ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

港湾空港技術研究所
資料
TECHNICAL NOTEOFTHE PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

No.1388

September 2021

名古屋港飛島地区における鋼管杭の打込み記録の分析と施工管理手法に関する一考察水谷崇亮，松村 聡，藤田亨，竹内 泰弘，可児国立研究開発法人

昌也，三枝 弘幸，岸海上・港湾・航空技術研究所

National Institute of Maritime,
Port and Aviation Technology, Japan

靖

目

要

次

旨 ····························································································································································· 3

1. はじめに ························································································································································ 4
2. 既往の施工管理方法 ····································································································································· 4
2.1
2.2

ハイリー式による施工管理 ·················································································································· 4杭の載荷試験によるハイリー式の補正方法 ······················································································· 4

3. 名古屋港飛島地区東岸壁における杭の施工概要 ······················································································· 5
3.1

検討対象とした杭の概要 ······················································································································ 5

3.3

追加土質調査及び施工管理上の課題の整理 ······················································································· 6

3.2

地盤条件 ················································································································································· 6

4. 衝撃載荷試験 ················································································································································ 84.1

試験概要 ················································································································································· 84.3

補足試験 ··············································································································································· 114.2

本試験 ···················································································································································· 9

5. 杭の施工時の計測値の概要 ······················································································································· 115.1

施工時のデータの計測方法 ················································································································ 115.3施工時の計測値の杭間の比較 ············································································································ 14

5.2施工時の計測値と N 値との比較 ······································································································· 12

6. 施工時の計測値に関する考察 ··················································································································· 176.1

計測値の相互関係 ······························································································································· 176.3施工時の計測値とハイリー式の関係 ································································································· 21

6.2施工時の計測値の統計量 ···················································································································· 19

7. 施工管理手法に関する考察 ······················································································································· 22
8. おわりに ······················································································································································ 23
参考文献 ··························································································································································· 23
記号表 ······························································································································································· 24-1-Analysis of pile driving records in the Tobishima area of Nagoya​​
Portand consideration on construction management methods
Takaaki MIZUTANI *Satoshi MATSUMURA **Toru FUJITA ***Yasuhiro TAKEUCHI ****
Masaya KANI *****
Hiroyuki SAEGUSA ******
Yasushi KISHI *******
Synopsis
It is common to manage the construction using the Hailey’s formula, when steel pipe piles used forfoundations of port facilities. It is known that the estimated value of the axial resistance of piles by the
Hailey’s formula varies greatly. Measured values ​​such as pile penetration and temporary compression
used in the Hailey’s formula calculation are considered to be affected by the impact energy of the hydraulic hammer. Therefore, when constructing the pier support piles in the Tobishima area of Nagoya​​
Port, we measured the pile penetration and temporary compression with the input energy kept constant,and tried to examine their interrelationships.
As a result, it was confirmed that the change in the depth direction of the cumulative energy obtained as the product of the input energy and the number of blow corresponds to the SPT-N value ofthe ground to a certain extent. In addition, by confirming the value of the penetration with the input
energy at the same level, it was shown that it could be used as a reference to judge whether a certain
pile has the same construction condition as the other piles. On the other hand, the amount of temporary compression varies widely even when the input energy is the same, and it seems to be inferior as aconstruction management index. Furthermore, according to the measured values obtained​​on the site,
it was shown that the estimated value by the Hailey’s formula was roughly proportional to the ratio of
the input energy and the pile penetration. The ratio varies more than the penetration measured with the
input energy constant, but it seems to be a reference for construction management to some extent.
As described above, possibly a construction management index with relatively small variation could
be obtained by measuring the pile penetration and temporary compression with the input energy constant, but it is uncertain whether this relationship holds at other sites. It is a topic for future study. By
carefully and comprehensively verifying the changes in the depth direction of the measured values ​​ateach site and the changes in the relationship between the measured values, it is important to confirm
whether the pile is constructed in the same way as the piles used for loading tests or the other piles atthe same site.
Keyword: Steel pipe pile, Quality control for pile driving, Hiley’s formula, Dynamic loading test, Pile
penetration, Temporary compression* Head, Foundations Group, Geotechnical Engineering Department** Senior Researcher, Foundations Group, Geotechnical Engineering Department*** Director, Nagoya Port Office, Chubu Regional Development Bureau**** Maintenance Section Chief, Nagoya Port Office, Chubu Regional Development Bureau***** Toa, Mirai and Honma Special Construction Joint Venture****** Research and Development Center, Toa Corporation******* Toyo, Aomi and Kabuki Special Construction Joint Venture
		 Nagase 3-1-1, Yokosuka, Kanagawa, 239-0826, Japan
		 Phone: +81-46-844-5057, Fax: +81-46-855-0618, e-mail: mizutani-t@p.mpat.go.jp-2-名古屋港飛島地区における鋼管杭の打込み記録の分析と施工管理手法に関する一考察
水谷 崇亮 *・松村 聡 **・藤田 亨 ***・竹内 泰弘 ****
可児 昌也 *****・三枝 弘幸 ******・岸 靖 *******

要旨

港湾施設の基礎工に用いる鋼管杭を打撃施工する際には，ハイリー式を用いた施工管理を行うのが一般的である．しかしながら，ハイリー式による杭の軸方向押込み抵抗力の推定値は大きくばらつくことが知られている．ハイリー式の計算に用いる杭の貫入量，リバウンド量などの計測値は，施工時の油圧ハンマーの打撃エネルギー（入力エネルギー）の影響を受けることが考えられ，ハイリー式による推定
値のばらつきはその影響を受けていることが推測される．そこで，名古屋港飛島地区における桟橋支持杭の施工に際し，各杭の施工時の入力エネルギーを揃えた状態で貫入量，リバウンド量の計測を行い，その相互関係等について検討した．

検討の結果，入力エネルギーと打撃回数の積として得られる累積エネルギーの深度方向の変化が地盤の N 値の変化傾向と一定程度対応することを確認した．また，入力エネルギーを一定にして貫入量の値を確認することで，ある杭が他の杭と同様な施工状況となっているかどうか判断する参考資料とできる可能性を示した．一方，リバウンド量は入力エネルギーを一定とした場合でもばらつきが大きく，施工管理指標としてはやや劣るものと思われる．さらに，今回得られた計測値によると，ハイリー式による推定値は入力エネルギーと貫入量の比に概ね比例することを示した．入力エネルギーと貫入量の比は，
入力エネルギーを一定として計測した貫入量よりはばらつきが大きいものの，ある程度は施工管理の参考となりそうである．

以上のように，入力エネルギーを一定として貫入量やリバウンド量を計測することで比較的ばらつきの小さい施工管理指標を得られる可能性が示されたが，この関係が他の現場で成立するかどうかについては今後さらに検討を進める必要がある．各現場で得られる施工時の計測値の深度方向の変化傾向や計測値相互の関係の変化傾向等を慎重に，かつ，総合的に検証することで，施工した杭が，載荷試験により軸方向押込み抵抗力を実測した杭や，同現場の他の杭と同じように施工できているかを確認していくことが重要であると考えられる．

キーワード：鋼管杭，打止め管理，ハイリー式，衝撃載荷試験，貫入量，リバウンド量* 地盤研究領域 基礎工研究グループ長** 地盤研究領域 基礎工研究グループ 主任研究官*** 国土交通省 中部地方整備局 名古屋港湾事務所長**** 国土交通省 中部地方整備局 名古屋港湾事務所 保全課長***** 東亜・みらい・本間特定建設工事共同企業体****** 東亜建設工業株式会社 技術研究開発センター 地盤・防災技術グループ******* 東洋・あおみ・株木特定建設工事共同企業体
		 〒 239-0826 横須賀市長瀬 3-1-1 国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所
		 電話：046-844-5057 Fax：046-844-0618
e-mail: mizutani-t@p.mpat.go.jp-3-

港湾空港技術研究所

1. はじめにエネルギーと，杭が地盤に貫入する際になす仕事とが等しいと考えることにより導かれる式である．鋼管杭の場

港湾施設の基礎工に用いる鋼管杭を打撃施工する際に合，ハンマーと杭の衝突がほぼ弾性的であること，キャッは，ハイリー式を用いた施工管理を行うのが一般的であプ（杭の頭部とハンマーの間に設置する接続部）の弾性る．しかしながら，杭の軸方向押込み抵抗力 Rt のハイ

変形量が杭体や地盤の弾性変形量と比較して十分に小さ

リー式による推定値 Rh は大きくばらつくことが知られく無視できることなどから，式 (1) のように簡略化されている（沢口，1983）．また，Rh の算定には杭の施工時た式を用いるのが一般的である．

の貫入量 S，リバウンド量 K などを用いるが，施工時のRh =動的な挙動である S，K などに基づき養生後の杭の静的な抵抗力である Rt を推定しようとすることは，そもそ

ef E0
S+ K
2

(1)

もの原理に無理がある．そのため，港湾の施設の技術上

ここで，ef はハンマー効率と呼ばれる係数であり，日の基準・同解説（日本港湾協会，2018）（以下，港湾基準）

本建築学会 (1963) では ef = 0.5 とすることが提案されてでは，ハイリー式により算定される Rh を杭の Rt の推定

いる．ef = 0.5 とすることで，既往データを平均的に見れ値として使用してはならないとする一方，同じ現場で同ば Rh と載荷試験で得られた Rt が等しくなるが，個々のじ諸元の杭を多数施工する際に各杭が概ね同じように施

データを見れば Rh は Rt の 2/3 〜 3/5 の範囲で大きくば工できていることの確認や，杭先端の支持層への到達状

らついている．

況の確認等の補助的な指標とするなど，施工管理目的に

式 (1) に用いる S 及び K は，施工に油圧ハンマーを用限って使用することが許容されている．あわせて，港湾いる場合，杭の打止め直前の 10 〜 20 回程度の打撃時に基準では，施工管理の際に Rh のみに着目するのではな

計測された値の平均値を用いることとされている．しかく，杭先端の深度に対する S や K の変化傾向，それらしながら，桟橋の施工等では現場都合により打止め直前とハンマー打撃により杭に与えられる入力エネルギーに S，K を計測することが難しく，杭先端が打止めの予

E0 との対応関係などを合わせて確認するのがよいと述

定深度よりも数十センチメートルから数メートル高い位べられている．

置で計測せざるを得ない場合も見受けられる．

これに対し，菊池ら (2009) は，杭の載荷試験の結果

なお，式 (1) は杭が支持杭と見なされるときに限り適を用いてハイリー式を補正する方法を提案しており，実用可能である．摩擦杭については適用できない点に注意

務においてしばしば活用されている．しかしながら，こが必要である．

の方法はハイリー式のばらつきの改善には寄与しない
2.2（2.2 で述べる）．また，杭の打撃施工時に衝撃載荷試験

杭の載荷試験によるハイリー式の補正方法と同等のデータを取得し，各杭の Rt の推定に活用する

近年，杭の急速載荷試験や衝撃載荷試験等の手法が発ことも考えられるが，時間的・経済的コスト等の観点か達・普及し，比較的容易に実施できるようになった．特らすぐに実務に展開できる状況ではない．従って，当面に衝撃載荷試験については，試験のための加力装置としはハイリー式による施工管理から脱却することが難して杭の打撃施工に用いる油圧ハンマーを利用できるこく，Rh のばらつきを考慮しつつ施工管理に活用していと，特別な反力機構を必要としないことなどから，港湾かざるを得ない．

の施設整備において鋼管杭を打撃施工する場合への適用

S，K などの計測値は施工時の E0 の影響を受けると考性が高く，活用が進んでいる．

えられるため，著者らは，名古屋港飛島地区における桟

菊池ら (2009) は，施工現場で杭の載荷試験を実施し，橋支持杭の施工に際し，各杭の施工時の E0 を揃えた状

その結果を用いてハイリー式を補正する方法を提案して態で S，K の計測を行い，その相互関係等について検討いる．この方法は，対象とする現場で，少なくとも 1 本することを試みた．本稿はその具体的な実施内容についの杭について，施工時と養生後の 2 回の載荷試験を実施て紹介するものである．

し，ハンマーエネルギーの伝達効率や杭のセットアップ（施工後一定の期間を経ることで杭の軸方向抵抗力が増

2. 既往の施工管理方法

大する現象）の比率（セットアップ率）等のパラメータを求め，それらを式 (1) の右辺に乗じることで Rh と Rt

2.1

ハイリー式による施工管理を一致させようというものである．

ハイリー式は，ハンマーの打撃により杭に入力される

菊池ら (2009) の方法を施工管理に適用する場合，実-4-

務的には，次のような方法でハイリー式を補正することがよく行われている．まず，ある現場において載荷試験を実施する杭（仮に No. i 杭とする）の施工時に E0i，Si，Ki を計測する．次に所定の養生期間を設けた後，載荷試験（試験方法は現場状況等に応じて適切なものを選択）を行い Rti を取得する．これらのデータから式 (2)により補正係数αを算出する．
α=Si + Ki
2 ×R
ti
E0i

(2)

その現場で他の杭の施工管理を行う際には，式 (2) で得られたαを用いて式 (3) により R'h を計算し，Rh の代替として用いる．
αE0
S+ K
2

(3)

施工位置
Map data ©2021

式 (3) をハイリー式の補正式などという．式 (3) はその現場において実施した杭の載荷試験結果を反映してい

2km

図–1

るので，R'h と Rh を比較すると R'h の方が Rt に近い値となることが期待される．

施工位置（Google Maps に追記）
2.50

R'h =

陸側杭

式 (1) と式 (3) を比較すると，このハイリー式の補正方法は，実質的には式 (1) の ef の値をその現場におけるる．つまり，αによりハイリー式の算定値の倍率を調整しているに過ぎない．従って，R'h のばらつきは Rh のば

中間杭

36.00

らつきと同程度であると推定され，ハイリー式の算定値

法線直角方向幅12.15

載荷試験により修正しているのと同等であることがわかが持つばらつきの大きさが改善されるわけではないとい
17.10

うことがわかる．

3. 名古屋港飛島地区東岸壁における杭の施工概要
海側杭検討対象とした杭の概要

本稿で検討対象とするのは，名古屋港飛島地区東岸壁

岸壁法線

において打撃施工された桟橋支持杭である．図 – 1 に施

1.50

工位置を示す．桟橋はいくつかの工区に分けて整備が進

4.25

3.1

5 @ 4.40 = 22.00
25.00

1.50

法線方向幅

められているが，本稿ではそのうちの A 工区，B1 工区，
図–2

B2 工区で施工された杭 66 本を対象とした．

（単位：m）

桟橋 1 スパン分の杭の配置

図 – 2 に示すとおり，桟橋は，法線直角方向 3 列（海側杭・中間杭・陸側杭），法線平行方向 6 列，計 18 本のした．A 工区は A-1 〜 A-24 の 24 本，B1 工区は B1-1 〜

杭で 1 スパン（法線方向幅 25 m，法線直角方向幅 36 m）

B1-12 の 12 本，B2 工 区 は B2-13 〜 B2-42 の 30 本 で あを支持する構造となっている．A 工区では 4 スパン，る（B1 工区と B2 工区は通し番号となっている）．

B1 工区では 2 スパン，B2 工区では 5 スパン，合計 11

いずれの杭も杭径 D は 1500 mm，板厚 t は 15 mm でスパンの桟橋を築造する．本稿では，これらの工区の海ある．杭頭（杭天端）は標高 +3.6 m に統一されている

側杭 66 本（6 本× 11 スパン）の施工記録を使用する．

が，杭の先端標高は工区毎に設定されている．そのた

杭には工区名と通し番号を組み合わせた杭番号を付

め，杭長は工区毎にわずかに異なっており，A 工区では
-5-

標高
0

As2

As1

Ac2

2

D3Uc

B2
-4

25

B
B2 1-12
-13

25

B2
-26

A-3 A-4

A
B1 -24-1

A-1(unit: m)
1.5

4.44.44.44.44.4

海底面
-10
Bc

As1
-20
As2

D3Uc
D3Us

Ac2

-30
D3Lc

-40

Dms

-50

Dmc
-60

A 工区
杭先端標高 -56.9m

図–3

B1 工区
杭先端標高 -56.4m

B2 工区
杭先端標高 -56.8m

杭の打設深度及び事前の土質調査に基づく土層縦断図

60.5 m，B1 工区では 60.0 m，B2 工区では 60.4 m である．

性土層，上部砂質土層）が堆積している．それ以深は杭の打設深度を図 – 3 に示す．

A 工区側と同様に D3Lc，Dms で構成されており，Dms

いずれの杭も油圧ハンマー (IHC S-280) により打撃施が杭の支持層となる．

工された．なお，A-3 で実施した養生後の衝撃載荷試験施工にあたり懸念事項として挙げられたのが Dmc のとその後の杭の打止めの際には，最大打撃エネルギーが存在である．Dmc は Dms に挟まれる砂質シルトの土層大きい油圧ハンマー (IHC S-350) を使用した（4.2 参照）．

で，N 値が 13 〜 22 と小さくなっている．Dmc は現場
全域ではなく一部の土質調査地点でのみ確認された土層

3.2

地盤条件

ではあるものの，予定している杭先端標高に比較的近い

図 – 3 には杭の打設深度とあわせて土層縦断図を示し

位置に現れることから，杭先端が Dmc にあたってしまっている．図 – 3 に示した土層縦断図は事業前に実施された場合にその杭の Rt（特に先端抵抗力 Rp）が小さくなた土質調査に基づくものであり海底面が標高 -10 m 付近

ることが心配された．

となっているが，実際には桟橋の整備に合わせて標高-14.4 m まで掘り下げられ Bc（埋土層）が取り除かれて

3.3

いる．各土層の構成土質，N 値等を表 – 1 に示す．

Dmc の分布状況をさらに詳しく把握するため，標高追加土質調査及び施工管理上の課題の整理

図 – 3 からわかるとおり，土層の構成は B1 工区を境

-45 m 以深を対象とした追加の土質調査を行った．調に A 工区側と B2 工区側で多少異なっている．A 工区

査は 4 地点で実施しており，調査地点は杭 A-4，A-24，

側では，浅部に As1，Ac2，As2 などの南陽層（沖積層）

B1-12，B2-26 の施工位置に対応した地点である（図 – 3が存在し，その直下に熱田層（洪積層上部）の下部粘性参照）．各地点で得られた土層と N 値の調査結果を図土層と見られる D3Lc が現れる．D3Lc の下部には海部・– 4 〜図 – 7 に示す． 図 – 4 〜図 – 7 によると， いずれ

弥富累層（洪積層中〜下部）とされる Dms が存在しての調査地点でも標高 -50 〜 -60 m の間に N 値が低い粘土・おり，この層を杭の支持層としている．

シルトを含む層が見られる．この層が Dmc に対応して

一方，B2 工区側では南陽層は薄く，代わって A 工区いると考えられる．A 工区，B1 工区，B2 工区で計画さ側では見られなかった D3Uc，D3Us（熱田層の上部粘れている杭先端標高は -56.4 〜 -56.9 m であるから，ちょ
-6-

表–1
土層名

構成土質

N値
（平均値）

As1

中砂
シルト混じり細砂
シルト質細砂1～22(8)

細粒分を含む砂，細粒分をほとんど含まない砂の混合土
シルトの薄層，貝殻片を混入

Ac2

砂質シルト
シルト質粘土1～4(2)

概ね均質な粘性土
貝殻片，細砂の薄層，植物片を含む

As2

シルト質砂
粘土質砂
砂

4～25
(11)

細粒分をやや多く含む砂が主体
希に砂質シルトの薄層，粒径 7mm 以下の亜円礫を含む
部分的に貝殻片を混入

D3Uc

シルト
凝灰質シルト

6～19
(11)

D3Us

シルト質細砂シルト混じり細砂
細砂

凝灰質粘性土が主体
部分的に礫状に固結
概ね均一だが一部で礫や 1cm 程度の砂の薄層を挟む

19～50
(41)

細粒分をやや多く含む砂と細粒分を含まない砂からなる
部分的に粒径 7mm 以下の礫を含む

4～20
(10)

均質な粘性土で，上部は砂分をやや多く含み砂質シルト状
全体に貝殻片，有機物を含む
わずかに砂をブロック状に含む

D3Lc

標高

-45m

0

10

各土層の構成土質，N 値等

シルト
粘土
シルト質粘土Dms

シルト混じり砂
シルト質砂
細砂・中砂

11～50
(38)

Dmc

砂質シルト

13～22
(16)

N値
20 30

40

記

事

上部は細粒分をやや多く含む砂でシルトの薄層を挟む
下部は細粒分を少量含む砂で概ね均質
下部の一部に礫，シルトの薄層を挟む

一部の調査地点で確認された土層
概ね均質な砂質シルトで下部に向かって細粒分が多くなる
一部で火山灰層を挟む

50

標高

-45m

シルト混じり細砂

0

10

N値
20 30

40

50
シルト混じり細砂
細砂

中砂

シルト混じり細砂

-50m

-55m

-50m
砂混じりシルト

砂質シルト

中砂
シルト混じり粘土
中砂
シルト

中砂
-55m

シルト混じり細砂

シルト混じり細砂

砂混じり粘土砂混じり粘土
細砂
砂質シルト

細砂
-60m

シルト混じり細砂

-60m

砂

図–4

シルト混じり砂
砂混じり粘土細砂

シルト混じり粘土
-65m

砂質粘土

シルト混じり粘土
細砂

中砂

-65m

礫混じり中砂図–5

杭 A-4 施工位置での追加土質調査結果-7-

礫混じり中砂杭 A-24 施工位置での追加土質調査結果

標高

0

10

N値
20 30

40

50

-45m

0

標高

10

N値
20 30

-45m

砂混じりシルト

40

50
シルト質砂
シルト混じり砂

砂
-50m

-50m
砂混じりシルト砂

シルト混じり砂

シルト混じり砂
シルト
-55m

-60m

砂

-55m

砂

砂
シルト
砂
粘土質シルト

シルト質砂

シルト質砂

砂

砂
-60m

砂混じりシルト

砂質シルト
凝灰質砂
シルト質砂
砂

砂
-65m

-65m

粘土質シルト
砂

砂礫

図–7
-70m

杭 B2-26 施工位置での追加土質調査結果

粘土質シルト

揮されることの確認及び杭の施工管理に用いる資料収集
図–6を試験目的としていることや，すでに隣接工区の施工が

杭 B1-12 施工位置での追加土質調査結果進められている現場の状況等を勘案し，衝撃載荷試験を選択した．

うど N 値が小さい標高で杭を打ち止めることになり，Rt

試験対象とする杭は，施工が進む現場の都合を考慮しつつ，施工の順序が早くかつ直近に土質調査結果がの不足が心配される調査結果となった．
そこで，現地で杭の載荷試験を実施し，設計で期待し存在する杭 A-3 とした（隣接する A-4 の施工位置で追ている値に足る Rt が得られることを確認することとし

加土質調査を実施）．しかしながら，A-4 の施工位置でた．また，Rt が十分に発揮されない杭が生じた場合にの土質調査（図 – 4 参照）によると，A-3 の杭先端標高

それを確実に捕捉することができるよう，施工管理の精-56.9 m 付近では N 値が比較的高く，杭にとって有利な度を高める工夫を行うこととした．

条件となる恐れもある．そこで，補足的な試験として，
杭 B1-1 についても衝撃載荷試験を実施することとした．

4. 衝撃載荷試験
4.1

B1-1 に隣接する A-24 の施工位置における土質調査結果（図 – 5 参照）によると，B1-1 の杭先端標高 -56.4 m 付

試験概要

近では N 値が 10 〜 20 程度と小さく，Rt の不足が懸念

杭の Rt を調査するための載荷試験方法として，押込される状態であることが確認できる．以下，A-3 に対す

み試験，急速載荷試験，衝撃載荷試験等がある．今回のる衝撃載荷試験を本試験，B1-1 に対する衝撃載荷試験

試験では，設計上必要とされる値以上の Rt が実杭で発を補足試験という．
-8-

N値
標高

0

10

20

-45m

30 40 50
Bor. A-4

入力エネルギー E'0 (kNm)
伝達エネルギー Et (kNm)
0
50 100 150 200

50cm毎の累積エネルギー
Ea (MNm)0
2.5 5.0 7.5
10
シルト混じり細砂

中砂-50m
砂混じりシルト
中砂
シルト混じり粘土
中砂
シルト

-55m

シルト混じり細砂
E'0
Et
0
25
50
75 10050cm 毎の打撃回数 n（回）
n

図–8

4.2

0

Ea

RT

2.5 5.0 7.5
全抵抗 RT (MN)

砂混じり粘土10

A-3 施工時の各種計測値と地盤の N 値との対比

本試験の重防食の関係上，杭頭から 1D の位置にセンサーを取（1）試験条件

り付けた．なお，詳細は割愛するが，計測された力の時

衝 撃 載 荷 試 験 は JGS 1816-2002（地 盤 工 学 会，2002）

刻歴と速度×インピーダンスの時刻歴の冒頭部分の一致に従い実施した．試験対象とした杭は先述のとおり A

精度を確認すること等により，取得データの妥当性を確

工区の杭 A-3 で，D = 1500 mm，t = 15 mm である．試験

認している．

は施工時と養生後（21 日後）の 2 回実施した．この杭試験終了後，取得したデータを用いて CAPWAP (Pileは試験終了後にそのまま桟橋の支持杭として使用するたDynamics, Inc) による波形マッチング解析を行い，杭のめ，施工時の試験の際には杭先端標高 -56.0 m で施工を

軸方向押込み抵抗力 Rt，先端抵抗力 Rp，周面抵抗力 Rf，停止し，養生後の試験を行った後に本来の打止め時の杭

周面抵抗力度 rf を求めた．地盤抵抗モデルには Smith

先端標高 -56.9 m まで打ち下げた．

(1960) のモデルを適用した．

施工時の衝撃載荷試験は他の杭の施工に用いるものと（2）施工状況

同じ油圧ハンマー (IHC S-280) により実施した．養生後

杭 A-3 の施工中に得られた種々の計測値を図 – 8 に示の衝撃載荷試験では，杭のセットアップにより Rt が増す．図 – 8 には直近の土質調査地点（隣接する杭 A-4 の加し打撃エネルギーが不足することが予測されたため，施工位置）で得られた N 値及び土質をあわせて示して最大打撃エネルギーが大きい油圧ハンマー (IHC S-350)

いる．
図 – 8 に示した計測値のうち，入力エネルギー E'0 とを調達し試験に使用した．
データの計測は Pile Driving Analyzer (Pile Dynamics,

打撃回数 n は施工管理記録として施工者により記録されInc)（以下，PDA） により実施した． センサーは， 加た値である（5.1 参照）．E'0 は杭を 50 cm 貫入させる間

速度計とひずみ計各 1 台を 1 組とし，2 組を杭頭（杭天の油圧ハンマーの入力エネルギー E0（1 回の打撃で杭に端）から 1D 離した位置に軸対称となるよう取り付けた．

与えられる打撃エネルギー）の平均値，n は杭を 50 cm

JGS 1816 では，打撃時に杭頭部で応力状態の乱れが大貫入させるのに要した打撃回数である．いずれもそのきいことから，センサーの取付け位置を杭頭から 1.5D

50 cm 区間全体に渡る計測値として図示しており，その以上離すように規定されている．しかしながら，今回はためグラフが階段状になっている．E'0 と n を乗じるこ

実際の構造物に使う杭を試験対象としているため，杭頭とでその 50 cm 区間の杭貫入に要したエネルギーが得ら
-9-

-10

施工時
養生後

標高 (m)

-20

表–2
Ac2

-60

Dms

0

50

100

150

Dmc
Dms

押込み抵抗力

施工時

3,308

2,040

5,348

21日養生後4,202

13,53017,732

施工時

3,262

2,645

5,907

1日養生後

2,560

3,782

6,342

Rf (kN)Rt (kN)

補足試験 B1-1200

周面抵抗力度 rf (kN/m2)

図–9

周面抵抗力

本試験 A-3

D3Lc

-50

先端抵抗力

Rp (kN)-30-40

衝撃載荷試験で確認された各抵抗力

周面抵抗力度 rf の深度方向分布れる．これを 50 cm 毎の累積エネルギー Ea として図 – 8施工時の試験については，杭先端標高 -55.9 m 付近での，に示している．

ある 1 回のハンマー打撃により得られたデータを用いて一方，図 – 8 に示した伝達エネルギー Et と全抵抗 RT解析を実施している．一方，養生後の衝撃載荷試験ではは PDA により計測された値である．これらの計測値は周面抵抗力が大きいため，1 回のハンマー打撃では十分

1 打撃毎に記録されている．Et は油圧ハンマーの打撃にな力を杭先端まで載荷することができず，各抵抗力を精より実際に杭に加えられたエネルギー（杭に取り付けた度よく推定することが難しい．このような場合，連続的センサーで計測した打撃エネルギー）である．油圧ハンにハンマー打撃を加えることにより，当初の打撃では浅マーで杭を打撃する際には，機械的なエネルギー損失や部の周面抵抗力が，後になるほど深部の周面抵抗力が発キャップ部分でのエネルギー損失が生じるため，Et は揮される状況となることが知られており，このような特油圧ハンマー側で計測される E0 より小さい値となるの性を利用して，初期の打撃時のデータから浅部の周面抵が一般的である．また，RT は地盤の動的な抵抗成分を

抗力度 rf を，終盤の打撃時のデータから深部の rf を推含む抵抗力であり，静的な抵抗力である Rt には一致し定することが行われる（鋼管杭協会支持力推定法委員会，ないが，杭の抵抗力の定性的な変化傾向を表す指標とし

1995）．本試験でもこの方法を採用し，養生後の試験にて利用することができる．

ついては 4 回のハンマー打撃のデータについて解析を図 – 8 において N 値と Ea，RT の深度方向の変化傾向

行って，それらの結果を組み合わせることにより抵抗力を比較すると，N 値が小さい標高 -50 〜 -56 m 付近でを算定することとした．養生後の試験では 79 打撃分のEa，RT がやや減小する傾向が見られるものの，それほデータを取得したが，標高 -43 m 以浅の rf は 1 回目，標ど明確な変化ではない．N 値がまさにその標高における高 -43 〜 -51 m 付近の rf は 14 回目，それ以深の rf は 20

地盤状況を表しているのに対し，Ea，RT は杭の周面抵

回目の打撃時のデータの解析結果により評価した．また，抗力を含めた杭全体での抵抗力に対応しているため，N

先端抵抗力 Rp は 77 回目の打撃時のデータについての解値ほど明確な変化が現れず，また，N 値の変化よりも深析結果により算定した．なお，何回目の打撃によるデー

度方向にやや遅れて変化するものと推測される．このよタを選択するのがよいかを決定する一般的な方法は確立

うなことから，施工管理の際は，Ea，RT 等の値そのもされておらず，解析実施者の判断に委ねられているのがのを見るのではなく，深度方向の変化状況を注意深く確実状である．

認する必要があることがわかる．

解析により得られた周面抵抗力度 rf の深度方向分布

図 – 8 に 示 し た 諸 値 と は 別 に， 杭 先 端 標 高 -55.8 〜を図 – 9 に，先端抵抗力 Rp，周面抵抗力 Rf，軸方向押-55.9 m 付近で S 及び K が計測されている．7 回の打撃

込み抵抗力 Rt を表 – 2 に示す．表に示した本試験の 21

で 117 mm の杭頭残留沈下が生じており，S = 16.7 mm，

日養生後の Rt は，設計で求められている値を満足して

K = 5 mm と報告されている．

おり，杭が十分な支持力を有していることが確認された．
図 – 9 によると，全深度にわたり施工時の rf に対して

（3）波形マッチング解析の結果
施工時及び 21 日養生後に衝撃載荷試験を実施し，得養生後の rf が大きく増加し，セットアップが生じやすられたデータを用いて波形マッチング解析を実施した．

い地盤であることが確認できる．また，表 – 2 によると，- 10 -

Rp にもセットアップが生じているが，セットアップ率

施していない．

（養生後の抵抗力と施工時の抵抗力の比）は Rp で 1.3 程

表 – 2 より，施工時の補足試験では本試験と同程度の度，Rf で 6.8 程度となっており，Rf の方が大きいことがRp，Rf，Rt が得られていることがわかる．また，養生期

わかる．

間は 1 日と非常に短いものの養生後の Rf は施工時の 1.4

Rp と Rf のセットアップ率が異なることにより，施工倍に達しており，十分な養生期間を経ることで大きな時は Rp が Rt の約 60% を占めているのに対し，養生後セットアップが期待できると思われる．一方，養生後のには Rp は Rt の 25% 程度となり，Rt に対する Rp の寄与

Rp は施工時の値よりも小さくなっているが，このよう率が大きく変化する．このようなことからも，施工時のな現象は養生後の試験でハンマーの打撃エネルギーが不S や K を用いて算定される Rh，R'h と，実際の杭の性能十分な場合にしばしば見られる．養生後の Rt が施工時

（養生後の静的な抵抗力）である Rt との対応があまり良よりも大きくなっていることなどを考慮すると，養生後好でないことが理解され，Rh，R'h の値そのものではなく，の試験の際に Rf の値が大きくなることで杭先端まで十その鉛直方向の変化傾向や杭毎の算定値の差異に注意し分な荷重が伝達されず，実際に杭が持つ Rp を適切に計て施工管理することが重要であると再確認できる．

測できていないと考えるのが自然である．前述のとおり施工時の Rp の値が本試験で確認された Rp と同程度であ

4.3

補足試験

ることから，補足試験を実施した B1-1 の Rp は，十分な（1）試験条件

養生期間を経た後には，本試験を実施した A-3 の Rp と補足試験は杭先端標高付近で N 値が小さいと考えら遜色ない値になると推定される．

れる杭 B1-1 について実施した．試験方法は JGS 1816-

5. 杭の施工時の計測値の概要

2002（地盤工学会，2002）に準拠している．補足試験では打撃エネルギーの大きなハンマーを準備することができず，施工時・養生後とも施工に用いるハンマー (IHC

5.1

施工時のデータの計測方法

S-280) を使用することとなった．そのため，養生期間を杭の施工時に計測されるデータには大きくわけて 2 種

長く設定すると，養生後の載荷試験の際にハンマーの打類のものがある．1 つはハンマーコントローラの記録用撃エネルギー不足により杭の再打撃が困難となる可能性

紙に記録される等の形式により施工時に連続的に計測さが想定された．4.1 で述べたとおり，補足試験の目的はれるデータである．具体的には，ハンマー打撃によるN 値が小さいと想定される深度での Rp を確認すること

入力エネルギーと打撃回数が挙げられ，これらは標高にあるが，本試験の結果（表 – 2 参照）で確認されたよ

50 cm きざみで整理されるのが一般的である．本稿でも，

うに Rp のセットアップは比較的小さいと考えられるこ

杭が 50 cm 貫入する間の 1 打撃当たりの入力エネルギーと，すでに本試験でセットアップ率が得られているのでの平均値 E'0，及び，杭が 50 cm 貫入するのに要した打施工時の Rp を計測することで最低限必要な情報は得ら

撃回数 n として検討に用いる．

れると考えられること等から，補足試験で養生期間を無

もう 1 つのデータは打止め管理記録などと呼ばれる理に長く設定する必要性は薄いと判断された．そこで，もので，杭の貫入量 S とリバウンド量 K が挙げられる．

補足試験では，施工時に衝撃載荷試験を実施した後，参S，K は，杭の打止め直前の 10 〜 20 回程度の打撃時に考的にその翌朝（1 日養生後）に試験を実施する方針と計測された杭頭の沈下量の時刻歴から読み取って整理した．施工時の試験では杭先端標高 -56 m 付近で施工をする．杭頭の沈下量の時刻歴は，杭頭付近に貼付した停止し，翌日の養生後の載荷試験の際に計画通りの杭先

記録用紙にペンをあてておき，杭にハンマー打撃を加端標高 -56.4 m まで打ち込んだ．施工時に S，K を計測し，える際にペンを水平にゆっくりと動かす方法で計測さそれぞれ 13.6 mm，6.7 mm であったことが報告されていれるのが一般的である．杭頭の変位量の記録の例を図る．

– 10 に示す．図 – 10 に示した計測例は本試験を実施し（2）試験結果

た A-3 の施工時の記録であり，4.2（2）で述べたとおり，

表 – 2 に補足試験の波形マッチング解析により得られ

S = 16.7 mm，K = 5 mm である．これらの値の計測は，杭た各抵抗力を本試験の結果と合わせて示している．いず頭部に記録用紙を貼付する等の作業の必要があるため，

れも 1 回のハンマー打撃により得られたデータを用いて施工中に連続的に計測することは難しい場合が多い．そ解析しており，本試験の養生後試験の場合のような複数のため，通常は打止め直前に 1 回だけ計測する．しかし回の打撃時のデータを用いた解析結果の組み合わせは実ながら，4.2（2）で述べたとおり施工時の計測値の深度- 11 -

方向の変化傾向を確認することが重要であると考えられることや，次節で説明するように杭の打止め時に打撃エネルギーを小さくするようなハンマーのオペレーションが行われることなどを考慮し，今回の検討では計画された杭先端標高まで残り 1 m 程度の段階から杭先端標高の異なる 4 深度で計測を実施した．
打止め管理でハイリー式やその補正式を用いて Rh，
R'h を算定する際に用いる E0 は，S 及び K を計測した
打撃（図 – 10 の例では 7 回の打撃）の平均値を用いる．
そのため，杭の貫入量 50 cm 毎に整理した E'0 とは多少値が異なる点に注意が必要である．
5.2
図 – 10施工時の計測値と N 値との比較

杭施工時の E'0，n，Ea と地盤の N 値とを対比したも施工時の S，K の計測例（杭 A-3）．記録用紙のを図 – 11 〜図 – 14 に示す．図に示したのは，3.3 でを杭に貼付しペンの高さを固定するので縦軸述べた追加土質調査の実施地点における杭の施工時に得上方向が杭沈下量が大きくなる方向となる．7られた計測値である．

回の打撃で 117 mm の沈下が生じているので

図 – 11 〜図 – 14 によると，N 値と Ea は明確には対S = 16.7 mm．また，各打撃時の K は赤数字の応しないものの，N 値の高い層が続けば Ea は増加傾向，

とおりで，平均値として K = 5 mm が得られる．

N 値の低い層に入ると減小傾向を示す．4.2（2）で述べた内容の繰返しになるが，N 値がまさにその標高における地盤状況を表しているのに対し，Ea は杭の周面抵抗力を含めた杭全体での抵抗力に対応しているため，N
値ほど明確な変化が現れず，また，N 値よりも深度方向

入力エネルギー E'0 (kNm)

N値
標高

0

10

20

30

40

50

0

50

100

150

200

-45m

50cm毎の累積エネルギー
Ea (MNm)0
2.5 5.0 7.5
10
シルト混じり細砂

中砂-50m
砂混じりシルト
中砂
シルト混じり粘土
中砂
シルト

-55m

シルト混じり細砂nE'0

砂混じり粘土025
50
75 10050cm 毎の打撃回数 n（回）図 – 11A-4 施工時の入力エネルギー E'0，打撃回数 n，累積エネルギー Ea と地盤の N 値との対比- 12 -

入力エネルギー E'0 (kNm)

N値
標高

0

10

20

30

40

50

0

50

100

150

200

50cm毎の累積エネルギー
Ea (MNm)0
2.5 5.0 7.5
10

-45m

シルト混じり細砂
細砂
シルト混じり細砂

-50m
砂質シルト

中砂
-55m

砂質粘土
シルト混じり細砂n

砂混じり粘土

E'0

0
25
50
75 10050cm 毎の打撃回数 n（回）図 – 12

A-24 施工時の入力エネルギー E'0，打撃回数 n，累積エネルギー Ea と地盤の N 値との対比

入力エネルギー E'0 (kNm)

N値
標高

0

10

20

30

40

50

0

50

100

150

200

-45m

50cm毎の累積エネルギー
Ea (MNm)0
2.5 5.0 7.5
10
砂混じりシルト

砂-50m
砂混じりシルト砂
シルト混じり砂
シルト
-55m

砂
シルト質砂
n

E'0

0
25
50
75 10050cm 毎の打撃回数 n（回）図 – 13砂B1-12 施工時の入力エネルギー E'0，打撃回数 n，累積エネルギー Ea と地盤の N 値との対比- 13 -

入力エネルギー E'0 (kNm)

N値
標高

0

10

20

30

40

50

0

50

100

150

200

50cm毎の累積エネルギー
Ea (MNm)0
2.5 5.0 7.5
10

-45m

シルト質砂
シルト混じり砂砂-50m

シルト混じり砂
砂
シルト
砂
粘土質シルト

-55m

シルト質砂
n

E'0

0
25
50
75 10050cm 毎の打撃回数 n（回）図 – 14砂B2-26 施工時の入力エネルギー E'0，打撃回数 n，累積エネルギー Ea と地盤の N 値との対比にやや遅れて変化するものと推測される．

測される．そこで，施工時の調整が比較的容易な E0 を

図 – 11 〜図 – 14 のいずれにおいても，打止め直前の固定して杭を打撃し，S，K を計測することを試みた．

50 cm 区間で E'0 が大幅に減小していることが確認でき

図 – 15 に各杭の S 及び K の計測時の E0 を示す．5.1

る．これは，杭を計画通りの天端標高で打ち止めるためで述べたとおり，S，K の値は打止め時の杭先端標高のに，打止めが近付いたところからハンマーの打撃エネル

1 m 上から 4 深度で計測を行っており，図には各杭につギーを落として 1 打撃当たりの杭の貫入量を小さくし，いて 4 点の E0 の値が示されている．現場作業の都合に高さ調整が容易になるようにしているためである．施工

より，杭 A1-1 〜 B2-15 と B2-16 以降では，計測を行う

管理の際に，打止め直前の計測値を用いる場合には，こ深度の範囲を少し変更している．また，B2-16 以降では，のようなハンマーのオペレーションが行われる可能性が打止め前 0.15 m 〜打止めの区間での E0 を A1-1 〜 B2-15あることに十分注意する必要がある．ここで，仮に E'0

までよりも大きく設定している．この区間の E0 は A1-1と n の間に反比例的な関係があれば，E'0 を減じた分だ〜 B2-15 では 70 〜 80 kNm であるのに対し，B2-16 以降

け n が増加し，それらの積である Ea は一定に保たれるでは 100 〜 110 kNm である．

ことになる．しかしながら，図 – 11 〜図 – 14 ではいず

図 – 15 から読み取れるように，数本の杭を除き，S

れも Ea が減小しており，E'0 と n の関係はそういった単及び K の計測時の E0 は精度よく調整することができた．

純なものではないことがわかる．このような施工時の計

打止め前 0.15 m 〜打止めの区間で E0 が小さく設定され測値相互の関係については 6.1 で検討する．

ているのは，前節で述べたとおり計画通りの標高で杭を打ち止めるためである．図 – 15 では，凡例に示したと

5.3

施工時の計測値の杭間の比較

おり，計測を行った深度毎にプロットを色分けしており，（1）計測時の入力エネルギー E0

結果的にこの色分けは E0 のおよその値に対応したもの

前節で述べたとおり，E'0 と n（貫入量の逆数に相当）になっている．本稿では，これ以降，同じ凡例に統一しとの関係は単純なものではないことが想定される．水谷・てデータを示しているので，図を確認する際に参考にさ

松 村 (2016) に お い て も E0，S，K は 値 の ば ら つ き が 大れたい．

きく相互の関係性が明確でないことが指摘されている．

E0 の値が他の杭と異なるのは，A-1 〜 A-3 と B1-1 〜

E0，S，K の相互の関係を確認するには，いずれかの値

B1-2 の 5 本の杭である．このうち，A-3 及び B1-1 はそを固定しそのばらつきを低減することが有効であると推れぞれ本試験，補足試験を実施した杭であるため，杭の- 14 -

入力エネルギー E0 (kNm)

250
200
150
100
50

0
杭番号 1

6

11

16

21

24 1

A 工区
杭先端標高 -56.9m

6

11 13
12

16

21

B1 工区
杭先端標高 -56.4m

打止め前 1.00 〜 0.60 m
0.60 〜 0.30 m
0.30 〜 0.15 m
0.15 m 〜 打止め

A-1〜24B1-1〜12

試験杭：A-3
B1-1
施工管理状況が他と異なる杭：A-1

図 – 15

B2-13〜15

A-2

26

31

36

4142

B2 工区
杭先端標高 -56.8m

打止め前 1.00 〜 0.70 m
0.70 〜 0.45 m
0.45 〜 0.15 m
0.15 m 〜 打止め

B2-16〜42B1-2各杭の施工時の入力エネルギー E0

施工状況が異なっている（4.2 及び 4.3 参照）．図では，値が異なる杭が見られる．施工管理の実務上はこのよう

この 2 本の杭について他の杭とは異なる形状のプロットな杭の支持力特性が他の杭とは異なる可能性に注意するを用いている．その他の 3 本の杭 A-1，A-2，B1-2 は現必要がある．ただし，B2-39 の S は衝撃載荷試験を実施

場作業の都合により，施工時の E0 の設定値や S，K のした A-3 や B1-1 と同程度の値であり，杭の施工時の挙計測深度等を決定する前に施工したものである．これら動として大きな問題は無いと判断するのが妥当である．

の 3 本の杭の計測値は白抜きのプロットを用いている．

（3）リバウンド量 K の計測結果

あわせて参考にされたい．

図 – 17 に各杭で計測された K の値を示す．K の値は（2）貫入量 S の計測結果

全工区にわたって概ね 5 〜 10 mm の範囲に集中してお図 – 16 に各杭の施工時に計測された S の値を示す．

り，図 – 16 で S について見られた A 工区から B2 工区

図 – 16 によると，A 工区から B2 工区に向かって S が減に向かって一定に変化するような傾向は見られない．杭

小していく傾向が見られる．図 – 3 に示したとおり，B1毎に見ると，S の場合と同様に打止め時の直前の区間で工区を境に浅部の土層構成が異なることや，全ての工K が小さいように見受けられ，E0 の影響を受けている

区で Dsm を支持層としているもののその中に含まれることが推測される．また，例えば B2-39 など，S が周辺

Dcm と杭先端の位置関係が異なることなどが原因ではの杭より大きい傾向を示した杭については，K は逆に小ないかと考えられる．

さい値となっている．このような E0，S，K の相互の関

また，図 – 16 によると打止め前 0.15 m 〜打止めの区係は次章で検討する．

間（黄又は赤のプロット）では他の深度よりも S が小さ

なお，B2-39 については，打止め時の杭先端標高に近くなっており，E0 の影響を受けていることが推測されい計測深度では他の杭と同程度の K となっており，（2）る．この点については次章でさらに詳しく述べる．

で述べたのと同様に施工時の挙動として大きな問題は無図 – 16 では，例えば B2-39 のように周辺の杭と計測いと判断するのが妥当である．
- 15 -

30

貫入量 S (mm)

25
20
15
10
5
0
杭番号 1

6

11

16

21

24 1

A 工区
杭先端標高 -56.9m

6

11 13
12

16

21

B1 工区
杭先端標高 -56.4m

図 – 16

26

31

36

4142

36

4142

B2 工区
杭先端標高 -56.8m

各杭の施工時の貫入量 S（凡例は図 – 15 参照）

リバウンド量 K (mm)

15

10

5

0
杭番号 1

6

11

16

A 工区
杭先端標高 -56.9m

図 – 17

21

24 1

6

11 13
12

B1 工区
杭先端標高 -56.4m

16

21

26

B2 工区
杭先端標高 -56.8m

各杭の施工時のリバウンド量 K（凡例は図 – 15 参照）- 16 -

31

6. 施工時の計測値に関する考察
6.1

分が変化する可能性があることなどが挙げられるが，詳細は今後さらに検討する必要がある．

計測値の相互関係（2）入力エネルギー E0 とリバウンド量 K の関係
杭の施工時に計測された E0 と K の関係を図 – 20 に示（1）入力エネルギー E0 と貫入量 S の関係
杭の施工時に計測された E0 と S の関係を図 – 18 に示す．図 – 18 に示した S と同様に，E0 が大きくなるに従す．全体的には E0 が大きくなるに従い S も増加するよ

い K も増加しているようにも見られるが，データのばうにも見えるが，データが大きくばらついており，関係

らつきが大きく，関係が明確ではない．

が明確ではない．

各杭について単位入力エネルギー当たりのリバウンド

杭毎に E0 と S の関係を確認するため，図 – 16 の縦軸

量 K/E0 を整理したものを図 – 21 に示す．図より E0 がS を E0 で除すことで単位入力エネルギー当たりの貫入

小さい方が K/E0 が大きくなることがわかる．一般に K

量 S/E0 として表示したものを図 – 19 に示す．このようの支配要因は杭体の弾性変形であることが知られておりに整理すると，図 – 16 で確認された A 工区から B2 工

（日本建築学会，1963），今回の計測結果は杭体の弾性変区に向かって S が減小する傾向がより明確になる．また，

形量が E0 の値にあまり影響されなかったことを示して

A 工区側より B2 工区側の方が各杭毎の S/E0 のばらつきいるのではないかと考えられるが，詳細は今後の検討課が小さくなっている．5.3（2）で述べたとおり，B1 工

題である．

区を境に浅部の土層構成が異なることや，Dcm と杭先端の位置関係等が影響しているものと推測される．

30

図 – 19 で個別の杭に着目すると，概ね E0 が小さいほ
貫入量 S (mm)

ど S/E0 は大きくなる傾向がある（多くの杭で E0 はプロッ
トの色が黄／赤→濃紺→淡青・緑の順に大きくなっている．図 – 15 の凡例参照）．すなわち，E0 が小さい方が相対的に効率よく杭を貫入できているということになる．
考えられる原因として，ハンマーと杭の衝突時のエネル
ギー損失が E0 の影響を受ける可能性があること，ハン

20
10

0

マー打撃の時間間隔が変化すること（油圧ハンマーでは

0

50

100

150

200

250

入力エネルギー E0 (kNm)

一般に E0 が小さいとき打撃間隔が短くなる），E0 の変
図 – 18化が杭の挙動に影響しそれに対応して地盤の動的抵抗成

E0 と S の関係（凡例は図 – 15 参照）

貫入量 S ／入力エネルギー E0 (1/MN)

.25
.20
.15
.10
.05

.00
杭番号 1

6

11

16

A 工区
杭先端標高 -56.9m

図 – 19

21

24 1

6

11 13
12

B1 工区
杭先端標高 -56.4m

16

21

26

31

B2 工区
杭先端標高 -56.8m

各杭施工時の単位入力エネルギー当たりの貫入量 S/E0（凡例は図 – 15 参照）- 17 -

364142

（3）貫入量 S とリバウンド量 K の関係

リバウンド量 K (mm)15

図 – 22 に杭の施工時に計測された S と K の関係を示す．図によると，一見 S と K には相関性が無いようで10ある．しかしながら，図 – 22 で E0 の値が近い計測値（概ね同色のプロットを比較すればよい．図 – 15 凡例参照）

50に着目すると，データのばらつきが大きく不明瞭ながら，S が大きくなると K が小さくなるという関係が見ら
0

50

100

150

200

れる．参考のため，水島港で計測された S と K の関係（水250

谷・松村，2016）に E0 を追記したものを図 – 23 に示す．

入力エネルギー E0 (kNm)

図 – 20

水谷・松村 (2016) は S と K に明確な関係は見られない

E0 と K の関係（凡例は図 – 15 参照）としているが，図 – 23 によると，E0 が比較的近い値とリバウンド量 K ／入力エネルギー E0 (1/MN)

なっているデータに着目することにより，S が増加する
.15

.10

.05

.00
杭番号 1

6

11

16

21

A 工区
杭先端標高 -56.9m

図 – 21

24 1

6

11 13
12

16

21

B1 工区
杭先端標高 -56.4m

26

31

36

B2 工区
杭先端標高 -56.8m

杭施工時の単位入力エネルギー当たりのリバウンド量 K/E0（凡例は図 – 15 参照）

20

15

K / mmリバウンド量 K (mm)

15
10

5

10

15

20

25

0

30

貫入量 S (mm)

図 – 22

S と K の関係（凡例は図 – 15 参照）

図 – 23≈70kNm

≈35kNm

0

5

10

S / mm1520

水島港における S と K の関係．水谷・松村 (2016)に加筆．

- 18 -≈180kNm≈100kNm

5

0

P1
P2
P3
P4
P5
P7
P11
P13
P14
P16
P17
P18
P19

10

5

0

4142

リバウンド量 K ／貫入量 S

1.5

1.0

0.5

0.0
杭番号 1

6

11

16

A 工区
杭先端標高 -56.9m

図 – 24

21

24 1

6

11 13
12

16

21

B1 工区
杭先端標高 -56.4m

31

36

4142

B2 工区
杭先端標高 -56.8m

杭施工時のリバウンド量と貫入量の比 K/S（凡例は図 – 15 参照）

表–3と K が減小するという関係が現れていることがわかる．

S，K の平均値，標準偏差，変動係数

杭毎のリバウンド量と貫入量の比 K/S を図 – 24 に示す．図より，B2 工区側で K/S の値が増加し，またそのばらつきも大きくなっていることがわかる．S は A 工区
側から B2 工区側に向けて減小していく傾向が見られたが（図 – 16 参照），K はいずれの工区でも同程度の値となっているため（図 – 17 参照），K/S の値はこのような貫入量 S

リバウンド量 K

E0 標本数(kNm) （個）平均値 標準偏差 変動係数
(mm)
(mm)
(%)

平均値 標準偏差 変動係数
(mm)
(mm)
(%)

A 工区
80
150
180

10.4
18.8
17.7

27
23
42

1.62
2.78
2.00

15.7
14.7
11.3

B1 工区から B2 工区 B2-15 まで
80
14
8.4
0.80
9.5
150
15
15.2
1.22
8.0
180
27
15.5
1.61
10.4

傾向を示すことになる．（2）で述べたとおり，K が杭体の弾性変形量の影響を大きく受けることに起因しているのではないかと考えられるが，詳細については今後検討を進める必要がある．
6.2

26

施工時の計測値の統計量

動係数を表 – 3 に示す．これらの統計量の算出にあたっては，計測値を計測時の E0 の値により 80，100，150，

1.26
1.14
1.07

26.2
16.1
13.1

5.9
6.2
6.8

0.87
1.14
1.17

14.7
18.4
17.2

B2 工区 B2-16 以降
100
27
8.8
150
27
13.0
180
54
13.5

1.26
1.68
2.20

14.4
13.0
16.3

6.6
6.1
7.1

1.14
1.49
1.61

17.4
24.3
22.7

9.7
8.8
15.6
15.4

1.67
1.26
3.30
2.71

17.2
14.4
21.2
17.6

5.2
6.6
6.5
7.4

1.25
1.14
1.36
1.45

24.0
17.4
20.9
19.7

全工区
80
41
100
27
150
65
180
123

施工時に計測された S と K の平均値，標準偏差，変

4.8
7.1
8.1

180 kNm 程度の 4 つのグループにわけて整理した．また，工区毎の違いを確認するために，工区毎の計測値を対象とした統計量と，全工区の計測値を対象とした統計量

大きく歪んだ形状の頻度分布にはなっていないことが確を計算した．B2 工区の B1 工区側の端部に位置する杭認できる．

B2-13 〜 B2-15 については，計測深度や計測時の E0 が

表 – 3 で S の 平 均 値 に 着 目 す る と，E0 が 80 kNm 程B1 工区と同等であるため，B1 工区の方に含めて整理し度，100 kNm 程度の場合に 10 cm 以下であるのに対し，ている．なお，A-2 の打止め前 1.00 〜 0.60 m の計測値は，150 kNm 程 度，180 kNm 程 度 で は 13 〜 18 cm 程 度 と 大計測時の E0 が 125 kNm となっており他のデータとは値きくなっており，E0 が大きいときに S が増加する傾向が離れているので，統計量の算定からは除外した．参考を改めて確認できる．また，S の変動係数は工区毎で 10のため，表 – 3 に示した統計量の算出に使用した S，K〜 15 % 程度，全工区でも 20 % 程度にとどまっている．

の頻度分布をそれぞれ図 – 25，図 – 26 に示す．総じて

ところで，杭の軸方向押込み抵抗力 Rt の変動係数につ- 19 -

E0 ≈ 80～100 kNm

E0 ≈ 150 kNm

標本数（個）

標本数（個）

10
5

0

5

10

15

10
5

0

20

15
標本数（個）

15

15

0

8

13

貫入量 S (mm)

18

23

10
5

0

28

図 – 25B1 工区から B2 工区 B2-15 まで

15

10

15

20

標本数（個）

15

標本数（個）

15

5

10
5
0

リバウンド量 K (mm)

0

5

10

15

20

10
5
0

0

リバウンド量 K (mm)
A 工区

図 – 2628

E0 ≈ 180 kNm
20

5

23

B2 工区 B2-16 以降

E0 ≈ 150 kNm
20

10

18

貫入量 S の頻度分布

E0 ≈ 80～100 kNm

013

貫入量 S (mm)

20

0

8

貫入量 S (mm)
A 工区

標本数（個）

E0 ≈ 180 kNm

B1 工区から B2 工区 B2-15 まで

5

10

15

20

リバウンド量 K (mm)B2 工区 B2-16 以降

リバウンド量 K の頻度分布

いては，同一条件で 15 % 程度，類似条件で 20 % 程度，

り杭体の弾性変形等の影響を受けている可能性がある．

汎用の推定式を用いる場合には 30 % 程度という目安が

表 – 4 に S/E0，K/E0 の平均値，標準偏差，変動係数示されている（水谷，2016）．Rt の変動係数と施工時のを示す．表 – 3 と同様，工区毎に分けて計算した値と，計測値である S の変動係数を直接比較することに全く意

全工区まとめて計算した値を示している．計算結果によ味はないが，今回得られた S の変動係数が，工区毎であると，S/E0，K/E0 の変動係数は表 – 3 に示した S，K のれば同一条件，全工区では類似条件の場合の Rt の変動

変動係数よりも大きく，E0 と S，K の関係が単純なもの

係数に概ね合致している点は興味深い．なお，同一条件，

でないことが改めて確認できる．特に K/E0 の変動係数

類似条件に該当する具体的な条件は水谷 (2016) にて定は最大で 39 % にまで達しており，施工管理等の参考と義されているので参照願いたい．

するにはばらつきが大きいと思われる．

次に， 表 – 3 に示した K の統計量に着目すると，E0

表 – 3 で確認したとおり，計測値を E0 でグループ分の違いによる平均値の差は S の場合ほどは大きくない

けし，かつ，工区毎に整理した場合の S の変動係数は比こと，変動係数は工区毎に算出した場合でも全工区で算較的小さく，ばらつきが抑制できていると考えられる．

出した場合でも最大 25 % 程度となっており，計測値のそこで，この整理方法により得られた S の平均値，標準ばらつきが大きいことが確認できる．すでに述べたとお偏差を用いて，各杭の S の平均値からのずれを評価する- 20 -

ことを試みた．結果を図 – 27 に示す．図の縦軸は，各従って，十分な Rt を有していると判断するのが妥当で杭について計測された S から，計測時の E0 毎に算定さある．

れた各工区の S の平均値を減算し，得られた差を対応す
6.3

る標準偏差で除した値である．縦軸の値がゼロから離れ施工時の計測値とハイリー式の関係

るほど平均値からのずれが大きいことになる．S の分布

図 – 22 で確認したとおり，E0 が一定であれば S と K

が正規分布であると仮定すると，同じ母集団（ここではには傾きが負の線形的な関係があるように見られるが，同じように施工された同程度の性能を持つ杭の集団と考S の値に対して K の値は小さいこと，式 (1) に示したハ

えてよい）に属していながら -1 〜 +1 の範囲を外れる

イリー式の分母の計算では K の値は 1/2 倍されることな確率は 30 % 程度，-2 〜 +2 の範囲を外れる確率は 5 %どから，実質的にハイリー式の分母は S に依存すること程度である．

が予想される．図 – 28 に S とハイリー式の分母 S+K/2

図 – 27 によると，-2 〜 +2 の範囲を外れるような杭の関係を示す．図によると，E0 が大きくなることで同はあまり見られない．一部の杭の特定の計測値では -2

じ S に対する S+K/2 がごくわずかに大きくなるものの，〜 +2 の範囲を外れているが，全ての深度の計測値が範

全体的には E0 によらず S と S+K/2 にほぼ直線的な関係

囲外となるような杭は存在しない．唯一，B2-39 のみ，があり，ハイリー式の分母が概ね S に支配されることが全深度での計測値が 2 前後となっており，他の杭とは若確認できる．従って，式 (1) により計算される Rh は実干挙動が異なるように見える．このように，B2 工区の杭のみで比較すると，B2-39 は貫入量が大きく，他の杭表–4と施工状況が異なっており，従って Rt も異なっている可能性がある．しかしながら，5.3 ですでに述べたとおり，A 工区，B1 工区の杭もあわせて考えた場合，B2-39の S，K がとりたてて特異な値ではない．図 – 16 など
から B2 工区は S が小さくなる傾向があるのに対し，S

S/E0，K/E0 の平均値，標準偏差，変動係数
S/E0

平均値
(1/MN)

標準偏差 変動係数 平均値(1/MN)(%)(1/MN)

標準偏差 変動係数(1/MN)
(%)

A 工区
93

0.115

0.02440.050

0.0142

28.1

0.048

0.018739.0

21.3

B1 工区から B2 工区 B2-15 まで
56
0.095 0.0148
15.6が大きい A 工区 A-3 での本試験，B1 工区 B1-1 での補足試験で十分な Rt が発揮されることを確認していることなどを合わせて考慮すると，B2-39 も含めすべてのB2 工区 B2-16 以降
108
0.079 0.0126

16.0

0.045

0.0137

30.6

0.095

0.0241

25.3

0.047

0.0152

32.1

21

26

31

36

4142

全工区
257

杭が載荷試験を行った杭と概ね同様に施工できており，

K/E0

標本数
（個）

貫入量 S の平均値からのずれ／標準偏差

4
3
2
1
0
-1
-2
-3

-4
杭番号 1

6

11

16

A 工区

図 – 27

21

24 1

6

11 13

B1 工区から
B2 工区 B2-15 まで

16

B2 工区 B2-16 以降

貫入量 S の平均値からのずれ（凡例は図 – 15 参照）- 21 -

15
E0
(MN)
S+K/2

S+K/2 (mm)

30
20
10

0

0

5

10

15

20

25

10
5

0

30

0

5

S (mm)

図 – 2810

15

S と S+K/2 の関係

図 – 29

標準偏差
(MN)

変動係数
(%)

A 工区
93

9.1

1.83

20.1

1.66

15.3

2000

2.16

16.6

0

2.62

23.5

11.1

Rt / kN

平均値
(MN)

全工区
257

IHC

8000

標本数
（個）

B2 工区 B2-16 以降
108
13.1

30

S と E0/(S+K/2) の関係

NH Open

10000

E0/S の平均値，標準偏差，変動係数

B1 工区から B2 工区 B2-15 まで
56
10.8

25

S (mm)

12000

表–5

20

6000
4000

図 – 30NH Cross
0

P1
P2
P3
P4
P5
P7
P11
P13
P14
P16
P17
P18
P19

2000 4000 6000 8000 10000 12000

Rth / kN

ハイリー式の計算結果 Rth と載荷試験で確認された Rt の関係（水谷・松村，2016）

質的に E0/S に比例することになる．

軸の値を見て一喜一憂するのではなく，他の杭と比較しE0/S の統計量を表 – 5 に示す．E0/S の逆数 S/E0 の統て傾向の異なる杭が存在しないか（直線的な関係から外計量をすでに表 – 4 に示しているが，概ね同様な傾向でれている計測値が無いか）という観点で確認することがある．単一の工区でも 20 % を超える変動係数となって重要である．

おりばらつきは小さいとは言えないが，6.2 で述べた Rt

7. 施工管理手法に関する考察のばらつきと対比すると類似条件とされる場合に近い値
であり，ある程度は施工管理の参考にできると思われる．
参考のため，式 (1) でハンマー効率 ef を 1 としたとき

Rh により Rt を推測することが困難である点は繰返し

の値 E0/(S+K/2) と S の関係を図示すると図 – 29 のよう述べてきたとおりである．従って，Rt が設計で期待しになる．E0 が一定のとき，S と E0/(S+K/2) の関係は直ている値を満足するかどうかについては杭の載荷試験を線的になっているが，これは式の形から当然にそのよう実施して確認することが望まれる．少なくとも 1 本の杭になるのであって，この関係をもって E0/(S+K/2)，つについて載荷試験を実施し Rt を確認すれば，他の杭はまりはハイリー式に有用性があるということを示唆する試験を行った杭と同様に施工できていることを確認する

ものではない．水谷・松村 (2016) にも示されているとことで間接的に十分な能力を持つことを担保することがおり，ハイリー式による算定値 Rh（引用文献では Rth）

できる．当然ながら，このような考え方は，試験を行っと杭の載荷試験で確認された Rt との相関性は明瞭でなた杭と他の杭の諸元や施工条件等が合致することを前提い（図 – 30 参照）．従って，図 – 29 を見る際には，縦とするもので，種々の条件が異なる場合には別途の載荷- 22 -

試験を実施することが必要となる．

その他の杭が同様に施工できているかどうかを確認する

載荷試験を行った杭とその他の杭が同様に施工できてことで，単純に Rh や R'h の値のみを比較するよりも高いるかどうかについては，施工時の計測値を基に総合的い精度で杭の施工管理を行うことができるものと考えらに判断することとなる．前章までの分析の結果によると，れる．

参考となる指標として Ea の鉛直方向の変化傾向，E0 を

8. おわりに一定としたときの S の値，Rh と S の関係等が挙げられる．
名古屋港飛島地区で得られた計測値によると，Ea の
鉛直方向の変化傾向は地盤の N 値の変化傾向と比較的杭の施工時の計測値 S，K が計測時の E0 の影響を受よく対応することが確認された．しかしながら，N 値

けると考えられることから，名古屋港飛島地区の桟橋支の変化に対する Ea の感度は非常に鈍く，杭先端が N 値

持杭の施工時に E0 をコントロールした施工を行い，得の大きい部分を通過中は Ea が徐々に増加し，N 値の小られた計測値の鉛直方向の変化傾向や計測値相互の関係

さい部分を通過中は Ea が徐々に減小するという程度のを確認するとともに，計測値の統計量を算出し考察を加ものである．従って，特定の深度における Ea の値を参えた．また，得られた計測値で Rh を算出する場合，ど照するのではなく，あくまでも Ea の深度方向の変化傾のような特性になるか検討した．

向を俯瞰的に観察し，現在の杭先端深度付近において地検討の結果，累積エネルギー Ea の深度方向の変化が盤の N 値が極端に小さくなっていないか判断すること

N 値の変化傾向と一定程度対応することを確認した．まが重要と考えられる．また，杭の打止め付近においては，

た，E0 を同程度としたときの S の値を確認することで，杭頭の標高を調整するために E0 を絞って打撃するようある杭が他の杭と同様な施工状況となっているかどうかなオペレーションが実施される可能性がある．この場合，判断する参考資料とできる可能性を示した．一方，K は打止め直前の深度で Ea が小さく計測されてしまう恐れ

E0 を同程度に調整して計測した場合でもばらつきが大がある点に注意が必要である．

きく，施工管理指標としての適用性はやや劣るものと思また，同様に名古屋港飛島地区で得られた計測値にわれる．さらに，得られた計測値によると，ハイリー式

よると，E0 を一定としたときの S のばらつきは比較的の分母は S に支配され，Rh が E0/S に概ね比例すること

小さく，その変動係数は工区毎に整理した場合で 10 〜を示した．E0/S あるいはその逆数である S/E0 は，E0 を

15 % 程度，全工区の計測値を一括で整理した場合でも一定として計測した S よりはばらつきが大きいものの，

20 % 程度におさまることが確認された．このことから，

ある程度は施工管理の参考となりそうである．

これまで一般的に行われている方法ではないが，各杭のなお，本稿で述べた関係が他の現場でも成立するかど

施工時に可能な限り E0 が近い値となるように油圧ハン

うかについては今後さらに検討を進める必要がある．本

マーのオペレーションを行い S の値を比較することが，稿の内容を参考にしつつ，各現場で得られる施工時の計

施工状況の類似性を確認する指標として有用であると考

測値の深度方向の変化や計測値相互の関係の変化の傾向

えられる．その際，打止め付近で E0 を絞った打撃が行等を慎重に，かつ，総合的に検証することで，施工した

われることを考慮し，打止めの少し手前から何点かの深杭が，載荷試験により Rt を実測した杭や，同じ現場で度で S，K の計測を行うことが望ましい．また，載荷試施工した他の杭と同じように施工できているか確認して験を実施する杭についても同様な施工を行い，比較対象

いくことが重要であると考えられる．

とするための計測値を取得することが重要である．

（2021 年 8 月 5 日受付）

さらに，名古屋港飛島地区で得られた計測値によると，Rh は概ね E0/S に比例することが確認された．また，参考文献

Rh と S の間に直線的な関係が見られることが示された．

菊池喜昭・水谷崇亮・森川嘉之 (2009)：載荷試験を活用

E0/S の変動係数は，計測値を工区毎に整理した場合でした鋼管杭の設計・施工管理手法の体系化，港湾空も 20 % を超える場合があり，ばらつきが十分に小さい

港技術研究所資料，No. 1202，pp. 63-75．

とは言い難い．しかしながら，E0/S の値とあわせて Rh

鋼管杭協会支持力推定法委員会 (1995)：動的載荷試験にと S の関係を図示することなどにより，大きく施工状況

よる鋼管杭の支持力推定法，p. 51．

の異なる杭が生じた場合にはそれを検知するための参考

沢口正俊 (1983)：各種動的支持力推定法による計算結果指標となると考えられる．

の比較，第 38 回土木学会年次学術講演会講演概要

以上のような指標を参考とし，載荷試験を行った杭と集，第 III 部，pp. 605-606．
- 23 -

地盤工学会 (2002)：杭の鉛直載荷試験方法・同解説，第一回改訂版，pp. 223-271．
日本建築学会 (1963)：建築鋼ぐい基礎設計施工規準・同解説，pp. 30-34．
日本港湾協会 (2018)：港湾の施設の技術上の基準・同解
説，下巻，pp. 1743-1744．
水谷崇亮 (2016)：載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法，港湾空港技術研究所報告，Vol. 55，
No. 1，pp. 3-23．
水谷崇亮・松村聡 (2016)：水島港における杭の衝撃載荷試験に基づくハイリー式の補正とその適用範囲の検討，土木学会論文集 B3( 海洋開発 )，Vol. 72，No. 2，
pp. I_396-I_401．
Smith, E. A. L. (1960) : Pile driving analysis by thewave equation, Journal of the Soil Mechanics and  
Foundation Divition, ASCE, Vol. 86, pp. 36-61.
記号表

D ： 杭径（杭の外径）
ef ： ハンマー効率
E0 ： 入力エネルギー（ハンマーによる 1 回の打撃で杭に与えられる打撃エネルギー）
E'0： 杭を 50 cm 貫入させる間の E0 の平均値
Ea ： 累積エネルギー（杭を 50 cm 貫入させる間の E0 の累積値で，E'0 と n の積）
Et ： 伝達エネルギー（E0 のうち実際に杭に伝達されたエネルギー）
K ： ハンマー打撃 1 回あたりの杭のリバウンド量（打撃中の最大沈下量から S を引いた値）
n : 杭を 50 cm 貫入させるのに要したハンマーの打撃回数
rf ： 周面抵抗力度（単位周面積当たりの周面抵抗力）
Rf ： 杭の周面抵抗力
Rh ： ハイリー式による算定値
R'h： ハイリー式の補正式による算定値
Rp ： 杭の先端抵抗力
Rt ： 杭の軸方向押込み抵抗力（静的抵抗力）
RT ： 全抵抗（動的な抵抗成分を含む抵抗力）
S ： ハンマー打撃 1 回あたりの杭の貫入量（残留沈下量）
t ： 杭の板厚- 24 -

港湾空港技術研究所資料

No.1388

２０２１．９

編集兼発行人

国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所

発

港 湾 空 港 技 術 研 究 所

行

所

横 須 賀 市 長 瀬 ３ 丁 目 １ 番 １ 号
TEL. 046(844)5040 URL. http://www.pari.go.jp/

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