木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2

丸太打設による戸建住宅の軟弱地盤対策に関する実験と数値解析による有効性の検討
千田知弘 1・沼田 淳紀 2・村田正会員

東北学院大学准教授

正会員

飛島建設株式会社

1

2

3

4

正会員

友希 4・村上 海翔 5

工学部環境建設工学科（〒985-8537 宮城県多賀城市中央 1-13-1）
E-mail: tchida@mail.tohoku-gakuin.ac.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）
E-mail: Atsunori_Numata@tobishima.co.jp

飛島建設株式会社 技術研究所（〒270-0222 千葉県野田市木間ケ瀬 5472）
E-mail: Takumi_Murata@tobishima.co.jp

東北学院大学大学院 1 年
5

拓海 3・松井

東北学院大学 4 年

工学研究科環境建設工学専攻（〒985-8537 宮城県多賀城市中央 1-13-1）
E-mail: s2094408@g.tohoku-gakuin.ac.jp
工学部環境建設工学科（〒985-8537 宮城県多賀城市中央 1-13-1）
E-mail: s1744212@g.tohoku-gakuin.ac.jp

深刻化する気候変動の影響もあり，近年木材利用について再認識され始め，筆者らは戸建住宅の軟弱地盤対策に丸太を用いる研究を進めている．本研究では，実大載荷試験と数値解析によって，丸太打設による戸建住宅の軟弱地盤対策効果を比較評価した．実大載荷試験は，無対策の地盤と 1.2m 間隔で丸太を 49
本打設した地盤を対象として実施し，沈下量の比較によって丸太打設の効果を確認した．数値解析は，実験の再現解析を行い，地盤内部の応力状態の比較によって丸太打設の効果を確認した．加えて，丸太の打設本数の差による軟弱地盤対策効果を比較し，外周にも丸太を打設することでより高い効果が得られることを示した．また，腐朽防止として丸太上部に充填する充填材に関し，異なる充填長さとヤング率の組み合わせが沈下量に与える影響を明らかにした．

Key Words: detached house, soft ground measures, log, LP-SoC method, FEM

1. はじめに中径木から可能であるが，これは間伐材の有効利用の可能性の拡大を示している．
間伐によって 45 年後の丸太の我が国の沖積地盤の面積は，国土面積の僅か 10%程度

断面積が約 4 倍になるとの報告 1)もあり，森林の二酸化であるが，そこには人口の約半分，資産の 75%が集中し炭素吸収量を増加させることに効果的であるとともに，ている．沖積地盤の多くは埋立地も含め，いわゆる軟弱

間伐材に経済的な価値を付けることが可能であり，林業

地盤で，そこに戸建住宅をはじめとする構造物を構築すの活性化にもつながる．打設後の丸太が長期間炭素固定

る場合には，沈下や傾斜に対する対策が必要となるのがに貢献することも加えると，丸太打設は持続可能な技術1)として大いに期待が持てるといえる．

一般的である．一方で，気候変動は深刻化 し，これからは無関係のように思える軟弱地盤対策においても持続本研究では，新設の戸建住宅を対象とし，丸太打設に可能性を考える必要がある．そのような背景のもと，著よる軟弱地盤対策効果を実大載荷試験と数値解析（以後，者らは戸建住宅を対象とし，丸太打設によって軟弱地盤

FEM 解析）との両面で検討した．

対策を行っていく研究2)-5)

本研究全体の研究フローとしては，以下の[1]～[4]の手を行っている．

順となる．

気候変動の要因として，大気中の温室効果ガスの影響が大きいことは周知の事実であるが，その主要因である[1]無対策の地盤と丸太打設した地盤に対して実大載荷

二酸化炭素を減少させ，さらに炭素固定を長年可能とす試験を行い，沈下量を比較することによって，丸太打設る方法として，地盤への丸太打設が効果的であることがによる軟弱地盤対策効果を確認する．

これまで示されている 2)-12)．丸太打設に使用する丸太は[2]FEM 解析で実大載荷試験をシミュレートし，FEM 解

34

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2

析手法の精度を確認するとともに，地盤内部の応力状態

表-1 ボーリング調査で得られた軟弱地盤の土質とを比較することによって丸太打設による軟弱地盤対策効FEM 解析で用いた各部材の材料定数果を確認する．

変形係数 せん断弾性係数 ポアソン比

土質名および部材[3]上記結果を基に，FEM 解析で丸太の打設本数をパラメータとした複数のモデルに対しての性能評価を行う．

E
(MPa)
2.0
2.7
2.7
2.7
2.4
2.4
5.0
6.6
6.6
19.6
100.0
12.0

盛土
砂礫混り粘土粘土混り砂
粘土質シルト1
粘土質シルト2
粘土質シルト3
粘土質砂
シルト質粘土
砂混り粘土
細砂
基盤層
砕石

[4]丸太打設後に充填材として用いる砕石のヤング率や充填長さが沈下量にどのような影響を与えるかを検討する．
なお，本研究での沈下量は，即時沈下に近い鉛直変位を主に取り扱い，時間経過に伴い沈下が進行するいわゆ
る圧密沈下量は対象としない．

/25

コンクリートスラブ(1) 実大載荷試験体
本研究では，秋田県大潟村の軟弱地盤で実施した実大載荷試験 5)を対象とする．
ボーリング調査から得られた軟弱地盤の土質と各変形係数および密度を表-1 に，柱状図を図-1 に示す．表-1 中

0

(MPa)
0.77
0.90
0.90
0.90
0.80
0.80
1.92
2.20
2.20
7.54
40.00
4.62

10

30 0

200 0

100

0.300
0.499
0.499
0.499
0.499
0.499
0.300
0.499
0.499
0.300
0.250
0.300
νxy = νxz
= νyz =

νyx

塑性指数 Ip

細粒分含有率 Pf (%)

自然含水比 w n(%)
20

ρt(t/m 3 )
1.520
1.405
1.405
1.330
1.281
1.303
1.517
1.472
1.472
1.850
1.880
2.100

0.39

=0.016νzx =νzy =0.4
10000
0.2

=400
25000

N値
土質

0 盛土・砂礫上混じり砂密度νEz =6000
Gxy = Gyz = Gzx =Ex = Ey = Ez
Ez /15丸太

2. 実大載荷試験方法および FEM 解析モデル

G

50

100 0

50

100

2.5

粘着力 C (kN/m2)
150 0

50

100

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

次節で詳述する．表-1 と図-1 において，粘土質シルト層

SPT-No.2
SPT-2016

Z (m)

シルト質粘土

砂礫混じり粘土

深度の地盤のせん断弾性係数とポアソン比，丸太とコンクリ
ートスラブの各材料定数は FEM 解析で用いた値であり，

5

粘土質砂

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
細砂

SPT-No.2

SPT-No.2

SPT-2016

SPT-2016

粘土
砂質粘土の数が異なっているが，本研究では土質試験を粘土質シルト層内で 2 深度分行っており，それらの値が異なった

砂混じり粘土砂質粘土

15

砂混じり粘土ため，
解析では異なる層としてモデル化したためである．
地下水位は，地表面から 1.00m であった．

図-1 ボーリング調査から得られた柱状図
3.6

丸太打設配置の平面図を図-2 に，側面図及び土質分布1.2を図-3 に，図-3 において四角枠で示した箇所の拡大図を

3.6

1.2
1.2

10.0

1.2

1.2

後述する FEM 解析において，境界条件の都合上，15.00mまで拡大して考慮したため，図-3 では 15.00m で示して7.2

た場合，深さ方向の数値が視認しづらいため，中央から左側の 1/2 断面のみ示した．この 1/2 断面の場合，図-2と比較すると，地盤の横方向の長さは 5.00m となるが，

1.2

図-4 に示す．図-3 の側面図においては，全断面で表示しいる．
実大載荷試験においては，図-2 に示すように，10.00m
×10.00m の試験区画に，1.20m 間隔の正方形配置で 7 列

1.4

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.2

1.4

7.2

×7 列＝49 本の丸太を打設した．使用した丸太は，長さ6.00m，末口径 0.15m～0.19m，元口径 0.20m～0.25m のテ

10.0

ーパーのついた現地調達のスギ材を用いた．打設深さに関しては，丸太の腐朽対策として，地下水位以深となる
盛土表面よりも 1.00m 深く打設し，空いた空洞を砕石で盛土

コンクリートスラブ

丸太

ボーリング調査位置

図-2 丸太打設配置の平面図（単位：m）

充填した．本打設方法は，丸太の腐朽対策として，すでに液状化対策工法に用いられている工法例えば 8)であり，本の時，丸太打設モデルは，コンクリートスラブの外周に2 列配置されるようになるため（図-1），以後本モデルを
外周 2 列モデルと呼称する．丸太打設の効果を評価する

研究ではそれに準じた．
丸太打設後，戸建住宅の基礎を模した 3.60m×3.60m×0.21m のコンクリートスラブを現場打ちで作製した．こために，無対策の試験区画にもコンクリートスラブを同35

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2

x

1.9

5.0
盛土

1.0

1.8
砂礫混り粘土粘土混り砂
粘土質シルト1
粘土質シルト2

6.0

y

0.5
0.4
0.6 0.5
1.9 1.0 1.7 1.3 1.0 0.9
0.5

15.0

粘土質シルト3
粘土質砂
シルト質粘土

1.2 1.2 1.2

砂混り粘土
細砂

写真-1 載荷時の状況

基盤層後，外周1 列モデル）の性能を確認する．
[3]砕石のヤング率，充填長さが沈下量へ与える影響を調べる．

図-3 丸太打設配置の側面図および土質分布（1/2 断面，単位：m）の3段階のフローに沿って行うこととした．
理由を以下に示す．
[1]に関しては，既報の解析手法 11)を用いて，実大載荷試験を

1.2

シミュレートし，荷重-沈下量関係から，モデル化手法の妥当性
砕石と精度を確認した後，実大載荷試験では確認できない，地盤内

1.0

砕石

部の応力状態を確認するために行った．
[2]に関しては，実大載荷試験前の検討段階において，軟弱地
盤は側方への変形も懸念されるため，スラブ外周にも丸太を配丸太置することによって横方向への変位を拘束し沈下量を抑制できると推察し，より安全側に外周 2 列モデルを対象とすることに丸太した．しかし，コスト面や，敷地面積の制約がある場合を想定
し，外周 1 列モデルを対象とした解析を行うとともに，上記推図-4 図-3 において四角枠で示した箇所の拡大図（単位：m）

察が正しいかを検証するために，スラブ下モデルを解析対象と様に打設した．本モデルは外周 2 列モデルに対して，無した解析を行うこととした．
[3]に関しては，砕石の締固め不足を想定した砕石のヤング対策モデルと以後呼称する．
載荷は，コンクリートスラブの上に 1.50m×6.00m，厚さ 22mm，15.68kN の敷き鉄板を，重機を用いて順次積率が小さい場合もしくは充填長さが長い場合，丸太頭頂部より上部に位置する地盤がより多くの力を受け持つこ

み上げていく方法で行った．実際の試験時の状況を写真-1 に示す．実大載荷試験においては，敷き鉄板を重ねるとによって丸太への力の伝達が弱くなり，沈下量が増加

につれ，コンクリートスラブが沈下していくが，敷き鉄のヤング率が大きい場合もしくは充填長さが短い場合，板はコンクリートスラブからはみ出しているため（写真-1），コンクリートスラブの厚さ 0.21m 以上の沈下が生じ丸太により多くの力が伝達されるが，地盤の荷重負担がると，敷き鉄板が地盤表面に触れてしまい，コンクリー
トスラブ以外に荷重が分散してしまう．よって，0.21m

可能性がある．よって，丸太と地盤が効率的に荷重を負以上の沈下が生じた時点で実大載荷試験を終了とした．

らかにする必要がある．
a) 全モデル共通の解析条件(2) FEM 解析モデル

本 解 析 で は ， 汎 用 有 限 要素 解 析 ツ ー ル ANSYS（ANSYS.inc, ver.19.1）を用いて行った．本研究では，木すると推察された．一方で，砕石を過度に締固めた砕石

減少するため，設計に地盤の抵抗力を期待できなくなる担するよう，砕石のヤング率と充填長さのバランスを明本研究のFEM 解析は，
[1]実大載荷試験をFEM 解析でシミュレートし，FEM 解析の精造 2～3 階建ての戸建住宅を想定しており，この場合，荷重は 30kN/m2 以下となり，最大でも 50kN/m2 以下を想定

度を確認する．
[2]実大載荷試験を行わなかったスラブ下にのみ丸太が打設されした．実大載荷試験においては，無対策モデルであっても 50kN/m2 程度まではほぼ弾性とみなせる荷重-沈下量たモデル（3 列×3 列＝9 本，以後，スラブ下モデル）と，スラブの外周に 1 列のみ打設されたモデル（5 列×5 列＝25 本，以関係を示したことから，本研究の解析は全て弾性解析と36

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2層に関しては，ポアソン比を水に近い 0.49911)にし，軟弱地盤の

側面 z

側面

x

横方向の大きな変形を評価できるようにした．各種土質のせん
断弾性係数は，次式で表わされる等方性材料のせん断弾性係数とヤング率の関係から算出した．
E
G=2(1 + ν )y

ここに，G はせん断弾性係数，E はヤング率，ν はポアソン比

O

対称面

(1)

である．
c) [3]の解析条件[3]の解析では，砕石のヤング率，充填長さが沈下量へ与える

対称面影響を調べるため，砕石の充填長さを 0.5m，1.0m，1.9m，2.5m の 4 種類，
12MPa，
50MPa，
砕石のヤング率を 5MPa，100MPa の 4 種類とし，それぞれを組み合わせた計 16 種類のモデルを作成し，FEM 解析を行った．砕石以外の材
料定数は表-1 と同じとした．

図-5 FEM 解析モデル（要素分割図）

砕石の充填長さに関しては，パラメータは無数に存在に示す．図-1 に示すように，本研究の対象は，平面方向するため，本論文では，各土質の境界＝地下水位と仮定
し，表-1，図-1 に示す土質の境界の深さに合わせた．この際，丸太の長さを 6m のままにすると，丸太の先端部に見て，上下左右に対称であることから，1/4 断面で解位置が下方にずれ，土質がそれぞれ異なってしまうため，析を行った．
ただし，境界条件を地盤側面に与えた場合，丸太と拘束面との距離が 1.4m しかなく（図-2），拘束の得られる結果が充填長さの効果か土質の種類の違いなの

影響が応力分布等に無視できないほどの影響を与えることが予備解析で示されたため，図-3 に示すように，実大載荷試験の試験区画よりも 10.0m ずつ大きい断面を有す

験の丸太の先端位置を共通とし，丸太の長さを変化させることとした．充填長さが 0.5m の場合，丸太長は 6.5m

るモデルとした．
原点 O は盛土の表面中央位置，図-5 では各横断面の交点位置に取り，高さ方向に y 軸，対称面に平行となる方砕石のヤング率に関しては，12MPa は実大載荷試験で用いた

した．
解析に用いた FEM 解析モデル（要素分割図）を図-5かの判断が難しくなる．そこで本論文では，実大載荷試となり，充填長 2.5m の場合，丸太長は 4.5m となる．

向に x 軸，z 軸を取った．解析には10 節点30 自由度のソリ

砕石のヤング率であるが，その比較対象として，大きい値かつ分かり易い値として 100MPa を設定し，その半分の値として50MPa を解析対象とした．また，12MPa よりも低い値として，ッド要素を用い，丸太は直交異方性材料，その他は等方性材料

50MPa，100MPa のモデルとも比較しやすい5MPa を設定した．

とした．他のモデル化に際しては，前節で示した通り，実大載
荷試験に用いられた丸太には末口径と元口径が異なるテーパー

3. 実験・解析結果および考察が付いているが，本研究では末口径の代表的な値を用い，外接
円半径0.07m の正22 角形でモデル化した．境界条件は，xy 対称面・側面上の全ての節点の z 方向変位を拘束，yz 対称面・側面(1) 実大載荷試験結果および FEM 解析シミュレーシ

上の全ての節点のx 方向変位を拘束，地盤底面のzx 平面上の全ョン
無対策モデルの実大載荷試験結果および FEM 解析結果からての節点の全方向変位を拘束した．
荷重は，実大載荷実験で，無対策モデルと外周 2 列モデルの得られた荷重-沈下量関係を図-6 に，外周2 列モデルの実大載荷試験結果および FEM 解析から得られた荷重-沈下量関係を図-7

両方で荷重データが存在する荷重とし，コンクリートスラブ上面に10kN/m2，40kN/m2，60kN/m2の3 種類の荷重を分布荷重で与えるとともに，要素全体の y 軸方向に重力加速度を与えて自に示す．
剛性が低下する直前の荷重を試験結果どうしで比較すると，無対策モデルで47.30kN/m2，外周2 列モデルで71.56kN/m2 であ重を考慮した．
b) [1]，[2]の解析条件

り，それまでの挙動はほぼ線形挙動を示す．線形挙動を示す範囲においては，
外周2列モデルの変位が無対策モデルよりも30%

実大載荷試験の再現解析および FEM 解析のみのスラブ下モデル，外周 1 列モデルの解析においては，各種材料定数は表-1
値は文献 14)の値を参照した．各種土質に関しては，変形係数と程度小さく，丸太打設による軟弱地盤対策効果が確認された．
また，2.(2).a)で示したように，戸建住宅の重量を 30.0kN/m2～
50.0kN/m2 と想定しており，その範囲であれば，剛性低下を生じ

密度はボーリング調査で得られた値であるが，粘土層，シルト

させず地盤を補強することがほぼ可能であることが示された．

の値を用いた．表-1 中のコンクリートの値は公称値 13)，丸太の37

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2

0.00

0.00
0.0

載荷圧力(kN/m2 )
20.00
40.00
60.00
40.0
20.0
60.0

80.00
80.0

しく減少することが分かる．
図-10 と図-11 とで水平方向変位分布を比較すると，図-10 中

100.00100.0のスラブの斜め下に，赤色のコンターで表示されている大きな
水平方向変位分布が生じているが，図-11 では黄色～赤のコンタ

沈下量(mm)

50.00
50.0

ーが見られず水平方向変位が著しく減少していることが分かる．
無対策モデルで大きな水平方向変位が生じる箇所に丸太が 2 列

100.00100.0
150.00150.0
200.00200.0

挿入されているため，より効果的に水平変位を減少させたと推察される．なお，図-11 で，丸太が存在するにもかかわらず水平

実大載荷試験

変位が円弧状に分布する理由は，丸太が打設されていない周辺

FEM解析の地盤の変位の影響を受けるためである．
10kN/m2 載荷時の，無対策モデルの鉛直方向応力分布を図-12250.00250.0に，外周2 列モデルの鉛直方向応力分布を図-13 に示す．各図においては，応力分布の視認性を向上させることを目的とし，コンターの範囲を-0.008～0.001MPa とした．グレーで表示されて図-6 無対策モデルの実大載荷試験と FEM 解析から得られた
荷重-沈下量関係

0.0

0.0
0.0

載荷圧力(kN/m2 )
20.0
40.0
60.0
40.0
20.0
60.0

80.0
80.0

いる部分は，コンクリートスラブのエッジ付近の地盤に生じる
局所的な応力集中を除き-0.008～-0.01MPa の範囲の値となる．無

100.0
100.0

対策モデルにおいては，スラブ下から広範囲かつ円弧状に圧縮応力が分布し，深さが深くなる程徐々に小さくなっていく挙動を示す（図-12）．一方，外周 2 列モデルにおいては，丸太が打沈下量(mm)50.0
50.0

設されていない深さ1.0mまでの範囲に高い応力が地盤に生じて

100.0
100.0

いるが，
丸太上部付近から急激に応力が減少し，地表面から2.5m
150.0
150.0
200.0
200.0

～4.3m の範囲では，地盤に生じる応力は極めて小さくなる．し

実大載荷試験

かし，地表面から4.3mより深い部分になると，丸太の先端部かFEM解析

ら円弧状の大きい応力が再び地盤に生じ，細砂，基盤層といった深い層にも大きい応力が分布する挙動を示す（図-13）
．これ

250.0
250.0

は，丸太が荷重を大きく負担し，地盤の深部に力を伝達していることを示しており，丸太の打設効果が視認できる．
外周 2 列モデルに打設された丸太に生じる軸方向応力分布を

図-7 外周2列モデルの実大載荷試験とFEM解析から得られた
荷重-沈下量関係

図-14 に示す．スラブ下に打設された2 列の丸太には，ほぼ同じような応力が分布するが，スラブの外側 1 列目の丸太には，その半分以下の応力しか生じておらず，スラブの外側 2 列目の丸

なお，試験の終了条件が，敷き鉄板が地盤に接した時としているため，厳密な終局荷重とはならないが，各モデルの最大荷重
は，無対策モデルで75kN/m2，外周2 列モデルで130kN/m2 であ太にはさらに小さい応力しか生じていない．この結果から改めて図-13 を詳しく見て行くと，スラブ下からスラブの外側の1 列った．
実大載荷試験結果とFEM 解析結果を比較すると，無対策モデ
ル，外周 2 列モデルともに，精度よくモデル化できていること

目の丸太までの地盤には，同じような応力の分布が生じているのに対し，スラブの外側の 1 列目の丸太から 2 列目の丸太の間の地盤には，丸太の先端部を除き大きい応力は生じていない．
よって，スラブの外側の 2 列目の丸太の軟弱地盤対策効果が低が確認された．また，前述の通り，戸建住宅の重量の想定範囲
内では線形挙動を示しており，弾性解析で十分であることが示い可能性が示唆される．そこで次節では，丸太の打設本数が沈された．よって，実大載荷試験では確認することができない，
地盤内部に生じる変位，応力をFEM 解析で検証していく．

下量にどれほどの差を生じさせるのかを検討していく．なお，
本研究で対象としている戸建住宅の重量を 50.0kN/m2 と想定し無対策モデルの鉛直方向変位分布を図-8 に，外周2 列モデルの鉛直方向変位分布を図-9 に，無対策モデルの水平方向変位分た場合の外周2 列モデルの丸太に生じる最大圧縮応力は3.0MPa
以下であり，スギ材の圧縮許容応力度 6.0MPa15)よりも低く，十布を図-10 に，外周2 列モデルの水平方向変位分布を図-11 に示す．
図-8 と図-9 とで鉛直方向変位分布を比較すると，丸太打設効

分な耐力を有することが示された．

果によって，鉛直変位の値が大きく減少することが見て取れる．

(2) 打設本数の違いによる軟弱地盤対策効果の比較
10kN/m2 載荷時のスラブ下モデルの鉛直方向変位分布を図

無対策モデルの場合，スラブ下だけではなく，スラブ周辺の地盤も広範囲で沈下する挙動が見られるが，外周 2 列モデルでは，スラブの外側の 1 列目の丸太を境に，鉛直変位の分布が著-15 に，外周1 列モデルの鉛直方向変位分布を図-16 に，全てのモデルの沈下量の比較を示した図を図-17 に示す．図-17 を見る

38

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2

x

x
y

y

上向き
-1.0

下向き
1.0
0.0

3.0

5.0
4.0

2.0

上向き
-1.0

7.0
6.0

8.0

下向き
1.0

0.0

図-8 無対策モデルの鉛直方向変位分布（単位：mm）

3.0

5.0
4.0

2.0

7.0
6.0

8.0

図-9 外周 2 列モデルの鉛直方向変位分布（単位：mm）

x

x

y

y

左向き
-0.3

右向き
0.3

0.9

0.6

0.0

1.5
1.2

左向き
-0.3

2.1
1.8

右向き
0.3

0.6

0.0

2.4

0.9

1.5
1.2

2.1
1.8

2.4

図-11 外周 2 列モデルの水平方向変位分布（単位：mm）

図-10 無対策モデルの水平方向変位分布（単位：mm）

x

x

y

y

-0.008-0.006-0.007-0.004-0.005圧縮
引張-0.0020.000-0.003-0.001-0.008-0.006-0.0070.001

図-12 無対策モデルの鉛直方向応力分布（単位：MPa）-0.004-0.005圧縮
引張-0.0020.000-0.003-0.0010.001

図-13 外周 2 列モデルの鉛直方向応力分布（単位：MPa）

39

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2と，いずれの丸太打設モデルの沈下量も減少しているが，スラブ下モデルの減少量は外周 1 列モデル，外周 2 列モデルよりもx
コンクリートスラブ

O

減少量は小さく，スラブの外側に丸太を打設すると沈下量を抑y制することが示された．ただし，各モデルの沈下量の差は小さ
く，スラブ下にのみ丸太を打設するだけで十分な軟弱地盤対策
効果が得られる可能性が示された．スラブ下モデル（図-15）と外周1 列モデル（図-16）の鉛直方向変位分布を比較すると，外周1 列モデルの方が，x 方向，y 方向ともに沈下範囲が減少していることが分かる．図-15，図-16 を図-8（無対策モデル），図-7（外周 2 列モデル）とも比較すると，丸太打設の列が増えるほ
y方向ともに沈下範囲，
どx方向，
沈下量ともに減少していくが，
圧縮

-0.8

-0.6
-0.7

-0.2

-0.4
-0.5

-0.3

外周1 列モデルと外周2 列モデルとに大きな差が見られない．
10kN/m2 載荷時のスラブ下モデルの水平方向変位分布を図-18

引張

0.0
-0.1

0.1

に，外周1 列モデルの水平方向変位分布を図-19 に示す．丸太打設の列が増えるとx 方向，y方向ともに水平変位範囲が減少して

図-14 外周 2 列モデルの丸太に生じる軸方向応力分布いることが分かる．図-18，図-19 を図-10（無対策モデル），図-11（外周 2 列モデル）とも比較すると，鉛直変位分布同様，丸太（単位：mm）

x

打設の列が増えるほどx 方向，y 方向ともに水平変位範囲が減少
していくが，外周 1 列モデルと外周 2 列モデルとに大きな差がy

見られない．
10kN/m2 載荷時の，スラブ下モデルの鉛直方向応力分布を図-20 に，外周1 列モデルの鉛直方向応力分布を図-21 に示す．図-20 と図-21 を比較すると，丸太が打設されていない深さ 1.0mまでの範囲に大きい応力が地盤に生じている点，丸太上部付近
から急激に応力が減少し，地表面から 2.5m～4.3m の範囲では，地盤に生じる応力は極めて小さくなる点，地表面から4.3mより深い部分になると，丸太の先端部から円弧状の大きい応力が再

上向き
-1.0

下向き
1.0

3.0

5.0

び地盤に生じ，細砂，基盤層といった深い層にも大きい応力が分布する点で外周2列モデル（図-13）と同じ傾向の挙動を示す．

7.0

また，地盤に生じる応力に関しても，丸太打設の列が増えるほ
0.0

4.0

2.0

6.0

8.0

ど大きい応力が生じる範囲，応力の大きさが減少していくが，
外周 2 列モデル（図-13）と外周 1 列モデル（図-21）とに大き

図-15 スラブ下モデルの鉛直方向変位分布（単位：mm）

な差が見られない．
10kN/m2載荷時の，スラブ下モデルの丸太周辺の地盤に生じるせん断応力εyz 分布を図-22 に，外周 1 列モデルのせん断応力

x
y

0
0.0
2
2.0

沈下量(mm)

4
4.0

上向き
-1.0

下向き
1.0

0.0

2.0

3.0

5.0
4.0

外周1列

外周2列

6
6.0
8
8.0
10
10.0

無対策

12
12.0
14
14.0
16
16.0

7.0
6.0

スラブ下

18
18.0
20
20.0

8.0

図-17 10kN/m2 載荷時の全てのモデルの沈下量の比較

図-16 外周 1 列モデルの鉛直方向変位分布（単位：mm）

40

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2

εyz分布を図-23に，外周2列モデルのせん断応力εyz分布を図-24

れるように，丸太の先端部周辺の地盤には高い応力集中が生じに示す．

るなど，応力分布は複雑となるため，せん断応力の分布にも影各図を見ると，全てのモデルで，丸太周辺にせん断応力が生響が出ると推察される．丸太と地盤との摩擦によって地盤に同じており，丸太打設による軟弱地盤対策効果には，丸太と地盤様のせん断応力が生じるとすれば，この挙動によって，丸太周の接触部の挙動も大きく寄与している可能性が示された．せん

辺の摩擦が下がると考えられ，設計時に摩擦を考慮する際は留断応力の値で各モデルを比較すると，打設の本数に関わらず，意が必要である可能性がある．

地盤に生じるせん断応力の値に差が生じていない．一方，せん
断応力の分布で各モデルを比較すると，スラブ下モデル（図-22）には，スラブのエッジ部から応力球根が見られるが，外周 1 列
目の丸太の打設によって，応力球根が消えることが示される（図-23，図-24）とともに，外周 1 列モデルと外周 2 列モデルとで本論文における丸太と地盤の接触面におけるモデル化は，摩擦係数を用いた接触解析では無いため，厳密な値とは言えないが，丸太周辺の地盤に生じる挙動は一定の評価は可能であると考えられる．今後，丸太打設による周辺摩擦の効果を，FEM と部材試験等で明らかにしていく予定ある．

は，鉛直方向応力分布同様，せん断応力分布に大きな差が生じ

以上より，前節と本節を取りまとめると，無対策モデルの場ないことが示された．また，スラブ下の丸太周辺の地盤のせん

合，スラブ直下の範囲は元より，スラブの外周の範囲にも沈下

断応力に関しては，丸太の高さ方向の中間辺りから，せん断応
力の正負が入れ替わる挙動が見られる．図-20，図-21 に代表さと水平変位，鉛直応力が広範囲で生じるため，スラブの外周にも丸太を打設することにより，スラブの外周の範囲の沈下等

x

x

y

y

左向き
-0.3

右向き
0.3

0.0

0.9

0.6

1.5

2.1
1.8

1.2

-0.008-0.006-0.0072.4

図-18 スラブ下モデルの水平方向変位分布（単位：mm）-0.004-0.005圧縮
引張-0.0020.000-0.003-0.0010.001

図-20 スラブ下モデルの鉛直方向応力分布（単位：MPa）

x

x
y

y

左向き
-0.3

右向き
0.3

0.0

0.6

0.9

1.5
1.2

-0.0082.1
1.8-0.006-0.0072.4

図-19 外周 1 列モデルの鉛直方向変位分布（単位：mm）-0.004-0.005圧縮
引張-0.0020.000-0.003-0.0010.001

図-21 外周 1 列モデルの鉛直方向応力分布（単位：MPa）

41

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2を減少させる効果が確認された．しかし，外周 1 列モデルと外周 2 列モデルとで，性能に大きな差は認められなかったため，

x

スラブの外周 2 列目まで丸太を打設する必要性が無いことが示yされた．また，スラブ下に丸太を打設するだけでも十分な軟弱地盤対策効果が期待できることが示されたことから，今後の施工においては，コストや要求性能，施工可能な宅地条件によって，スラブ下モデル，外周 1 列モデルのいずれかを選択することが可能となってくる可能性が示された．
(3) 充填材のヤング率と充填長さの違いが軟弱地盤対策効果に与える影響の検討
本項では，外周 2 列モデル対象として，砕石の充填長

-6222

-2667

-4444

-8000

889

4444
2667

-889

さとヤング率が，沈下量に与える影響を確認していく．

8000

砕石の充填長さを 0.5m，1.0m，1.9m，2.5m の 4 種類，

6222

砕石のヤング率を 5MPa，12MPa，50MPa，100MPa の 4

図-22 スラブ下モデルの丸太周辺の地盤のせん断ひずみ分布種類に設定し，それぞれを組み合わせた計 16 種類のモデ（単位：μ）

ルに対し 10kN/m2 載荷した時の，各モデルの充填長さ-x

沈下量関係を図-25 に示す．
同じ充填長さのモデルどうしを比較すると，ヤング率yが小さいほど沈下量が増加する傾向が見られる．
同様に，同じヤング率のモデルどうしを比較すると，充填長さが増加するほど沈下量が増加する傾向が見て取れる．つまり，砕石のヤング率が大きいほど，充填長さが短いほど沈下量は減少する．
砕石の充填長さとヤング率の関係性を詳しく検討するために，同じ充填長さの場合に最も沈下量が多いヤン
グ率 5MPa のモデルと，最も沈下量が少ないヤング率
100MPa モデルを選び出し，充填長さ毎に相対誤差を求

-6222

-2667

-4444

-8000

889

4444
2667

-889

めた．相対誤差は，{(ヤング率 5MPa のモデルの沈下量

8000‐ヤング率 100MPa のモデルの沈下量)/ヤング率 100MPa

6222のモデルの沈下量}で求めた．
充填長さ毎の相対誤差を比

図-23 外周 1 列モデルの丸太周辺の地盤のせん断ひずみ分布較すると，充填長さ 0.5m で 27.7%，1.0m で 22.0%，1.9m（単位：μ）

で 19.1%，2.5m で 18.2%と，充填長さが長くなるほど相x

対誤差は減少していく傾向が見られた．また，充填長さ0.5m と 1.0m の相対誤差の差は充填長さの差 0.5m に対しyて 5.7%となる一方で，充填長さ 1.9m と 2.5m の相対誤差の差は，充填長さの差0.6mに対してわずか0.9%となり，充填長さが長くなる程，相対誤差の減少率が小さくなる
ことが分かる．これは，充填長さが長くなるほど，砕石のヤング率の違いが沈下量に与える影響が小さくなっていくことを示す．この点も含め，鉛直方向応力分布で砕石の充填長さとヤング率が軟弱地盤対策効果に与える影響を見て行く．
10kN/m2 載荷時の各モデルに生じる鉛直方向応力分布

-6222
-8000

-2667

-4444

-889

889

4444
2667

の代表例として，沈下量が最も大きい充填長さ 2.5m，ヤ8000

ング率 5.0MPa のモデル（以後 D2.5E5 モデル）の鉛直方

6222

向応力分布を図-26 に，沈下量が最も小さい充填長さ

図-24 外周 2 列モデルの丸太周辺の地盤のせん断ひずみ分布0.5m，砕石のヤング率 100MPa のモデル（以後，D0.5E100（単位：μ）

42

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 200充填長さ(m)
1.5
2
1.0
1.5
2.0

0.5

0.0

1

0.5

モデル）の鉛直方向応力分布を図-27 に示す．
2.5

2.5

3

図-26 と図-27 を比較すると，各図中赤枠で記した箇所

3.0と，青枠で示した箇所で応力分布に大きな差が生じてい沈下量(mm)2.0
2

ることが分かる．赤枠箇所の応力分布を比較すると，

4
4.0
6.0
6

D2.5E5 モデルにおいては，スラブ下の地盤に大きな圧縮応力が生じているのに対し，D0.5E100 モデルにおいては，

8
8.0
10
10.0

無対策

半分以下の応力しか生じていない．一方，青枠箇所の応E=5MPa

12
12.0
14
14.0
16
16.0
18
18.0
20
20.0

力分布を比較すると，D0.5E100 モデルにおいては丸太の

E=12MPa下端部から下部の地盤に広範囲に渡って大きい圧縮応力

E=50MPa分布が生じているのに対し，D2.5E5 にはその半分程度のE=100MPa

値しか生じていない．つまり，沈下量の少ないモデルほど，丸太を介して，地盤の深部に力を伝えていることが2示された．なお，本稿では，他のモデルの応力分布は割

図-25 10kN/m 載荷時の充填深さ-沈下量関係

愛しているが，沈下量の大きいモデルほど赤枠箇所の地盤の応力が大きくなり，逆に青枠位置の地盤の応力が小x

さくなることを確認している．
実際の施工現場では，地下水位位置によって充填長さyは決まってくるが，コストと要求性能に応じて砕石の種類の変更が可能であり，また，要求性能を満たさない場
合，丸太の本数の増減の検討が事前にできるなど，本結
果は施工前の検討に際して有用である．

4. まとめ-0.008-0.004-0.006

本研究では，新設の戸建住宅を対象とし，丸太打設による軟弱地盤対策効果を実大載荷試験と FEM 解析との

圧縮
引張-0.0020.000

比較した後，得られた結果を基に，基礎外周の丸太の打-0.005-0.007-0.003-0.0010.001

設の効果，砕石の充填長さとヤング率が沈下量に与える影響を FEM 解析で検討した．以下に得られた知見を示

図-26 10kN/m2 載荷時の D2.5E5 モデルの鉛直方向応力分布

す．

（単位：MPa）

x

・剛性が低下する直前の荷重は，無対策モデルで 47kN/m2，外周 2 列モデルで 72kN/m2 であり，戸建住宅の重量を 50.0kN/m2yと想定した場合，丸太打設による軟弱地盤対策効果が高いことが示された．また，線形挙動を示す範囲においては，外周 2 列モデルの変位が無対策モデルよりも 30%程度小さいことが確認された．
・実大載荷試験結果とFEM 解析結果を比較することでFEM 解析の精度を比較したところ，無対策モデル，外周 2 列モデルともに，精度よくモデル化できていることが確認された．

-0.008-0.006-0.004圧縮
引張-0.0020.000

・FEM解析で地盤内部に生じる鉛直方向応力分布を検討すると，無対策モデルの場合，スラブ直下の範囲は元より，スラブの外-0.005-0.007-0.003-0.0010.001

周の範囲にも沈下と水平変位，鉛直応力が広範囲で生じること

2が示された．一方で，丸太打設モデルの場合，丸太が打設されていない深さ1.0mまでの範囲に大きい応力が地盤に生じている

図-27 10kN/m 載荷時の D0.5E100 モデルの鉛直方向応力分布（単位：MPa）

43

木材工学論文報告集19, 34-44, 2021. 2（令和元年度），Ⅲ-39，CD-ROM，2020.
沼田淳紀，村田拓海，佐々木修平，藤野一，川崎淳志，
杉山耕平，林知行：丸太打設した軟弱地盤における大型
平板載荷試験，第 55 回地盤工学研究発表会発表講演集，No.21-8-2-98，2020．
6) 沼田淳紀：建設事業での木材利用による地球温暖化緩和，
土地改良，Vol.56，No.2，pp.106-108，2018.
7) 油屋昌宏，沼田淳紀，三輪滋：丸太打設液状化対策工法の中規模農舎への適用，日本建築学会大会学術講演梗概
集・建築デザイン発表梗概集，CD-ROM，2017.
8) 三輪滋，沼田淳紀，村田拓海，吉田雅穂：丸太打設による既設戸建住宅の液状化対策の数値解析による効果の検討，木材利用研究論文報告集，Vol.14，pp.94-99，2015.
9) 村田拓海，沼田淳紀，川崎淳志，橋本佳大，佐々木修平，
佐々木貴信：粘性土地盤中にある丸太の早期における鉛直支持力 ，
平成 30 年度土木学会年次学術講演会講演概要
集，V-001，2018.
10) 三村佳織，水谷羊介，中村博，伊藤智栄，原 忠：軟弱地盤に打設したテーパー状木製地盤補強材の鉛直載荷試験，
木材利用研究論文報告集，Vol.17，pp.1-7，2018.
11) 千田知弘，沼田淳紀，三輪滋，村田拓海，桐ヶ久保
龍都，松井友希：軟弱地盤上の盛土に対する 3D-FEM
による丸太打設効果の基礎的研究，木材利用研究発
表会講演概要集，Vol.18，pp.30-38，2019.
12) (公社)土木学会木材工学委員会：土木技術者のための木材が，丸太上部付近から丸太下端部まで地盤に生じる応力は極め

5)て小さくなり，丸太の先端部から再び円弧状の大きい応力が地盤に生じることが示され，丸太が荷重を大きく負担し，地盤の深部に力を伝達していることが明らかとなった．
・スラブの外周にも丸太を打設することにより，スラブの外周の範囲の沈下等を減少させる効果が確認された．しかし，外周1列モデルと外周 2 列モデルとで，性能に大きな差は認められなかったため，スラブの外周 2 列目まで丸太を打設する必要性が無いことが示された．
・砕石の充填長さとヤング率の違いが，沈下量に与える影響を調べたところ，砕石のヤング率が大きいほど，充填長さが短いほど沈下量は減少することが確認されたが，充填長さが長くなるほど，砕石のヤング率の違いが沈下量に与える影響が小さくなっていくことが示された．
参考文献
1)

2)
3)

4)

IPCC 第 5 次評価報告書 第 1 作業部会報告書 概要 気
象庁訳，
https://www.data.jma.go.jp/cpdinfo/ipcc/ar5/ipcc_ar5_wg1_es_j
pn.pdf. (2020 年 7 月 6 日閲覧)
沼田淳紀：地盤での木材利用による地球温暖化緩和策，地盤工学会誌，67-4(735)，pp.24-27，2019.
千田知弘，沼田淳紀，村田拓海，鈴木雅紀：丸太打設
軟弱地盤対策における丸太頭部の充填材に関する数値解
析的検討，令和二年度土木学会年次学術講演会講演概要
集，印刷中，2020.
鈴木雅紀，千田知弘，沼田淳紀，村田拓海：FEM を用いた丸太打設による戸建住宅の軟弱地盤対策に関する基礎的研究，土木学会東北支部技術研究発表会

工学入門， p.166，2017.
13) 土木学会：コンクリート標準示方書（設計編），2012.
14) 日本建築学会：木質構造設計規準・同解説‐許容応
力度・許容耐力設計法‐，p.399，2011.
15) 日本建築学会：木質構造設計規準・同解説-許容応力度・許容耐力設計法-，p.395，2011.
(Received October 16, 2020)(Accepted January 31, 2021)

EXPERIMENTAL AND NUMERICAL STUDY FOR SOFT GROUND MEASURES OF
DETACHED HOUSE BY LOG PILLING
Tomohiro CHIDA, Atsunori NUMATA, Takumi MURATA, Tomoki MATSUI and Kaito
MURAKAMI
In recent years, damage to detached houses due to torrential rain has increased. One of the main reasons for thisdamage is ground subsidence in the soft ground, on which these houses are built. Since most research studies
have shown that the log piling method is an effective way to explore soft ground measurements, it was used inthis study to examine the foundations of detached houses. Full- scale loading tests were conducted and FEM
analyses were used to confirm the results. The full-scale loading tests indicated that the log piling method
decreased ground subsidence by 30%, a result that was supported by the FEM analyses. The results also
confirmed that vertical stress to the ground was reduced by log piling. FEM analyses were also conducted for two
different log piling arrangements, one with a single round of logs piled around a concrete slab, and the other with
two rounds. Measurements of the two piling methods showed that a single round of logs was as effective in
reducing foundation settlement as two rounds. The relationship between the filling length and Young’s modulus
of crushed stone was also investigated. The results showed that the amount of ground settlement decreased when
Young’s modulus was higher and the filling length was shorter.

44