施した深度や亀裂の多少・風化の進行等の岩盤の状況についても明らかである必要がある．一方で，文献 1)には，試験値と試験を実施した深度や亀裂の状況が一対で確認できる記述は少ない．そこで，本文では，文献 1)に示されている情報に加えて，既往の文献や工事誌等によりこれらの情報収集を行い，文献 1)の試験値の深度・亀裂の程度を推定して検討を行っている．
ここでは，分析に用いた試験データに対して試験深度や岩盤の亀裂の多少を判断した経緯を整理した．

【試験深度の判定】
本分析において必要な試験深度は，試験が浅い地盤で行われたもの(試験深度が GL-5m より浅い位置)か，深い地盤で行われたもの(試験深度が GL-5m より深い位置)かの二種類であり，試験の実施深度を特定する必要はない．そこで，下記の通り判定した．
①：文献 1) 2)において，各試験結果と各試験が実施された深度が併記され，それぞれの試験の実施深度が一対で表記されているデータは，文献 1)2)に記載されている情報を用い，浅い地盤で実施された試験か深い地盤で実施された地盤かを判定する．
②：①が無い場合，文献 1) 2)以外の工事誌，土研資料等の文献にて，文献 1)2)の試験結果が引用されている情報から試験深度を推定する．ただし，これらの文献には①のように各試験結果と試験深度が一対で表記されているわけではない．すなわち，試験の結果も試験の実施深度も記載されているが，どの試験がどの深度で実施されたのかは明記されていない．そのため，各試験結果が実施された深度を類推する必要があり，5m より浅いか深いかを確実に判定できるものだけを分析対象とした．
③：①および②でも深度を特定できなかった情報のうち，当該橋梁付近の地盤柱状図から試験が実施された地層を特定でき，かつ，その層が 5m より浅いか深いかが特定できたものについては，その情報をもとに浅い地盤か深い地盤かを判定した．したがって，例えば特定された層が GL-5m を跨ぐ場合
は，その試験の実施深度がその層のどの深度で実施されたかが特定できず，GL-5m より浅いか深いかが判定できないため，分析対象から除外した．

さらに，特に②③で推定した深度について，当該橋梁の基礎形式から妥当性を評価した．例えば，直接基礎の場合は基礎底面以深で載荷試験を実施することはごくまれであるため，直接基礎を有する橋梁に対する試験深度が，基礎底面位置付近であることを確認した．

37

【亀裂の多少の判定】①地質調査による RQD から判断
②孔内水平載荷試験結果の変形係数 Eb より判断
硬岩の亀裂の多少は，①～②を目安に判定した．RQD は，採取コア 1m あたりにおける 10cm 以上のコアの合計長さの割合を示すものであり，100%に近づくほど亀裂が少なく均質な岩盤であると評価される．一般に，50%を境に亀裂の多いものと少ないものに分類される 1)ことから RQD が 50%を超えるものは亀裂が少ないと判定した．また，②については，H14 道示において亀裂の多少を区分する目
安として Eb 500 MN/m2 が示されており，これにより判定した．H14 道示では，一軸圧縮強度 qu が
10 MN/m2 以上の硬岩であっても Eb 500 MN/m2 を目安に RQD 値が 50 %未満の亀裂が比較的多いものと 50%以上の亀裂が少ないものに区分でき，平板載荷試験結果より得られる極限支持力の値に差があったことを踏まえ，亀裂による影響として Eb を目安とした区分が設けられている．また，①②のみ
ならず，当該地区の地層構成や地質に関する情報を収集し総合的に判断した．

38

表 付 1.1 分析に用いた試験データの分類(その 1)
No.

1

2

3

4

5

6

仮称①橋
東京都首都

平戸大橋
生月大橋
能登島大橋
関門橋
長崎県主要地 石川県主要地 (長崎県主要地 福岡県，山口
方道)
方道
方道
県

岩種

土丹

泥質岩

泥岩

軟岩

ホルンフェルス 泥岩

H14道示における岩区分

軟岩

軟岩

軟岩

軟岩

軟岩

橋梁名

神居大橋
旭川市国道12号

地層名図2.5.1 Qu-Eb関係(深い)

ー

分
析
に
用
い
た
デ
タ

図2.5.4 Eb-Eｄ関係(深い)

－
－

－
－

軟岩

－

○

－

－

－

※1

－

－

※1

※1

○※

1

－

○

図2.5.6 Eｄ-py関係(深い)

－

－

－

○

図2.5.8 py-pu関係(深い)

－

－

－

○※

図2.5.2 Qu-Eb関係(浅い)

－

－

－

○

図2.5.5 Eb-Eｄ関係(浅い)

－

－

－

－

－

－

図2.5.7 Eｄ-py関係(浅い)

※1

※1

※1

－

－

－

○

○

○

1

○

○※
－

1

－

図2.5.9 py-pu関係(浅い)

○

※1

－

－

－

－

－

図2.5.11 Qu-pu関係

－

－

○

－

－

－

－

－

－

浅い・深い
0-30m

－

－

①文献1)2)において試験深度を確認

－

－

－

○

－

－

②文献1)2)以外の工事誌，土研資料等の文献により試験深度を確認

－

－

－

○

－

－

③工事誌等の文献から試験を実施した
岩盤の堆積状況から深度を推察

－

－

－

○

－

－

④基礎形式から判断

－

－

－

○
（直接基礎）－－

深度の判定（平板載荷試験）

浅い
0.1m-3.8m

浅い
2.5m-5.5m

浅い
0-5m

深い
4.3m-8.3m

深い
15.7m-22m

深い
9.2m-20m①文献1)2)において試験深度を確認

○

○

－

○

○

○

②文献1)2)以外の工事誌，土研資料等の文献により試験深度を確認

－

－

－

－

－

－

③工事誌等の文献から試験を実施した
岩盤の堆積状況から深度を推察

－

－

○

－

－

④基礎形式から判断－－○（直接基礎）○（直接基礎）－－

亀裂の状態の判定（硬岩のみ）

－

－

－

－

－

－

①地質調査によるRQDから判断

－

－

－

－

－

－

②孔内水平載荷試験結果の変形係数
Ebより判断

－

－

－

－

－

－

深度の判定（孔内水平載荷試験）

4)5)6)

4)5)6)

4)5)6)

11)

11)

○

4)5)6)

4)5)6)※1：文献1)の図より読み取りにより試験値を確認したデータ．

39

表 付 1.2 分析に用いた試験データの分類(その 2)
No.

7

橋梁名

秩父橋
埼玉県

8
川走川橋
熊本県

9

10

11
横浜
青海I.C.
実験①
ベイブリッジ
新潟県北陸自 広島県中国自 神奈川県東京
動車道
動車道
湾環状道路

地層名
凝灰角礫岩

岩種
H14道示における岩区分

ー

分
析
に
用
い
た
デ
タ

硬岩

軟岩

軟岩

硬岩

軟岩

図2.5.1 Qu-Eb関係(深い)

－

○

－

－

－

図2.5.4 Eb-Eｄ関係(深い)

－

－

－

－

－

図2.5.6 Eｄ-py関係(深い)

－

－

－

－

－

図2.5.8 py-pu関係(深い)

－

－

－

－

－

図2.5.2 Qu-Eb関係(浅い)

－

－

－

－

－

－

※1

－

－

－

※1

－

－

－

※1

－

－

－

図2.5.5 Eb-Eｄ関係(浅い)図2.5.7 Eｄ-py関係(浅い)

○

－

○

図2.5.9 py-pu関係(浅い)－図2.5.11 Qu-pu関係

○

○

○

○

○

－

深い
13m-

－

－

－

①文献1)2)において試験深度を確認

－

○

－

－

－

②文献1)2)以外の工事誌，土研資料等の文献により試験深度を確認

－

－

－

－

－

③工事誌等の文献から試験を実施した
岩盤の堆積状況から深度を推察

－

－

－

－

－

④基礎形式から判断

－

－

－

－

－

深度の判定（平板載荷試験）

浅い
0-5m

浅い
3-4m

浅い
0.1m-3.8m

浅い
0-5m

浅い
0.1m-3.8m①文献1)2)において試験深度を確認

－

○

○

○

－

②文献1)2)以外の工事誌，土研資料等の文献により試験深度を確認

－

－

－

－

○

③工事誌等の文献から試験を実施した
岩盤の堆積状況から深度を推察

－

－

－

－

－

④基礎形式から判断○（直接基礎）－－－－

亀裂の状態の判定（硬岩のみ）

少

－

多

多

－

①地質調査によるRQDから判断

－

－

－

○

1)2)

－

②孔内水平載荷試験結果の変形係数
Ebより判断

○

1)2)

－

○

－

－

深度の判定（孔内水平載荷試験）

○

1)2)

※1：文献1)の図より読み取りにより試験値を確認したデータ．

40

5)

表 付 1.2 分析に用いた試験データの分類(その 3)
No.

12

13

14

15

16

橋梁名

明石海峡大橋 大鳴門橋

本州四国連絡 本州四国連絡 本州四国連絡
橋
橋
橋
Aルート
Dルート
Eルート

地層名

神戸層

和泉層

神戸層

岩種

軟岩

硬岩

軟岩

花崗岩

花崗岩

H14道示における岩区分

軟岩

硬岩

軟岩

硬岩

硬岩

図2.5.1 Qu-Eb関係(深い)

ー

分
析
に
用
い
た
デ
タ

図2.5.4 Eb-Eｄ関係(深い)
図2.5.6 Eｄ-py関係(深い)

○

○

○

○

○

－

※1

－

※1

－

※1

※1

－

○

※1

－

○

○

－

○

※1

○

○

※1
※1

図2.5.8 py-pu関係(深い)－○

図2.5.2 Qu-Eb関係(浅い)

－

－

－

－

－

図2.5.5 Eb-Eｄ関係(浅い)

－

－

－

－

－

図2.5.7 Eｄ-py関係(浅い)

－

－

－

－

－

図2.5.9 py-pu関係(浅い)

－

－

－

－

－

○

図2.5.11 Qu-pu関係

－

○

○

－

－

深度の判定（孔内水平載荷試験）

深い
27m-

深い
5m-24m

深い
27m-

深い
5m-

深い
13m-23m①文献1)2)において試験深度を確認

○

－

○

－

○

②文献1)2)以外の工事誌，土研資料等の文献により試験深度を確認

－

－

－

－

－

③工事誌等の文献から試験を実施した
岩盤の堆積状況から深度を推察

○

－

○

○

○

④基礎形式から判断

○

○

○

7)9)

7)9)

○

7)10)

○

7)9)

7)9)

5)

5)

－

深い
21m-24m

深い
10m-13.5m

深い
5m-

深い
5m-

①文献1)2)において試験深度を確認

－

○

○

－

－

②文献1)2)以外の工事誌，土研資料等の文献により試験深度を確認

－

－

－

○

③工事誌等の文献から試験を実施した
岩盤の堆積状況から深度を推察

－

○

○

④基礎形式から判断－○○

亀裂の状態の判定（硬岩のみ）

－

多

－

少

多

①地質調査によるRQDから判断

－

○

1)2)

－

○

②孔内水平載荷試験結果の変形係数
Ebより判断

－

○

1)2)

－

○

深度の判定（平板載荷試験）

○

7)10)

－

○

7)10)

○

○

7)9)

7)9)

1)2)

1)2)

※1：文献1)の図より読み取りにより試験値を確認したデータ．

41

○
○

5)

5)

5)

1)2)

1)2)

(a) 孔内水平載荷試験(b) 平板載荷試験
図 付 1.1 試験深度の分布

付録 参考資料
1) 岡原美知夫，小幡宏，森浩樹，津川優司：岩盤上の直接基礎の鉛直支持力推定法に関する研究，土木研
究所資料, 第 2512 号, 1987.11.
2) 岩盤の力学的性質に関する調査業務報告書，基礎地盤コンサルタンツ(株), 1985. 3.
3) 日本道路公団：関門橋工事報告書，1977. 34) 長崎県土木部道路建設課：平戸大橋工事報告書，1978. 35) (社)土木学会：軟岩 調査・設計・施工の基本と事例 ，(社)土木学会, 1984. 126) 国広哲男：平戸大橋設計施工調査報告書，土木研究所資料, 第 1200 号, 1977.3.
7) 矢作枢，大志万和也，島崎一男，杉崎光義：基礎工に関する調査試験 明石層および神戸層のクリープ特性に関する調査研究 ，土木研究所資料, 第 1140 号, 1976.6.

428) 坂本良一，犬束洋志：平戸大橋の地盤調査-主として軟岩の調査と設計について，土質工学会論文報告集,
No.6, Vol.22, 1979. 6.
9) (社)土木学会：岩盤上の大型構造物基礎，(社)土木学会, 1998. 5.
10) 遠藤武夫，山口浩二，野村直茂：大鳴門橋多柱基礎の平板載荷試験，土と基礎, No.28, pp43-48, 1980. 11.
11) 平成 19 年(2007 年)能登半島地震被害調査報告，土木研究所資料, 第 4087 号, 2008.2.

43

付録 2．分析に用いた室内試験および原位置載荷試験データの整理
ここでは，分析に用いた室内試験および原位置載荷試験データについて整理する．表に示す試験値は，文献 1)にて確認した値である．整理にあたり，本編第 2 章に示した各相関関係の図毎に試験値を整理することとした．表 付 2.1 に，本編第 2 章に示した各図にどの試験値を用いたか対応表で示す．なお，表 付 2.2～2.6に示した値以外は，文献 1)に示されている相関図より値を読み取っている．

表 付 2.1 本編第 2 章に示した各相関図との対応
試験値を用いて整理した図
表 付 2.2 ～表 付 2.6

備考

図 2.5.1 岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb(深い試験)

表 付 2.7 ～表 付 2.8

表 付 2.9

図 2.5.4 孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平表に示すデータは，文献 1)

板載荷試験による変形係数 Ed の関係(深い試験)に示されている相関図によ図 2.5.6 平板載荷試験による変形係数 Ed と平板載

る読み取り値．

荷試験による降伏支持力度 py の関係(深い試験)
表 付 2.10

図 2.5.8 平板載荷試験による降伏支持力度 py と平板載荷試験による極限支持力度 pu の関係(深い試験)

表 付 2.11

図 2.5.2 岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb(浅い試験)

表 付 2.12

表 付 2.13

図 2.5.5 孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平表に示すデータは，文献 1)

板載荷試験による変形係数 Ed の関係(浅い試験)に示されている相関図によ図 2.5.7 平板載荷試験による変形係数 Ed と平板載

る読み取り値．

荷試験による降伏支持力度 py の関係(浅い試験)
表 付 2.14

図 2.5.9 平板載荷試験による降伏支持力度 py と平板載荷試験による極限支持力度 pu の関係(浅い試験)

44表 付 2.2 岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb (1)対象橋梁

一軸圧縮強度2

qu(MN/m )平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )本州四国連絡橋
D・Eルート45

LOG(Eb)-LOG(Eb*)
0.31※Eb*=1766qu

表 付 2.3 岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb (2)対象橋梁

一軸圧縮強度2

qu(MN/m )平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )本州四国連絡橋
D・Eルート46

LOG(Eb)-LOG(Eb*)
0.31※Eb*=1766qu

表 付 2.4 岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb (3)対象橋梁

一軸圧縮強度2
qu(MN/m )平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )本州四国連絡橋
D・Eルート47

LOG(Eb)-LOG(Eb*)
0 31※Eb*=1766qu

表 付 2.5 岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb (4)対象橋梁

一軸圧縮強度2

qu(MN/m )平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )

大鳴門橋

48

LOG(Eb)-LOG(Eb*)
0 31※Eb*=1766qu

表 付 2.6 岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb (5)対象橋梁

一軸圧縮強度2

qu(MN/m )平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )本州四国連絡橋
Aルート

明石海峡大橋

平戸大橋
長崎県主要地方道
川走川橋
熊本県

49

LOG(Eb)-LOG(Eb*)
0 31※Eb*=1766qu

表 付 2.7 孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平板載荷試験による変形係数 Ed(1)対象橋梁

孔内水平載荷による2

変形係数Eb(MN/m )平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )本州四国連絡橋
Dルート

50

LOG(Ed)-LOG(Ed*)※Ed*=3.94Eb

0.89

表 付 2.8 孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平板載荷試験による変形係数 Ed (2)対象橋梁

孔内水平載荷による2
変形係数Eb(MN/m )平板水平載荷による2
変形係数Ed(MN/m )本州四国連絡橋
Dルート

大鳴門橋

平戸大橋
長崎県主要地方道

51

LOG(Ed)-LOG(Ed*)
0 89※Ed*=3.94Eb

表 付 2.9 平板載荷試験による変形係数 Ed と平板載荷試験による降伏支持力度 py
対象橋梁

平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )LOG(py)-LOG(py*)

平板水平載荷による2

降伏支持力py(MN/m ) ※py*=0.92py0 49

本州四国連絡橋
Eルート

大鳴門橋

本州四国連絡橋
Ａルート

関門橋
福岡県，山口県
神居大橋
旭川市国道12号

平戸大橋
長崎県主要地方道52

表 付 2.10 平板載荷試験による降伏支持力度 py と平板載荷試験による極限支持力度 pu
対象橋梁

平板水平載荷による平板水平載荷による

2

2

LOG(pu)-LOG(pu*)

降伏支持力py(MN/m ) 極限支持力pu(MN/m ) ※pu*=2.27py

本州四国連絡橋
Ｅルート

大鳴門橋

本州四国連絡橋
Ａルート

関門橋
福岡県，山口県
平戸大橋
長崎県主要地方道53

0 87

表 付 2.11 岩石の一軸圧縮強度 qu と孔内水平載荷試験による変形係数 Eb

対象橋梁

一軸圧縮強度

平板水平載荷による2

2

qu(MN/m )変形係数Ed(MN/m )LOG(Eb)-LOG(Eb*)
0.37※Eb*=256qu

平戸大橋
長崎県主要地方道

模型地盤実験

表 付 2.12 孔内水平載荷試験による変形係数 Eb と平板載荷試験による変形係数 Ed

対象橋梁

孔内水平載荷による2

変形係数Eb(MN/m )平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )

川走川橋
熊本県

模型地盤実験

54

LOG(Ed)-LOG(Ed*)
0.83※Ed*=11.2Eb

表 付 2.13 平板載荷試験による変形係数 Ed と平板載荷試験による降伏支持力度 py
対象橋梁

平板水平載荷による2

変形係数Ed(MN/m )平板水平載荷による2

LOG(py)-LOG(py*)

降伏支持力py(MN/m ) ※py*=0.98Ed0.42

川走川橋
熊本県

模型地盤実験

仮称①橋
東京都首都高速12号

生月大橋
長崎県主要地方道55

表 付 2.14 平板載荷試験による降伏支持力度 py と平板載荷試験による極限支持力度 pu

対象橋梁

平板水平載荷による平板水平載荷による

2

2

LOG(pu)-LOG(pu*)

降伏支持力py(MN/m ) 極限支持力pu(MN/m ) ※pu*=1.91py0.99

川走川橋
熊本県

仮称①橋
東京都首都高速12号

模型地盤実験

付録 参考資料
1) 岡原美知夫，小幡宏，森浩樹，津川優司：岩盤上の直接基礎の鉛直支持力推定法に関する研究，土木研
究所資料, 第 2512 号, 1987.11.

56

付録 ３．最大地盤反力度の上限値の提案値と従来の設計値との関係
岩盤を支持させた深礎基礎とケーソン基礎の照査方法は明確でなく，運用上は各種設計基準を参考に許容支持力度を求めて照査をしている実態を第 1 章に示した．ここでは，設計実務において深礎基礎やケーソン「従前の許容値」という．) と本研究により提案した最大地盤基礎でこれまで許容してきた支持力度 (以下，「提案値」という．) との関係を整理する．また，既往の設計実績 1) において基礎諸反力度の上限値 (以下，元の決まり手となった照査項目を整理した結果を踏まえて，提案値が基礎諸元に与える影響について考察する．

3.1 深礎基礎(1) 従前の許容値と提案値の関係
深礎基礎は，H14 道示に体系的な設計法の規定がなく，設計実務においては平成 18 年度改訂版杭基礎設計便覧の参考資料にも一部記載されている西・中・東日本高速道路株式会社「設計要領 第二集 橋梁建設編」の設計法が参考にされている．そして，基礎底面の鉛直支持力度の照査では，理論式である式 付(3.1)により極限支持力度を算定し，これに安全率(常時は 3，レベル 1 地震時は 2)を確保して求めた許容支持力度を基礎底面に生じる地盤反力度が超えないことを確認している．式 付(3.1)は，H14 道示のケーソン基礎の設計で，砂・砂れき・硬質粘性土を支持層とする場合に基礎底面の極限支持力度の算定に用いる推定式と同じである．
qu = cNc + qNq + 0.5 BN式 付(3.1)

ここに，qu：極限支持力度(kN/m2)， c：粘着力 (kN/m2)，q：サーチャージ (kN/m2)， ：地盤の単位体積
重量 (kN/m3)，B：基礎幅 (m), Nq・Nc・N ：それぞれ粘着力項・サーチャージ項・地盤自重項の支持力係
数，Sq・Sc・S ：基礎の寸法効果を考慮するための補正係数,

・ ：長方形基礎・正方形基礎に対する形状係数である．深礎基礎は，一般に山岳部で採用され，斜面上に建設されるため，式 付(3.1)により求めた極限
支持力度に斜面の影響を考慮して極限支持力度を低減していることが多い 2) ．
図 付 3.1 に，既往の設計事例より従前の許容値と提案値との関係を整理した．(a)に硬岩(一軸圧縮強度
qu=1MN/m2～10 MN/m2) ，(b)に軟岩(qu=10 MN/m2 以上)を示す．図中のプロットは従前の許容値であり，前述した方法により斜面の影響を考慮して求められたものである．図中のプロットが 9750kN/m2 で頭打ちになっているのは，求めた許容値がコンクリートの軸圧縮強度を上回るため，コンクリートの軸圧縮強度を許容値としているためである．これは特に(a)硬岩で多くみられる．なお，図 付 3.1 はレベル 1 地震時の場合を示している．
図 付 3.1 より，提案値は，従前の許容値の 40%程度となっていることがわかる．

57

(a) 硬岩(qu=1MN/m2～10 MN/m2)(b) 軟岩(qu=10 MN/m2 以上)
図 付 3.1 従来の許容値と提案値の関係（レベル 1 地震時の場合）(2)

基礎諸元の決定要因

図 付 3.2 に，既往の設計事例 1)より基礎諸元の決定要因となった照査項目の割合を示す．(a)は橋台の橋軸
方向，(b)は橋脚の橋軸方向，(c)は橋脚の橋軸直角方向である．なお，図中のその他には，施工上の制約により基礎諸元が決定された場合，その照査方向では基礎諸元が決定されなかった場合等が含まれている．
図 付 3.2 より，基礎底面の鉛直地盤反力度照査で基礎諸元が決定されたケースは，橋台で 10%，橋脚で5%程度である．これは，図 付 3.1 で示したように，大きな支持力度を許容した設計を行っているため，結果的に基礎底面の鉛直地盤反力度の照査が基礎諸元の決定要因となっていないと考えられる．基礎諸元の決定要因となる照査項目は，橋台の場合はレベル 1 地震時の水平方向の安定照査や基礎本体の照査が多く，橋脚の場合はレベル 2 地震時の照査が多い．

58

(a) 橋台橋軸方向(b) 橋脚橋軸方向(c) 橋脚橋軸直角方向
図 付 3.2 設計事例 1)における基礎諸元の決定要因となった照査項目の割合

59

(3)

提案値による影響度

ここで，提案値は従前の許容値に対して十分小さく設定されているため，提案値を適用すると基礎底面の鉛直地盤反力度の照査により基礎の諸元が決定され，これまでよりも基礎諸元が大きくなることが考えられる．このため，提案値が基礎諸元に与える影響を確認するために，既往の設計事例における基礎底面に生じ(a)に硬岩(一軸圧縮強度qu=1MN/m2～10 MN/m2)，
る最大地盤反力度と提案値の関係を図 付3.3 に整理した．
(b)に軟岩(qu=10 MN/m2 以上)を示す．
殆どの場合において基礎底面に生じる最大地盤反力度は提案値よりも小さいことがわかる．
図 付 3.3 より，
これより,提案値は従前の許容値に対して 40%程度小さくなるものの，基礎諸元がこれまでと比べて著しく大きくなることは殆どないと想定される．また，提案値は，実橋梁の基礎底面に生じているであろう最大地盤
反力度の上限側付近に対応しており，これまで基礎底面の支持力不足による破壊が原因で基礎に損傷が生じた事例が確認されていないことを踏まえると厳し過ぎずそれなりに妥当な値であると推察できる．なお，提案値よりも基礎底面に生じる地盤反力度が大きく，提案値を適用することにより諸元の見直しが必要となる
基礎は，橋脚高が 30m～40m 程度となるような特殊な条件下の基礎が主に該当している．これらの基礎は，橋脚高に比べて極端に基礎長が短い等，一見すると全体的なバランスが悪いと思われるようなものであり，
今後は改善が図られるものと思われる．

(a) 硬岩(qu=1MN/m2～10 MN/m2)(b) 軟岩(qu=10 MN/m2 以上)
図 付 3.3 設計事例における基礎底面に生じる地盤反力度と提案値の関係（レベル 1 地震時の場合）

60

3.2 ケーソン基礎(1) 従前の許容値と提案値の関係
ケーソン基礎の設計において H14 道示では，砂・砂れきを支持層とする場合は過大な沈下を避けるために
図 付 3.4 に示す許容鉛直支持力度の上限値が設けられている．この上限値は，直接基礎の設計で用いている
最大地盤反力度の上限値に根入れ効果の 48Df を考慮して設定されたものである．48Df については，基礎周面
地盤を砂層と仮定して内部摩擦角 =30°にて求めた支持力係数 Nq=18 に有効単位体積重量 '=8kN/m3 を乗じて，安全率 3 で除した値である．

図 付 3.4 H14 道示における砂・砂れきの場合の許容支持力度の上限値（常時の場合）

一方で，岩盤を支持層とした場合の鉛直支持力度の照査方法に関しては規定されていない．岩盤を支持層とした場合の照査方法の実態について定かではないが，設計事例の中には砂・砂れきと同様に直接基礎の設計で用いる最大地盤反力度の上限値に根入れ効果を考慮して許容支持力度を求めている場合が確認された．
そこで，この方法により求めた許容支持力度を従前の許容値と想定して，提案値との関係を図 付 3.5 に整理した．
図 付 3.5 より，亀裂の少ない硬岩を除いては従前の許容値に比べて提案値のほうが大きいことがわかる．

61

(a) 硬岩(qu=1MN/m2～10 MN/m2)(b) 軟岩(qu=10 MN/m2 以上)
図 付 3.5 従来の許容値と提案値の関係（レベル 1 地震時の場合）(2)

基礎諸元の決定要因と提案値による影響度

ここで，提案値は従前の許容値に対して大きく設定されているため，提案値を適用することでこれまでよりも基礎諸元が小さくなることが考えられる．そこで，既往の設計事例 1)における基礎諸元の決定要因となった照査項目の割合を図 付 3.6 に整理した．なお，図中のその他には，施工上の制約により基礎諸元が決定された場合等が含まれている．
図 付 3.6 より，基礎底面の鉛直支持力照査で基礎諸元が決定されたケースは 10%程度であり，基礎諸元の決定要因としてはレベル 2 地震時の照査による場合が多い．これより 10%程度の基礎は，従前よりも基礎の諸元を小さくできることになるが，基礎諸元を小さくすることで結果的にレベル 2 地震時の照査が厳しくなる．したがって，基礎底面の鉛直支持力照査で基礎諸元が決定された場合においても従来に比べて著しく基礎諸元が変わる可能性は低いと考えられる．

62

図 付 3.6 設計事例 1)における基礎諸元の決定要因となった照査項目の割合

付録 参考資料
1) 中谷昌一，石田雅博，白戸真大，井落久貴：構造物基礎形式の選定手法調査，土木研究所資料, 4037 号,
2007.
2)東日本/中日本/西日本高速道路株式会社：設計要領第二集橋梁建設編，2011. 763

土木研究所資料
TECHNICAL NOTE of PWRI
No.4222 March 2012
編集・発行 ©独立行政法人土木研究所
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