木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2

幾つかの地盤調査結果に基づく
軟弱地盤中における丸太の鉛直支持力
村田 拓海 1・沼田 淳紀 2・佐々木 修平 3
藤野 一 4・川崎 淳志 5・杉山 耕平 6
1 正会員

2 正会員

飛島建設（株）飛島建設（株）技術研究所（〒270-0222 千葉県野田市木間ケ瀬 5472）
takumi_murata@tobishima.co.jp

木材・地盤ソリューション G（〒108-0075 東京都港区港南 1-8-15）
atsunori_numata@tobishima.co.jp

3 非会員

住友林業（株）

住宅・建築事業本部（〒100-8270 東京都千代田区大手町 1-3-2 経団連会館）
SASAKI_shuuhei@star.sfc.co.jp

4 非会員

住友林業（株）

住宅・建築事業本部（〒100-8270 東京都千代田区大手町 1-3-2 経団連会館）
FUJINO_hajime@star.sfc.co.jp

5 非会員

ミサワホーム（株） 技術部（〒163-0833 東京都新宿区西新宿 2-4-1）
atsushi_kawasaki@home.misawa.co.jp

6 非会員

ミサワホーム（株） 技術部（〒163-0833 東京都新宿区西新宿 2-4-1）
kouhei_sugiyama@home.misawa.co.jp

地球温暖化緩和策として木材の長期大量使用が有効であることから木材利用が注目され，小規模建築物などの軟弱地盤対策に木材を使う取り組みが行われている．これに対する設計法は，各工法ごとに特徴を活かして独自の設計法が用いられている．本研究の目的は，丸太頭部を地表より 0.50m 以深に静的圧入した丸太の鉛直支持力を明らかにすることである．本研究では，押込み試験から得られる極限鉛直支持力と，スクリューウエイト貫入試験，標準貫入試験およびせん断試験から推定される極限鉛直支持力を比較し，丸太の鉛直支持力がいずれの地盤調査からの推定値よりも大きくなることを明らかにした．また，その比率は地盤調査ごとに異なり，丸太の極限鉛直支持力を推定するにはこの相違を考慮し，地盤調査ごとに支持力式を構築することが合理的であることが示唆された．

Key Words: log, soft ground, vertical bearing capacity, global warming, soil investigation

2)

はじめに

．これに伴い，各種設計書から木杭に関する記述が徐々に減り，道路橋示方書では 1976 年，建築基礎構造
支持力を十分に有さない軟弱地盤への対応として，木設計指針では 1988 年に木杭に関する記述は姿を消した 3)．

杭は古くから世界中で使われてきた．例えばヴェネツィ

一方で，木材の長期・大量使用が地球温暖化緩和策と

1)

アのリアルト橋 には木杭基礎が用いられ，完成後 400

して有効 4)であることから，近年木材利用が再注目され年以上経った現在も大きな変状がなく利用されている．

ている．土木分野では，年間400万m3のポテンシャルが1)

国内においても，1932 年に完成した宮崎県庁 や，1958あるとされ，そのうち最も多くの割合を占める地中・海1)

年に開業した新潟駅本屋 など多くの構造物に木杭基礎

洋（年間 150 万 m3）における利用 5)では，乾燥による変が用いられ現在も供用されている．

形や可燃性などの木材の持つ短所を無視できる．また，

このように木杭は広く用いられていたが，国内では森

軟弱地盤に打設された丸太の鉛直支持力は，コンクリー

林の過伐による木材資源枯渇への懸念から，「木材資源ト杭や鋼管杭に比べ大きくなることが知られている 6)．

利用合理化方策」が 1955 年に閣議決定され，杭は人工

このような背景から，小規模建築物などを対象に，丸材料であるコンクリート杭や鋼管杭に代替されていった

太の鉛直支持力を推定する設計方法を構築する取り組み

10木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2が行われている．しかしながら，これらの設計法は，各設するまでの消費エネルギーを極力抑えるために，所定

工法ごとに工法の特徴を活かしてそれぞれ異なった設計の長さに丸太を伐採し，その後乾燥や薬剤防腐処理など法となっており，同じ地盤条件であっても同じ支持力がを行わず，皮を剥いだだけの生材を用いた．また，丸太得られるわけではない．これは，丸太の仕様や丸太頭部の両端面を平坦にカットしたものを用いた．

の位置，施工方法などの考え方がそれぞれの工法により施工方法異なることが要因だと考えられる．

丸太の施工方法は，単にバックホウで押し込むものや，

ここで，丸太頭部の位置の影響は特に大きいと考えられる。これは，地表面付近にはトラフィカビリティを確

振動を与えながら丸太を押し込むものがあるが，本研究保するために砕石を敷いたり，時には固化材で改良した

では，リーダー式の杭打機により鉛直性を確認しながらりするため，地盤調査結果には表れない薄く硬い層が存

静的に圧入する方法とした．写真-1 に用いた丸太打設

在する場合があるためである．一方，丸太は細い末口を機械の一例を示す．2 軸のリーダー付きで，リーダーの下にして地盤に打設する．このため，元口がそのような一方には先端閉塞の鋼管を装着し回転圧入ができるよう地盤の地表付近に位置する場合は，この影響を強く受けになっており，もう一方には丸太を静的に圧入できるよると想定され，特にテーパー形状を有する丸太の鉛直支うになっている．
図-1 に丸太の打設方法を示す．丸太が確実に鉛直に持力はこの点に着目する必要があると考えた．このような丸太の鉛直支持力に関する既往研究は，頭部が地表面， 打設されるように，先端閉塞の鋼管を用いて無排土で，目標の丸太先端深度よりも 0.5～1.0m より浅い位置まで

または，地表面から凸出した状態で載荷試験を実施した
7),8),9),10)が，頭部が地中にある状態

先行回転圧入を行い，その後鋼管を回転し引き抜き，そにおいては，佐賀低地 11)の限られた地盤での評価に留まの孔に丸太を圧入した．地盤が粘土質の場合は丸太末口っており，ほとんど研究がなされていない．

径より細い鋼管を用い，地盤が砂質の場合は丸太元口径

例は各地で幾つかある

そこで著者らは，丸太頭部が地表面から 0.5m 以深のより細い鋼管を用いた．このため，いずれの地盤におい地中にある状態における丸太の鉛直支持力を明らかにすても，先行回転圧入によりできる孔の径は丸太の元口径る目的で，実際の軟弱地盤に打設した丸太について押込より細くなる．

み試験を実施した．また，押込み試験から求めた極限鉛丸太頭部の位置直支持力と，地盤調査から推定される極限鉛直支持力の比較を行い，支持力式を構築する際には地盤調査方法を

丸太頭部の位置は，地表面から深度 0.50～2.00m の範考慮すべきことを明らかにした．なお，実際に軟弱地盤

囲，かつ，丸太の腐朽対策を考慮し，地下水位以深に設対策として適用する場合においても，丸太頭部は地表面置することとした．

から 0.5m 以深の地中に設置し，丸太頭部から地表面の丸太は，末口を下にして地盤に圧入するため，丸太頭間にできる孔は締固めた砕石で充填することを想定して部の元口が地表面にあると，地表面に存在する地盤調査いる．

結果には一般に表れない薄く硬い層に元口が引っ掛かったような状態になり，この影響を強く受けるとことが想本研究で対象とする丸太および施工方法定される．また，上述のように本研究では，鋼管による先行回転圧入を行っているが，鋼管の径は元口径より細丸太の仕様

いので，地表面の影響をどうしても受けると考えられる．

丸太は，地球温暖化緩和への貢献を考え，伐採から打鋼管による先行回転圧入を行わず，丸太を直接地盤に打

孔壁保護管
(塩ビ管)

鋼管
表土層

丸太

軟弱地盤
施工の流れ

図-1 丸太の打設方法

写真-1 丸太打設機械の一例

11

養生木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2

表-1 試験場所ごとの使用丸太寸法と先端地盤種別
地点
番号

丸太先端
地盤種別

実施場所

A

秋田県大潟村B

埼玉県八潮市C

千葉県千葉市D

千葉県木更津市E

東京都世田谷区F

佐賀県佐賀市
小計

砂質地盤

粘土質地盤
砂質地盤
粘土質地盤
砂質地盤
粘土質地盤
砂質地盤
粘土質地盤
砂質地盤
粘土質地盤
砂質地盤
粘土質地盤
砂質地盤
粘土質地盤

合計

使用丸太寸法(m)（実寸）

試験数
3
15
3
0
1
0
4
2
0
1
1
1
12
19
31

設した場合は，その影響をより大きく受ける可能性があ

末口径

元口径

長さ

0.110～0.171

0.161～0.230

3.0～12.0

0.146～0.181

0.156～0.194

2.0～3.0

0.148

0.183

4.0

0.136～0.184

0.151～0.212

2.0～6.0

0.173

0.268

9.0

0.180～0.190

0.187～0.203

2.0～3.00.110～0.190

0.151～0.268

2.0～12.0

ここで，Wsw ：SWS の荷重の大きさ（kN）

ると考えられる．このため，丸太頭部の位置は，その影響を極力避けるために地表面から 0.50m 以深とした．まNsw ：SWS の貫入量 1m 当たりの反回転数（回）た，地下水位以深にある木材は腐朽しない 3)という特徴

N ：SPT により求められた N 値（回）を活かし，丸太は頭部が地下水位以深になるように設置
地点 A：秋田県大潟村

した．

当該地は，秋田県の八郎潟干拓地に位置する．

地盤の概要

図-2 に地点 A における地盤調査の深度分布を示す．当

該地点は，表層より約 1.3m の砂混じり粘土と粘土混り試験は計 6 地域で実施し，押込み試験は計 31 試験体

砂の層があり，その下位に N 値=0 の極めて軟弱な砂混を対象に実施した．表-1 に試験場所ごとの使用丸太寸法と先端地盤種別を示す．使用した丸太は，長さが 2.0

N 値=3～7 の細砂層が約 2.0m 存在し，その下位には N 値

じり粘土層が GL-8.0m 付近まで存在する．その下位には，～12.0m，末口径が 0.110～0.190m，元口径が 0.151～
0.268m で，樹種はスギとカラマツである．なお，丸太のまたは粘土層は，概ね GL-4.5m 以浅と以深で性質が若干

直径は，丸太の円周を計測し真円と仮定して求めた．

異なり，GL-4.5m 以浅は含水比，塑性指数が大きい．一=0～8 の砂質粘土層が存在する．GL-1.5～-8.1m のシルト

地盤調査および土質試験は，標準貫入試験（以下，

軸圧縮試験から求めた粘着力は 6 深度でほぼ同じである「SPT」），せん断試験（一軸圧縮試験），スクリューが，SWS は GL-5.0m 付近より深くなるとやや大きくなる．

ウエイト貫入試験（以下，「SWS」）を実施した．なお， また，SPT による N 値がゼロのため，計算上 SPT から求一軸圧縮試験には，乱れの少ない試料（固定ピストン式
まる粘着力もゼロとなり，一軸圧縮試験や SWS から求シンウォールサンプラー：JGS 1221-2003 による）を用い， まる粘着力と相違があることがわかる．
丸太頭部深度は，いずれのケースも GL-1.00m である．

土質試験には，SPT サンプラーのペネ試料やシンウォー
ルサンプリングした試料を用いた．
SWS による N 値換算値は，砂質地盤の場合は式(1)，丸太の先端は，丸太長さ 3.0～6.0m のケースは N 値=0 の粘土質地盤の場合は式(2)より求めた．また，粘着力 c は式(3)，一軸圧縮強さ quは，SPTの場合は式(4)，SWSの場

値=3～7 の細砂層，丸太長さ 12.0m のケースは N 値=0～8

極めて軟弱な砂混り粘土層，丸太長さ8.0mのケースはNの砂質粘土層に位置する．

合は式(5)より求めた．
地点 B：埼玉県八潮市
N = 2Wsw +0.067Nsw(1)

当該地は，埼玉県東部の利根川中流低地である中川低

N = 3Wsw +0.050Nsw

地の南東部に位置し，地形区分は自然堤防・砂州堆積物

c = qu / 2

(2)
(3)

qu = 12.5N(4)

図-3 に地点 B における地盤調査の深度分布を示す．

qu = 45Wsw +0.75NSW(5)

当該地点は，表層より約 0.4m の礫を混入する砂質粘性に相当する．

12

木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2
N値
土質0 盛土・砂礫上混じり砂

0

細粒分含有率 Pf (%)

自然含水比 w n(%)

10

20

30 0

100

200 0

塑性指数 Ip

100 0

50

50

100

粘着力 c (kN/m2)
150 0

50

100

丸太姿図

盛土・粘土混じり砂
SPT-No.1
SPT-No.2

粘土質シルトSPT-2016
SWS-No.1

粘土質シルトSWS-No.2
SPT-No.1

5

粘土質砂

SPT-No.2
SPT-2016

Z (m)

シルト質粘土深度

砂礫混じり粘土細砂

10

一軸圧縮試験
一軸圧縮試験-2016
SPT-No.1
SPT-No.2
SPT-2016
SWS-No.1
SWS-No.2

SPT-No.1

SPT-No.1
SPT-No.2

SPT-No.2

SPT-2016

SPT-2016

粘土
砂質粘土
砂混じり粘土砂質粘土

15

砂混じり粘土図-2 地盤調査の深度分布（地点 A：秋田県大潟村）
N値
土質

0

0

10

細粒分含有率 Pf (%)

自然含水比 w n(%)
20

30 0

100

200 0

100 0

50

塑性指数 Ip
50100

粘着力 c (kN/m2)
150 0

50

100

丸太姿図

埋土
砂質シルト
粘性土質砂
砂質粘性土
粘性土質砂
粘土混じり砂

Z (m)

5

粘性土質砂

粘土混じり砂

深度

砂質シルト

砂質粘土

10

SPT-No.1
SWS-No.1
SWS-No.2

15

SWS-No.3

SPT-No.1

SPT-No.1

SPT-No.1

SPT-No.1
SWS-No.1
SWS-No.2
SWS-No.3

図-3 地盤調査の深度分布（地点 B：埼玉県八潮市）

土主体の埋土があり，その下位にN値=5，層厚約0.9mのN値=7で層厚約0.9mのシルト質細砂層，その下位にN値

砂質シルト層，その下位に N 値=2～17 の細砂層が GL-=13～33 の細砂層が存在する．N 値は埋立層を境に大き7.7m まで存在する．その下位には，N 値=0～2 の軟弱なくなり，SWS も同様の傾向を示している．表層の埋立

砂混りシルトと砂質シルト層が存在する．細砂層の細粒層とその下の細砂層では細粒分含有率が異なり，埋立層

分含有率は 12.1～32.5%とばらつきがあるが，いずれもでは 31.6%，細砂層では 9.4%である．
丸太頭部深度は GL-1.20m で，丸太先端は N 値=9～16

非塑性である．
丸太頭部深度は，GL-1.00m と GL-1.25m であり，丸太の細砂層に位置する．

先端はいずれも N 値=2～17 の細砂層に位置する．
地点 D：千葉県木更津市
地点 C：千葉県千葉市

当該地は，東京湾沿岸部に形成された沖積低地の一角

当該地は，東京湾沿岸部に形成された沖積低地の一角

で，1966年以降に沿岸部に造成された海岸埋立地に位置で，1971～1979 年頃に掛けて沿岸部に造成された海岸埋する．
図-5 に地点 D における地盤調査の深度分布を示す．

立地に位置する．
図-4 に地点 C における地盤調査の深度分布を示す．

当該地点は，当該地点は，表層より約 1.3m の埋土層が当該地点は，表層より N 値=1～6 の粘土および粘土質砂あり，その下位に N 値=0～6 の軟弱な粘土層と細砂層ので構成される埋立層が約 3.9m 存在する．その下位には， 互層地盤が GL-5.6m 付近まで存在する．その下位には，
N値=9～16で層厚約 4.9mの細砂層が存在し，その下位にN 値=8～20 の細砂層が存在する．N 値は互層地盤と細砂

13木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2

N値
土質

0

0

10

細粒分含有率 Pf (%)

自然含水比 w n(%)
20

30 0

100

200 0

100 0

50

塑性指数 Ip
50100

粘着力 c (kN/m2)
150 0

50

100

丸太姿図

盛土・粘土

盛土・粘土質砂

Z (m)

5
液性・塑性
限界試験
未実施

深度

細砂

砂質土のため粘着力C=0シルト質細砂10

細砂

SPT-No.1

33

SPT-No.1

SWS-No.1

SPT-No.1

15

図-4 地盤調査の深度分布（地点 C：千葉県千葉市）
N値
土質

0

0

10

細粒分含有率 Pf (%)

自然含水比 w n(%)
20

30 0

100

200 0

100 0

50

塑性指数 Ip
50100

粘着力 c (kN/m2)
150 0

50

100

丸太姿図

埋土
シルト
細砂
粘土
細砂

Z (m)

5

粘土

深度

細砂

10

シルト質砂
細砂

15

SWS-No.1
SWS-No.2
SWS-No.3
SWS-No.4
SWS-No.5
SWS-No.6
SPT-No.1

SPT-No.1

SPT-No.1

SPT-No.1

SWS-No.1
SWS-No.2
SWS-No.3
SWS-No.4
SWS-No.5
SWS-No.6
SPT-No.1

図-5 地盤調査の深度分布（地点 D：千葉県木更津市）

層を境に大きくなり，SWS も同様の傾向を示している． GL-6.0m 以深では N 値がそれ以浅より大きくなり，粘着力も GL-4.0m 付近以浅より大きくなる．また，SPT から

また，丸太頭部深度は，GL-0.50～-1.00m である．丸太
先端は，丸太長さ 2.0～4.0mのケースは N値=0～6の軟弱

求まる粘着力は，N値が0～1の軟弱な地点で一軸圧縮試

な互層地盤に位置し，丸太長さ 5.0～6.0m のケースは N

験や SWS から求まる粘着力と相違が大きい傾向がみら

値=8～20 の細砂層に位置する．

れる．
丸太頭部位置は GL であるが，原地盤面からは 2.00m

地点 E：東京都世田谷区の深さに位置するものである．

当該地は，武蔵野段丘上に位置する多摩川下流左岸側の沖積低地である．

地点 F：佐賀県佐賀市

図-6 に地点Eにおける地盤調査の深度分布を示す．な

当該地は，筑紫平野の佐賀低平地に位置する．

お，当該地点では，現況地盤面から約 2.0m の深さまで

図-7 に地点 Fにおける地盤調査の深度分布を示す．な

存在していた埋土層を掘削により除去して盤下げし，盤お，当該地点では，地表面付近に改良剤により固化した

下げした位置を GL とし，そこから地盤調査を実施した． と考えられる硬い層が存在し，地表面が押込み試験に影
当該地点は，GL から GL-9.0m 付近まで細粒分含有率が響を与えると考えられたため，表層約 2.0m をバックホ

100%近い粘土またはシルト層で，GL-9.1m 以深には N 値

ウで掘削・攪拌し，その後攪拌した土で埋戻した．地盤

40 以上の砂礫層がある．上部の粘土またはシルト層は， 調査と丸太打設は埋戻し後に実施した．表層から約GL-3.5～-6.0m の間で含水比と塑性指数がやや大きく，

2.0m の埋め戻した砂質粘土の下位には，N 値=0～1 の極

14木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2

N値
土質

0

0

10

細粒分含有率 Pf (%)

自然含水比 w n(%)
20

30 0

100

200 0

100 0

50

塑性指数 Ip
50100

粘着力 c (kN/m2)
150 0

50

100

丸太姿図

粘土

砂質粘土

Z (m)

5

凝灰質粘土

深度

砂質シルト

有機質シルト

10

46

砂礫

43

一軸圧縮試験
SPT-No.1

SPT-No.1
SPT-No.1

SWS-No.1

SPT-No.1

SPT-No.1

SWS-No.1

15

図-6 地盤調査の深度分布（地点 E：東京都世田谷区）
N値
土質

0

0

10

細粒分含有率 Pf (%)

自然含水比 w n(%)
20

30 0

100

200 0

100 0

50

塑性指数 Ip
50100

粘着力 c (kN/m2)
150 0

50

100

丸太姿図

盛土・砂質粘土

砂混じり粘土

5

Z (m)

細砂

深度

粘土質砂

10
粘土

SWS-No.1
SPT-No.1

一軸圧縮試験
シルト混じり砂SPT-No.1

SPT-No.1

SPT-No.1

SWS-No.1
SPT-No.1

15

図-7 地盤調査の深度分布（地点 F：佐賀県佐賀市）

めて軟弱な粘土層が GL-12.8m まで存在し，途中 GL-4.0

部が地表面より深い位置になるため，地表面から丸太頭～-8.0m に N値=0～3 の軟弱な砂質土層を挟む．この軟弱部の間に孔ができる．このため，養生期間中に丸太頭部な砂質土層は 2 層からなり，上部は細砂，下部は粘土質の孔が崩壊しないように，丸太打設後に孔壁を直径砂となっている．また，極めて軟弱な粘性土の下位には， 200mm の塩ビ管で保護した．その後，1 か月弱～2 か月
N 値=6～12 のシルト混り砂層が存在する．極めて軟弱な間弱養生し，押込み試験を実施した．また，荷重が丸太

粘性土中に挟まれた細砂層とその下位の砂質粘土は含水頭部に可能な限り均質に伝わるように，丸太頭部に厚さ比や細粒分含有率が低く非塑性である．これに対し，細20mm の円形の丸太頭部用鉄板を設置した．なお，この砂層上部の砂混り粘土層や砂質粘土層の下位の粘土層は鉄板の直径は，試験に使用する各丸太の元口直径に合わ

自然含水比や細粒分含有率が高い．

せて加工したもので試験により異なる．

丸太の頭部位置はいずれも GL-1.00m である．丸太先

図-8 に押込み試験の概要図を示す．押込み試験の反端は，丸太長さ 2.0m のケースは砂混り粘土層，丸太長

力は，積み重ねた敷鉄板とした．丸太と敷鉄板の間に，さ 3.0m のケースは細砂層に位置する．

荷重計，油圧ジャッキ，変位計用鉄板を挟み，油圧ジャッキで載荷しながら，変位計用鉄板にあてた変位計で変試験の概要

位量を計測した．変位計は，約 3m の基準梁に設置した．
載荷は，予備載荷を与えた後に除荷しこの状態を初期値

丸太の鉛直支持力は，押込み試験（JGS 1811-2002 に準として，載荷後 30 分間放置しこれを 1 段階とし，8 段階拠）により求めた．本研究で対象とする丸太は，丸太頭程度を目途に，変位が止まらなくなるまで載荷した．

15

木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2

6.0m

地表面

敷鉄板

梁

常水位水面

荷重計(球座付)
約0.9m

梁の内側

油圧ジャッキ
変位計

基準梁

架台

第n層

丸太長さ
DB：丸太元口直径n

変位計用鉄板

L=

サポーター

∑L

i

i=1

塩ビ管

丸太頭部用鉄板
1.5m以上第i+1層1.5m以上
丸太

Ni

Li

第i層

図-8 押込み試験の概要図

土質

層厚

砂質土

Li

粘性土

摩擦抵抗

Ni

qu i

第i-1層

丸太の極限鉛直支持力の求め方
地盤調査からの推定方法
地盤調査による丸太の極限鉛直支持力 RuD は式(6)より第2層推定した．これは，小規模建築物基礎設計指針 12)に示される，杭状地盤補強の極限鉛直支持力の推定式である．

第1層

図-9 に丸太と地盤の層分割方法を示す．なお，丸太はN0

末口径を直径とする円柱状と仮定した．

1DT
1DT

推定N値の平均範囲

RuD =Rp +Rf(6)：極限先端支持力（kN）

Rf：極限摩擦力（kN）

表-2 各地盤調査における地盤定数の算定方法
地盤調査

また，極限先端支持力は，先端地盤が砂質地盤の場
合は式(7)，粘土質地盤の場合は式(8)より推定し，極限
摩擦力は式(9)より推定した．

α

SPTと

SWS

SPT

N値：砂質地盤式(1)

SPTによる

SPTによる

N値：粘土質地盤式(2)

SPTによる

SPTによる

粘着力 c

式(3)

式(3)

一軸圧縮強さ qu

ここで，

Ap0：丸太断面積

図-9 丸太と地盤の層分割方法

ここで，
Rp

DT：丸太末口直径

式(5)

式(4)

せん断試験

式(3)
せん断試験
による

Rp =αN0 Ap0
Rp =6cAp0(7)(8)

なお，丸太の極限鉛直支持力 RuD は，各地盤調査ごと

Rf = ∑ni=1 ( τd ×Li )×ψ(9)に推定した．せん断試験については，砂質地盤の N値を求めることができないため，SPT と併用した．また，極：丸太の先端付近の地盤における小口径杭の先

限鉛直支持力 RuD 算定の際に必要な N 値と粘着力 c は，

端支持力係数（α = 200）

表-2 のように求めた．

N0 ：丸太の先端下方より 1DT，上方に 1DT の間の地
盤の N 値，または N 値換算値の平均値（回）丸太の押込み試験

2

Ap0 ：丸太の末口における断面積（m ）押込み試験による丸太の極限鉛直支持力Rusは，第2限τdi ：i 番目の層の極限周面摩擦力度（kN/m2），

界抵抗力とした．第 2 限界抵抗力は，丸太頭部の変位量（砂質地盤：τdi=(10 / 3) Ni ，粘土質地盤：τdi= ci ）が末口径と元口径の平均径の 10%となる載荷荷重とした．

：i 番目の層の砂質地盤の N 値，または N 値換算

なお，変位量が丸太の平均径の 10%に至る前に変位が止値の平均値（回）

まらなくなるケースはなく，いずれのケースも変位量がNi

ci ：i 番目の層の粘土質地盤の粘着力の平均値

平均径の 10%を超えても荷重は増加傾向を示し，いわゆ（kN/m2）

Liる極限荷重に至っていない．

：丸太の周面地盤のうち i 番目の層の地盤に接す

図-10 に押込み試験結果の一例として，秋田県大潟村

る有効長さ（m）

で実施した丸太長さ 12m，末口直径 115mm，元口直径：丸太の末口における周長（m）

188mmのケース（L12D11）の結果を示す．荷重は 8段階

DT ：丸太の末口における直径（m）まで載荷し，丸太頭部の変位量は末口径と元口径の平均Ψ16木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2

200

150

300

荷重P（kN）

時間t（min）
250

100

50

0

50

100

150

200

250

300

350

40
除荷量曲線

35
30

第2限界抵抗力：233.7kN

250

丸太の押込み試験から求めた極限鉛直支持力 R u1S (kN)

300

25

200
20

S=0.1DAve

150
100

5

00

変位量S（mm）

15
10

50

0
L12D11

5

L12D11 荷重-沈下量

時間-沈下量51010S=0.1DAve

S=0.1DAve15

S：砂質地盤(12)C：粘土質地盤(19)
合計：31試験

載荷圧力-残留沈下量曲線

時間-荷重

L12D11

荷重P（kN)

分類：先端地盤

350

250

200
S：千葉県千葉市
S：埼玉県八潮市
S：秋田県大潟村
S：千葉県木更津市
S：佐賀県佐賀市
C：秋田県大潟村
C：千葉県木更津市
C：佐賀県佐賀市
C：佐賀県佐賀市
C：東京都世田谷区

150

100

50

Ru1Sの算定方法：平均径の10%沈下時の荷重
Ru1D の算定方法：末口径で計算
支持力係数：αs =200,αc=45,β=3.33,γ=0.5

15

20

20

25

25

30

30

35

35

40

0
0

40
250

200

150

100

50

0

50

100

150

200

250

300

100
150
200
250
SWS試験から推定した
極限鉛直支持力 Ru1D (kN)

(a)

350

荷重P（kN）

時間t（min）

50

地盤調査：SWS

300
分類：先端地盤

L12D11

丸太の押込み試験から求めた極限鉛直支持力 Ru1S (kN)(a) 時間-荷重-変位量曲線
1000

LogP-LogS

荷重P（kN）

100

10
第1限界抵抗力： 210.0 kN

250

200

S：砂質地盤(9)C：粘土質地盤(4)合計：13試験150

100
平均値-2σ：0.15

1

50

0

0.1
1

10
変位量S（mm）

0100(b) Log 荷重-Log 変位量曲線

50

100
150
200
250
SPTから推定した
極限鉛直支持力 R u1D (kN)(b)

図-10 押込み試験結果の一例

S：千葉県千葉市
S：埼玉県八潮市
S：千葉県木更津市
S：佐賀県佐賀市
C：千葉県木更津市
C：佐賀県佐賀市
C:東京都世田谷区

Ru1Sの算定方法：平均径の10%沈下時の荷重
Ru1D の算定方法：末口径で計算
支持力係数：αs =200,αc=37.5,β=3.33,γ=0.5

沈下量(平均)原点0

0.1

300

300

地盤調査：SPT

300
分類：先端地盤

径の 10%（0.1DAve=15.1mm）以上まで達している．変位
250

丸太の押込み試験から求めた極限鉛直支持力 R u1S (kN)

量と時間の関係を見ると，変位量が 10mm 以下までは，
30 分経過でほぼ収束しているが，それ以降は段階数が増えるごとに収束の程度が低い．第 2 限界抵抗力 RuS は
233.7kN であった．

地盤調査から推定した極限鉛直支持力と押込み試
験から求めた極限鉛直支持力の比較

200

S：砂質地盤(4)C：粘土質地盤(17)
合計：21試験150

S：秋田県大潟村
S：佐賀県佐賀市
C：秋田県大潟村

100

C：佐賀県佐賀市
C：東京都世田谷区

50

Ru1Sの算定方法：平均径の10%沈下時の荷重
Ru1D の算定方法：末口径で計算
支持力係数：αs =200,β=3.33

6 地点で実施した 31 試験体の押込み試験結果について，
図-11 に各試験から推定した極限鉛直支持力と丸太の押00込み試験から求めた極限鉛直支持力の関係をそれぞれ示
す．なお，SPT からの推定値との比較において，地点 A

50
100
150
200
SPTとせん断試験から推定した
極限鉛直支持力 Ru1D (kN)

250

300

(C) 地盤調査：SPT とせん断試験の秋田県大潟村は，N値=0の層が多く，式(6)で極限鉛直

図-11 地盤調査から推定した極限鉛直支持力と押込み試験

支持力 RuD を推定すると，ゼロとなるため比較対象からから求めた極限鉛直支持力の関係

外した．

17

木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2

全ての試験において押込み試験から求めた極限鉛直支

偏差はそれぞれ，0.29，1.34，0.46 となる．

持力は，45 度の線の上側に分布し各試験結果から得ら

3) 軟弱地盤に静的圧入した丸太の極限鉛直支持力を推れた推定値を上回っており，丸太の鉛直支持力が一般の定するためには，地盤調査ごとに支持力推定式を構杭状地盤補強に用いられる推定式から求めたものより大築することが合理的である．

きくなることがわかる．この主な要因は，各試験から極限鉛直支持力を推定する際に，末口径を用いているため

謝辞：本試験は秋田県立大学フィールド教育研究センタだと考えられる．実際の丸太はテーパー形状を有していー，㈱キーテック，㈱和田電業社のフィールドを使用さることから，実際の周面積が末口径の円柱の周面積よりせて戴いた．また，試験の一部は，林野庁新たな木材需

大きく，テーパー効果も発揮していると考えられるが，要創出プロジェクト事業費補助金を使用した．試験を実推定の際にはこれらを考慮していない．一方で，RuS/RuD

施するにあたり，ミサワホーム総合研究所の松下克也様が大きくなる要因はこの他にも，木材の吸水作用によりに御協力戴いた．ここに記して感謝申し上げます．

杭近傍に低含水比高強度の薄い土層が形成され，見かけの直径が大きくなる効果 11)による影響も考えられる．こ参考文献のような様々な要因で RuS/RuDが大きくなったと考えられ

1) 土木学会木材工学特別委員会：JSCE 木材利用ライブラリー，

るが，これらのそれぞれがどの程度影響しているかの解005 国内の構造物基礎における木材利用事例と設計方法の明は今後の検討課題である．なお，末口径で鉛直支持力

変遷，pp.1-12，2012.

を評価した理由は，丸太は末口径で取引されることが一2) 塩井幸武：土木(道路)における杭基礎の変化・変遷につい般的であり，実際に丸太を軟弱地盤対策として使用するて，土と基礎 Vol.54，No.6，pp.9-12，2006.

場合，設計や現場においても末口径が用いられると考え

3) 沼田淳紀，吉田雅穂，濱田政則：1964 年新潟地震におけるたためである．

木材による液状化対策事例，木材学会誌，Vol.5，pp.305-

各試験から推定した極限鉛直支持力 RuD と丸太の押込

315,2009．

み試験から求めた極限鉛直支持力 Rus との比率（以降，4) 土木学会木材工学委員会：土木技術者のための木材工学入「Rus/RuD」）は，平均値で見ると，SWS で 1.49，SPT で門，pp.23-42，2017.3．

2.83，SPT とせん断試験で 2.39 となり，SWS とそれ以外

5) 土木における木材の利用拡大に関する横断的研究会編：

13)

では値に大きな差がある．これは，式(1)の稲田式 を用2009 年度土木における木材の利用拡大に関する横断的研究いた場合，砂質地盤で SWS から推定した N 値と SPT か報告書，pp.63-74，2010．

ら直接求めた N値の関係はばらつきが大きく 14)，SWSよ6) 富松義晴，沼田淳紀，濱田政則，三輪滋，本山寛：持続可り推定した N 値は Nsw が 74 以下では実際の N値の下限値

能社会へ向けた土木工事における木材利用の提案，土木学

付近の値をとること，さらに，粘土質地盤においてはば

会論文集 F4，Vol.68，No.2，pp.80-91，2012．

らつきが減るものの，SWS より推定した一軸圧縮強さ7) 増田貴之，水谷羊介：松杭の支持力特性（その 2），第 41は実際のばらつきの下限値付近になる 15)ことに起因する

回地盤工学研究発表会発表講演集，pp.1401-1402，2006.

と考えられる．

8) 田村昌仁，久保豊，兼平雄吉，西田功：小口径鋼管杭と木このように，同じ地盤でも鉛直支持力の推定に用いる杭の鉛直載荷試験と引抜き試験，日本建築学会大会学術講

地盤調査が異なることで，Rus/RuD の平均値や標準偏差が演梗概集 2007 年，pp.381-382，2007.

異なり，丸太の鉛直支持力を推定するためには，地盤調

9) 中村博，水谷羊介，増田貴之，中島憲一：木杭の支持力特査ごとに支持力推定式を構築することが合理的であるこ性（その2.鉛直載荷試験結果），第42回地盤工学研究発表とが明らかになった．

会発表講演集，pp.1223-1224，2007.
10) 中村博，水谷羊介，中島憲一：木杭の支持力特性について，まとめ

第43回地盤工学研究発表会発表講演集，pp.1367-1368，2008.
11) 三浦哲彦，呉文径，中村六史，一瀬智郎：軟弱粘土中杭の

1) 軟弱地盤中に静的圧入した丸太の極限鉛直支持力は，
SWS，SPT，SPT とせん断試験のいずれの地盤調査か

周面支持機構に関する実験的考察，土木学会論文集，
No.517/Ⅲ-31，pp.63-72，1995.
12) 日本建築学会：小規模建築物基礎設計指針，pp.185-188，20
08.
13) 稲田倍穂：スウェーデン式サウンディング試験結果の使用について，土と基礎，Vol.8，No.1，pp.13-18，1960.
14) 松谷裕治，深井公，小川正宏，野澤直樹，渡辺佳勝，大島昭彦，安田賢吾：スウェーデン式サウンディング試験結果と N 値，su 値との関係，第 53 回地盤工学研究発表会発表講ら推定した極限鉛直支持力よりも大きくなることがわかった．
2) 地盤調査から推定した極限鉛直支持力RuDと，丸太の押込み試験から求めた極限鉛直支持力 Rus との比率の平均値は地盤調査により異なり，SWS で 1.49，SPT
で 2.83，SPTとせん断試験で 2.39となる．また，標準18木材工学論文報告集19, 10-19, 2021. 2

演集，pp.1565-1566，2018.
15) 大島昭彦：宅地地盤評価に関わる技術的問題（SWS 試験による宅地地盤の評価技術），地盤工学会誌，Vol.68，No.2，
Ser.No.745，pp.6-9，2020.

(Received October 16，2020)(Accepted January 31, 2021)

VERTICAL BEARING CAPACITY OF LOG IN SOFT GROUNDESTIMATED FROM SOME SOIL INVESTIGATIONSTakumi MURATA, Atsunori NUMATA, Shuhei SASAKI,
Hajime FUJINO, Atsushi KAWASAKI and Kohei SUGIYAMALong-term and massive use of wood is effective to mitigate global warming. Furthermore, it is known
that the vertical bearing capacity of log in the ground is larger than that of concrete pile and steel pile. The
design method on the vertical bearing capacity of log has been reviewed for small buildings. However,since each design method is used for different construction methods and log specifications, the calculated
vertical bearing capacity does not always match each other. In this case, the vertical bearing capacity isdefined the value at the position where the log top is 0.5 m or more below the surface, and it is defined thatthe log is green and only peeled bark off.The purpose of this study is to clarify the characteristics of verticalbearing capacity for logs in the soft ground.The value of the vertical bearing capacities on single log
obtained from the method of the static axial compressive load were compared with the design values
calculated by results of the Screw weight sounding tests,standard penetration tests and unconfinedcompression tests. As a result, it was found that the vertical bearing capacitys are larger than the value
estimated by the results of any soil investigation. Moreover, the ratios between the estimated value and test
results differ for each soil investigation, suggesting that it is useful to estimate the bearing capacitie of log
in the soft ground from the results of each soil investigation.

19