ＩＳＳＮ１３４６－７８３２

独立行政法人港湾空港技術研究所

港湾空港技術研究所
報告
REPORT OF
THE PORT AND AIRPORT RESEARCHINSTITUTE

VOL.53

No.3 December

2014

NAGASE,YOKOSUKA,JAPANINDEPENDENT ADMINISTRATIVE INSTITUTION,

PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

港湾空港技術研究所報告（REPORT OF PARI）
第 53 巻 第 3 号（Vol. 53, No. 3）, 2014 年12月（December 2014）目
1.

次（CONTENTS）

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用·········· 水谷崇亮，森川嘉之，菊池喜昭，森安俊介，武野正和，山下久男，中元靖英 ·······（Application of vibratory hammer method using water and cement milk jetting to steel pipe piles
with large diamter·· Takaaki MIZUTANI, Yoshiyuki MORIKAWA, Yoshiaki KIKUCHI, Shunsuke MORIYASU,
Masakazu TAKENO, Hisao YAMASHITA, Yasuhide NAKAMOTO）

3

港湾空港技術研究所報告第 53 巻第 3 号(2014.12)

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用した
バイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用
水谷 崇亮*・森川 嘉之**・菊池 喜昭***・森安 俊介****
武野 正和*****・山下 久男******・中元 靖英*******

要旨

港湾構造物の基礎工として鋼管杭を用いる場合，打撃工法により施工されることが一般的である．
しかしながら，港湾に隣接する地域の都市化や工場立地の進展に伴い，騒音・振動が問題となって，打撃工法が採用できない事例が増加しつつある．そこで，比較的低騒音・低振動でありながら，打撃工法と同等以上の軸方向抵抗力を確保する工法としてウォータージェットとセメントミルクジェ
ットを併用したバイブロハンマ工法（以下，RSプラス工法という．）が開発され，実績を延ばしている．
一方，岸壁の大水深化や設計の合理化が進み，杭に求められる軸方向抵抗力が増加する傾向にある．これに合わせて，使用される杭の大径化が進んでいる．これに対し，現行のRSプラス工法の適用範囲は杭径1000mmまでとされており，それを超える大径杭への適用については十分な検討がなされていない．大径杭に適用するには，施工性や性能の確保，設計の考え方等について，改めて検討する必要がある．
そこで，RSプラス工法を大径鋼管杭に適用するにあたり解決すべき課題を抽出し，それについて
一連の模型実験や数値解析を行った．その結果を基に，大径鋼管杭に対応した新たなRSプラス工法を開発した．さらに，その工法により施工した杭について静的押込み試験を行い，過去に実施された載荷試験結果と対比することで設計の考え方を整理した．新しいRSプラス工法の適用限界は杭径1600mm程度と考えられる．
キーワード：RSプラス，大径杭，先端抵抗力，周面抵抗力，バイブロハンマ* 地盤研究領域 基礎工研究チームリーダー** 地盤研究領域 地盤改良研究チームリーダー*** 東京理科大学 理工学部教授**** 新日鐵住金株式会社 技術開発本部 主任研究員***** 新日鐵住金株式会社 建材開発技術部 主査****** 調和工業株式会社 工法技術部 部長******* 調和工業株式会社 工法技術部 部長〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1
独立行政法人 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5057
Fax：046-844-0618
E-mail：mizutani-t@pari.go.jp-3-

REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.53, No.3 (Dec.2014)

Application of vibratory hammer method using water and cement milk jetting
to steel pipe piles with large diamter

Takaaki MIZUTANI*
Yoshiyuki MORIKAWA**
Yoshiaki KIKUCHI***Shunsuke MORIYASU****
Masakazu TAKENO*****
Hisao YAMASHITA******
Yasuhide NAKAMOTO*******

Synopsis
Piles used as foundations of Japanese port facilities are often driven by diesel or hydraulichammers. In recent years, it is often required to employ construction methods with lower noise andvibration than the driving hammers because of urbanization in adjacent areas to the ports. The
vibratory hammer method using water and cement milk jetting, called RS plus method, wasdeveloped to drive steel pipe pile in 2009, and is increasingly used.
The piles have been larger in diameter to achieve higher bearing capacity with increasing of thefront-water depth of the port facilities and streamlining of the foundation design. The authors
studied on the applicability of RS plus method to such larger-diameter steel pipe piles anddeveloped a new RS plus method. The detail of construction and design procedure will be discussed
in this paper. It was concluded that the new method is applicable to the piles with up to 1600mm indiameter.
Key Words: RS plus, large-diameter pile, point resistance, frictional resistance, vibratory hammer* Head of Foundations Group, Geotechnical Engineering Division** Head of Soil Stabilization Group, Geotechnical Engineering Division*** Professor, Faculty of Science and Technology, Tokyo University of Science**** Researcher, Technical Research & Development Bureau, Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation***** Manager, Construction Products Development Division, Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation****** Manager, Technical Section, Chowa Kogyo Company Limited******* Manager, Technical Section, Chowa Kogyo Company Limited
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5057
Fax : +81-46-844-0618
E-mail : mizutani-t@pari.go.jp

-4-

目

要

次

旨 ························································································································

3

1. まえがき ···················································································································

7

2. RSプラス工法の概要と大径化に向けた課題 ····································································

7

2.1

現行のRSプラス工法の概要 ····················································································

72.2

大径鋼管杭への適用に向けた課題 ·········································································

10

2.3

研究の目的と本稿の構成 ······················································································

10

3. 大径鋼管杭に対応したRSプラス工法 ············································································

10

3.1

開発の方針 ·········································································································

10

3.2

杭先端部構造に関する模型実験 ············································································

11

3.3

土塊の残留への対応 ····························································································

18

3.4

大径鋼管杭に対応したRSプラス工法 ······································································

25

4. 実大杭の押込み試験 ··································································································

26

4.1

試験方法 ············································································································· 26

4.2

杭先端の荷重及び変位の考え方 ············································································· 27

4.3

試験結果 ············································································································· 27

4.4

周面抵抗力の評価 ································································································ 28

4.5先端抵抗力の評価 ································································································ 29

5. 大径鋼管杭に対応したRSプラス工法の設計 ···································································· 30
5.1

周面抵抗 ············································································································· 30

5.2先端抵抗 ············································································································· 31

5.3

先端根固め部の耐力 ····························································································· 33

6. 結論 ·························································································································· 34
7. あとがき ··················································································································· 35
謝辞 ······························································································································ 35
参考文献 ························································································································ 35
付録A

WJ及びCJの配管の圧力損失に関する検討 ································································· 36-5-ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

1. まえがき

十字リブなどをつけることにより施工時の杭貫入抵抗までもが増大し施工性が低下するため，施工法選定の障害

港湾構造物の基礎工として鋼管杭を用いる場合，従来となる．このようなことから，大径の鋼管杭を用いる場

はディーゼルハンマや油圧ハンマを用いた打撃工法によ合に，施工性を低下させることなく高い閉塞率を得るこり施工することが一般的であった．打撃工法では，ハンとができるような工法の開発が求められている．

マで杭頭を打撃する際に大きな騒音・振動が発生する．

これに対し，RSプラス工法は，WJによる高い地盤切削

そのため，港湾に隣接する地域の都市化や工場立地の進能力とCJによる確実な根固め築造性という大径鋼管杭に展に伴い，打撃工法を採用できない事例が近年増加して好適な特性を備えていると考えられる．本論文は，杭径いる．

1000mmまでの鋼管杭を対象として開発されたRSプラス工

騒音・振動を軽減する工法として，バイブロハンマに法を基にして，大径の鋼管杭に適用できる新たなRSプラウォータージェット（以下，WJという．）を併用して杭をス工法を開発し，その設計の考え方を示すものである．

打ち込む工法（以下，WJV工法という．）がある（バイブ

2. RSプラス工法の概要と大径化に向けた課題

ロハンマ工法技術研究会，2010）．WJV工法を用いた場合，WJにより杭の先端部や周面の地盤が乱され，杭の軸方向抵抗力が低下する懸念がある．打撃工法と同程度の先端

2.1

現行の RS プラス工法の概要

抵抗を確保するためには，杭先端が打止めの予定深度に(1) 杭形状

達する前にWJを停止し，バイブロハンマのみで最終の打

RSプラス工法に用いる杭は，先端根固め部の確実な築込みを行う必要がある．この場合，騒音は打撃工法より造ができるよう，杭の先端形状に工夫が施されている．

幾分低減されるが，振動の発生は避けられない．

図-2.1に現行のRSプラス工法に用いられる杭の先端形状

WJの影響による軸方向抵抗力の低下への対策として，を示す．杭外周面にはリブプレートが取り付けられ，杭WJに換えてセメントミルクジェット（以下，CJという．）

本体の径よりも拡大した先端根固め部を築造できるようを併用するバイブロハンマ工法（以下，CJV工法という．）になっている．これにより，鋼管杭の断面積の2倍以上のが存在する．しかしながら，セメントミルクの粘性が高

断面積を持つ先端根固め部を築造する．また，杭と先端いため，CJの地盤切削能力はWJよりも低いという欠点が根固め部がより確実に一体化するよう，杭内周面にずれある．また，CJV工法では施工した杭の先端部や周面への止め筋が設けられている．このような先端形状の杭にWJ

セメントミルクの充填状況が不確かで，得られる軸方向

及びCJの噴射用のノズル及びノズル配管を取り付け，バ

抵抗力が比較的小さい（上薗ら，2002）．

イブ口ハンマで打ち込む．ノズル及びノズル配管は，WJとCJで兼用する．施工完了時の杭の構造を図-2.2に示す．

そこで，WJの地盤切削能力を活かし，かつ，CJによる
杭先端根固め部の築造と杭周面への確実なセメントミル(2) 施工方法

クの充填を図る工法として，WJとCJを併用したバイブロ

現行のRSプラス工法の施工手順を図-2.3に示す．施工

ハンマ工法（以下，RSプラス工法という．）が菊池ら（2009）

手順は，図-2.3①〜③に示すWJによる地盤の切削過程，

により開発され，徐々に実績を延ばしている．RSプラス
工法は，杭径1000mmまでの鋼管杭を対象として開発されpiping

たものである．RSプラス工法は国土交通省の新技術情報

attached plate

提供システム（NETIS）に登録されており，インターネッ
ト等を通じてその概要を確認することができる（登録No.KTK-120003-A）．
一方，岸壁の大水深化への対応や杭本数削減による工費の低減を目的として，近年，港湾構造物に使用される
鋼管杭に大きな軸方向抵抗力が求められ，結果として杭の大径化が進んでいる．しかしながら，鋼管杭は一般に開端杭として使用されるため，大径化により杭の先端閉塞率が低下し，十分な軸方向抵抗力が得られない場合がshear keys

ある．杭先端に十字リブをつけるなどして閉塞率を高める方法（山原，1969；小松ら，1969）も考えられるが，

図-2.1
-7-

現行のRSプラス工法の杭先端形状

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

久男・中元

靖英

図-2.3④〜⑥に示すCJによる先端根固め部の築造過程，

振動を加えながら杭を支持層上面まで上昇させる（図図-2.3⑦〜⑧に示す杭周面へのセメントミルクの充填過-2.3④〜⑤）．これにより，地盤とセメントミルクが攪

程の3つの工程に分けられる．

拌・混合され，先端根固め部が形成される．次に，築造

WJによる地盤の切削過程では，杭に取り付けたノズル

された先端根固め部に，CJの噴射・バイブロハンマによからWJを噴射しながらバイブロハンマにより杭を打ち込る振動を続けながら杭先端を沈設する（図-2.3⑥）．このむ（図-2.3②）．その際，支持層への根入れ長が杭径 D の際，杭先端の深度は，支持層への根入れ長が 2D 程度と3倍程度となるまで杭を貫入させ（図-2.3③），杭先端付なるように設定する．最後に，杭周面へのセメントミル

近の地盤を十分に切削する．ここでWJをCJに切り換え，

ク充填を行う．杭周面へのセメントミルクの充填は，図

先端根固め部の築造過程に移る．先端根固め部の築造過-2.3⑦に示すように噴射圧を低減した状態でCJを噴射し程では，ノズルからCJを噴射しつつ，バイブロハンマでながら，杭から切り離したノズル配管をゆっくり地上に巻き上げ，回収することによって行う．

superstructure以上でRSプラス工法による杭の打設が完了する．
(3) 施工管理
RSプラス工法では，杭先端を確実に閉塞させ，さらに，杭径よりも拡大した先端根固め部を築造することが重要である．そのため，使用する鋼管杭の径に応じて先端根固め部に注入するセメントミルクの量を規定し，厳密な施工管理を行う．実施工においては，杭の打設速度，杭先端の深度，セメントミルクの圧送流量，圧送圧力，WJ

soil cement
enlarged pile foot(soil-cement block)とCJの切り替えのタイミングをリアルタイムで管理でき

steel pipe pile

るプログラムを用いた施工管理が行われている．特に杭attached plateの打設速度，杭先端の深度は，図-2.4に示すようなレーザー変位計による打設深度計測を行い，管理の精度を高めている．施工管理方法の一例を図-2.5に示す．

bearing layer(4) 設計の考え方
RSプラス工法により打設した杭については，菊池ら

図-2.2

現行のRSプラス工法の完成時の杭形状（2009）により実大杭の載荷試験結果に基づく軸方向抵

vibratory hammerDbearing
layer

3D

WJ
CJ

図-2.3

現行のRSプラス工法の施工手順-8-

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

抗力の検討が行われている．載荷試験は杭径 D が600〜

現行のRSプラス工法では，杭径よりも拡大した先端根1000mmの鋼管杭について実施されたものである．試験の固め部を築造することとしており，先述のとおり先端根結果，先端抵抗については打撃工法により砂質土地盤に固め部の断面積として式(2.2)で計算される値の2倍以上打ち込まれた杭と同程度，周面抵抗については場所打ちを確保する必要があるとされている．式(2.1)はこの拡径杭のそれと同程度の値が得られることが確認されている．

効果を見込んだ上での推定式となっている．また，式具体的には，以下のような推定式が提案されている．

(2.1)により推定される先端抵抗力は，先端根固め部の底a) 先端抵抗力

面に働く抵抗と先端根固め部の周面に働く抵抗をあわせ

RSプラス工法により施工された鋼管杭の先端抵抗力のた，先端根固め部全体として発揮される抵抗力となって特性値 Rpk (kN) は式(2.1)により推定される．

いる．

Rpk = 300NAp(2.1)

なお，式(2.1)は砂又は砂礫を支持層とする場合に適用

ここで，N は支持層の平均N値で，その最大値は50とすされる．粘性土地盤を支持層とする場合については，RS

2る．Ap は鋼管杭先端の断面積 (m ) で，杭径 D を用いてプラス工法の先端抵抗の推定手法はこれまでのところ示

式(2.2)により求められる．

されていない．

Ap = D /4
2

(2.2)

b) 周面抵抗力
RSプラス工法により施工された鋼管杭の周面抵抗力の特性値 Rfk (kN) は式(2.3)により推定される．

laser
displacement
sensor

Rfk =  rfkiAsi(2.3)

ここで，rfki は i 層の平均周面抵抗力度 (kN/m2) である．i 層が砂質土の場合，rfki は砂質土の平均N値 N から
5N (kN/m2) として算定できる．ただし，rfki の最大値は200kN/m2とする．i 層が粘性土の場合，rfki = 10N (kN/m2)
又は rfki = ca (kN/m2) とし て算 出し ，そ の最 大値 は150kN/m2とする．ca は粘性土層の平均付着力である．また， Asi は i 層において地盤と接している杭の周面積

mirror(m2) であり，杭の周長 Us (m) と i 層の層厚 l (m) の積として求められる．
図-2.4

レーザー変位計による打設深度計測

なお，先述のとおり先端根固め部の周面抵抗は式(2.1)

Dtpiping only

dp

pipe pile

(a)

(j)
(f)

(b)

bearing
layer

(e)

(c)

(i)

(g)

2D

(h)

(d)

D

dp : depth of pile poi nt
D : diameter of pile

enlarged pile foot

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

(f)

(g)

(h)*

(i)*

(j)

jet type

WJ

WJ

WJ

CJ

CJ

CJ

CJ

-

-

CJ

time

60sec/m

900sec

10sec

70sec

125sec

5sec

45sec

900sec

60sec

30sec/mpressure

15MPa

15MPa

3MPa

3-15MPa

15MPa

15MPa

15MPa

-

-

3MPa

3

3

3

3

3

3

3

volume2.4m /m

36m

0.2m

1.90m

W/C

-

-

-

65%
*

図-2.5

4.38m

0.18m

1.58m

-

-

0.54m3/m

65%

65%

65%

-

-

150%

(h)〜(i)は配管の切離し及び引上げを行う工程で所要時間は参考値

ジェット噴射等の管理の例（杭径1000mmの場合）．(i)及び(j)では配管のみを引き上げる．
-9-

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

に含まれているから，式(2.3)で周面抵抗を推定する際に

正和・山下

久男・中元

靖英

開発であり，③はその設計方法の構築である．

は先端根固め部の周面抵抗は対象外とする．

本稿では，まず3章において，WJのノズル配置や杭先端形状について模型実験や数値解析を行い，大径鋼管杭に

2.2

大径鋼管杭への適用に向けた課題対応したRSプラス工法の仕様を提案する．

大径鋼管杭に対して打撃工法を適用する場合には，使続く4章では，3章で提案した仕様で施工した実大杭の用するハンマの大型化，打撃力・打撃回数の増加に伴い，押込み試験を実施し，RSプラス工法で施工された大径鋼

騒音・振動がより大きくなる懸念がある．また，貫入力

管杭の軸方向抵抗力を検討する．

が大きくなるため杭体が損傷するリスクが高まる．その最後に，5章において，菊池ら（2009）により報告されため，杭頭や杭先端に補強バンドを取り付けるなどの対ている現行のRSプラス工法で施工された杭の載荷試験結策が必要となる．

果と4章で述べる大径鋼管杭の載荷試験の結果を統合的

一方，RSプラス工法では，WJにより地盤を緩めてバイに検証し，大径鋼管杭に対応したRSプラス工法の設計のブ口ハンマで杭を打ち込む．従って，WJの配置を工夫し，考え方をとりまとめる．

WJの地盤の切削・攪拌性能を高めることで，大径鋼管杭3. 大径鋼管杭に対応したRSプラス工法の開発を用いる場合でも騒音・振動を抑制し，杭体の損傷リスクを低減できる可能性がある．このような観点から，大3.1

径鋼管杭に適したノズルの配置や杭の先端形状を検討す

開発の方針

施工性や先端根固めの築造性を確保するためのノズル

ることが課題の一つである．
また，打撃工法で施工された鋼管杭では杭の先端閉塞の配置については，森川ら（2014）の検討結果を参考に率が低下する．現行のRSプラス工法では先端根固め部をすることとした．森川ら（2014）はWJによる地盤の切削・築造することで鋼管杭先端を閉塞させているが，大径鋼攪拌性能及びCJによる地盤改良体の築造性能について遠管杭に適用した場合に現行のRSプラス工法と同様の確実

心模型実験等によりそのメカニズムを検討した．研究のな施工ができるかどうかは不明である．これについても，一環として，杭先端部に地盤改良体を築造する実験が行

WJ及びCJのノズルの配置や杭先端形状，さらには施工手われている．実験の結果，鋼管杭の杭周に設置したノズ

順を工夫し，大径鋼管杭においても確実な先端根固め部

ルを杭中心方向に向けた斜め下方噴射とすること，鋼管の築造ができるように工法の改良を行うことが課題とな

杭先端の内部に杭断面を2分するような鉛直方向のプレる．

ート（以下，内リブという．）を設け水平・鉛直方向の噴さらに，現行のRSプラス工法の設計の考え方は，前述

射ノズルを取り付けること（図-3.1参照）などにより，のとおり杭径 D が600〜1000mmの鋼管杭について実施し杭径が1600mmの場合でも地盤が十分に切削・攪拌でき，た載荷試験に基づくものである．大径鋼管杭への適用に

杭先端部に地盤改良体が築造できることを確認している．

あたっては，別途載荷試験を実施するなどして，改めて次に，杭先端形状については，杭先端部に設けたリブ設計の考え方を検証することが必要である．

プレートによる施工性の低下が大径杭への適用にあたっ以上をまとめると，RSプラス工法を大径鋼管杭に適用するにあたり検討すべき課題は，①施工性を確保するた
めのWJのノズル配置や杭先端形状の最適化，②確実な先horizontal jet

端根固めの築造性を確保するためのWJ及びCJのノズル配置や杭先端形状さらには施工手順の検討，③設計の考え方の検証の3点となる．

vertical jet
angled jet

2.3

研究の目的と本稿の構成

本研究は，RSプラス工法を大径鋼管杭に適用するにあinner plate

たり必要と考えられる3つの課題，①施工性を確保するためのノズル配置や杭先端形状，②確実な先端根固めの築造性を確保するためのノズル配置や杭先端形状，施工手順，③設計の考え方，について検討することを目的とす

図-3.1

る．①及び②は，大径鋼管杭に対応したRSプラス工法の杭周に設けた斜め噴射ノズルと内リブに設置した水平・鉛直噴射ノズルの配置と噴射状況- 10 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用ての懸念事項である．現行のRSプラス工法では，2.1で述

load

べたとおり，杭先端の外周部に先端根固め部の拡径を目

loading plate的としたリブプレートが設けられている．大径鋼管杭にRSプラス工法を適用する場合，リブプレートが設置されていると，より広い範囲の地盤をWJで切削する必要が生
じ，地盤切削・攪拌性能の確保が難しくなることが予想される．そこで，RSプラス工法の大径鋼管杭への適用を図るにあたり，リブプレートを設置しないことを基本方

air pressure

steel pipe pilerubber membrane
water
compression chambershear keys
inner platemortar

針とした．
リブプレートの設置を取りやめることで先端根固め部

図-3.2の拡径は期待できなくなり，結果的に先端抵抗力が低下すると考えられる．一方，大径鋼管杭を打撃工法で施工実験模型の概要

800.0
609.6
450.0

する際には，杭径が小さい場合と比較して先端閉塞効果

unit: mmが低下し，鋼管杭の先端抵抗力度（鋼管杭の単位断面積
712.6あたりの先端抵抗力）が低下することが知られている．

318.5ととしても，打撃工法に対して軸方向抵抗力が大きく見劣りするようなことはないと思われる（これについては4
章で実大杭の載荷試験結果に基づいた検討を行う）．

60

リブプレートを設置せず，先端根固め部を拡径しないこ

100

477.8
318.5

このようなことから，大径鋼管杭対応のRSプラス工法で

318.5

steel pipe pile: t = 7.9
inner plate: t = 7.9
shear keys: hs = 5

case1: 477.8
case2: 382.2

RSプラス工法の大径鋼管杭への適用にあたりリブプレートを設置しない方針とすれば，森川ら（2014）の研究

図-3.3

成果をそのまま大径鋼管杭に対応したRSプラス工法にお模型各部の寸法

けるノズル配置，先端形状の検討結果として活用できる．

先端根固め部が先に破壊すると考えた場合の破壊状況を

ただしそのためには，森川ら（2014）の示した形状の先観察するとともに，先端根固め部の耐力の評価すること端構造で，先端根固め部に求められる耐力を確保できるを目的として模型実験を実施した．実験に使用した模型かどうかについて検討する必要がある．

の概要を図-3.2に示す．模型実験は，菊池ら（2009）が菊池ら（2009）は，RSプラス工法で施工された杭の先実施した実験と同様な条件で，杭先端部の形状のみ変更

端部の構造について模型実験を行い，先端根固め部の耐している．

力を評価する式を提案している．しかしながら，大径鋼実験は2ケース実施した．模型各部の寸法を図-3.3に示管杭への適用にあたりリブプレートを廃止し，新たに内す．ケース1とケース2では，模型杭の寸法は同一である

リブを取り付けることで杭先端構造が現行のRSプラス工

が，先端根固め部の直径が異なっている．また，いずれ

法とは異なる形状となり，その挙動特性や耐力が変化すのケースにおいても，杭の先端形状が森川ら（2014）のる可能性がある．そこで，杭先端部構造について改めて示した形状となるように杭外周面のリブプレートは廃止

模型実験を行い，その耐力の評価方法について検討する

し，杭先端部には内リブを付加している．

こととした．その結果について3.2で述べる．

ケース1は，菊池ら（2009）が実施した実験ケース1（以さらに，森川ら（2014）では，改良体の中に土塊が存下，ケースK1という．）と同じ実験条件で，杭先端部の内在した例が報告されていることから，このような土塊がリブの有無のみが異なっている．ケース1，ケースK1とも先端根固め部の耐力等に与える影響について評価する必先端根固め部の直径が鋼管杭の杭径の1.5倍となってお要がある．これについては，種々の実験や数値解析で検り，先端根固め部が拡径された状況を模している．

討することとし，3.3で説明する．

一方，3.1で述べたとおり，大径鋼管杭に対応したRSプラス工法では先端根固め部の拡径を期待しない方針とし

3.2

杭先端部構造に関する模型実験た．そこで，ケース2では，先端根固め部の直径を，大径(1) 実験方法

杭に対応したRSプラス工法で施工した場合の杭の先端形

地盤が十分な強度を有していると仮定し，地盤よりも状に則した寸法とする．森川ら（2014）の実験によると，- 11 -

水谷

表-3.1
ケース 内リブ

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

久男・中元

靖英

模型の作製手順を図-3.5に示す．まず，ずれ止め筋や実験条件比較

先端根固め部直径

正和・山下

内リブを設置した鋼管杭を型枠内の所定の位置に仮止め

モルタル強度(mm)

2(N/mm )

する．次に鋼管杭の内外にモルタルを充填し，所定寸法

1

有

477.8

14.8

の先端根固め部を作製する．使用したモルタルの一軸圧

2

有

382.2

15.9

縮強さは目標値で15N/mm2である．脱型後，先端根固め外

K1

無

477.8

17.8

周面をゴム膜で覆うとともに外側に試験容器となる鋼管を設置し，鋼管とゴム膜の間に水を入れて300kPaの圧力で加圧した．この圧力は，深度30m程度において先端根固め部に働く有効応力に概ね対応する値であり，実験中は

0

-310
-210
-110
-30

定圧条件とした．
なお，実験ケース毎に模型作製に使用したモルタルを用いてテストピースを作製し，模型と同材齢で JIS A

100

1108 に準じたコンクリートの圧縮強度試験を実施した．

strain gages (attached to pile)
strain gages (em bedded in mor tar)

200
unit: mm

図-3.4

各ケースの圧縮強度は表-3.1に示したとおりである．
載荷は油圧ジャッキ（容量5000kN）を用いて杭頭部をゲージの配置

押し込むことにより行った．まず200kNまで予備載荷し模型の各部や設置したひずみゲージ等に問題が無いことを確認した後，一旦除荷してから実験を開始した．載荷中，杭頭部の4ヶ所に（円周方向に均等に）設置した変位計の値を確認したところ，載荷開始時に杭頭が若干傾き（変位の差が1〜2mm程度），その後はその傾きを保ったまま押し込まれた．そのため，載荷初期において，変位計やひmortar

ずみゲージの計測値に杭頭の傾きの影響が見られた．こformworkの影響を除くため，以下の検討においては，変位計，杭外周面・内周面のひずみ，先端根固め部のモルタルのひずみのそれぞれについて，杭周方向に複数箇所（図-3.4参照）で計測した値の平均値を用いてデータを整理している．
載荷速度は60〜70kN/min程度とした．載荷面の変位が15mmを過ぎたところで載荷を終了し除荷した．なお，ケースK1では，載荷面の変位が20mm程度となるまで載荷が行われている．
図-3.5(2) 実験結果

模型の作製手順a) 杭頭における荷重と変位の関係

杭外周面にリブプレートを設置せず，先端根固め部の拡実験で得られた荷重と変位の関係を図-3.6に示す．い径を期待しない条件で施工した場合に築造された先端根ずれの実験においても，実験開始から変位が5mmに達する固め部の直径は鋼管杭の1.2倍程度であった．これに基づまでの間に荷重が急増している．その後，内リブが無い

き，ケース2の先端根固め部の直径は，鋼管杭の直径の1.2

ケースK1では荷重が漸増しているのに対し，内リブを設倍とした．ケース1，2及びケースK1の実験条件の差異をけたケース1及びケース2では荷重が低下していく．また，まとめると表-3.1のとおりである．

最大荷重はケースK1が最も大きく，鋼管杭に内リブを設けたケース1がそれに続き，内リブを設けた上に先端根固

鋼管杭にはひずみゲージを貼付し，4深度で鋼管杭の外め部の直径が小さいケース2が最も小さい．

周面・内周面のひずみを計測した．内リブ及び先端根固め部のモルタル内にもひずみゲージを設置している．ひb) 供試体の破壊状況

ずみゲージ配置を図-3.4に示す．実験では，これらのひ図-3.7，図-3.8に実験後の破壊状況（先端根固め部を解体した時の状況）を示す．図-3.7より，ケース1，2でずみのほか，載荷重及び載荷面の変位を計測した．

- 12 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

2500

case 1case 2case K1load (kN)

2000

1500

1000

500

0

0

5

10

15

20

25

displacement (mm)

図-3.6

図-3.7

（ケース1）

杭頭における荷重と変位の関係

実験後の模型の様子．左からケース1（加圧容器から取出し後），ケース1の解体後（杭体と杭直（ケース 2）

下部分のモルタル），ケース2の解体後（杭先端図-3.9部と模型底部のモルタル）．

鋼管杭の軸ひずみ分布（圧縮が正）支配されていた可能性がある．このように破壊形態に差異が生じた原因としては，ケース毎のモルタルの強度のばらつきの他に，ケース1，2で内リブを付加したことによる鋼管杭の剛性の変化や鋼管杭内部のモルタルの拘束
条件の変化などが考えられる．また，このような破壊形
態の違いにより，図-3.6の荷重と変位の変化傾向に差異が現われたものと推測される．
c) ひずみ分布
実験ケース1，2で計測された鋼管杭の軸ひずみと曲げひずみの分布を図-3.9，図-3.10に示す．軸ひずみは杭外
図-3.8

ケースK1解体時の杭先端部の様子

周面のひずみと内周面のひずみの平均値，曲げひずみは
外周面のひずみと内周面のひずみの差の1/2として求めは鋼管杭先端がコーン状に破壊されていることがわかる．

た．

一方，図-3.8を見ると，ケースK1では杭先端から台形状

図-3.9より，ケース1，2とも，載荷重が小さいうちはに押し抜かれるような形状で破壊されている．ケースK1

杭先端部で軸ひずみがゼロとなっており，軸力が杭先端では先端根固め部の下端から鋼管杭内部までモルタルがまで伝わっていないことがわかる．その後，軸ひずみが一体となった状態で破壊しているように見受けられ，鋼杭先端に向かって直線的に小さくなる形状を保ちつつ，管杭内部のモルタルの押抜き（支圧破壊）により挙動が杭先端近くでのひずみが増加していく．グラフが直線的- 13 -

水谷

図-3.10

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

久男・中元

靖英

（ケース1）（ケース1）（ケース 2）（ケース 2）
図-3.11

鋼管杭の曲げひずみ分布

内リブの軸ひずみ分布（圧縮が正）な形状であることから，杭全長にわたって，比較的均一

ケース1，2とも，内リブのひずみは図-3.9，図-3.10に示に鋼管杭とモルタルの間の摩擦力あるいはずれ止め筋部

した鋼管杭のひずみよりも相当小さく，内リブにはあま分での支圧が働いているものと思われる．その後，荷重り大きな力が伝達されていないものと思われる．

がさらに増加すると，軸ひずみ分布は上に凸な形状に変

最後にモルタル内のひずみ分布を図-3.13に示す．荷重化する．つまり，杭の上部（杭頭に近い側）ほど大きなが小さい間は杭先端付近を中心に平均的に圧縮が生じて摩擦力あるいはずれ止め筋の支圧が働いている．最大荷いるが，最大荷重に近付くにつれ杭先端より下部に大き

重時には，杭先端部の軸ひずみは杭頭部の軸ひずみの1/3

な圧縮が生じていることがわかる．杭先端より下部のモ程度であり，6〜7割の荷重が摩擦力及びずれ止め筋の支ルタルが破壊することにより最大荷重が決定されている

圧により分担されているようである．

ことに対応する結果であると思われる．

一方，図-3.10に示した曲げひずみの分布によると，杭(3) 先端根固め部の耐力の考え方

は全体的に外側方向へ広がるように変形していることが先述のとおり，ケース1，ケース2とも鋼管内のモルタ

わかる．荷重が小さい段階から杭先端から200mm上方で曲ルが破壊した様子はなく，鋼管杭の先端下部のモルタル

げひずみの値が大きいが，最大荷重時には杭先端部でもがくさび状に破壊した状況であった（図-3.7参照）．一方，曲げひずみが大きく，杭がモルタルに押し込まれる際にケースK1では，鋼管杭内部のモルタルの支圧破壊が生じ

杭先端が広げられていることが確認できる．このようなていた可能性がある．従って，先端根固め部の耐力評価

傾向は，ケース1，ケース2に共通している．

の際には，鋼管杭内のモルタルが破壊しないことと，鋼次に，内リブで計測された軸ひずみ，曲げひずみを図

管杭の外側，特に杭先端の下部のモルタルが破壊しない-3.11，図-3.12に示す．これらの図からわかるとおり，

こと，という2つの条件を確認する必要があるものと思わ- 14 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

図-3.12（ケース1）（ケース1）（ケース 2）（ケース 2）
図-3.13

内リブの曲げひずみ分布

モルタル内の軸ひずみ分布れる．以下，それぞれについて，耐力の評価方法の考え

Petroleum Institute（2010）などに見られるように，hs /方を検討する．なお，設計時の具体的な考え方について

ss について一定の制限を設けた上で，ずれ止め筋を設置

は，5章で杭の軸方向抵抗力の推定方法とあわせて検討すした鋼管と内部のコンクリート等との付着力の推定式がる．

提示されているのが一般的である．
今回の工法では，ずれ止め筋を有する鋼管杭の内部のa) 鋼管杭内のモルタルの耐力
ずれ止め筋を設置した鋼管とモルタルあるいはコンク

モルタルが押抜きにより破壊されないことが求められ，リートとの付着力については，コンクリート充填鋼管柱

それに対する耐力を検討する必要がある．菊池ら（2009）やフーチングのソケット式接合など様々な構造についてに述べられているとおり，このような課題については，検討が行われている．ずれ止め筋のような突起を有する

実験結果等に基づき支圧強度を検証する方法が採られる

鋼管杭とコンリート等との付着力の発現機構は，鋼管に例が多い．本研究においても，同様の手法により鋼管杭よるコンクリートの拘束効果等の影響も受け，非常に複内のモルタルの耐力評価を試みる．

雑である．しかしながら，園田ら（1998）にまとめられ

支圧強度 b とは，コンクリート等が局所的に作用するているように，ずれ止め筋を設置した場合の主たる破壊

外力（支圧力という．）を受けて破壊する際の強度である．

形式は，ずれ止め筋前面のコンクリート等が局所的に圧支圧力を受けている面積を支圧面積といい，破壊が生じ

壊する支圧破壊であると考えられている．ただし，ずれた際の支圧力を支圧面積で除した値が支圧強度となる．

止めの突起高さ hs に対して設置間隔 ss が狭い場合にコンクリート等が支圧力を受ける場合，力を受けていな

はずれ止め筋の頂部を結ぶ面でコンクリートがせん断破い部分による拘束等の効果が発揮されるため，支圧強度

壊 さ れ る よ う な 機 構 と な る ． そ の た め ， American

b は圧縮強度 c より大きな値を持つこと（以下，支圧- 15 -

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

久男・中元

靖英

4000

case 3case 4

load
3500
3000

load (kN)loading plateshear keys

2500
2000
1500
1000

steel pipe pile

inner plate5000

図-3.1405モルタルの押抜き実験（ケース3）の概念図

10

15

20

25

30

displacement (mm)図-3.16

荷重と載荷板の変位量の関係

loadの概念図を図-3.14に示す．
図-3.14の上部，杭先端部にある載荷板は，半円形の板

loading plateを2枚組み合わせたもので，鋼管杭本体や内リブを避けてinner plate

内部のモルタルにだけ荷重が加えられるように工夫した．
また，図-3.14の下部の杭頭側は，杭本体のみを支持する

shear keys

構造としており，内部のモルタルは自由となっている．
実験は2ケース実施した．ケース3は，ケース1，2と同

steel pipe pile

じ先端構造（ずれ止め筋及び内リブの配置）の杭を用いて（上下逆転した状態で）実験した．各部の寸法は図-3.3
図-3.15モルタルの押抜き実験（ケース4）の概念図を参照されたい．一方のケース4では，杭先端の形状を変更することとした．具体的な変更内容は以下のとおりで効果という．
）が知られている．ここでは，菊池ら（2009）

ある．

にならい，圧縮強度に対する支圧強度の比 a = b / c

図-3.11，図-3.12で見られるようにケース1，2で計測（以下，支圧倍率という．
）を用いてモルタルの耐力を評された内リブの軸ひずみは非常に小さかった．従って，価する．菊池ら（2009）では，鋼管杭内周面に取り付け

内リブにずれ止め筋を設置する効果は小さいと推測されたずれ止め筋について，支圧倍率 a = 4 を用いて設計する．そこで，ケース4では，杭先端の加工を容易にするこることが提案されている．

とを優先し，内リブにずれ止め筋を設置せず，また，ず実験ケース1，2では，鋼管杭先端より下のモルタルがれ止め筋設置位置を内リブと干渉しないよう杭先端からくさび状に破壊しており，鋼管杭内部での支圧破壊は生遠ざけることとした．ケース4の実験概念図を図-3.15にじていない（生じていたとしても最大荷重の決定要因と示す．

はなっていない）．そのため，ケース1，2の結果から鋼管

ケース4では，内リブは構造部材ではなく，単なるノズ

杭内のモルタルの耐力を評価することは難しい．そこで，ルの取付用の部材となるため，高さをケース3の1/2と小追加の実験を行い，鋼管杭内部に打設したモルタルの耐さくした．また，内リブのずれ止め筋を廃止すると，ず

力を評価することとした．

れ止め筋の総延長が短くなり，押抜きに対する抵抗力が追加実験では，鋼管杭内部での支圧破壊を確実に発生低下することが予想される．そこで，ケース4では，杭内させるため，模型の先端根固め部を省略し，単に鋼管杭周面にずれ止め筋を1段増設し，ずれ止め筋の総延長がケの内部にモルタルを打設してそれを押し抜く実験を実施

ース3と大きく変わらないようにした．ずれ止め筋の突起した．本来は鋼管杭内部にモルタルを打設した後，モル高さや設置間隔はケース3と同様である．

タルの底面を杭先端位置で支持し，鋼管杭に載荷して押実験で計測された荷重と杭先端部における載荷板の変し抜くのが実際の載荷条件に近いと考えられるが，実験位量（モルタル表面が杭内部へ押し込まれた量）の関係

装置の都合により，鋼管杭を倒立させて杭先端を上面とを図-3.16に示す．図-3.16より，内リブにずれ止め筋をし，内部のモルタルに載荷する方法を採った．模型実験

設けたケース3よりも，内リブのずれ止め筋を廃し杭内周- 16 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

面側に1段増設したケース4の方が大きな抵抗力が得られ十分に確保できる．

ることがわかる．このようなことから，大径鋼管杭に対さらに，実験ケース1，2についても同様な検討を行う

応したRSプラス工法では，内リブにはずれ止め筋を設置ことができる．この場合には，杭頭から杭先端に向ってしない方針とする．これにより，内リブは構造部材では生じる鋼管杭の軸力の低下分が，鋼管杭内のモルタルになく，単にノズルを取り付けるための部材となる．従っ

支圧力として伝達されていると考える．最大荷重時の軸て，杭先端形状の設計において内リブの耐力を詳細に検ひずみ分布（図-3.9参照）からモルタルに加えられた支討する必要は無い．ただし，内リブが施工時に破損する圧力を求めると，ケース1で1050kN，ケース2では767kNとことが無いよう，形状や取付け方法（溶接の仕様等）をなる．従って，支圧応力はケース1で75.0N/mm2，ケース2

検討しておくことは必要である．

で54.8N/mm2，これが支圧強度だと考えれば支圧倍率はそ

また，図-3.6と図-3.16を比較すると，ケース1，2と比れぞれ5.1，3.4となる．実際は最大荷重時には支圧破壊較してケース3，4では大きな抵抗力が発揮されている．

ではなく杭先端の下部がくさび状に破壊する形態であっまた，ケースK1はケース3とほぼ同じ挙動を示しているよ

たから，支圧倍率はさらに大きな値をとるものと期待でうである．ケースK1の挙動が鋼管杭内での支圧破壊によきる．
以上より，大径鋼管杭に対応したRSプラス工法向けのり支配されていたのではないかという推定を裏付ける結杭先端構造においても，菊池ら（2009）と同様にずれ止果であると考えられる．

め筋の支圧倍率として4程度を期待しても問題は無いと

ケース3，4の結果を用いて，鋼管杭内部のモルタルが結論付けられる．

支圧破壊する際の支圧強度を求める．実験条件から，モルタルは杭のみにより支えられているから，最大荷重時b) 杭下端部のモルタルの耐力にモルタルに加えた荷重がすべて支圧力として鋼管杭に

杭先端より下部のモルタルは，図-3.7に示したとおり伝達されているものと考える．ケース3の最大荷重はくさび状に押し込まれるような形状で破壊した．この破2420kN，ケース4では3180kNである．

壊形態は，モルタルを圧縮した場合の破壊形態として一

一方，図-3.3に示したとおり，ずれ止め筋の突起高さ

般的なものであると考えられ，杭と杭内のモルタルが一は5mmであるから，ずれ止め筋1段あたりの支圧面積（ず体となった状態で下部のモルタルを圧縮するような挙動

2

れ止め筋の投影面積）は4670mm である．ケース3で内リブになっていると考えることができる．そこで，杭断面積 Apのずれ止め筋が作用していないと考えると，ずれ止め筋

を支圧面積と考え，先端根固め部の断面積 Ab を支承面積2が3段設置されているので支圧面積の総計は14000mm となとしてデータを整理し，杭先端下部のモルタルの耐力をる．ケース4ではずれ止め筋は4段設置されているから，評価することを試みた．

支圧面積は18700mm2である．支圧力をこの支圧面積で平均

ここでは，安田ら（2004）の研究を参考に，モルタルの支圧強度 b と圧縮強度 c の間に式(3.1)のような関2的に分担すると考えると，支圧応力はケース3で173N/mm ，2

ケース4で170N/mm となる．ケース3，4で支圧応力がほぼ係が成立するものと仮定する．

等しい値となっており，ケース3の内リブのずれ止め筋がb = a´ (Ap / Ab)1/2 c

効果を発揮していないことを裏付ける実験結果であると式(3.1)中の a´ (Ap / Ab)1/2 が支圧倍率 a に相当する(3.1)

値である．実験ケース1，2において，(Ap / Ab)1/2 はそれ言える．

ぞれ1.5，1.2となる（鋼管杭の杭径と先端根固め部の直図-3.16より，最大荷重が記録された後，荷重は減少傾径の比に等しい）．

向と見られることから，最大荷重時の支圧応力を支圧強度 b と考えて良いと思われる．ケース3，4のテストピー

実験では，いずれのケースにおいても杭先端下部のモスから得られたモルタルの圧縮強度はそれぞれ14.2N/mm2，

ルタルが破壊していることから，最大荷重を支圧面積 Ap

14.5N/mm2であったから，支圧倍率 a は，ケース3で12.2，で除して得られる値が支圧強度 b に等しいと考えられケース4で11.7となる．

る．そこで，実験で得られた最大荷重（ケース1で1520kN，以上の検討では最大荷重を用いているが，実杭への適ケース2で1220kN）を基に式(3.1)により a´ を求めると，用を考えると，菊池ら（2009）のように降伏点（荷重変ケース1では0.86，ケース2では0.80となる．この時，支位曲線を両対数グラフで表示した場合の勾配の変化点で圧倍率 a はそれぞれ1.2，0.96である．つまり，ケース1

図-3.16の矢印の位置となる）を用いて支圧倍率を整理す

では支圧効果により支圧強度が圧縮強度よりも大きくなる方法も考えられる．しかしながら，その場合でも，菊っているが，ケース2では支圧強度は圧縮強度よりも少し池ら（2009）の提案したずれ止め筋の支圧倍率 a = 4は小さい．安田ら（2009）は，a´ = 2/3 とすることで，十- 17 -

水谷

unit: mm

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

表-3.2

156

靖英

模型地盤の地盤材料の配合

sand

clay

cement

water

(g)

(g)

(g)

(g)

1

500

150

15

150

2

200

500

40

300

3

500

200

15

150

mix #
500

久男・中元

500

-3.18に示す．図-3.18(a)は単純にノズルの押込みに伴って鉛直下方に地盤が切削されたもので，2本のノズル間の地盤は変状していない．以下では，このような破壊形態
500

図-3.17を鉛直切削という．図-3.18(b)も同様に鉛直切削された状況であるが，地表面付近では2本のノズル間の地盤も切簡易模型実験の模式図と実験の様子

削されており，切削孔が連結している．このように地表分に安全側の支圧強度を推定できるとしているが，今回面付近でのノズル間地盤が切削された状況を，以下ではの実験結果も概ねそれに整合しているようである．

上部連結と表現する．一方，図-3.18(c)では地表面付近

実験精度や安田ら（2009）で述べられているような寸に水平方向にクラックが入り，破壊している状況が観察

法効果の問題等，考慮すべき課題も残されてはいるが，される．ここでは，このような破壊状況を横方向破壊と設計時には本実験で得られた支圧倍率を目安とすること呼称する．また，一部の実験では，図-3.18(d)のようにができると思われる．

地盤全体が破壊する状況が見られた．これを全体破壊と呼ぶことにする．さらに，ケース4〜6では，鉛直切削が3.3

土塊の残留への対応

土槽底面に到達した際に水圧により地盤全体が持ち上げ(1) 簡易実験による土塊の発生状況の観察られてしまう状況が観察された．この対策として，実験a) 実験概要

ケース8，9では，地盤表面を木材を使っておさえ，地盤

森川ら（2014）により報告された土塊を改めて実際にが持ち上がらないように工夫した．

観察すると，粘性のある土が固まって土塊状を呈してお以上のように，様々な切削状況・破壊形態が観察されり，指でつぶせる程度の固結度であった．このことから，

た．各ケースで観察された破壊形態は実験概要とあわせ完全な砂ではなく，ゆるく固結した粘土混じりの土をWJて表-3.3に示したとおりである．表-3.3より，3mmノズル

で切削する際に土塊状に地盤が砕かれ，十分に粉砕されを使用したケースで土塊の発生が多く見られ，2mmノズルない状態のまま後に噴射されるCJに巻き込まれてモルタのケースでは比較的土塊の発生が少ない．つまり，噴射ル内部に残留するのではないかと考えられる．そこで，圧よりも噴射流量の方が影響が大きい可能性がある．ま図-3.17に示すように，半円筒の土槽に固結性の地盤を作た，土塊の発生は上部連結の形態で破壊した場合に比較製し，WJを噴射して，土塊の発生状況を観察した．

的多く見られる．鉛直切削の形態で地盤が破壊する際に，使用した土槽は直径500mm，高さ1000mmの円筒を半割にノズル間に残った細い領域の上部が固結した状態を保持したものである．地盤は表-3.2に示すような配合によりしたまま地盤から切り離されることにより土塊が発生し作製した．使用した砂は配合1，2では鹿島珪砂5号，配合ているものと思われる．

3ではセメント強さ試験用標準砂である．粘土はスミクレ

ステップ1で地表面噴射を行ったケースに着目すると，ー（住友大阪セメント製），セメントは高炉セメントB種

ステップ1の地表面噴射で土塊が生成した場合，それに続を用いた．WJは図-3.17に示したように2本のノズルで噴くノズルの地盤への押込み過程（ステップ2）では地表面射した．実験では，WJの噴射圧，地盤へのノズルの押込付近の土塊を粉砕することができないことがわかる．地み速度，ノズルの径などを変化させ，地盤の切削状況を

表面付近の土塊を粉砕するには，改めてステップ3として観察した．切削状況は，各実験ステップの終了毎に一旦地表面噴射を行う必要がある．例として，ケース8を取り水を抜いて観察した．実験はケース2〜9の8ケース実施し上げる．ケース8のステップ1後の地盤の様子は図た．各ケースの実験概要を表-3.3に示す．

-3.18(d)に示したとおりである．一方，ステップ2後の模b) 実験結果型地盤は図-3.19のようであった．図-3.19より，ステッ

実験で観察された代表的な地盤切削・破壊状況を図

プ1で全体破壊した地盤が，ステップ2の地表面噴射によ- 18 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

表-3.3
*

†

case

配合

ノズル径

step

2

1

2mm

1

3

1

4

1

2mm

5

1

2mm

6

2

3mm

7

3

8§

1

§

1

9
*

2mm

3mm

3mm
3mm

簡易実験の実験条件及び実験結果一覧
実験概要

破壊形態

土塊の有無

地表面変状発生まで地表面で噴射圧を上昇

(a)

無

2

噴射圧1MPa，5cm/sで貫入

(a)

無

3

位置を変えて噴射圧8MPa，5cm/sで貫入

(b)

有

1

地表面変状発生まで地表面で噴射圧を上昇

(c)

有

2

噴射圧4MPa，5cm/sで貫入

(b)

有

1

地表面変状発生まで地表面で噴射圧を上昇

(a)

無

2

噴射圧8MPa，5cm/sで貫入(a)，持ち上がり

無1

地表面変状発生まで地表面で噴射圧を上昇

(a)

無

2

噴射圧4MPa，1cm/sで貫入(a)，持ち上がり

無1

地表面で噴射圧6MPaまで上昇

(a)

有

2

噴射圧6MPa，1cm/sで貫入

(b)

有

3

地表面で噴射圧6MPa，3分間噴射

1

地表面で噴射圧6MPaまで上昇

2

噴射圧6MPa，1cm/sで貫入

3

地表面で噴射圧6MPa，3分間，斜め噴射‡

1

噴射圧4MPa，1cm/sで貫入

2

地表面で噴射圧4MPa，4分間噴射

1

噴射圧4MPa，5cm/sで貫入

全体的に掘削
持ち上がり
(a)

有
有

(b)

有

全体的に掘削無(d)

有全体的に掘削無(b)

有case1はWJ噴射の予備実験のため省略†

配合は表-3.2，破壊形態(a)〜(d)は図-3.18を参照‡

case7，step3の斜め噴射は図-3.1の杭周部ノズルのイメージで鉛直に対して約3度内側に向けて噴射§

case8，9は地盤の持ち上がりに対する対策有(a) 鉛直掘削(b) 鉛直掘削・上部連結
図-3.18(c) 横方向破壊(d) 全体破壊

簡易実験で観察された代表的な地盤掘削・破壊状況

り全体的に切削され，また土塊が消失している様子が確つきによる影響が現れたのではないかと推測される．

認できる．

実施工を念頭に考えると，鉛直切削のような状況では

なお，ケース3のみ，ステップ1の地表面噴射で他のケその後のCJで築造される先端根固め部がつらら状になっースと異なる破壊形態を示している．地盤の強度のばらてしまうと思われ，適切でない．ケース7，8のように，- 19 -

水谷

図-3.19

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

ケース8，ステップ2後の状況

図-3.20正和・山下

図-3.21

実験の実施状況久男・中元靖英

土塊模擬材料の配置状況

図-3.22実験に使用した杭まず地盤を全体的に破壊し，さらにWJの噴射を継続する

土塊が生じた場合にその土塊がどこに滞留するのかをことで土塊を粉砕すると同時に地盤を大きく切削する方調査する目的で，地盤作製中に様々な密度の土塊模擬材が良いと考えられる．

料を層状に2層（地表面から250mm，500mm下）に配置した．

(2) 施工手順を考慮した模型実験

配置状況を図-3.21に示す．使用した土塊模擬材料は，レa) 実験概要ンガ（2.07），土塊（1.80），モルタル（1.70），練炭（1.44）

前項の実験結果から，土塊の発生を抑制し確実な先端である（括弧内は飽水密度で単位はg/cm3）．

根固め部を築造するために，施工手順を再検討すること

試験杭は通常の杭のように円筒状のものと，半割状のが必要であると考えられる．そこで，模型実験により施ものの2種を用いた．半割状のものは土槽壁面に半割面を工手順を変化させた場合の先端根固め部の築造状況を確接触させるようにして施工した．使用した杭を図-3.22に認することにした．

示す．図-3.22の手元が円筒状の杭，奥が半割杭である．

実験は幅1500mm，奥行き700mm，高さ1000mm（いずれも杭径は318.5mmとした．一部の実験では，杭径190.7mm，内寸）の土槽内で実施した．実験の実施状況を図-3.20に406.4mmの杭 を用いている．杭先端のノズル配置を 図示す．地盤材料は鹿島珪砂5号で，ホッパーで投入後，水-3.23に示す．

締めしている．地盤高は1000mmである．地盤密度等の計

噴射圧は，模型実験における切削範囲が実施工の切削測を行っていないが，毎回同じ手順で作業することで同範囲に対応するように設定した．実施工機では，ノズル

一な模型地盤を作製できているものと考えた．なお，実径は8.9mmであり，鋼管杭の杭周部のノズルの噴射圧は10験条件は多少異なるが，同様な方法で作製した地盤につ〜15MPa，内リブのノズルではその半分程度となる．森川

いて菊池ら（2009）がコーン貫入抵抗等を報告しているら（2014）の成果を参考に，同寸で実施された模型実験

ので参照されたい．

の結果及びModoniら（2006）の示した切削距離を表す式- 20 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

injection nozzles

WJ or CJ

CJ

231.5
318.5
1000.0steel piles

full

図-3.23

450.0

half

噴射ノズルの配置(a) 現行と同様に基づき，模型杭におけるノズル径を2.5mm，噴射圧を杭

CJ

周部のノズルで0.5MPa，内リブでは0.25MPaとした．ただし，噴射圧の影響を調査する目的で，一部の実験では噴射圧を2倍に設定した．
施工手順は，図-3.24(a)のような現行のRSプラス工法と同様なものの他，杭を上下させる時間を倍程度とした
図-3.24(b)に示す手順，図-3.24(c)のようにCJ工程を1回増やしたもの，図-3.24(d)のようにWJ工程を1回増やした(b) 上げ下げ速度1/2

ものの4種を試行した．現行のRSプラス工法の施工手順については，2.1に述べたとおりである．土槽が浅く，杭をCJ

最も押し込んだ位置から 3D（D は杭径）引き上げることが困難であったため，引上げは 1.7D 程度までにとどめてた
実験条件の一覧を表-3.4に示す．なお，表-3.4中に示したとおり，ケース13ではシステム不良のため杭の上下方向への動作が計画した施工工程通りに実施できなかっ
たが，CJの噴射については特に問題は生じていない．
(c) CJ工程追加

b) 実験結果
各実験条件のおける先端根固め部の築造状況は，表WJ

CJ-3.4に示したとおりである．
円筒杭の実験では，現行の施工手順どおりWJ，CJを用いて施工すると，図-3.25に示すような良好な先端根固め部を築造することができた．外周には土塊模擬材料が層状に付着しており，杭外周部の地盤はそれほど乱されていないものと思われる．先端根固め内においては，ソイ
ルモルタルと比較して軽い土塊模擬材料は上端部に，重(d) WJ工程追加

い土塊材料は底部に溜っていた．
円筒杭でWJを省略しCJのみで施工する場合でも，噴射図-3.24

実験で試行した施工工程

角度を45度に設定すると図-3.26のように良好な先端根固め部を築造することができた．しかしながら，噴射角

良好な先端根固め部が築造されたが（図-3.29参照），杭

18度のままCJ過程を増やす施工では十分な切削ができず，

径が406mmと大きいケースでは図-3.30のように砂が多く

先端根固め先端部に施工不良が生じた（図-3.27参照）．

混入し，施工不良が生じた．さらに，CJのみを用い，現一方，半割の杭に着目すると，現行の施工手順どおり

行のRSプラス工法よりも時間をかけて施工した場合やCJ

WJ，CJを用いて施工した場合，図-3.28に示すように先端の施工工程を1回追加した場合にも先端根固め部が図

根固めの内部に土塊の混入が確認された．WJを省略し，-3.31のようにつらら状の形状となり，先端根固め部の築CJのみを用いた場合には，杭径が190mmと小さい場合には造性を確保できない結果となった．ただし，CJのみを用- 21 -

水谷

崇亮・森川

表-3.4

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

jet angle(mm)(degree)

half

318.5

45

CJ‡

2

half

318.5

18

WJ, CJ

3

half

318.5

18

WJ, CJ

4

half

§

190.7

18

5

half

§

406.4

18

6

half

318.5

18

7

half

318.5

18

8

half

318.5

18

9

half

318.5

pile*

1

久男・中元

靖英

施工工程を考慮した模型実験の実験条件及び実験結果一覧

diameter

case

正和・山下

pressure

process†

result

0.5

(a)

good

0.6, 1.0(a)NG

0.6, 0.5

(a)

NG

CJ

0.5-0.6

(a)

good

CJ

0.4-0.5

(a)

NG

CJ

0.4-0.5(b)

NG

WJ, CJ

0.6, 1.0

(d)

good

WJ, CJ

0.6, 0.6

(d)

good

18

CJ

1.0

(c)

NG

‡

0.4-0.7(a)good

jet type

(MPa)

10

full

318.5

45

CJ

11

full

318.5

18

WJ, CJ

0.6, 1.0

(a)

good

12

full

318.5

18

WJ, CJ

0.6, 0.6

(a)

good

0.5-0.6

‡

13

full

318.5

18

CJ

*

half: 半割杭，full: 円筒杭†processは図-3.24参照‡

case13はシステム不良のため(c)の過程の後さらに地表面まで上げた後に231.5mm沈設

図-3.25case11の先端根固め部の外観と内部の状況

図-3.27(c)NG

case13の先端根固め部の外観と内部の状況（底面部から上方向に空洞有）2014），実杭への適用にあたっては注意を要する．また，WJ工程を1回追加した場合には図-3.33に示したとおり先端根固め部は良好に築造されている．
以上のように，全般的にCJのみでは切削能力が不足するため，WJを用いて地盤を切削し切削された範囲をCJで固化するという基本的な考え方を逸脱しない方が良いと考えられる．また，施工の容易さという点を考慮すると，
図-3.26

case10の先端根固め部の外観と内部の状況

WJ工程を1回増やし，WJによる支持層の切削・攪拌を入念に行った上，CJによる先端根固め部の築造を従来どおりいた場合でも，噴射角を45度とした場合には良好な先端行う（図-3.24(d)）のが良い．

根固め部が築造されており（図-3.32参照），噴射角を調(3) 数値解析による土塊の影響調査

整することでCJの切削能力を高めることができる可能性a) 解析概要が示された．ただし，噴射角を大きくすると，切削・攪施工手順を工夫することによって土塊の混入を抑制し，拌される領域が狭くなってしまう恐れもあり（森川ら，良好な先端根固め部を築造することは可能であると思わ- 22 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

図-3.28

図-3.31

case2の先端根固め部の外観と内部の状況（丸case6（左）とcase9（右）の先端根固め部外観

固み部に土塊が混入）

図-3.29図-3.32

case1の先端根固め部外観と内部の状況

図-3.33

case7の先端根固め部外観と内部の状況

case4の先端根固め部の内部の状況なり，不適切と考えられるためである．鋼管の剛性は高図-3.30case5の先端根固め部の内部の状況（画面右側

く，杭径方向への変形は小さいと考えられるため，円柱に砂質土が多く混入）状の杭の1つの断面を取り出して平面ひずみ条件として解析してもあまり問題はないと判断した．これに対応しれるが，小さな土塊まで全く残留しないと言い切ることて，鋼管杭の拘束効果を模擬するために鋼管杭側方にフは難しい．そこで，数値解析により，先端根固め中に土ープテンションバネを設けている．また，杭上端部につ塊が存在する場合に，杭の挙動がどのように変化するか

いては，剛性の高い要素（変形係数を鋼材の10倍に設定）

確認することを試みた．

を設け，上端部を剛体要素で連結して杭上端部が外側に

解析には MSC Software 社製の Marc / Mentat 2010r2

開くことを防いでいる．境界条件は，モデル下端は固定を用いた．解析に用いたモデルを図-3.34に示す．解析モ

端とし，側方は地盤の拘束圧として340kPaを作用させてデルでは，鋼管杭の杭径を1300mm，板厚19mm，先端根固いる．

め部の直径を1625mm（杭径の1.25倍）とした．鋼管杭の鋼材は線形弾性とし，モルタルについては拘束圧依存

内側にはD13mm相当の鉄筋を5段取り付けている．解析条性を考慮できるように線形の Drucker - Prager 則を用

件は平面ひずみ条件とした．これは，軸対称条件を用いいた．鋼材の変形係数 E は205000N/mm2，ポワソン比  はると土塊が円盤あるいはドーナツ状に配置された条件と0.3とした．モルタルの圧縮強度 Fc は16N/mm2とし，これ- 23 -

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

久男・中元

靖英

load
rigid element
high rigidity member
400

hoop tension springs

175

case2

950

300

steel pile

case3
shear keys

1650

5@300

case4

350
700

case5

unit: mm

150

case6

19

13
1300

図-3.351300

各計算ケースの土塊層の配置

mortarunit: mm

端根固め下部とした4ケースの合計5ケースである．各ケ

1625

図-3.34ースの土塊層の配置を図-3.35に示す．また，さらに極端解析モデルの概念図なケースとして，図-3.35に示した杭先端下部にブロック状に土塊が存在するケース6についても計算した．このケ

表-3.5

E
mortarsoil(N/mm2)
21000
13800

解析に使用した材料定数ースは，前項の実験で，切削不良により築造された先端





c

crack

0.2
0.2

(˚)
20
20

(N/mm2)5.60
0.56(N/mm2)1.46
0.31

根固め部の下部がつらら状になる例が観察されたことに対応したものである．
b) 解析結果
各ケースにおける杭頭変位6mm，8mm時（ケース1は7mm，8mm時，ケース6については5mm，7mm時）の塑性域の分布に合わせて材料定数を表-3.5に示した値に設定した．モ（相当塑性ひずみによる判定）を図-3.36に示す．ケース

ルタルと鋼材の接触部分には摩擦条件を設定し，摩擦係

1〜5では杭頭変位が小さい間は土塊層とずれ止め筋の下数を0.6とした．また，土塊部を設ける場合は，該当部分部が塑性化しており，ずれ止め筋の支圧により杭頭荷重の要素の圧縮強度をモルタルの1/10とすることで表現しが分担されているものと考えられる．その後，杭頭変位

た．土塊部分の要素に対して設定した材料定数は表-3.5が大きくなると，杭先端下部のモルタルに塑性域が広がに示したとおりである．なお，土塊部の強度をモルタルっていく．土塊層の位置により若干の違いはあるが，全の1/100とした場合や，ポワソン比を0.45とした場合につ体的な傾向としては全ケース共通している．ケース6では，いて別途試計算を実施し，後で述べる計算結果には大き杭頭変位が小さい時点ですでに杭先端下部に塑性域が見くは影響しないことを確認している．

られるが，その後ずれ止め筋下部の塑性域の拡大が見られ，ずれ止め筋が効果を発揮していることがわかる．

あらかじめ予備検討として，平面ひずみ条件でフープ
テンションバネの剛性を変化させた試計算を行うともに，

各解析ケースで得られた杭頭荷重と杭頭変位の関係を

軸対称条件でも計算を行って，適切なフープテンション

図-3.37に示す．平面ひずみ条件で計算しているため，計バネの剛性を検討した．その結果から，フープテンショ

算で得られた杭頭荷重・杭頭変位がそのまま実杭の荷

ンバネの剛性を37800N/mm と設定したが，軸対称条件で計重・変位に対応するものではないが，解析ケース間の傾算するよりは拘束効果はやや低い．

向を比較するには有効である．

2

ここでは，極端な場合として，土塊が層状に存在する

図-3.37より，杭頭変位が非常に大きい範囲での杭頭荷条件で計算を行った．土塊層なしのケース，土塊層の位重にはケース間の差が見られるが，荷重が小さい範囲，

置が杭先端より上部，杭先端，先端根固めの中央部，先特に曲線勾配の変化点まではほとんど差が見られないこ- 24 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

杭頭変位7mm

8mm

6mm

8mm

ケース1

6mm

6mm

ケース2

8mm

6mm

8mm

ケース4

5mm

ケース5
図-3.36

8mm
ケース3

7mm
ケース6

塑性域分布図60以上のようなことから，先端根固め部に多少の土塊が存在する場合でも，杭の全体的な挙動に影響するような

50

load at head (MN)

ことはないと結論付けられる．
40

3.4

30

大径鋼管杭に対応したRSプラス工法

以上により，RSプラス工法を大径鋼管杭に適用する際の検討課題については，設計の考え方を除き解決できた．

20

case1
case2
case3
case4
case5
case6

10

0

0

10

20

30

40

大径鋼管杭への対応のために，現行のRSプラス工法から変更する点をまとめると以下のようである．
・杭先端外周面のリブプレートを廃止する．これに伴い，

50

先端根固め部の拡径効果は期待しないこととする．

displacement at head (mm)図-3.37杭頭荷重と杭頭変位の関係

・杭周に配置したノズルの噴射方向を斜め下方とする．
また，杭先端に内リブを設け，内リブに鉛直方向，水平方向に向けた噴射ノズルを配置する．

とが確認できる．先端根固めの一部に弱部がある場合でも，他の部分が軸力を負担するため，先端根固め部のあ・原位置地盤の調査結果等から，先端根固め部内への土る程度の範囲まで塑性域が広がる状況に到るまでは，挙塊の残留が心配される場合には，WJによる支持層の切動に大きな差は出なかったと考えられる．

削工程を追加実施する．
- 25 -

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

なお，杭周面へのセメントミルクの注入については，

G.L.-

ノズル配管の配置間隔等に注意すれば，現行のRSプラス

(m)

久男・中元

土質区分

10

工法と大きく変わらない条件で施工することが可能と思

SPT-N
20 30

40 50

1
埋土
2
3
4
5
細砂
6
7
シルト
8
細砂
9
10 シルト混じり細砂11 貝殻混じり
細砂
12
細砂
13
14
15
16
細砂
17
18
19
20

われる．

4. 実大杭の押込み試験
4.1

靖英

試験方法

3.4でとりまとめた大径鋼管杭に対応したRSプラス工法により杭径1300mmの実大杭を施工し，載荷試験を行う
ことでその軸方向抵抗力を検討する．
載荷試験は，JGS1811-2002 杭の押込み試験方法（地盤工学会，2002）に準拠して実施した．試験を実施したのは千葉県富津市の新日鐵住金株式会社技術開発本部構内である．実施地点の柱状図を図-4.1に示す．G.L.-7m付近に存在する層厚約1mのシルト層を除き，砂質土を主体とする地盤である．G.L.-13m以深の砂層よりN値が連続して50を超えていることから，この層を支持層として選定した．支持層の上面はG.L.-13.4mである．
使用した鋼管杭はSKK490で，杭径 D は1300mm，板厚 t
は25mmである．杭先端形状及びノズルの配置については，

図-4.1

前章の検討結果に基づき，大径鋼管杭に対応した仕様と試験地点の土質柱状図している．杭先端形状及びノズルの配置を図-4.2に示す．

1300

載荷試験用の杭の施工では先端根固め部の土塊の残留

G.L.-13.4mを考慮せず，通常どおりの施工過程を採用した．つまり，支持層上面より 3D の深さまでWJを噴射しながら杭を沈設し，CJに切り換えて支持層上面まで杭を引き上げ，さ25

shear keys
hs = 13horizontal jet

らにCJを噴射しながら杭先端位置が支持層上面から 2D

inner plate19となるまで杭を降下させて，定着させた．最終的な鋼管

6@250= 1500vertical jet

杭先端位置はG.L.-16mであり，さらにその1.3m程度下部までは先端根固め部が築造されているものと考えられる．

angled jet(18˚)

使用した鋼管杭の杭長は18mであり，地上部に2m突出した
図-4.2

状態となった．

150(unit: mm)

試験杭の先端形状（支持層内の部分）．図右端の
黒三角はひずみゲージ設置高さを示す．

なお，本試験で使用した試験杭は，森川ら（2014）が高圧噴射による地盤切削・攪拌性能の検討の一環としてに実施した実地盤での根固め築造実験のため作製した杭浅い部分では杭周面に摩擦低減材（日本化学塗料株式会を利用したものである．詳しい施工状況等については，社製ラブケミカ）を塗布することで周面抵抗の低減を図

森川ら（2014）を参照されたい．

った．

本試験では，先端抵抗力の検証を主たる目的とした．

鋼管杭には，図-4.3に示す深度方向8ヶ所にひずみゲー

これは，杭周面については，ノズルの配置間隔を十分にジを貼付した．1ヶ所につき4つのひずみゲージを杭周方考慮することで鋼管杭の杭径によらず同様な施工条件に

向に等間隔に設置している．また，最下段のひずみゲー

よりセメントミルク注入を行うことが容易で，周面抵抗

ジと同じ高さ（鋼管杭先端から775mm上方）に先端変位計の推定には菊池ら（2009）が提案した式(2.3)をそのままを設置した．先端変位計は杭周方向に等間隔に2個設置し利用できると考られるためである．そのため，試験用のた．ひずみゲージの計測値から軸力等を計算する際には，杭の周面へのセメントミルク注入は行わず，支持層より

4つのゲージの平均値をその深度におけるひずみの値と- 26 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

2m

G.L. - (m)
0.000

4.000

16m

7.350

11.25013.40014.22514.72515.225

図-4.3

図-4.4

載荷試験結果総合図

一方，杭先端の変位量については，杭先端変位計で計測

ひずみゲージの設置深度した値が先端根固め部の変位を代表するものとして取りして採用している．同様に，先端変位計についても2個の扱うこととする．

変位計の計測値の平均値を先端変位量とした．
なお，地表面（G.L.-0.0m）に設置した最上段のひずみ

4.3

試験結果

ゲージについては，4つのゲージによる計測値が大きくば(1) 試験結果の概要

らつき，その平均値から求められる軸力が載荷重と対応載荷試験の試験結果総合図を図-4.4に示す．第3サイク

しない結果となった．これは，施工上の理由で杭頭に設ルの最終荷重18000kNにおいて変位が急増し，第二限界抵

けた補剛リブ等の影響を受けたことによるものと考えら

抗力に相当する荷重に近付いていると判断された．そのれる．そのため，このひずみゲージの計測値は採用せず，ため，第3サイクル終了時に除荷をせず，引き続き新規荷地表面での軸力は載荷重に等しいものとして試験結果の重段階として19500kNの載荷を行うこととした．19500kN

整理を行っている．

の荷重段階において，保持時間が約1分経過したところで杭の施工を終え，32日間養生した後に載荷試験を実施

杭先端の変位量が杭径の10%に相当する130mmに達した．

した．載荷方法は段階載荷・多サイクル方式で，1サイク

その後しばらくは荷重を保持したが，最終的には19500kN

ルあたりの新規荷重段階は4段階とした．新規荷重段階のの荷重段階の保持時間7分をもって試験を終了した．この荷重増分は1500kN，保持時間は30分とした．なお，サイ時点における杭頭の変位量は157mm，杭先端の変位量はクル間のゼロ荷重段階では15分の間隔を設け，履歴内の146mmであった．

荷重段階における保持時間は2分とした．

(2) 第一限界抵抗力
杭頭における荷重 P と変位 S の関係を図-4.5に示す．

4.2

杭先端の荷重及び変位の考え方

図-4.5では，杭頭での荷重が13500kNに達したところで2.1で述べたとおり，現行のRSプラス工法の設計では，

log P - log S 曲線に明確な折れ点が現れている．この先端根固め部の底面に作用する抵抗と，先端根固め部のことから，この試験杭の第一限界抵抗力は13500kNと推定

周面に作用する抵抗をあわせて先端抵抗として整理してされる．この時，杭先端の荷重は7390kNであった．

いる．つまり，先端根固め部全体をもって杭先端とする(3) 第二限界抵抗力の推定

考え方であり，本検討においてもこれを踏襲することと杭先端の変位が杭径 D の10%に達した最終の19500kNする．

の荷重段階では，荷重を30分保持することができなかっこれに対応するため，以下の考察においては，杭先端た．そのため，計測された最終の変位は19500kNの荷重にの荷重を鋼管杭の先端から 2D 上部（支持層の上面であ対して過小であり，計測値をそのまま用いてデータ整理

り，想定される先端根固め部の上端に対応する深度）にを行うと，第二限界抵抗力を過大に見積る恐れがある．

おいて作用する軸力として整理した．文中で単に「杭先そこで，19500kNの荷重段階における7分間の計測データ

端の荷重」などと表現した場合はこの値を指している．

を基に，この荷重段階を規定の保持時間である30分継続- 27 -

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

100000

正和・山下

久男・中元

靖英

20000

load at pile head (kN)

15000

load (kN)

10000

1000

10000

5000

point of pilehead of pile
0

100
0.1

1

10

100

図-4.7

200

250

杭頭及び杭先端における荷重と変位の関係．図01500kN
3000kN4500kN
6000kN
7500kN
9000kN
10500kN
12000kN
13500kN
15000kN
16500kN
18000kN
19500kN-2-4-6

G.L. (m)settlement at pile head (mm)

150

150

中の黒塗潰し点が実測値，白抜き点が補正値．

1500kN
3000kN4500kN
6000kN
7500kN
9000kN
10500kN
12000kN
13500kN
15000kN
16500kN
18000kN
19500kN (head)
19500kN (point)

200

100

1000

杭頭における荷重と変位の関係

250

50

displacement (mm)settlement at pile head (mm)

図-4.5

0

100

-8
-10
-12

50
-14
0

1

10

-16

100

0

elasped time (min)

図-4.6

4000

8000

12000

16000

20000

axial load (kN)

荷重保持時間と杭頭変位の関係

図-4.8

軸力の深度分布した場合に発生したと想定される変位量を推定し，その（載荷試験終了時の変位量の実測値も同時に示してい変位量を用いて第二限界抵抗力を求めることを試みた．

る）．図-4.7より，杭先端が杭径の10%変位した時の杭先

図-4.6に各荷重段階毎の保持時間 t と杭頭変位 S の端の荷重を読み取ると11000kNとなる．これに対応する杭関係を示す．最終の荷重段階19500kNについては，杭先端頭の荷重は18700kNである．この値を本試験における第二の変位量の推移もあわせて図示している．図-4.6に示し

限界抵抗力の推定値として用いる．

た S - log t 曲線は，一般に荷重が小さい間は傾きが小
さく直線状で，第一限界抵抗力に対応する荷重を超える

4.4と各荷重段階に対応する曲線間の間隔が広くなり傾きが試験で計測された各荷重段階毎の軸方向力の分布を図

大きく，さらには下に凸の形状を呈しはじめる（地盤工-4.8 に 示 す ． 試 験 方 法 で 説 明 し た と お り ， 支 持 層学会，2002）．ここでは，19500kNの荷重段階の7分間の計（G.L.-13.4m以深）より上部においては，杭の周面抵抗

測値を線型近似することで30分保持した場合の変位量をを低減するため，杭周面に摩擦低減材を塗布している．

求めることとした．近似曲線は図-4.6に点線で示したと

しかしながら，図-4.8によると支持層より上部においておりである．これにより，19500kNの荷重を30分保持したも深度方向に軸力の変化が観察されており，周面抵抗が場合の変位量は，杭頭で214mm，杭先端で203mmと推定さ発現していることが確認できる．

れた．

周面抵抗力の評価

各計測区間における杭と地盤との相対変位と杭周面抵

杭頭及び杭先端における荷重と変位の関係を図-4.7に抗力度との関係を図-4.9に示す．データに多少のばらつ

示す．図-4.7中の塗りつぶしの点は変位の実測値，白抜きが見られるが，いずれの区間においても周面抵抗が上きの点は先述の推定値を用いた場合のプロットである

限に達している様子が見られる．図-4.9より，支持層よ- 28 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

0-4.0m
4.0-7.4m
7.4-11.3m
11.3-13.4m
13.4-14.2m
14.2-14.7m
14.7-15.2m

500

400

300

200

100

0

0

50

100

150

25

2

intensity of point bearing capacity (kN/m )intensity of shaft resistance (kN/m2)

600

20

15

10

5

RS plusDriving
0

200

0

200

図-4.9

400

600

800

1000

1200

1400

diameter of pile (mm)relative displacement (mm)図-4.10

計測区間毎の地盤に対する相対変位と周面抵抗

鋼管杭径と先端抵抗力度の関係

力度の関係

り上部においては，40〜200kN/m2程度の周面抵抗が生じて試験と同等な杭径600mm，800mmの2つの試験では，第二限いることがわかる．これらの値は，2.1で述べた現行のRS

界抵抗力時の先端抵抗力がそれぞれ6199kN，8767kNであプラス工法における周面抵抗力度の特性値 rfki と概ね整ったと報告されている．先端抵抗力度は21900kN/m2 ，合した値となっている．このようなことから，先端根固17500kN/m2である．また，高橋ら（1999）は，今回の載荷め部を築造する際に噴射したセメントミルクの一部が杭試験と同じ試験地で打撃工法により施工した鋼管杭の載周面に沿って支持層上部に供給され，ソイルセメントと荷試験を実施している．試験杭は杭径800mmの開端杭，打なって付着力を発現したため，摩擦低減材の効果が発揮

設長は15.2mであり，支持地盤は今回と同じ砂層である．

されなかったものと思われる．

この試験で得られた第二限界抵抗力に対応する荷重（杭2一方，支持層内（G.L.-13.4m以深）においては，200kN/m

先端沈下量が杭径の10%に相当する荷重）時の杭先端でのを超えるような大きな周面抵抗が生じていることが図

荷重は3700kNと読み取れ，先端抵抗力度は7360kN/m2とな-4.9より確認できる．この周面抵抗は先端根固め内部にる．

おいて鋼管杭とソイルセメントとの間で作用しているも以上の各試験結果について，先端抵抗力度と鋼管杭のので，杭内外周面とソイルセメントとの摩擦力（付着力）

杭径の関係を図示すると図-4.10のようになる．杭径に加え，ずれ止め筋部の支圧も含んだ値である．前述の600mm，800mmのRSプラス工法の杭では，先端根固め部がとおり，本検討では支持層上面位置をもって杭先端と考拡径されているので，鋼管杭の単位面積当りの先端抵抗えているため，ここでは支持層内の周面抵抗については力として先端抵抗力度を計算すると大きな値となる．仮議論しない．

に先端根固め部の断面積が鋼管杭の断面積の2倍となっていると考えると，今回の杭径1300mmの杭の先端抵抗力

4.5

先端抵抗力の評価

度は杭径800mmの杭のそれと近い値になっている．これに(1) 先端抵抗力度

ついては5章で詳しく検討する．

RSプラス工法における先端抵抗力には，先端根固め部

一方，杭径800mmの打撃杭と今回の杭径1300mmのRSプラの底面・周面の抵抗力を含んでいるため，先端抵抗力度

ス工法の杭では，先端抵抗力度が同程度である．鋼管杭（単位面積あたりの先端抵抗力）を考えることは難しい．

を打撃工法で施工した場合は，杭径が増大するとともにしかしながら，ここでは一つの目安として，試験で得ら閉塞効果が低下し，先端抵抗力度は減少すると考えられれた先端抵抗力を単に鋼管杭の断面積 Ap で除したもの

る．この点を考慮すると，今回のRSプラス工法で施工しを先端抵抗力度とし，過去に行われた載荷試験と比較す

た杭径1300mmの杭は，打撃工法で施工した同じ杭径の杭る．

よりも大きな先端抵抗力度を有しているのではないかと

今回の載荷試験で得られた第二限界抵抗力時の杭先端推測される．

2の荷重は11000kNであり，先端抵抗力度は8290kN/m と計算(2) 第二限界抵抗力時の杭先端部の破壊形態

される．一方，菊池ら（2009）が実施した現行のRSプラ

森川ら（2014）は，今回の載荷試験に用いた試験杭にス工法で施工した杭の載荷試験のうち，支持層が今回のついて，載荷試験後に鋼管内のボーリング調査を行って- 29 -

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

久男・中元

靖英

が大きい領域では，杭径1300mmのRSプラス杭の曲線勾配0displacement at point (mm)は比較的大きく，他の杭よりも沈下しやすい傾向がある
25

と言える．
RSプラス工法の場合，先端抵抗に先端根固め部の周面50

抵抗が含まれているため，比較的小さい杭先端変位で大75

きい抵抗が発揮されたのではないかと推測される．一方，荷重が大きくなり杭が地盤に押し込まれると，打撃杭で100

RS plus, D = 1300mm
600mm
800mm
125
Driving, D = 800mm
1500mm
150

0

3000

は先端閉塞の発達が期待されるのに対し，RSプラス工法の杭では抵抗が増大する要因が無いため，RSプラス工法
6000

9000

の杭の方が沈下しやすい．特に杭径1300mmのRSプラス工

12000

load at point (kN)

図-4.11法の杭では，先端根固め部が拡径されておらず，先端根杭先端の荷重と沈下の関係

固め部全体の抵抗に占める周面の抵抗の比率が杭径600mm，800mmの場合よりも大きいため，より顕著にその傾向が現れたのではないかと思われる．

おり，その結果によると，先端根固め部（地盤改良体）に大きな損傷は生じていないようである．また，仮に先5. 大径鋼管杭に対応したRSプラス工法の設計

端根固め部が破壊すると，その破壊の形態にもよるが何らかの応力の再配分が発生する．その際，先端根固め部が負担していた軸方向荷重の一部が鋼管杭へ配分され，

5.1

周面抵抗

鋼管杭に生じる応力の発生状況が変化するものと思われ4.4で述べたとおり，載荷試験の際には周面抵抗の検証

る．先に図-4.8に示した載荷試験時の軸力分布を改めてを対象とせず摩擦低減剤を杭周面に塗付したにも関わら確認すると，荷重が増加しても支持層内における軸力分ず，結果的に現行のRSプラス工法の設計値以上の周面抵

布の形状は大きくは変化していない．従って，試験中に抗力が確認された．また，3.4で述べたとおり，周面への先端根固め部が大きく破壊するようなことはなく，先端確実な注入に関しては注入に用いる配管の配置に注意す

根固め部全体として一定の健全性を保っていたものと推ることが重要で，大径杭への適用にあたって特に設計上測される．

の考慮は必要ないものと思われる．このようなことから，

以上より，今回の載荷試験においては，先端根固め部

大径鋼管杭に対応したRSプラス工法においても，現行のの周辺の地盤が破壊することで杭の第二限界抵抗力が決RSプラス工法と同じ以下の式を用いて周面抵抗力の特性定されており，杭体は先端根固め部を含めて試験終了時

値 Rfk (kN) を推定すれば良いと考えられる．

Rfk =  rfkiAsi

まで健全な状態を維持していたと判断される．

(5.1)
2

ここで，rfki は i 層の平均周面抵抗力度 (kN/m ) であ

(3) 荷重沈下特性
今回の載荷試験で得られた杭先端における荷重沈下関る．i 層が砂質土の場合，rfki は砂質土の平均N値 N から係（杭先端荷重と杭先端変位の関係）を，菊池ら（2009）

5N (kN/m2) として算定できる．ただし，rfki の最大値はの現行のRSプラス工法の杭（杭径600mm，800mm）及び高200kN/m2とする．i 層が粘性土の場合，rfki = 10N (kN/m2)

橋ら（1999）の打撃施工された杭（杭径800mm）の試験結又は rfki = ca (kN/m2) とし て算 出し ，そ の最 大値 は果と比較したものを図-4.11に示す．また，より大規模な

150kN/m2とする．ca は粘性土層の平均付着力である．ま

杭として，試験地点は異なるが杭径1500mmで砂層に打撃た， Asi は i 層において地盤と接している杭の周面積施工された杭（才村ら，2005）についても参考のため図(m2) であり，杭の周長 Us (m) と i 層の層厚 l (m) のに示している．

積として求められる．

図-4.11より，今回載荷試験を実施した杭径1300mmのRS

なお，先端根固め部の周面抵抗は先端抵抗として計上

プラス工法の杭径1300mmの杭は，他のいずれの杭よりもされることから，式(5.1)で周面抵抗を推定する際には先初期の曲線勾配が小さく，少ない沈下量で大きな抵抗力

端根固め部の周面抵抗は対象外とする．また，杭の周面を発揮している．また，いずれの杭においても荷重が増にネガティブフリクションが作用する場合などの特別な加すると曲線の勾配が変化し沈下量の増分が大きくなる

条件の際には，本工法の適用には別途十分な検討が必要

傾向があるが，杭径1300mmのRSプラス杭ではその変化点である．

が現れる荷重が他の杭よりもかなり大きい．一方，荷重- 30 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

5.2

先端抵抗

300

4.5で触れたとおり，RSプラス工法で施工した杭におい

0kN/m2200kN/m2

250ても杭径が大きくなると先端抵抗力度が低下することが懸念される（図-4.10参照）．従って，RSプラス工法で施200c工された大径鋼管杭の先端抵抗力を推定する際には，そ150の先端抵抗力度の低下をどのように考慮するかが問題となる．そこで，RSプラス工法で施工した杭について，菊100

池ら（2009）が実施した杭径600mm及び800mmの杭，本研50究で実施した杭径1300mmの杭の載荷試験について，試験結果をさらに精査し，先端抵抗力の推定方法を検討する．

0

0

500

(1) 先端抵抗力係数の推定

1000

1500

2000

diameter (mm)図-5.14.2で述べたとおり，RSプラス工法により施工された杭底面の抵抗力係数と杭径の関係の先端抵抗は，先端根固め部の底面に作用する抵抗と周面に作用する抵抗を合わせたものとして整理している．

ここで，n は定数で，現行のRSプラス工法では n2 = 2，

そもそも，載荷試験において，先端根固め部の周面に作

大径鋼管杭に対応したRSプラス工法では n2 = 1 である．

用する抵抗力と底面に作用する抵抗力を分離して計測す式(5.3)と式(5.4)から式(5.5)が導かれる．

ることは技術的に困難である．しかしながら，周面の抵Rpp = cn2 NAp(5.5)

抗と底面の抵抗とではその発生機構が異なるため，杭径

一方，先端根固め部の周面の抵抗力 Rpf については，の変化によりこれらの抵抗力が受ける影響も異なるもの

式(5.1)で示した周面抵抗力の推定式が適用できると仮と考えられる．従って，先端抵抗力に対する杭径の影響定する．先端根固め部の周面抵抗力度を rpf とすると，を考慮するためには，先端抵抗力を周面抵抗力と底面抵

先端根固め部の周面に作用する抵抗力 Rpf (kN) は式

抗力とに分離して検討する必要がある．

(5.6)により求められる．

Rpf = DbHb rpf

まず，杭の軸方向抵抗力を推定する際に一般的に適用(5.6)

される，軸方向抵抗力が先端抵抗力と周面抵抗力の合計

ここで，Hb は先端根固め部の高さ，Db は先端根固め部であるとの考え方を踏襲し，先端抵抗 Rp が先端根固め部の直径である．RSプラス工法では，現行型・大径鋼管杭の底面に作用する抵抗 Rpp と周面に作用する抵抗 Rpf の対応型を問わず，先端根固め部の高さ Hb は鋼管杭の杭径合算により求められるものとする．

D の3倍程度となる．また，式(5.4)の関係から，先端根Rp = Rpp + Rpf(5.2)

固め部の直径 Db と鋼管杭の杭径 D の間には以下の関係

先端根固め部の底面の抵抗力 Rpp は通常の杭の先端抵が成り立つ．

抗と同様に地盤の強度に依存するものと考えられる．そDb = n D

こで，打撃工法により砂地盤に施工された杭の先端抵抗

さらに，Ap = D / 4 であることを考慮すれば，式(5.6)

(5.7)
2

力の推定式（日本港湾協会，2007）を参考に，先端根固は以下のように書き変えることができる．

め部の底面に作用する抵抗力 Rpp (kN) が式(5.3)で表わ

Rpf = 12n Aprpf

されるものと考える．

さて，いずれの載荷試験においても，先端根固め部は N

Rpp = c NAb

(5.8)

(5.3)

= 50 の支持層（砂層）内にある．先端根固め部の周面にここで，c は定数であり，底面の抵抗力係数と呼ぶこ

働く周面抵抗力を推定することは難しいが，一つの目安とにする．Ab は先端根固め部の断面積である．現行のRSとして鋼管杭周面のソイルセメントと同程度の周面抵抗プラス工法では先端根固めが拡径されているので， Ab は

力 度 が 働 く と す る と ， 5.1 よ り 周 面 抵 抗 力 度 rpf は

鋼管杭断面積 Ap の2倍となる．一方，大径杭対応のRSプ

200kN/m2と推定される．そこで，載荷試験で得られた第二ラス工法では拡径は期待していない．その場合でも先端

限界荷重時の杭の先端抵抗（先端根固めの上端での抵抗）

根固め部の直径 Ab は鋼管杭径 Ap の1.2倍程度になるがを Rp として，式(5.2)，(5.5)，(5.8)から，先端根固め（森川ら，2014），ここでは安全のためこの拡径を見込ま部の底面の抵抗力係数 c を求めると図-5.1のようになず Ab = Ap と考える．そうすると，Ab と Ap の関係を以る．図-5 .1には，先端根固め部の周面抵抗力 Rpf をゼロ下の式で表すことができる．

とした場合についても参考のため示している．

2

Ab = n Ap(5.4)

図-5.1より，杭径600mmと800mmの間で底面の抵抗力係- 31 -

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

久男・中元

靖英

とともに急激に減少していくが，先端抵抗力係数 c´ はあ
まり変化せず，150近辺の値で安定していることが確認できる．
周面抵抗力度をゼロとすると，先端抵抗力はすべて先端根固め部の底面の抵抗力に起因するものとなる．一方，周面抵抗力度を550kN/m2とすると，杭径1300mmの杭では先端抵抗力の80%程度，杭径1600mmの杭では先端抵抗力のほぼすべてを先端根固め部の周面抵抗で負担する状況となっている．従って，周面抵抗力度を0〜550kN/m2の間で変化させた本検討は，非常に幅広い状態を仮定したものと言って良いと考えられる．
図-5.2

抵抗力係数と周面抵抗力度との関係(2) 先端抵抗力の推定式
前項で述べたとおり，大径鋼管杭対応のRSプラス工法

数 c が大きく低下するものの，杭径800mmと1300mmの間で施工された杭径1600mmの杭について，先端抵抗力係数では緩やかな低下にと どま っている ．杭 径800mmからが150程度確保されることが確認できた．また，杭径1300mmの間で c が直線的に変化すると考えると，図-5.1

1600mmまでの杭については，森川ら（2014）により先端中の破線のようになる．この破線をさらに延長すると，根固め部の築造性が確認されている．このようなことか

杭径が1600mmの時，底面の抵抗力係数 c は104と推定さら，本研究で開発した大径鋼管杭に適用可能なRSプラス

れる．なお，先端根固め部の周面の抵抗力をゼロ（先端工法の適用可能な杭径の上限を1600mmとし，その範囲に抵抗力はすべて底面の抵抗力）と考えた場合には，杭径おいて先端抵抗力係数が150以上確保できるとして，先端1600mmに対する c は159である．

抵抗力の推定式を構築する．
推定式は，現行のRSプラス工法（杭外周面にリブプレ

ところで，式(5.2)，(5.5)，(5.8)をさらに整理すると，ートを設け先端根固め部を拡径する）と，本研究で開発

先端抵抗力 Rp を以下のように表すこともできる．

Rp = ( c + 12 rpf / N ) NAp = c´ NAp

した大径鋼管杭に対応したRSプラス工法（リブプレート(5.9)

ここで， c´ は先端抵抗力係数などと呼称される定数で，は設置せず拡径を期待しない）で統一した方が便が良い．

2.1で述べた現行のRSプラス工法の先端抵抗力の推定式

また，日本港湾協会（2007）に示された打撃工法によりにおいては c´ = 300 である．一方，杭径1600mmへの適用施工された杭の先端抵抗の推定式とも概念的に整合させることが望ましい．

2を念頭に，周面抵抗力度 rpf = 200 (kN/m )，支持層のN

そこで，RSプラス工法の先端抵抗力の特性値 Rpk を推

値 N = 50，先に求めた先端根固め部の底面の抵抗力係数定する式として式(5.10)を提案する．

c = 104 を式(5.9)に代入すると c´ = 152 が得られる．
このように，大径鋼管杭に対応したRSプラス工法においRpk = 300N Apては，先端抵抗力係数が現行のRSプラス工法のほぼ半分

ここに， は地盤強さに関する補正係数であり，RSプ(5.10)

ラス工法の場合0.5とする．また， は有効面積に関するになると考えられる．

補正係数であり，現行のRSプラス工法では2，大径鋼管杭

ここまでの検討においては，先端根固め部の周面の抵対応のRSプラス工法では1とする．

抗力について，式(5.1)の推定式から周面抵抗力度 rpf を
200kN/m として計算を進めてきた．しかしながら，先端根なお，日本港湾協会（2007）に示された打撃工法によ固め部の周面にどの程度の抵抗力が作用しているかにつり砂地盤に打設された杭の先端抵抗力の推定式は式

いては十分な知見がなく，極めて不明確である．そこで，(5.11)のとおりである．

2

周面抵抗力度を0〜550kN/m の間で変化させ，以上で説明

Rp = 300NAp

してきたものと同じ手法により c 及び c´ を求めて，こ

ここで，Ap が杭先端の面積ではなく，杭の有効面積と2(5.11)

されていることに注意が必要である．日本港湾協会（2007）

れらの係数の周面抵抗力度に対する感度を検討した．
周面抵抗力度 rpf と底面の抵抗力係数 c，先端抵抗力

では，開端杭の有効面積は先端の閉塞の程度を考慮して

係数 c´ の関係を図-5.2に示す．計算対象は大径鋼管杭対設定することとされている．一方，式(5.10)では，Ap は応のRSプラス工法で施工された杭径1600mmの杭である．

式(2.2)で計算されるいわゆる鋼管杭断面積である．そし図-5.2より，底面の抵抗力係数 c は周面抵抗力度の増大て，有効面積は Ap で表されていると考えることができ- 32 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

る．式(5.10)のように補正係数  を取り入れることで，分での支圧破壊の有無を照査することで確認できる．杭打撃工法の推定式を包含して表現することができる．打内のモルタルの押抜き破壊に対する支圧耐力 Rs は，支圧撃工法の場合， は一般に閉塞率と呼ばれる値に相当す

面積（ずれ止め筋の投影面積）に支圧強度 b を乗じるこ

るということになる．

とで求められる．

一方，式(5.10)の係数  は，同じ地盤であっても杭のRs =  ( D - 2t - hs ) hsmb(5.12)

施工法によって発現する抵抗力が異なることを表現する

ここで，t は杭の肉厚，hs はずれ止めの突起高さ（ずれ係数である．一般的に打撃工法による杭の打設が最も大

止め筋の径），m はずれ止め筋の設置段数である．3.2のきな抵抗力を得ることができることから，この時の先端実験結果より，支圧倍率 a = 4 は確保できると考えられ抵抗力度 300N を基準とし，施工法に応じてこれを低減るから，式(5.12)はモルタルの圧縮強度 c を用いて式するという考え方である（もちろん今後の新しい工法の(5.13)に書き変えることができる．

登場により  ≥ 1 となるケースも起こり得る）．

Rs = 4 ( D - 2t - hs ) hsmc(5.13)

以上のように，式(5.10)は，現行型・大径杭対応型双式(5.13)により求められる Rs がずれ止め筋により負方のRSプラス工法の先端抵抗力を推定する式であると同担される軸力より大きければ押抜きによるモルタルの破時に， = 1， を閉塞率とすることで，打撃杭の先端抵壊は生じない．ずれ止め筋により負担される軸力を推定

抗力も表すことができ，包括的な杭の先端抵抗力の推定

することは難しいが，最も大きな場合として先端抵抗力式になり得るものと思われる．

に相当する軸力のすべてをずれ止め筋の支圧により支え

なお，以上の検討では，先端根固め部は破壊せず，地ると考えれば安全側の判断ができる．

盤が破壊することにより先端抵抗力が決定されると考え

ここで，本研究で実施した杭径1300mmの杭について式ている．地盤のN値については50を上限とする場合が多い(5.13)に基づく試算を行う．試験杭の形状は図-4.2に示が，実際にはさらに強固な地盤である場合も想定される．

したとおりである．各数値を式(5.13)に代入すると，支

このような場合については，先端根固め部の耐力によっ

圧耐力 Rs は18200kNとなる．載荷試験における第二限界て杭の先端抵抗力が決定される可能性もあることに注意

抵抗力時の先端抵抗力は11000kNであるから，杭内のモルする必要がある．

タルの破壊に対しては十分な耐力がある．このように，支圧倍率が大きいことから，杭内のモルタルに押抜き破5.3

壊が生じないようずれ止め筋の諸元を定めることはあま

先端根固め部の耐力

RSプラス工法では，地盤の破壊により杭の限界抵抗力

り難しいことではない．ただし，3.2でも述べたとおり，が支配されると考えており，先端根固め部は破壊しない

ずれ止め筋部分での支圧破壊が生じることを仮定していと考えている．従って，5.1及び5.2で示した推定式で杭るので，支圧破壊が挙動を支配するようなずれ止め筋のの軸方向抵抗力を推定する際，あわせて先端根固め部が突起高さ hs，設置間隔 ss になるよう考慮する必要があ

破壊しないことを別途確認しておく必要がある．ここでる．園田ら（1998）やAmerican Petroleum Institute（2010）

は，大径鋼管杭に対応したRSプラス工法を念頭に先端根を参考に，hs / ss ≤ 0.1 程度となるように設置すれば良固め部の耐力を検討する．現行のRSプラス工法についていと思われる．
(2) 杭下端部のモルタルの耐力

は，菊池ら（2009）を参照されたい．
先端根固め部の耐力については，3.2を参考に検討する

3.2で検討したとおり，杭先端下部のモルタルの耐力 Rb

ことができる．3.2で述べたとおり，先端根固め部の耐力は，鋼管杭の断面積 Ap と支圧強度 b を用いて以下の式については，鋼管杭の内部のモルタルが押抜き破壊されにより表わされる．

ないこと，鋼管杭の外部（杭先端の下部）のモルタルがRb = Apb

鋼管杭と杭内のモルタルの押し込みにより破壊されない

3.2の検討結果に従い，大径杭に対応したRSプラス工法

こと，の2点を確認する必要がある．以下，それぞれの検では支圧倍率が0.96であるとすると，式(5.14)は次式の討方法について述べる．

ように書き変えることができる．

Rb = 0.96 Apc

なお，3.2で述べたとおり，内リブは構造部材として取(5.14)(5.15)

杭下端部のモルタルについては，式(5.15)で求められり扱っていないが，施工時に破損が生じないように別途る耐力が杭の第二限界抵抗力時の杭先端抵抗力を上回っ検討しておく必要がある．
(1) 鋼管杭内のモルタルの耐力ていれば，モルタルが破壊することなく地盤の破壊によ

杭内部のモルタルの押抜きについては，ずれ止め筋部

り杭の軸方向抵抗力が決定されると考えることができる．
- 33 -

水谷

崇亮・森川

表-6.1

嘉之・菊池

噴射ノズル配置
支持力推定方法

俊介・武野

正和・山下

久男・中元

靖英

現行のRSプラス工法と本研究で開発したRSプラス工法の比較
現行のRSプラス工法（菊池ら，2009）

本研究で開発したRSプラス工法〜1000mm〜1600mm

適用鋼管杭径
杭先端形状

喜昭・森安

リブプレート: 有

リブプレート: 無

内リブ: 無内リブ: 有先端根固め部拡径: 有

先端根固め部拡径: 無杭周（鉛直下方・管内水平方向噴射）

杭周（斜め下方噴射）
内リブ（鉛直・水平方向噴射）
周面抵抗: 式(6.1)

周面抵抗: 式(6.1)

先端抵抗: 式(6.2)（ = 0.5， = 2.0） 先端抵抗: 式(6.2)（ = 0.5， = 1.0）

ここで，載荷試験に用いた杭径1300mmの杭について試

ここで，rfki は i 層の平均周面抵抗力度 (kN/m2) であ算する．森川ら（2014）の報告によると，載荷試験後にる．i 層が砂質土の場合，rfki は砂質土の平均N値 N から

先端根固め部をボーリングし採取した試料のモルタルの

5N (kN/m2) として算定できる．ただし，rfki の最大値は

圧縮強度は最小で12.9kN/mm2であった．この値をモルタル

200kN/m2とする．i 層が粘性土の場合，rfki = 10N (kN/m2)の圧縮強度 c として用いると，式(5.15)より Rb は又は rfki = ca (kN/m2) とし て算 出し ，そ の最 大値 は16400kNとなる．これに対し，第二限界抵抗力時の先端抵150kN/m2とする．ca は粘性土層の平均付着力である．ま

抗力は11000kNであったから，先端根固め部は十分な耐力

た， Asi は i 層において地盤と接している杭の周面積を有していると判断される．

(m2) であり，杭の周長 Us (m) と i 層の層厚 l (m) のさらに，安全側の設計として，安田ら（2004）による積として求められる．なお，杭の周面にネガティブフリ

提案式に従い支圧倍率を0.8とすることも考えられる．しクションが作用する場合などの特別な条件の際には，本かしながら，この場合でも Rb は13700kNとなり，第二限工法の適用には別途十分な検討が必要である．

界抵抗力時の先端抵抗力に十分耐えられると考えられる．

（先端抵抗力） Rpk = 300N Ap(6.2)

このように，杭先端より下部のモルタルについては十分式(6.2)は大径鋼管杭に対応したRSプラス工法のみなな強度があると考えられるから，通常は式(5.15)によりらず，現行のRSプラス工法や打撃工法により砂地盤に打確認すれば十分であろうと思われる．

設された杭にも適用可能な式である． は地盤強さに関する補正係数であり，打撃工法の場合1.0，RSプラス工法の場合0.5とする．また， は有効面積に関する補正係数

6. 結論

であり，打撃工法の場合は閉塞率，現行のRSプラス工法
大径鋼管杭に対してRSプラス工法を適用する際に，検では2.0，大径鋼管杭対応のRSプラス工法では1.0とする．

討が必要と考えられる課題について，模型実験・数値解式(6.1)，(6.2)は地盤の破壊により杭の第二限界抵抗

析・実大杭の載荷試験等による検討を行った．検討の結力が決定されると考えた場合の推定式である．そのため，果，大径鋼管杭に適用可能な新しいRSプラス工法を開発

別途先端根固め部が破壊しないことを確認する必要があし，その設計の考え方をとりまとめた．

る．5.3で述べたとおり，一般的には先端根固め部のモル

大径鋼管杭に対応した新しいRSプラス工法と，現行のタルは十分な強度を有しており，また十分な強度を発揮

RSプラス工法との最も大きな違いは以下の2点である．

するよう杭先端部のずれ止め筋の配置を決定することは・杭先端部に内リブが設けられており，WJ，CJの噴射用容易であると考えられる．しかしながら，一般的にN値ののノズルの配置が大径杭に適した配置となっている．

上限が50とされていることなどに注意し，地盤が非常に・杭外周面にリブプレートは設けられておらず，先端根強固であると考えられる場合などには先端根固め部の強固め部の拡径は期待していない．

度に関して十分な配慮が必要となる．

大径杭に対応したRSプラス工法は，杭径1600mm程度の

最後に，菊池ら（2009）の示した現行のRSプラス工法

杭まで適用が可能と考えられ，それに対応した軸方向抵と，本研究で開発した大径鋼管杭に対応したRSプラス工

抗力の推定式を以下のように提案した．

法の異同を表-6.1に示す．

（周面抵抗）

Rfk =  rfkiAsi(6.1)- 34 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

7. あとがき小松雅彦・肱黒和彦・富永真生（1969）：大口径鋼管杭の閉そく性に関する2，3の実験，土と基礎，Vol.17，

本稿では，これまで杭径1000mmの杭までに適用が限ら

No.5，pp.11-16．

れていたRSプラス工法について，大径鋼管杭に対して適

才村幸生・日下部治・菊池喜昭・福井次郎・佐々木宏・

用可能な工法となるよう改めて工法開発を行い，その設下司弘之（2005）：東京港臨海道路における大口径鋼計の考え方を示した．RSプラス工法は，比較的低騒音・

管杭の鉛直支持力，第40回地盤工学研究発表会発表

低振動でありながら，打撃施工された杭と遜色のない軸

講演集，pp.1673-1674．

方向抵抗力を得ることが可能な優れた工法であると考え

地盤工学会（2002）：杭の押込み試験，「杭の鉛直載荷試られる．今般，その適用範囲が杭径1600mm程度にまで拡

験方法・同解説」，第1回改訂版，pp.19-60．

大されたことでより有用な工法となったものと思われる

園田恵一郎・鬼頭宏明・中島一男・上中宏二郎（1998）：

し，また，今後，港湾構造物の設計の自由度を高めるこ

突起付き鋼板のせん断伝達特性に関する系統的研究，とにも貢献できるものと期待している．

土木学会論文集，No.598，pp.184-202．

また，先端抵抗力の推定式については，大径鋼管杭に

高橋健二・赤司有三・斉藤勲・土谷正幸・塩津紀男・亀対応したRSプラス工法のみならず，現行のRSプラス工法

山彰久（1999）：バイブロ施工鋼管杭の支持力式の提や打撃工法の場合を包括的に表現できるよう，新しい係

案 ， 第 34 回 地 盤 工 学 研 究 発 表 会 発 表 講 演 集 ，数を導入することを提案している．今後の新しい工法がpp.1437-1438．

開発された場合でも，同様の考え方により推定式をとり

日本港湾協会（2007）：杭基礎の静的最大軸方向押込み抵

まとめることができるものと思われる．

抗 力 ，「 港 湾 の 施 設 の 技 術 上 の 基 準 ・ 同 解 説 」，

本稿の検討の範囲においては，新しいRSプラス工法のpp.584-605．

適用の上限を杭径1600mm程度と考えているが，それ以上

バイブロハンマ工法技術研究会（2010）：ウォータージェの大径杭に対しても載荷試験等を行うなど適切に検討をット併用バイブロハンマ工法，「バイブ口ハンマ設計行うことでさらに適用範囲を広げることも可能であろう．
今後のさらなる検討においても，本稿で紹介した研究成

施工便覧」，pp.143-163．
森川嘉之・水谷崇亮・菊池喜昭・森安俊介・妙中真治・果が参考となれば幸いである．

高橋健二・横山博康（2014）：複数の高圧噴射ノズル（2014年8月8日受付）

による地盤の掘削・攪拌性能評価，港湾空港技術研究所資料，No.1293．

謝辞

安田聡・小室努・川端一三・是永健好（2004）：繰返し加

本研究は，平成23〜25年度にかけて実施した港湾空港

力を受けるコンクリートの支圧性状，コンクリート

技術研究所と新日鐵住金株式会社・調和工業株式会社と工学年次論文集，Vol.26，No.2，pp.1081-1086．

の共同研究の成果を取りまとめたものである．共同研究

山原浩（1969）：鋼管杭の支持力機構と適用例，土と基礎，の実施にあたっては，関係各位に多大なるご支援を頂いVol.17，No.11，pp.19-27．

た．また，実大杭の載荷試験を含む種々の実験の実施にAmerican Petroleum Institute (2010): Grouted Pile to

あたっては，共同研究を実施した3者以外にも多数の関係

Structure Connections, in “Recommended Practice

者にご助力頂いた．ここに記して謝意を表す．

for Planning, Designing and Constructing Fixed
Offshore Platforms - Working Stress Design,”
pp.77-79.

参考文献

Modoni, G., Croce, P. and Mongiovì, L. (2006):

上薗晃・竹澤一彦・滝口要之助・高橋邦夫・山下久男・

Theoretical

西村真二（2002）：ジェットバイブロ工法で施工したmodellingofjetgrouting,

Géotechnique, Vol.56, No. 5, pp.335-347.

桟橋鋼管杭の支持力とその増大工法について，土木学会論文集，No.700，pp.15-20．
菊池喜昭・山下久男・西海健二・石濱吉郎・田中隆太・
鈴木勇吉・横山博康・高橋健二（2009）：鋼管杭における水とセメントミルクジェット併用バイブロハン
マ工法の開発，港湾空港技術研究所資料，No.1196．
- 35 -

水谷

付録A
A.1

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

WJ及びCJの配管の圧力損失に関する検討

久男・中元

靖英

送出装置

検討の目的

集合管・分岐管

RSプラス工法においてはWJによる切削性能，CJによる先端根固め築造性能を十分に確保し，確実な施工が実施可能となるよう噴射ノズルの配置やノズル径を決定する必要がある．地盤の切削範囲の考え方には，森川ら（2014）

高圧ホースの研究に基づき，Modoniら（2006）の示した切削距離を求める式を応用することから，ノズル位置での噴射圧力

ジェット配管

を正しく把握することが必要となる．そこで，実施工を模擬した実験を行い，WJ，CJそれぞれについて，送出元からノズル位置までに生じる圧力損失を評価することを.....

ノズル取付部

.....

試みた．
ノズル

A.2

（配管系統: A）

WJ配管の圧力損失に関する実験(1) 実験概要

図-A.1

WJ配管は，水・セメントミルク送出装置（以下，送出（配管系統: B）

実験に用いた配管系統の模式図
表-A.1

装置という．），高圧ホース，集合管・分岐管（以下，集合管という．），ジェット配管，ノズル取付部，噴射ノズ

配管系統*

ルで構成される．ジェット配管とは，杭に沿わせて取り

実験条件一覧

高圧ホース長

ジェット

(m)

配管径

†

ノズル
個数

付けるパイプ状の配管を指している．実験では，図-A.1

1

A

100

40A

2

に示すような2種の配管系統を用いてWJを噴射した．ジェ

2

A

20

40A

2

ット配管及びノズル取付部はH形鋼に溶接して固定し，こ

3

A

20

50A

2

れに高圧ホースを接続している．H形鋼はクレーンで吊り

4

A

20

25A

2

上げた状態とし，地面に置いた水槽に向けてWJを噴射し5

B

20, 2025A

2た．

20, 20

50A

2

6

B

実験は，使用する配管系統，高圧ホース長，ジェット

7

B

20, 2040A

2配管の径，ノズルの個数を変化させ，12ケース実施した．

8

B20, 100

40A

4

9

B

20, 100

40A

5

10

B

20, 100

50A

5

11

B

20, 100

25A

5

12

B

20, 100

25A

5

実験条件を表-A.1に示す．ノズルは全ケースで同一形状のものを用いた．使用したノズルは鉛直・水平二方向のノズルで，鉛直方向のノズル径が7.5mm，水平方向のノズ
ル径が4.5mmである．
圧力の計測位置は，送出装置と高圧ホース接続部（以下，送出側圧力という．）及びノズル位置（以下，ノズル
圧力という）の2ヶ所である．ケース12に限り，集合管の流入側と流出側で圧力を計測した．その他，送出装置の*配管系統は図-A.1参照†

25A: 27.2mm，40A: 38.1mm，50A: 52.7mm（内径）量 Q は一般に以下の式1),2)で求めることができる．

Q = cA (2gh)1/2 = cA (2g P/ )1/2

エンジン回転数，送出圧力（以下，装置圧力という．），
流量を記録している．

(A.1)

ここに，c は流量係数，A は配管の断面積，g は重力(2) 実験結果

加速度，h は圧力水頭，P は圧力， は流体の密度であ

各実験ケースで計測された送出側圧力，流量，ノズル

る．式(A.1)を基に，圧力が変化した時の流量の変化には

圧力を表-A.2に示す．表-A.2に示したノズル圧力は，複以下のような関係があると考えられる．

数個のノズルの位置で計測した圧力の平均値である．表Pi / P0 = Qi2 / Q02-A.2からわかるとおり，送出側圧力が実験ケース毎にば式(A.2)の添字は i が実測値を，0 が基準値を表す．

らついてしまい，実験結果を直接比較することが難しい．

式(A.2)の関係から，実験で計測された流量 Qi と圧力 Pi

そこで，実験結果を補正することを試みた．配管内の流を用いて，ある基準の圧力 P0 の時の流量 Q0 を求めるこ- 36 -(A.2)

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

表-A.2
送出側
圧力
(MPa)

*

ことで，式(A.1)から実験で使用したノズルの流量係数 c

実験結果一覧

流量(L/min)

流量

ノズル

補正値

圧力

(L/min)

(MPa)

ノズル

を求めることができる．各実験ケースについて計算を行

圧力

うと，流量係数 c は0.65〜0.70の範囲に入っており，平

補正値

均値は0.67であった．ケース間の大きな違いは見られな

(MPa)

かった．

1

14.70

736

-

11.76

-

ケース12では，集合管の流入側と流出側で圧力を計測

2

14.01

771

790

12.64

13.33

した．計測値は，それぞれ14.40MPa，14.11MPaであった．

3

13.52

772

805

12.74

13.92

集合管での圧力損失は0.29MPa，送出装置から20mの高圧

4

14.70

768

-

12.64

-

ホースと集合管をあわせた圧力損失は0.59と考えられる．

5

15.29

790

775

12.84

12.25

次に，補正した流量を基に，ジェット配管に接続して

6

15.58

825

801

14.41

13.53

いる高圧ホース（配管系統Aの場合は送出装置とジェット

7

14.90

805

800

13.33

13.13

配管，Bの場合は集合管とジェット配管をつないでいるホ

8

15.19

1176

1157

8.67

8.33

ース），ジェット配管の流速を求めると表-A.3のとおりと

9

14.80

1384

1379

6.63

6.53

10

15.09

1443

1424

6.98

6.59

11

14.90

1295

1286

5.53

5.33

12

14.70*

1268

-

5.55

-

なる．表-A.3には，高圧ホース流入側の圧力（配管系統A
では送出側圧力，Bでは集合管の流出側の圧力）とノズル
圧力，及びその差として求めた圧力損失を併記している．
以上の結果を基に，各部の圧力損失を試算する．
(3) 各部の圧力損失

送出側圧力が欠測のため装置圧力表-A.3a) 高圧ホースの圧力損失

流速と圧力損失

高圧ホース長のみが異なるケース1，2の実験結果から
高圧ホースの圧力損失を求める．表-A.3に示したケース1，

高圧

ジェット

高圧

ノズル

ホース

配管

ホース

圧力

圧力損失

2の圧力損失の差は1.57MPaであり，高圧ホース長の差は

流速

流速

流入圧力

補正値

(MPa)

80m で あ る か ら ， 高 圧 ホ ー ス 1m あ た り の 圧 力 損 失 は

(m/s)

(m/s)

(MPa)

(MPa)

1

10.8

9.2

14.70

11.76

2.94

例すると考える1)．ケース1，2における高圧ホースの平均

2

11.6

9.9

14.70

13.33

1.37

流速は11.2m/sであるから，高圧ホース1mの流速1m/sあた

3

11.8

6.2

14.70

13.92

0.78

りの圧力損失は1.79kPaとなる．

4

11.2

22.0

14.70

12.64

2.06

b) ジェット配管の圧力損失

5

11.3

22.2

14.11

12.25

1.86

ジェット配管の内面は高圧ホースよりも滑らかである

6

11.7

6.1

14.11

13.53

0.58

ため，ジェット配管の圧力損失は高圧ホースの圧力損失

7

11.7

10.0

14.11

13.13

0.98

よりも小さいと考えられる．しかしながら，ここでは，

8

16.9

14.5

14.11

8.33

5.78

高圧ホースと同程度の圧力損失が発生すると考え，ジェ

9

20.2

17.3

14.11

6.53

7.58

10

20.8

10.9

14.11

6.59

7.52

11

18.8

36.9

14.11

5.33

8.78

12

18.7

36.6

14.11

5.55

8.56

0.02MPa程度と考えられる．ここで，圧力損失が流速に比ット配管1mの流速1m/sあたりの圧力損失は1.79kPaとする．
c) 集合管の圧力損失
先述のとおりケース12の計測結果から，集合管の圧力損失は0.29MPaである．集合管から流出する地点（高圧ホース入口）における流速に比例すると仮定すると，集合管の流速1m/sあたりの圧力損失は15.5kPaである．

とが可能となる．ここでは，基準の送出側圧力を14.70MPad) ノズル取付部の圧力損失とし，実験で計測された流量から基準の送出側圧力の時の流量を補正値として算出した．一方，圧力の増減は送以上で述べた高圧ホース，ジェット配管，集合管の圧

出側圧力の増減と等しいものと考え，実験で計測された力損失を求め，配管系統全体の圧力損失（表-A.2のノズ

送出側圧力と基準値との差を基にノズル圧力を補正した．

ル圧力補正値から基準の送出側圧力14.7MPaを引いた値）補正した結果は表-A.2に示したとおりである．

から引くことにより，ノズル取付部の圧力損失を求めることができる．ノズル取付部はノズルの個数に応じて分表-A.2に示した流量及びノズル圧力の補正値を用いる- 37 -

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

正和・山下

表-A.5

1.2

送出装置

pressure loss (MPa)

1.0

0.8

0.6

0.4
*

0.2

0.0

久男・中元

10

20

30

40

1

10, 20

40A

2

2

1

10, 100

40A

2

3

2

10, 100

40A

4

4

1

10, 20

50A

2

表-A.6
圧力

ジェット配管の流速の関係

(MPa)

W/C

セメント

水

圧縮強度

(m3)

(%)

(kg)

(kg)

(N/mm2)

1.0

65

1022

664

20

実験で計測された圧力と流量
流量(L/min)

流出側

圧力

(MPa)

(MPa)

(MPa)

14.05

12.21

2

14.96

567

14.40

14.25

10.17

3

15.40

888

15.10

14.82

6.45

4

15.31

635

欠測

欠測

13.20

にノズル個数で除し，ノズル1個あたりの圧力損失を求め(MPa)

なっているようである．図-A.2には最小二乗法で求めた

流入側
14.21

圧力

りの損失係数はジェット配管での流速と概ね比例関係と

ノズル

605

送出側

図-A.2から，ばらつきは大きいものの，ノズル1個あた

集合管

14.91

かれているから，求めたノズル取付部の圧力損失をさら

流速の関係を図示すると図-A.2のようになる．

集合管

1

表-A.7

る．求めたノズル1個あたりの圧力損失とジェット配管の個数

40A: 38.1mm，50A: 52.7mm（内径）

送出側

練り量

ノズル

*

1

50

セメントミルクの配合

ジェット
配管径

ノズル取付部のノズル1個あたりの圧力損失と表-A.4

高圧ホース長(m)velocity (m/s)

図-A.2

実験条件一覧

(台)

PL = 0.03v
0靖英

圧力と流量の補正後の値
流量(L/min)

集合管

集合管

ノズル

流入側

流出側

圧力

(MPa)

(MPa)

(MPa)

1

14.70

601

14.00

13.84

12.00

2

14.70

562

14.14

13.99

9.91

3

14.70

868

14.41

14.13

5.76

4

14.70

622

欠測

欠測

12.59

回帰直線をあわせて示している．これより，ノズル取付部のノズル1個あたりの圧力損失は，ジェット配管の流速(2) 実験結果

v (m/s) を用いて 30v (kPa) と表わされる．

各ケースで計測された流量と圧力を表-A.6に示す．表-A.6に示したノズル圧力は，複数個のノズルの位置で計

A.3

CJ配管の圧力損失に関する実験

測した圧力の平均値である．また，ケース4の集合管流入(1) 実験概要

側の圧力は装置の都合により欠測となっている．

実験はA.2で述べたWJ配管の圧力損失に関する実験と表-A.6からわかるとおり，CJの実験においてもA.2で述同様な手法により行った．ただし，WJの場合と異なり，べたWJの実験と同様に送出側圧力が実験毎にばらついた．

3

水槽ではなく，6m アジテータタンク内にセメントミルク

そこで，WJの場合と同じ手法により送出側圧力の基準値

を2m程度貯めた中にCJを噴射した．

を14.70MPaとして実験結果を補正した．補正した結果を実験に用いたセメントミルクの配合を表-A.4に示す．

表-A.7に示す．さらに，各ケースの高圧ホースとジェッ

実験では高炉セメントB種を用いた．試験時にマッドバラ

ト配管の流速を表-A.8に示す．

ンスで計測したセメントミルクの比重は1.68であった．

表-A.7に示された補正後の流量，ノズル圧力を用いて実験は高圧ホース長，ジェット配管の径，ノズル個数

式(A.1)により流量係数を計算すると，いずれのケースでを変更して4ケース実施した．実験条件を表-A.5に示す．

も0.73〜0.76の範囲にあり，平均値は0.746であった．WJ

配管系統は図-A.1のに示した配管系統Bを用いたが，ケーの場合よりも10%程度大きい値となっている．一方，表ス1，2，4では送出装置は1台のみ稼働した．ノズルはWJ-A.7に示した流量の補正値と表-A.2にWJの場合の流量のの実験と同じものを使用した．

補正値について，実験条件が同様なケースを対比すると，- 38 -

ウォータージェットとセメントミルクジェットを併用したバイブロハンマ工法の大径鋼管杭への適用

流速の計算結果（単位: m/s）
高圧ホース

1

8.8

1.2

ジェット

1.0

配管
pressure loss (MPa)

表-A.8

7.5

2

8.2

7.0

3

12.7

10.9

4

9.1

4.8

0.8

0.6

0.4

0.2

CJの流量はWJの0.75倍程度となっているようである．こ0.0

PL = 0.105v
05の値は，セメントミルクと水の比重比の平方根 (w/c)1/2

10

15

20

velocity (m/s)

図-A.3に概ね等しい．

ノズル取付部のノズル1個あたりの圧力損失とジェット配管の流速の関係(3) 各部の圧力損失
a) 高圧ホースの圧力損失
高圧ホース長のみが異なるケース1，2の実験結果から求めたノズル取付部の圧力損失をさらにノズル個数で除

高圧ホースの圧力損失を求める．表-A.7から，ケース1，

し，ノズル1個あたりの圧力損失を求める．求めたノズル

2の圧力損失の差は2.09MPaであり，高圧ホース長の差は1個あたりの圧力損失とジェット配管の流速の関係を図80m で あ る か ら ， 高 圧 ホ ー ス 1m あ た り の 圧 力 損 失 は示すると図-A.3のようになる．計算にあたっては，表-A.7

0.026MPa程度と考えられる．圧力損失が流速に比例するに示した補正値ではなく，表-A.6の実測値を用いた．

と考えると，ケース1，2における高圧ホースの平均流速

図-A.3よりノズル1個あたりの圧力損失とジェット配は8.5m/sであるから，高圧ホース1mの流速1m/sあたりの管の流速には比例関係があることがわかる．図-A.3にあ

圧力損失は3.06kPaとなる．A.2で求めたWJの場合の圧力

わせて示したとおり，傾きは0.105程度である．このこと損出は1.79kPaであるから，セメントミルク（W/C = 65%）

から，ノズル取付部のノズル1個あたりの圧力損失は，流を用いたCJの圧力損失は，WJの約1.7倍となっている．

速1m/sあたり105kPa程度と考えられる．

b) ジェット配管の圧力損失
A.4

ジェット配管の内面は高圧ホースよりも滑らかである

配管の施工計画

A.2，A.3で求めた各部の圧力損失を基に，WJ，CJの配ため，ジェット配管の圧力損失は高圧ホースの圧力損失

管系統の施工計画を立案する手順を述べる．

よりも小さいと考えられる．しかしながら，ここでは，
高圧ホースと同程度の圧力損失が発生すると考え，ジェ(1) 条件の仮設定

ット配管1mの流速1m/sあたりの圧力損失は3.06kPaとす

現地の地盤状況や使用する鋼管杭の仕様に基づいて配管長やノズル配置，噴射角を仮決定する．ノズル配置は，る．
c) 集合管の圧力損失

森川ら（2014）を参考に，杭径に応じた適切な配置，噴

表-A.7から，送出装置1台のケース1，2では集合管部の射角とすることが重要である．

圧損失がそれぞれ0.16MPa，0.15MPa，送出装置を2台用い(2) 各部の流速の推定たケース3では0.28MPaであった．実施工ではケース3のよWJについて，送出装置の能力を基に各部の流速を計算

うに送出装置を2台用いるケースが多いと思われるので，する．CJについては，A.3の検討結果に基づき，WJの流速

ここではケース3の圧力損失を採用する．

からセメントミルクと水（もしくは海水）の比重比を用

集合管の圧力損失は，集合管から流出する高圧ホース

いて計算することができる．

の流速に比例すると仮定すると，流速1m/sあたりの集合(3) 各部の圧力損失の推定

管の圧力損失は22.0kPaとなる．

A.2，A.3で求めた各部の圧力損失を用いて，高圧ホーd) ノズル取付部の圧力損失

ス，集合管，ジェット配管，ノズル取付部それぞれの圧以上で述べた高圧ホース，ジェット配管，集合管の圧力損失を推定する．

力損失を求め，配管系統全体の圧力損失から引くことに(4) ノズル圧力，流量の推定より，ノズル取付部の圧力損失を求めることができる．

求められた圧力損失を利用してノズル位置の圧力を推ノズル取付部はノズルの個数に応じて分かれているから，定し，式(A.1)によってノズル径と流量の関係を検証する．

- 39 -

水谷

崇亮・森川

嘉之・菊池

喜昭・森安

俊介・武野

流量係数はWJの場合0.65程度，CJの場合0.75程度を用いる．
(5) 切削範囲の推定(4)の検証に基づいてノズルの孔径を決定し，森川ら（2014）に従って地盤中におけるジェットの到達距離を算出する．さらに，到達距離から切削面積を推定する．
(6) 直接切削面積の推定
仮設定したノズルの配置，噴射角と，(5)で推定した切削範囲から，杭断面方向の水平面上で直接的に切削される面積を推定する．
(7) 切削面積比の照査
前項で求めた直接切削面積が杭断面積に占める割合を計算する．森川ら（2014）に基づき，この値が9%よりも大きければ先端根固めにより杭は十分に閉塞されると判定する．9%に達していない場合は，ノズルの配置，噴射角等を見直し，再度照査を行う．
参考文献
1) 植松時雄（1992）：水力学（第2版），産業図書，pp.46-75．
2) 安藤常世（1984）：工学基礎流体の力学（三訂版），培風館，pp.62-70．

- 40 -

正和・山下

久男・中元

靖英

第 53 巻第 3 号

港湾空港技術研究所報告
２０１４．１２

編集兼発行人

独立行政法人港湾空港技術研究所

発

独立行政法人港湾空港技術研究所

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横 須 賀 市 長 瀬 ３ 丁 目 １ 番 １ 号

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印

刷

所

株

式

会

社

ワ

コ

ー

C （2014）by PARI
Copyright ○All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of PARI
この資料は、港湾空港技術研究所理事長の承認を得て刊行したものである。したがって、本報告書の全部または一部の転載、複写は港湾空港技術研究所理事長の文書による承認を得ずしてこれを行ってはならない。

CONTENTS
1.

Application of Vibratory hammer method using water and cement milk jetting to steel pipe piles
with large diamter···Takaaki MIZUTANI, Yoshiyuki MORIKAWA, Yoshiaki KIKUCHI, Shunsuke MORIYASU,
Masakazu TAKENO, Hisao YAMASHITA, Yasuhide NAKAMOTO ·················································· 3