ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

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

No.1374

Sep 2020

東京港新客船埠頭におけるジャケット支持杭の鉛直載荷試験
水谷 崇亮

国立研究開発法人

海上・港湾・航空技術研究所

National Institute of Maritime,
Port and Aviation Technology, Japan目

次旨 ························································································································

3

1. 序論 ··························································································································

4

2. 試験杭の急速載荷試験 ·································································································

42.1

試験条件 ·············································································································

42.2

急速載荷試験の方法 ······························································································

52.3

試験杭の施工状況 ·································································································

72.4

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

9

3. 本設杭の衝撃載荷試験 ································································································

15

3.1

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

15

3.2

試験結果 ············································································································· 19

要4. 施工管理への応用に関する検討 ···················································································· 22
4.1

ハイリー式の補正の考え方 ···················································································· 224.2補正係数の検討 ···································································································· 23

5. 結論 ·························································································································· 24
謝辞 ······························································································································ 24
参考文献 ························································································································ 24
記号表 ··························································································································· 24- 1 -Load tests of piles that support jacket structuresat Tokyo International Cruise Terminal
Takaaki MIZUTANI*

SynopsisAt the design of Tokyo International Cruise Terminal, jacket structures were adopted for theterminal foundation and pier. Piles that support the jacket were steel pipes with large diameter andpartition plates at the tip, in order to withstand large action from the terminal. Since not enoughknowledge accumulated about the axial resistance of such piles, test piles were constructed at the siteand submitted to rapid load tests to evaluate the characteristics of the axial resistance. Moreover, indesigning jackets, piles with various diameters and tip shapes were used to reduce construction costs.
Since it was feared that the characteristics of the axial resistance different from those of the test piles
would appear due to changes in pile diameter and pile tip shape, dynamic load tests were carried out
on five piles during the construction. In this paper, the details of the tests were described, and thecharacteristics of the axial resistance of the piles at the construction site of Tokyo International Cruise
Terminal were summarized.
As a result of the rapid load tests of the test piles, it was confirmed that the pile resistance requiredfor design could be sufficiently secured. It was notable that the degree of plugging at the tip of thepiles and the setup rate of the base resistance showed large values. In addition to the effect of thepartition plates at the pile tip, it was considered that the ground conditions at the pile tip had an effect.
Comparing the results of the rapid load test conducted beforehand and the dynamic load tests during
the construction, the shaft resistance showed almost the same tendency, but there was a large
difference in the degree of plugging at the tip of the piles and the setup rate of the base resistance. It
is considered that the difference in pile diameter and pile tip shape and the difference in groundconditions around the tip of the piles affected.
In order to utilize the test results for construction management, a method for correcting the Hiley’s
equation using the test results was examined. It was confirmed that the correction factors obtained
from the test results differed greatly from pile to pile. For more reliable construction management, it
is important to pay close attention to the value of the hammer energy, pile penetration amount,rebound amount, etc. and their changes in the depth direction.
Key Words: large diameter steel pipe pile, partition plates, rapid load test, dynamic load test,
correction factors for Hiley’s equation* Head, Foundations Group, Geotechnical Engineering Department
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5057
Fax：+81-46-844-0618
e-mail: mizutani-t@p.mpat.go.jp- 2 -東京港新客船埠頭におけるジャケット支持杭の鉛直載荷試験
水谷

崇亮*

要

旨

東京港新客船埠頭の整備では，ターミナル基礎及び桟橋に直杭式のジャケット工法が採用された．
ターミナル基礎のジャケット支持杭は，ターミナルからの大きな作用に対抗するため，直径2mという大径で，杭先端部に井桁状の仕切板（井桁リブ）を設けた鋼管杭が採用された．このような杭の軸方向抵抗力については十分な知見が無いことから，埠頭の整備予定地に試験杭を施工し，急速載荷試験を実施して軸方向押込み抵抗力の特性を確認した．また，ジャケットの設計では，経済性を高める目
的で様々な杭径，先端形状の杭が使用されることとなった．杭径，杭先端形状が変化することで，試験杭とは異なる抵抗力特性が現れることが懸念されたため，本設杭の施工時に5本の杭に対して衝撃載荷試験を実施した．本稿ではこれらの載荷試験の試験方法や試験結果を整理し，東京港新客船埠頭
用地における杭の軸方向抵抗力の特性をとりまとめた．
試験杭の急速載荷試験の結果，設計上必要とされる杭の抵抗力を十分に確保できることが確認された．特に杭先端の閉塞率や先端抵抗力のセットアップ率が大きな値を示した．杭先端の井桁リブの効
果の他に，杭先端部の地盤条件が影響したものと考えられる．また，試験杭の急速載荷試験結果と本設杭の衝撃載荷試験結果を比較すると，周面抵抗力は概ね同様な傾向を示しているが，杭先端の閉塞率や先端抵抗力のセットアップ率に大きな差が見られた．杭径，杭先端形状の違いや杭先端部の地盤条件の違いが影響したものと考えられる．
試験結果を施工管理に活用するため，載荷試験結果を使ってハイリー式を補正する方法について検討した．試験結果から得られた補正係数は杭毎に大きく異なることが確認された．この補正係数を本設杭の施工管理に使用する際は，条件の近い杭の試験結果から算定された値を用いることを基本とし，かつ，施工時の入力エネルギー，杭貫入量，リバウンド量等の値や，それらの深さ方向の変化状況なども比較することが重要であると考えられる．
キーワード：大径鋼管杭，先端リブ，急速載荷試験，衝撃載荷試験，ハイリー式の補正係数* 地盤研究領域基礎工研究グループ長〒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. 序論ジャケット4基と，桟橋となるジャケット7基が平行に配置される計画となっている．試験杭の急速載荷試験はタ

東京港新客船埠頭の整備では，ターミナル基礎及び桟ーミナル基礎のジャケット支持杭を念頭に計画されたも橋に直杭式のジャケット工法が採用された．ターミナルのである．施設の整備位置を図-1に，ジャケットの配置，

基礎のジャケット支持杭は，ターミナルからの大きな作

試験杭，試験杭の近傍で実施された土質調査ボーリング用に対抗するため，直径2mという大径で，杭先端部に井桁の平面的な位置関係を図-2に示す．

状の仕切板（井桁リブ）を設けた特殊な形状を有する鋼管

急速載荷試験は2本の試験杭（試験杭1及び試験杭2）に杭を用いることが検討された．このような杭の軸方向抵対して実施した．試験杭の打設位置周辺では，2本の土質抗力については十分な知見が無いことから（日本港湾協

調査ボーリング（H26-5，H28-T）が行われている．H26-5

会，2018），埠頭の整備予定位置に根入れ長の異なる2本のは埠頭整備の事前の土質調査の一環として実施されたボ試験杭を施工し，急速載荷試験を実施して軸方向押込みーリングである．一方，H28-Tは，試験杭の打設に先立ち，抵抗力の特性を確認した．

試験位置での支持層深度を確認するために実施されたボ

また，ジャケットの設計では，経済性を高める目的で，ーリングである．試験杭とボーリング地点の離隔は図-3

ジャケットの各所の作用に応じて，様々な杭径，先端形状に示したとおりである．ボーリングH26-5及びH28-Tで得の杭が使用されることとなった．杭径，杭先端形状が変化られた地盤の土層構成とN値の深度方向の分布を，図-4，

することにより，試験杭で得られた軸方向押込み抵抗力

図-5に示す．

とは異なる特性が現れることが懸念されたため，本設杭

図-4，図-5を比較すると，H26-5とH28-Tで細部は少し異の施工時に5本の杭に対して衝撃載荷試験を実施した．

なるものの，概ね類似した土層構成を示していることが確認できる．いずれのボーリング地点においても地表面

本稿では，試験杭の急速載荷試験及び本設杭の衝撃載荷試験の試験方法や試験結果を整理するとともに，それらの結果を比較し，東京港新客船埠頭用地における杭の軸方向押込み抵抗力の特性をとりまとめる．なお，本稿で紹介する急速載荷試験は，すでに森野ら（2018a，b），長山ら（2019）により概要が報告されているので，あわせて参照されたい．

2. 試験杭の急速載荷試験
2.1

試験条件

(1) 地盤条件
図-1

東京港新客船埠頭の整備では，ターミナル基礎となる

図-2

施設の整備位置（Google Mapsに加筆）

ジャケット，試験杭，土質調査ボーリングの配置

- 4 -

図-3

試験杭とボーリング地点の平面配置（海底面）から層厚35m以上にわたって粘性土が続いており，この粘性土層ではN値がほぼ0である．粘性土の下には，薄い細砂の層をはさんで，砂礫，固結シルト，泥岩などが現れる．砂礫，固結シルト，泥岩ではN値が50以上となっているが，標高-50m前後までは部分的にN値の低い箇所が存在する．N値が50以上となっている深度では，換算N値が概ね100以下，最大でも150程度であったと報告されてい図-4

る．

H26-5で得られた土層構成，N値

急速載荷試験の試験計画では，図-4に示したH26-5を含む一連の事前調査の結果に基づき，試験杭の支持層を標工夫が行われている．井桁リブは𝑡𝑡=19mmで，杭先端から杭高-46.1m以深と設定している．試験にあたっては，試験杭頭方向に向かって5m（=2.5𝐷𝐷）にわたって取り付けられて1の杭先端標高を-48.1m，試験杭2の杭先端標高を-56.1m

いる．また，杭先端付近の外周面には先端補強バンドが取として試験を行うこととした．これは，試験杭の支持層へり付けられている．杭先端の形状を図-6に示す．

の根入れ長がそれぞれ1𝐷𝐷，5𝐷𝐷（𝐷𝐷：杭径，試験杭では2m）

両試験杭には，深度方向8箇所にセンサーを取り付けたとなるように設定したものである．

（杭頭に近い側から計測深度1〜計測深度8）．取り付けた試験杭の打設直前に実施したボーリングH28-T（図-5）

センサーはひずみ計と加速度計で，いずれも杭内周面にでは，標高-45.8m以深に砂礫，泥岩が確認されており，支設置し，コの字型の保護カバーで保護している．ひずみ計

持層の標高-46.1mという試験計画上の設定は妥当である

は各計測深度に2個ずつ，杭中心軸に対して対称となる位と考えられる．ただし，H28-TでN値が50を超えるのは標高

置（向かい合わせになる位置）に取り付けた．加速度計は，-48.6m以深であり，標高-50.6mにはN値がやや低い箇所も

計測深度1に2個，計測深度2及び計測深度4〜8に1個ずつ見受けられる．支持層への根入れ長が短い試験杭1ではこ取り付けた．加速度計はひずみ計の横に50mmほど離してれらの影響を受けることも考えられたため，杭の施工時

取り付けられている．

に根入れ長の長い試験杭2を先に施工し，その施工状況を計測深度と土層構成との関係は図-5に示したとおりで見た上で試験杭1の杭先端標高を調整することとした．

ある．なお，図-5に示した杭先端標高は実績に基づくもの(2) 試験杭の諸元及びセンサーの配置であり，(1)で述べた計画とは異なっている．詳細は2.3で2本の試験杭はいずれも杭径𝐷𝐷=2m，板厚𝑡𝑡=24mmの鋼管杭説明する．

SKK490で，試験杭1は杭長𝐿𝐿=57m，試験杭2は𝐿𝐿=62mである．
試験杭は杭径が非常に大きいため，先端閉塞効果の発2.2

急速載荷試験の方法

現があまり期待できないことが予想された．そこで，試験

急速載荷試験は，JGS 1815-2002（地盤工学会，2002）に杭の先端部に井桁リブを設けて先端支持力を向上させる

従い，軟クッション重錘落下方法により実施した．試験杭

- 5 -

図-5

H28-Tで得られた土層構成とN値，試験杭の打設深度，計測深度（丸囲み数字）の施工完了から載荷試験までの養生日数は，試験杭1で36日，試験杭2で20日である．
載荷試験の目標最大荷重は，設計上，ターミナル基礎の
ジャケット支持杭に必要とされる軸方向押込み抵抗力を念頭に36MNと設定した．JGS 1815の規定に従い，目標最大荷重を加えた際に相対載荷時間𝑇𝑇𝑟𝑟 ≥5を確保できるように試験装置及びクッション材の設計を行っている．ただし，今回の試験杭は杭の自由長（海底面からの突出長）が長く，試験機材の制限や経済性の観点から杭頭において𝑇𝑇𝑟𝑟 ≥5を確保することが難しいため，試験計画上は海底面付近の計測深度2において𝑇𝑇𝑟𝑟 ≥5を確保することを目標とした．試験後に確認したところ，試験杭1，2の計測深度2における𝑇𝑇𝑟𝑟 は，それぞれ6.47，5.40となっており規定を満足していた．

試験に使用した重錘は140tである．各試験杭について，
重錘の落下高さを0.5mから3.0mまで0.5mきざみで変化させて6回の載荷を行った．ただし，試験杭1の6回目の載荷図-6

試験杭の先端形状

では落下高さ3.28mで載荷した．試験結果は除荷点法によ

- 6 -

図-7

試験杭2の施工中の貫入量，リバウンド量，ハンマーエネルギー，全抵抗

り整理し，杭の変位，先端抵抗力，周面抵抗力などを求め

ウンド量，ハンマーエネルギー（ハンマーにより杭に入力た．整理方法については2.4(1)で概説する．

したエネルギーと実際に杭に伝達されたエネルギー），
PDAにより計測された全抵抗の深度方向の変化を図-7に

2.3

試験杭の施工状況

示す．図-7に示したN値はボーリングH28-Tのもの（図-5参試験杭を建込み，バイブロハンマで支持層の上端付近

照）である．貫入量，リバウンド量は，杭が250mm貫入すまで打ち込んだ後，油圧ハンマー（IHC S-280）に切り換

る毎に計測した．あわせて，杭を250mm貫入するのに要し

えて打撃施工を行った．油圧ハンマーによる打撃施工時

た打撃回数からその間の1打当たり貫入量の平均値を求には，JGS 1816-2002（地盤工学会，2002）に規定される衝

め，図示している．ハンマーエネルギーについては，入力

撃載荷試験に準拠したデータ計測を行った．データ計測

エネルギーは杭貫入量250mm毎の計測値であるが，伝達エのため，急速載荷試験用のセンサーとは別に，加速度計とネルギーはPDAで計測できるため深さ方向に連続的なデひずみ計を試験杭に取り付けた．これらのセンサーは，杭ータを取得している．

頭から3m下方の杭外周面に，加速度計1台とひずみ計1台

図-7より，標高-48m付近のN値が50を超える砂礫に達しを1組として，杭中心軸に対して対象となるように2組取たところで，入力エネルギーを変化させていないにもかり付けた．データ計測はPile Dynamics Inc.（PDI）製のかわらず，貫入量がやや減少，リバウンド量と全抵抗がや

Pile Driving Analyzer（PDA）により実施した．

や増加する傾向が見られる．その後，標高-50.6m付近のN

前述のとおり，試験杭の施工は支持層への根入れ長が値が局所的に低い箇所を通過する際には，貫入量が大き長い試験杭2から行った．試験杭2の施工中の貫入量，リバ

く，全抵抗が小さくなっており，弱層の存在に対応した施

- 7 -

図-8

試験杭1の施工中の貫入量，リバウンド量，ハンマーエネルギー，全抵抗

工データとなっている．標高-52m以深では，貫入量の低下，抗の値は試験杭1と2の間でそれほど大きな違いが無いこリバウンド量及び全抵抗の増加が顕著となり，さらに標とが確認できる．試験杭1では，試験杭2の施工データより

高-54mからは入力エネルギーを大きくしても杭が貫入しも少し浅い地点で全抵抗17MNが発現し，安定的に推移し辛い状況となっている．試験杭2は，当初，杭先端標高-たため，杭先端標高-49.32mで打ち止めた．支持層（標高56.1mまで打ち込み，支持層（標高-46.1m以深と設定）に-46.1m以深）への根入れ長は3.22m（約1.6𝐷𝐷）である．

10m（=5𝐷𝐷）根入れする計画であったが，杭先端標高-55.51m

試験杭1，2とも，打止め時の計測データを用いて，PDIで貫入不能となり打ち止めた．結果として，支持層への根製の解析プログラムCAPWAPによる波形マッチング解析を

入れ長は9.41ｍ（約4.7𝐷𝐷）となった．

実施した．解析により得られた周面抵抗力及び先端抵抗

図-7に示した試験杭2の施工状況から，標高-48〜-50m

力を，打止め時のハンマーエネルギー，貫入量，リバウン付近まで根入れすることで，ある程度の全抵抗が確保でド量とともに表-1に示す．解析により得られた杭の軸方きる見込みが得られた．そこで，試験杭1の施工では，こ向押込み抵抗力（杭頭抵抗力）は，全抵抗の約半分となっの付近で最大の全抵抗17MNが得られた標高-49.6mを目標ており，一般的に言われている傾向とよく一致している

打止め深度とし，それ以浅でも全抵抗が安定した時点で（菊池ら，2009）．

打ち止めることとした（当初計画の杭先端標高は-48.1m）．

なお，表-1に示した各抵抗力の値は杭打止め時（杭施工

試験杭1の施工中の貫入量，リバウンド量，ハンマーエネ直後）の値であり，施工後のセットアップが現れる前の値

ルギー，全抵抗の深度方向の変化を図-8に示す．

であるため，試験杭が実際に発揮し得る抵抗力よりも小さな値となっている点に注意を要する（2.4(6)参照）．ま図-7と図-8を比較すると，貫入量やリバウンド量，全抵

- 8 -

表-1

試験杭の波形マッチング解析の結果

図-10

試験杭の先端形状

速度計の計測値から変位を，ひずみ計の計測値から杭体に発生した軸力を計算する．計測値から得られた変位と軸力の関係の例を図-9に破線で示す．
次に，杭体に発生した軸力から杭体の慣性力の影響を取り除く．杭体の慣性力は，杭が加速している間は抵抗側
図-9

急速載荷試験で得られた変位と軸力の例の成分として，杭が減速している間は作用側の成分とし（試験杭1，計測深度2，重錘落下高さ3.28m）て働く（図-10参照）．そこで，杭体の加速時には軸力から慣性力を減算，減速時には軸力に慣性力を加算すること

た，試験杭2では，打止め時に計測された杭先端からの反により軸力のデータを補正する．慣性力の大きさは杭質

射波が圧縮波であったことから，ハンマーの能力不足に量と加速度の計測値から算定することができる．軸力をより十分に載荷できておらず，先端抵抗力が過小評価さ補正した例を図-9に実線で示している．この補正を行う

れていると推測される（3.1(3)参照）．

ことで，ひずみ計の計測値より求めた軸力から杭体の慣急速載荷試験時の作業性等を確保するため，試験杭の性力の影響を取り除き，地盤の抵抗力に対応した軸力の施工後，杭の突出長が作業桟台の覆工板から1.2m程度（杭値を得ることができる．

頭標高+5.9m前後）となるように杭頭部を切断した．この最後に地盤の動的な抵抗成分の影響を取り除く．地盤結果，試験杭と土層，計測深度の位置関係が図-5に示したの動的な抵抗成分は，主として地盤のひずみ速度に依存

とおりとなった．

して生じるものである．従って，ひずみ速度がゼロ，すな
わち変位の変化率がゼロとなっているときには，地盤の

2.4

試験結果

動的な抵抗成分は働いていないと考えられる．変位の変(1) データ整理方法の概要

化率がゼロとなるのは，図-9に示した丸印の点であり，こ急速載荷試験で得られた試験結果には，杭体の慣性力の点を除荷点と呼ぶ．除荷点での軸力と変位を用いるこの影響と地盤の動的な抵抗成分の影響が含まれている．

とで地盤の動的な抵抗成分の影響を取り除くことができ

これらの影響を取り除くため，除荷点法というデータ整る．

理の方法が広く用いられている（地盤工学会，2002）．こ以上のようなデータ整理を，各計測深度毎，各重錘落下

こではその概要を説明する．

高さ毎に行い，除荷点での変位と軸力を求める．得られた

2.1(2)で述べたとおり，試験杭には加速度計とひずみ軸力の深度方向分布を，図-11に示す．なお，本検討では，計が深度方向8箇所に取り付けられている．はじめに，加杭頭近くに設けた計測深度1の計測値はデータ整理の対- 9 -a．試験杭1
図-11

b．試験杭2
除荷点法により得られた軸力の深度方向分布

象から除外し，海底面付近に設けた計測深度2を杭頭とし力は先端抵抗力の一部として計上される点に注意を要すて取り扱っている．これは，2.2で述べたとおり，JGS 1815

る．

に規定された相対載荷時間を確保できるのが計測深度2

図-12aに示した試験杭1の試験結果によると，変位と抵以深となっていることによるものである．

抗力の関係は，3回目の載荷時の杭頭変位35mm付近（杭先(2) 試験結果の概要

端変位9mm付近）を境に勾配が変化している．この付近で前述のとおり，本検討では海底面付近に設けた計測深杭が降伏しているものと思われる．このときの杭頭抵抗

度2のデータを杭頭でのデータとして取り扱う．また，杭力は24.7MN，先端抵抗力は14.2MNである．その後も杭の抵先端に最も近い計測深度8（杭先端から1𝐷𝐷=2m上方）のデ

抗力は増加を続けており，最終の載荷時（重錘落下高さータを杭先端のデータとして取り扱うことにする．各計

3.28m）で杭頭抵抗力は36.4MN，先端抵抗力は25.3MNであ

測深度における軸力は，それ以深において杭が地盤からった．最終の載荷時においても各抵抗力が増加傾向にあ受けている抵抗力に対応するから，計測深度2の軸力は杭ることや，杭頭変位が93.4mm，杭先端変位が47.7mmと杭径

頭抵抗力，計測深度8の軸力は杭先端での抵抗力（先端抵（2m）に対して十分に小さいことなどから，試験杭1は極抗力）と読み換えることができる．また，それぞれの軸力限状態には達していないものと思われる．

に対応する除荷点の変位が，杭頭変位，杭先端変位という一方，図-12bに示した試験杭2の試験結果では，抵抗力ことになる．このようにして求めた杭頭および杭先端のが最終の載荷時（重錘落下高さ3.0m）まで直線的に増加す

変位と抵抗力の関係を図-12に示す．なお，このような整る傾向を示しており，試験杭2は降伏状態に達していない理をする関係上，計測深度8以深で杭周面に働く周面抵抗のではないかと思われる．最終の載荷時での杭頭抵抗力- 10 -

a．試験杭1b．試験杭2
図-12

杭頭及び先端での抵抗力と変位の関係

は40.3MN，先端抵抗力は13.5MNであった．このとき杭頭変(3) 軸方向押込み抵抗力（杭頭抵抗力）の特性値

位は61.9mm，杭先端変位は18.8mmにとどまっており，試験図-12に示したとおり，急速載荷試験により確認された

杭1よりもさらに小さな値となっている．

杭頭抵抗力の最大値は，試験杭1で36.4MN，試験杭2で杭の周面抵抗力は杭頭抵抗力と先端抵抗力の差として40.3MNであった．いずれの試験杭も極限状態には到って求められる．従って，最終の載荷時における周面抵抗力は，おらず，試験杭2については降伏状態にすら達していない

試験杭1で11.1MN，試験杭2で26.8MNと計算される．試験杭ため，得られた値は実際に杭が持つ能力を過小評価して1と比べて支持層への根入れが長い試験杭2の周面抵抗力

いる可能性が高い．つまり，いずれの杭についても，少ながかなり大きくなっており，支持層内での周面抵抗力度

くとも急速載荷試験で得られた値以上の抵抗力を有して（杭の単位表面積当たりの周面抵抗力）が大きいことがいると解釈すべきである．設計上，ターミナル基礎のジャ予想される．

ケット支持杭に必要とされる杭頭抵抗力は36MN程度とさ

周面抵抗力の深度方向の分布は，図-11に示した軸力のれているから，支持層への根入れ長が短い試験杭1でも十分な抵抗力を確保していると判断できる．

深度方向の分布より求めることができる．ある計測深度と次の計測深度における軸力の差は，その区間で杭に働

日本港湾協会（2018）によると，杭の載荷試験で極限状いている周面抵抗力に等しい．そこで，各計測深度間の軸態での抵抗力を確認することができなかった場合，降伏力の差を求め，その区間の杭の周面積（計測深度間の距離

時の抵抗力の1.2倍を極限状態における抵抗力の参考値と杭周長の積）で除すことにより周面抵抗力度を得ることする方法が示されている．これは静的な押込み試験のとができる．得られた周面抵抗力度の深度方向の分布を経験に基づくもので，今回実施した急速載荷試験の結果

図-13に示す（図-13aと図-13bで横軸のスケールが大きくへの適用性は不明であるが，仮に図-12より試験杭1の降異なることに注意されたい）．

伏時の杭頭抵抗力を25MNから30MNの間と考えると，極限

図-13によると，海底面から標高-48m付近までの区間で状態に対する杭頭抵抗力の参考値は30MNから36MNとなる．

は，周面抵抗力度は50kN/m2から100kN/m2程度にとどまっ

この値は実際の試験結果を下回っており，今回の試験にている．一方，地盤のN値が50を超える標高-48m付近を境

ついては日本港湾協会（2018）の考え方は安全側に過ぎるに，周面抵抗力度が非常に大きくなっていることが確認結果となる．

できる．これは，前述の試験杭1と試験杭2の周面抵抗力のまた，載荷試験で得られた抵抗力と変位の関係をワイ

大きな差は支持層内での周面抵抗力に起因しているといブル分布曲線により近似する方法（本間ら，1991）も広くう推論を裏付ける結果となっている．なお，図-13より，用いられている．試験杭1の試験結果を最小二乗法により杭頭抵抗力が最大となる最終の載荷時に，必ずしも周面

ワイブル分布曲線で近似すると式(1)が得られる．

抵抗力度が最大となるわけではないことがわかる．これ

S

1.30

0
Rt = 37.3 �1 − exp �− �33.5
�

は，周面抵抗力度が杭と地盤との相対変位の影響を受け

��

(1)

ここで，𝑅𝑅𝑡𝑡 (MN)は杭頭抵抗力，𝑆𝑆0 (mm)は杭頭の変位であるためであると考えられる．

- 11 -

a．試験杭1b．試験杭2図-13

周面抵抗力度の深度方向分布

る．杭の軸方向押込み抵抗力の特性値には，杭先端の沈下

た，試験杭2については，急速載荷試験中に降伏状態に到量（杭先端変位）が杭径の10%までの範囲で得られる杭頭っておらず，極限状態に対応する抵抗力を推定すること

抵抗力の最大値を用いるのが一般的である（日本港湾協は困難と考えられる．従って，以下の検討では試験杭2の会，2018）．杭頭変位と杭先端変位は必ずしも一致しない

試験結果は参考値として取り扱うこととする．

（杭体の圧縮等により杭頭変位の方が大きくなる傾向が(4) 港湾基準に基づく先端抵抗力の推定値との比較ある）が，参考のため，式(1)を用いて，杭頭変位が杭径

日本港湾協会（2018）では，杭の抵抗力の特性値は載荷の10%に相当する200mmのときの杭頭抵抗力を求めると試験により決定することが推奨されているが，参考のた

37.3MNとなる．この値は試験で確認された杭頭抵抗力のめ設計に用いる杭の抵抗力の特性値の推定式が示されて最大値36.4MNより2.5%ほど大きな値である．

いる．それによると，砂地盤に打撃施工された鋼管杭の先端抵抗力𝑅𝑅𝑝𝑝 (kN)は式(2)により推定することができる．

以上のように，いずれの方法によっても，試験杭1の極

𝑅𝑅𝑝𝑝 = 300𝜂𝜂𝜂𝜂𝐴𝐴𝑝𝑝

限状態に対応する杭頭抵抗力の推定値は，試験結果で確(2)

ここに，𝜂𝜂は閉塞率と呼ばれ，鋼管杭の先端の形状や地認された杭頭抵抗力の最大値をそれほど大きく上回るものではない．従って，以下の検討においては，試験杭1に盤状況により変化する係数である．𝑁𝑁は地盤のN値で，杭ついて，最終の載荷時（重錘落下高さ3.28m）のときに得先端付近の地盤のN値𝑁𝑁1 と，杭先端から4𝐷𝐷上方までの範囲
�2 )/2を用いる．なお，𝑁𝑁1 ，�2 の平均値(𝑁𝑁1 + 𝑁𝑁のN値の平均値𝑁𝑁られた杭頭抵抗力36.4MNを杭の軸方向押込み抵抗力の特

�2 はいずれも50を最大値とする．また，𝐴𝐴𝑝𝑝 (m2)は杭先端の𝑁𝑁性値として取り扱うことにする．同時にそのときの先端断面積で𝜋𝜋𝐷𝐷2 /4により求められる．日本港湾協会（2018）

抵抗力，周面抵抗力などもそれぞれの特性値と考える．ま- 12 -

図-14

杭径と閉塞率𝜂𝜂の関係（日本港湾協会（2008）に加筆修正）

図-15

設計で想定された土層構成，周面抵抗力度によると，閉塞率𝜂𝜂については杭径𝐷𝐷の影響が大きいこと

以上のような点を考慮すると，式(2)により逆算して求めが指摘されており，図-14のような参考図が示されている．

た閉塞率には，井桁リブの効果に加え，地盤条件等の影響

図-14は，先端リブ等を設けていない一般的な開端杭につなども含まれていると考えるのが妥当である．従って，井いて，過去に行われた杭の載荷試験結果から逆算により

桁リブは閉塞率の向上に対して定性的には一定の効果が求めた閉塞率と杭径の関係を示したものである．図-14であったと思われるものの，その効果の定量的な評価は，今は，杭径が1.5mを超える範囲のデータは非常に少ないも後，より慎重に検討する必要がある．
なお，日本港湾協会（2018）に示された先端抵抗力の推のの，杭径2mの杭の閉塞率は0.2程度の非常に小さい値と定方法は，安全上の余裕などを含めた設計体系の中で用なることが予想される．
図-12に示したとおり，急速載荷試験により得られた先いることを想定して提示されているものである．従って，

端抵抗力は，試験杭1で25.3MN，試験杭2では参考値ではあ

この推定方法に基づく各種の推定値と載荷試験の結果をるものの13.5MNであった．一方，図-5に示したボーリング

単純に比較することは厳密性に欠ける．ここで述べた内

H28-Tで得られたN値から，式(2)で用いる𝑁𝑁を求めると，

容は参考にとどめておくのがよいと考えられる．

試験杭1に対しては32.9，試験杭2では48.6となる．これを(5) 港湾基準に基づく周面抵抗力度の推定値との比較

用いて閉塞率𝜂𝜂を逆算すると，試験杭1では0.82，試験杭2

日本港湾協会（2018）によると，打撃施工された杭の周では0.29が得られる．試験杭1の閉塞率は図-14に示した

面抵抗力度は，砂質土層では2𝑁𝑁(kN/m2)，粘性土層では過去の開端杭の試験結果を大幅に上回っており，また，十𝑐𝑐(kN/m2)と推定される．いずれも100kN/m2を上限値とする．

𝑁𝑁は砂質土のN値，𝑐𝑐は粘性土の非排水せん断強さ（実務で分な載荷ができなかった試験杭2でも過去の試験結果をは一軸圧縮強さの1/2として求める場合が多い）である．

若干上回る値が得られている．このようなことから，両試
験杭に設けた井桁リブ（図-6参照）は，閉塞率の向上に一

これに基づき，ターミナル基礎のジャケットの設計で想定の効果を上げているものと考えられる．
ただし，杭先端付近の地盤条件に注意が必要である．試

定されている土層構成と各土層の周面抵抗力度𝑟𝑟𝑓𝑓 を図-15

験杭1は杭先端が砂礫に打ち込まれているが，わずか0.7m

砂礫層である．なお，図-15はジャケットの設計のために（0.35𝐷𝐷）下に泥岩が存在する．また，試験杭2は杭先端が想定された土層構成であり，試験杭の打設位置付近での泥岩に打ち込まれている．泥岩では砂や砂礫と比較する

調査結果（図-4，図-5参照）とは若干異なっている．試験と相対的に大きな先端抵抗力が得られる可能性があり，杭の打設位置では支持層は標高-46.1m以深と想定されてその結果，両試験杭で見掛け上大きな閉塞率が得られた

おり，図-15に示したものより浅い．また，試験位置付近

可能性がある．また，図-14に示された過去のデータのうは古神田川による埋没谷の存在が指摘されており，場所

ち，杭径が1mを超えるものについては杭先端の地盤種別

により土層の構成が変化する（東京都地質調査業協会，

が不明なものも多く，今回の試験結果と単純に比較でき

2004）．試験杭の打設位置は埋没谷側に存在しており，支るものかどうかは不明確である（杭径1m以下のデータで持層は七号地層の礫層に相当するのではないかと考えら

は地盤種別が細砂，砂，礫混じり砂と報告されている）．

れている．

に示す．支持層は図中にEguと表記された江戸川層の上部- 13 -

図-15に示した周面抵抗力度の推定値と載荷試験で得表-2施工時と養生後の各抵抗力の比較

られた値（図-13）を比較すると，海底面から支持層の直上までに堆積している粘性土については，値のばらつきはあるものの概ね同程度の値となっているようである．
一方，主に試験杭2（図-13b）で確認されている支持層内の周面抵抗力度については，載荷試験結果では最大300kN/m2から500kN/m2に達しており，周面抵抗力度の推定値の上限100kN/m2を大幅に上回る値が得られている．
なお，先端抵抗力の場合と同様に，日本港湾協会（2018）に基づく周面抵抗力度の推定値と載荷試験結果を単純に比較することはあまり適切ではない．ここで述べた内容
は参考にとどめておくのがよいと考えられる．
(6) セットアップ率の検討

アップ率がやや小さく，特に先端抵抗力に関しては2を下杭施工後，一定期間を経過すると杭の抵抗力が増加す回っている．

ることが知られている．これはセットアップと呼ばれて

図-16a，図-16bによると，標高-35m程度以浅の粘性土をおり，杭の打撃時に生じる地盤内の間隙水圧の消散，施工中心とする土層（図-5参照）では施工時に周面抵抗力度がにより乱された粘性土の再圧密，といった地盤の乱れのほとんど発揮されておらず，養生期間中に大きなセット

回復により生じるものであると考えられている．セット

アップが生じている．標高-45mから-50m付近の砂礫では，アップに要する期間は，砂質土地盤で5日以上，粘性土地施工時にすでに50〜100kN/m2程度の周面抵抗力度が発揮

盤で14日以上とされており，杭の載荷試験の際には施工されており，さほど大きなセットアップは生じていない．

から試験までの養生日数がそれ以上となるように計画すまた，図-16bによると，標高-50m以深の泥岩では，10を超るのが一般的である（地盤工学会，2002）．

える大きなセットアップ率が得られている．

試験杭1の養生期間は36日，試験杭2では20日となって

ただし，試験杭2では，施工時，養生後とも十分な載荷いるから，両杭ともセットアップが生じるのに最低限必ができていないため，表-2に示したセットアップ率は地要とされる養生期間は確保されていると考えられる．両盤本来のセットアップ特性を正しく評価できていない可試験杭の打止め時の衝撃載荷試験（表-1参照）と養生後の能性がある点に注意が必要である．

急速載荷試験で得られた杭頭抵抗力，先端抵抗力，周面抵

菊池ら（2009）は，過去の載荷試験で得られたセットア

抗力をまとめると表-2のとおりとなる．また，施工時と養ップ率を各抵抗力や地盤種別毎に整理している．それに生後の周面抵抗力度の深度方向分布の比較を図-16に示

よると，セットアップ率は試験ケース毎に大きくばらつす．(2)で述べたとおり，周面抵抗力度は最終の載荷時（重くものの，杭頭抵抗力では2以上，先端抵抗力ではあまり

錘の落下高さが最大の時）に最大になるとは限らないた

大きなセットアップが見られず平均で1.7程度，周面抵抗

め，図-16aには養生後の急速載荷試験で得られた各深度力はセットアップ率が大きく沖積層で平均11.8，洪積層における周面抵抗力度の最大値も参考のため表示していで平均5.5などと報告されている．これらの値と，表-2，

る．試験杭2については，最終の載荷時の周面抵抗力度が

図-16に示した試験杭1の試験結果を比較すると，先端抵ほぼ最大値と等しい値であったことから，図-16bでは周抗力のセットアップ率が際立って大きい．このような結面抵抗力度の最大値の表示は省略した．なお，施工時の衝果となった要因として，杭先端付近の地盤条件の影響が撃載荷試験で得られた周面抵抗力度は波形マッチング解挙げられる．

析により得られたものである．衝撃載荷試験では杭頭を図-5に示したとおり，試験杭1の杭先端は標高-45〜-

ハンマーで打撃するのみで，急速載荷試験のような段階

50m付近の砂礫に打ち込まれている．しかしながら，杭先的な載荷は行われないため，載荷重の変化による周面抵端から0.7m（0.35𝐷𝐷）下方には泥岩が存在している．施工

抗力度の変化を確認することはできない．

時には杭先端付近の砂礫が大きく乱されていることなど

表-2によると，試験杭1については，杭頭，先端，周面から，杭先端からの作用は砂礫層を中心に支持されていいずれの抵抗力についても，養生後の抵抗力と施工時のると考えられる．これに対し，養生後は砂礫の乱れが回復

抵抗力の比（セットアップ率）が4程度以上となっている．

し（セットアップ），それにより杭先端からの作用の伝達

一方，試験杭2については，杭頭及び先端抵抗力のセット

範囲が広がる．その結果，杭先端からの作用が，砂礫の下- 14 -

a．試験杭1
図-16

b．試験杭2施工時と養生後の載荷試験で得られた周面抵抗力度の比較部に存在する強固な泥岩にまで伝達されることとなり，の杭で衝撃載荷試験を実施し，杭の抵抗力の確認を行っ

養生後の先端抵抗力が大きくなった可能性がある．例えた．本設杭の平面的な配置を図-17aに，試験を実施した杭ば，日本道路協会（2017）に示された先端抵抗力の推定方の位置とそれぞれの直近のボーリング調査の位置を図-法において杭先端から3𝐷𝐷下方までの地盤の特性を考慮す

17bに示す．ジャケットの寸法等は図-2をあわせて参照さることなどからも，試験杭1の先端抵抗力に泥岩の影響がれたい．図-17には，参考のため，急速載荷試験を実施し現れることは十分に起こり得ると思われる．従って，試験た試験杭の位置もあわせて示している．本設杭にはA〜D

杭1について得られた先端抵抗力のセットアップ率は，単の記号と1〜43の数字の組み合わせで杭番号がつけられに支持層である砂礫のセットアップ特性を示すものではている．本稿では，杭番号の前に，ターミナル基礎についなく，砂礫と泥岩という多層地盤の影響が含まれた見掛てはT-，桟橋についてはP-を付け，各本設杭を識別するこけ上の値であると考えるべきである．

とにする．試験を実施した本設杭の仕様を表-3に示す．

3. 本設杭の衝撃載荷試験

らばらであるが，杭長は50.5mから52.5mで概ね同程度と試験を行った5本の本設杭は，杭径は0.9mから1.5mとばなっている．ターミナル基礎のジャケット支持杭である
3.1

試験概要

T-C1とT-A2には，杭先端に一文字あるいは十字状の先端(1) 試験を実施した杭リブが取り付けられているが，桟橋のジャケット支持杭東京港新客船埠頭の整備では，ターミナル基礎及び桟P-C26，P-A7，P-B43は一般的な開端杭である．いずれの杭橋のジャケットを支える本設杭の施工の際にもいくつかにも，杭先端外周面に先端補強バンドが取り付けられて- 15 -

a．本設杭の平面配置

b．衝撃載荷試験を実施した本設杭と直近の土質調査ボーリング地点
図-17
表-3

本設杭の衝撃載荷試験の実施位置

衝撃載荷試験を実施した本設杭の仕様

いる．T-C1とT-A2の杭先端の形状を図-18に示す．

(2) 地盤条件

いずれの杭も油圧ハンマー（IHC S-280）を用いた打撃試験を行った本設杭のそれぞれに最も近い位置で実施

工法により施工した．P-C26は，急速載荷試験を行った試されたボーリング（図-17b参照）により得られた土層構成

験杭と同様に，支持層付近までバイブロハンマで打ち込とN値を図-19〜図-23に示す．各図には，対応する杭の打んだ後，油圧ハンマーによる最終打撃を行っている．その設深度をあわせて示している．これらの図により，深度や他の4本の本設杭は，杭の建込みから打止めまで油圧ハン

土層の構成に多少の違いはあるものの，全体としては類マーのみを用いて施工した．

似した地盤条件となっていることがわかる．いずれの地- 16 -

a．T-C1

b．T-A2図-18図-19

本設杭のT-C1，T-A2の先端形状

H29-1で得られた土層構成，N値

図-20

H29-2で得られた土層構成，N値

点でも海底面から標高-40〜-45m付近まで粘性土層が続

杭1の杭先端が砂礫層の下の泥岩にかなり近い位置までき，その下に細砂や砂礫の層が現れ，標高-50〜55m以深に打ち込まれている点に注意が必要である．2.4(6)で述べ泥岩，固結シルトの層が存在する．本設杭はいずれも砂礫

たとおり，杭先端から泥岩までの離隔が杭の先端抵抗力まで根入れした状態で打止められており，急速載荷試験に影響することは十分に考えられる．

を行った試験杭1（図-5参照）と類似した条件であると考(3) 衝撃載荷試験の方法えられる．ただし，本設杭と試験杭1を比較すると，試験

衝撃載荷試験はJGS 1816-2002（地盤工学会，2002）に- 17 -

図-21

H28-4で得られた土層構成，N値

図-23

H29-C43で得られた土層構成，N値

従って実施した．試験の際には，杭頭から0.9〜1.5m程度（概ね杭径程度）下がった位置の杭外周面に，加速度計とひずみ計を取り付けた．加速度計とひずみ計は，各1台を1組として，杭中心軸に対して対象となるように2組取り付けた．データ計測はPDI製のPDA（2.3参照）により実施
した．
衝撃載荷試験の実施のタイミングは杭により異なっている．T-C1については，施工時と4日間養生後に試験を実施しているが，T-A2及びP-C26は施工時のみ試験を行っている．また，P-A7とP-B43については施工時には試験を実施しておらず，それぞれ9日間，4日間の養生後に衝撃載荷試験を実施した．試験後，PDI製の解析プログラムCAPWAPによる波形マッチング解析を実施し，先端抵抗力，周面抵
抗力，杭頭抵抗力を算定した．
養生後の杭の抵抗力は，養生期間中にセットアップが生じることで大幅に増加する．そのため，養生後の衝撃載荷試験に際しては，施工時よりも高規格の油圧ハンマーを準備するのが理想的である．しかしながら，工費・工期の観点からやむを得ず施工時と同等の油圧ハンマーを用いる場合が多い．東京港新客船埠頭においても，養生後の衝撃載荷試験の際に施工時と同じ油圧ハンマーを用いた．
図-22

この場合，油圧ハンマーの能力不足により，1回の打撃で

H29-A7で得られた土層構成，N値は十分に載荷する（杭先端まで十分に軸力を作用させる）- 18 -

ことができないことが多い．そのため，以下のような考え

打止め時よりも10打撃前の打撃で最大の抵抗力が得られ方により養生後の周面抵抗力と先端抵抗力を評価するこたので，参考値として表-4の括弧内に示している．また，ととした．

3.1(3)で述べたとおり，養生後の試験においては周面抵

養生後の衝撃載荷試験の際，打撃回数が少ないうちは抗力と先端抵抗力を別の打撃時のデータから算出してい

周面抵抗力が大きく発揮されるため，ハンマー打撃による．参考のため，表-4には，先端抵抗力を算出した打撃時る荷重が杭先端まで十分に伝達されない．このとき，杭先の周面抵抗力（残留状態の値）を括弧内に示している．表

端が地盤に拘束された状態が維持され，先端抵抗力はあにも注記しているとおり，P-A7では養生後の衝撃載荷試

まり動員されない．打撃を継続すると，周面抵抗力が低下

験の際に杭先端での反射波が引張波となる状態まで打撃して残留状態に移行する（土質特性等に依存するためすすることができず，先端抵抗力を過小評価している可能べての土層で低下するわけではない）．その結果，荷重が性があることに注意を要する．なお，施工時の衝撃載荷試

杭先端まで伝達されるようになり，杭先端が地盤に押込験については，先端抵抗力と周面抵抗力は同時に（同一のまれ始めることで先端抵抗力が発揮される．そこで，養生

打撃時に）得られた値である．

後の衝撃載荷試験では，データ計測を行いながら打撃を5本の本設杭及び試験杭1はそれぞれ杭径が異なってい継続し，先端抵抗力がある程度発揮される状態になるまるため，各抵抗力を直接比較することは難しい．そこで，で試験を行う．

まず，先端抵抗力について，各杭の先端抵抗力度（杭先端

杭先端抵抗力の発生状況は，打撃により杭体に生じるにおける単位面積当たりの抵抗力）と式(2)から逆算して応力波の波形から確認することができる．杭頭を油圧ハ求めた閉塞率を表-5に示す．先端抵抗力度に着目すると，ンマーで打撃することにより杭頭に応力波が生じ，圧縮

施工時については5本の本設杭と試験杭1の間に大きな差

波として杭先端に向かって伝達される．一部は周面抵抗は見られない．養生後については，開端杭のP-A7とP-B43

力の影響により途中で反射されるが，一部は杭先端に到で先端抵抗力度が小さく，続いて一文字リブを設けたT-

達し反射波として杭頭に戻ってくる．応力波が杭先端で

C1，井桁リブを設けた試験杭1の順に先端抵抗力度が大き

反射する際，杭先端が地盤に貫入できない（地盤に拘束さくなる．閉塞率に関しても概ね同様な傾向が見られる．

れている）状態の場合，固定端条件での反射となるため，

このような先端抵抗力度，閉塞率の変化傾向には，杭先

反射波は圧縮波となる．杭先端が地盤に押し込まれる状端に設けた先端リブの影響の他，杭先端の地盤条件が影態の場合，杭先端は自由端となるため，反射波は引張波と響していると思われる．3.1(2)で述べたとおり，衝撃載荷なる．つまり，反射波が圧縮波であれば杭先端は地盤に押試験を実施した5本の本設杭は，試験杭1と同様に砂礫をし込まれておらず先端抵抗力が十分に発揮されていない支持層としている．しかしながら，2.4(4)で述べたとおり，状態，引張波であれば杭先端が地盤に押し込まれ先端抵試験杭1では，養生後は杭先端からの作用が泥岩まで及ぶ

抗力が発揮されている状態であることがわかる．

ことにより，先端抵抗力が大きくなった可能性がある．ここのようなことから，養生後の衝撃載荷試験では，杭先れに対し，P-A7以外の本設杭では杭先端から泥岩までの端からの反射波が圧縮波か引張波かを確認しながら打撃

離隔が杭径の2倍から4倍程度と大きい（図-19〜図-23参を続け，可能な限り杭先端からの反射波が引張波となる照）．そのため，先端抵抗力に対する泥岩の寄与は小さく，まで試験を継続する．試験後，波形マッチング解析の際に単純に砂礫のみに支持される状態となり，特に養生後に打撃開始当初の計測データを用いることで周面抵抗力のおいて試験杭1よりも小さな先端抵抗力度を示したので最大値を，試験終盤の計測データを用いることで先端抵はないかと考えられる．

抗力の最大値を算定することができる．実際に杭頭に荷一方，P-A7は杭先端から泥岩までの距離が杭径と同程重が加わったとき，このようにして求めた周面抵抗力の度で，他の本設杭よりは泥岩近くまで打ち込まれている．

最大値と先端抵抗力の最大値が同時に発揮されるかどう

前述のとおり，P-A7ではハンマーの能力不足により先端かは不明である．しかしながら，実務における衝撃載荷試

抵抗力は過小評価されているものと思われ，仮に十分な

験では，両最大値を加算した値をもってその杭の軸方向荷重を作用させることができていれば，さらに大きな抵抵抗力と整理するのが一般的であり，本検討においても抗力が得られた可能性が高い．
次に，本設杭，試験杭1の載荷試験で得られた周面抵抗

そのように解釈することとする．

力度を比較する．施工時の衝撃載荷試験で得られた周面
3.2

抵抗力度の深度方向の分布を図-24に，養生後の試験（試試験結果

本設杭の衝撃載荷試験の結果を表-4に示す．T-A2では，- 19 -

験杭1は急速載荷試験）で得られた周面抵抗力度の深度方

表-4

表-5

本設杭の衝撃載荷試験の結果一覧

本設杭の衝撃載荷試験で得られた先端抵抗力度，閉塞率

向の分布を図-25に示す．

ような結果となった原因ははっきりしないが，P-C26は標施工時の周面抵抗力度を示した図-24によると，本設杭

高-27mから-29mの間で大きな段落し（板厚の低減）を行っ

P-C26を除き，概ね同様な値，変化傾向が得られているこていることから，これが衝撃載荷試験時の応力波の計測とが確認できる．P-C26のみ標高-25m以深の周面抵抗力度や試験後に実施した波形マッチング解析に影響を与えたが大きく，他の杭の試験結果と傾向が異なっている．この可能性が考えられる（波形マッチング解析は一次元解析- 20 -

図-24

施工時の載荷試験で得られた周面抵抗力度の深度方向分布

図-25

養生後の載荷試験で得られた周面抵抗力度の深度方向分布であるため，板厚の変化は剛性の変化として考慮される

力度も過小評価となっている可能性がある．3本の本設杭

ものの，杭の形状が変化することまでは考慮されない）．

の試験結果と試験杭1の試験結果を比較すると，本設杭の次に，養生後の周面抵抗力度を示した図-25によると，

周面抵抗力がやや小さい．しかしながら，試験杭と本設杭

3本の本設杭の試験結果は概ね一致していることがわか

では養生日数が大きく異なっており，試験杭1が36日である．P-A7のみ標高-40m付近でやや小さい値を示している

るのに対して本設杭は4日又は9日と短い．藤田・上田が，すでに述べたとおりP-A7ではハンマーの能力不足に（1970）には養生日数と降伏時，極限時の抵抗力についてより十分な載荷ができていないため，最深部の周面抵抗

過去の実績が取りまとめられている．藤田・上田（1970）- 21 -

に示されたデータから定量的に評価することは難しいが，

表-6

施工時と養生後の各抵抗力の比較

非常に粗い推測として，養生日数が4日から36日で30%程
度，9日から36日で15%程度は杭の抵抗力が増加する可能性があると考えられる．このようなことを勘案すると，本設杭と試験杭1ではほぼ同程度の周面抵抗力度が得られていると判断してよさそうである．
本設杭T-C1については，施工時と養生後の両方の載荷試験を実施しているので，セットアップ率を求めることが可能である．計算結果を表-6に示す．表-6には，比較のため試験杭1の結果を再掲している．T-C1では先端抵抗力のセットアップ率が試験杭1と比較して小さいが，これは繰返し述べているとおり，杭先端と泥岩層との離隔の大小によるものではないかと考えられる．また，T-C1の養生
日数が短いことも影響しているものと思われる．
周面抵抗力のセットアップ率についても，T-C1の試験

ハイリー式は，施工時の杭打ちという動的な挙動の中結果は試験杭1よりも小さい．菊池ら（2009）に示されてで計測される貫入量やリバウンド量により養生後の杭のいるとおり，一般的にセットアップの効果は先端抵抗力

静的な抵抗力を推定しようとするもので，原理的に無理よりも周面抵抗力に大きく現れることなどから，T-C1とがあり，算定結果のばらつきが大きい．そのため，日本港試験杭1の周面抵抗力のセットアップ率の差は，養生日数

湾協会（2018）では，ハイリー式を杭の抵抗力の推定に用の差による影響が大きいものと思われる．T-C1もさらにいるのではなく，単一の現場の施工管理として杭毎の相養生日数を経ることで周面抵抗力が増加し，セットアッ

対的な抵抗力の変化を検知するための簡便な指標としてプ率が向上することが期待される．

用いることを推奨している．
菊池ら（2009）は，杭の載荷試験とハイリー式を組み合わせることで，従来よりも精度の高い施工管理を目指す

4. 施工管理への応用に関する検討

方法を提案している．具体的には，式(4)に示すように，
4.1

ハイリー式にいくつかの係数を導入し，貫入量，リバウン

ハイリー式の補正の考え方

ド量から養生後の杭頭抵抗力を推定できるように補正し我が国の港湾の施設において，鋼管杭を打込み工法にようというものである．

より施工する場合，打止め施工管理のためにハイリー式を用いるのが一般的である．ハイリー式とは，ハンマーの𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡 =打撃によって杭に入力されるエネルギーと，杭が地盤に

𝑒𝑒𝑓𝑓 𝐹𝐹𝑆𝑆+

𝐾𝐾
2

× 𝐶𝐶𝑓𝑓 × 𝑆𝑆𝑟𝑟 × 𝑆𝑆𝑡𝑡 = 𝑅𝑅𝑡𝑡ℎ ∙ 𝐶𝐶𝑓𝑓 ∙ 𝑆𝑆𝑟𝑟 ∙ 𝑆𝑆𝑡𝑡

(4)

ここに，𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡 はハイリー式の補正式による杭頭抵抗力の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

推定値，𝐶𝐶𝑓𝑓 ，𝑆𝑆𝑟𝑟 ，𝑆𝑆𝑡𝑡 は補正係数である．各補正係数は，施びかれる式で，鋼杭の場合はいくつかの仮定に基づいて簡略化された式が用いられる．この簡略式によると，ハイ工時（打止め時）に衝撃載荷試験を行い，さらに養生後にリー式による杭の抵抗力（杭頭抵抗力）の推定値𝑅𝑅𝑡𝑡ℎ は式

再度の載荷試験（試験方法は問わない）を行うことで決定
する．

(3)により求められる．
𝑅𝑅𝑡𝑡ℎ =

𝑒𝑒𝑓𝑓 𝐹𝐹

𝑆𝑆+

𝐾𝐾
2𝐶𝐶𝑓𝑓 は，施工時の衝撃載荷試験で得られた全抵抗𝑅𝑅𝑇𝑇 と，ハ(3)

イリー式による杭頭抵抗力の推定値𝑅𝑅𝑡𝑡ℎ との比を表す補正係数で，式(5)により求められる．

ここに，𝑒𝑒𝑓𝑓 はハンマーの効率，𝐹𝐹はハンマーの打撃エネ

ルギー（杭への入力エネルギー），𝑆𝑆は杭の貫入量，𝐾𝐾はリ

𝑅𝑅

𝐶𝐶𝑓𝑓 = 𝑅𝑅 𝑇𝑇

𝑡𝑡ℎ

バウンド量である．式(3)の分子はハンマー効率と入力エ(5)𝑆𝑆𝑟𝑟 は，施工時の衝撃載荷試験で得られた杭頭抵抗力𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡

ネルギーの積であるから，ハンマーから杭に伝達されたと，全抵抗𝑅𝑅𝑇𝑇 との比を表す補正係数で，式(6)により求めエネルギーに相当する．貫入量𝑆𝑆は1回の打撃により杭頭られる．

に生じる残留変位，リバウンド量𝐾𝐾はその打撃中に生じる杭頭の最大変位から残留変位を引いた値であり，いずれ

𝑅𝑅

𝑆𝑆𝑟𝑟 = 𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡

も打止め前の10打撃程度の間の平均的な値を用いる．

- 22 -

𝑇𝑇

(6)

表-7

各杭について得られるハイリー式の補正係数

𝑆𝑆𝑡𝑡 はセットアップ率に対応する補正係数で，式(7)による養生後の杭の抵抗力は，式(3)のハイリー式の簡略式をり求められる．
𝑅𝑅

𝑆𝑆𝑡𝑡 = 𝑅𝑅 𝑡𝑡

𝑡𝑡𝑡𝑡

そのまま用いるよりは，実際の杭の抵抗力に近い値を示すと考えられる．ただし，式(4)を用いる前提として，載(7)荷試験を実施した杭と施工管理対象の本設杭の間で種々

ここに，𝑅𝑅𝑡𝑡 は養生後の載荷試験により得られる杭頭抵の条件が一致していることが重要である．杭径，杭長，先抗力である．以上により，式(4)のように補正したハイリ

端形状などの杭諸元の他，地盤条件，施工に用いるハンマー式で計算される杭頭抵抗力𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡 が養生後の載荷試験でー，施工の方法（打止め付近での入力エネルギーの調整な式(4)の実務における使い方は概ね次のようなもので験を行った杭と本設杭の間に大きな差異が無いことを確得られた杭頭抵抗力𝑅𝑅𝑡𝑡 に一致することになる．

どのハンマー操作を含む）などの諸条件について，載荷試ある．まず，試験杭又は最初に施工する本設杭について，認する必要がある．

施工時（打止め時）に入力エネルギー𝐹𝐹，貫入量𝑆𝑆，リバウ

なお，式(4)は単に式(3)の計算結果を定数倍している

ンド量𝐾𝐾を計測する．あわせて衝撃載荷試験，波形マッチだけであり，式(4)を用いたからといって推定精度が向上

ング解析を行い，杭への伝達エネルギー𝐸𝐸𝑡𝑡 ，全抵抗𝑅𝑅𝑇𝑇 ，杭するわけではない点に注意が必要である．式(4)を用いて決定する．このとき，𝑅𝑅𝑡𝑡ℎ の分子（式(3)参照）は，𝑒𝑒𝑓𝑓 𝐹𝐹で行う杭の本数を増やすなどの方法が考えられる．

頭抵抗力𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡 を求め，これらのデータから補正係数𝐶𝐶𝑓𝑓 ，𝑆𝑆𝑟𝑟 を

より確からしい杭の抵抗力を推定するには，載荷試験をはなく実際に計測された伝達エネルギー𝐸𝐸𝑡𝑡 を用いる．ハンマー効率𝑒𝑒𝑓𝑓 は𝐸𝐸𝑡𝑡 /𝐹𝐹として求めることができる．

4.2

補正係数の検討

次に，一定の養生期間の後，同じ杭に対して載荷試験を

東京港新客船埠頭の整備に関連して実施した杭の載荷行う．養生後の載荷試験は静的な押込み試験が望ましい

試験データに基づき，4.1で説明した各係数を計算するとが，工費・工期の制約等の理由から急速載荷試験や衝撃載

表-7のようになる．載荷試験を施工時のみ実施したもの，

荷試験とすることもある．施工時の載荷試験で得られた養生後のみ実施したものがあるため，計算が可能な係数

杭頭抵抗力𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡 と養生後の試験で得られた杭頭抵抗力𝑅𝑅𝑡𝑡 かのみを表示している．

らセットアップ率𝑆𝑆𝑡𝑡 を求める．このようにして決定した𝑒𝑒𝑓𝑓 ，𝐶𝐶𝑓𝑓 ，𝑆𝑆𝑟𝑟 ，𝑆𝑆𝑡𝑡 を式(4)に代入する．

菊池ら（2009）は過去の載荷試験で得られた各補正係数の値を整理し紹介している．それによると，𝑒𝑒𝑓𝑓 は0.82程度（IHC製ハンマーの場合），𝐶𝐶𝑓𝑓 は0.5から1.0程度，𝑆𝑆𝑟𝑟 は0.5

以降，同現場で施工する本設杭については，施工時（打計測すれば，式(4)から杭の養生後の杭頭抵抗力を推定で程度とされている．また，𝑆𝑆𝑡𝑡（セットアップ率）は地盤条

きる．このようにして施工管理を行うことで，現場で支持べられている．表-7に示した各係数の値は概ねこの範囲

力不足となる杭が生じていないかを確認しつつ施工を進に入っていると言える．

止め時）の入力エネルギー𝐹𝐹，貫入量𝑆𝑆，リバウンド量𝐾𝐾を件等により大きく変化するが最低2程度は見込めると述

しかしながら，表-7の末尾に示した4つの係数の積（実めることが可能となる．

質的にハイリー式の計算結果に乗じる値）を見ると，0.62

式(4)に示したハイリー式の補正式を用いて計算され- 23 -

から2.3となっており，3倍以上の開きがある．これは，各

筆ながらここに記して謝意を表す．

杭の杭径や先端形状，先端付近の地盤条件（泥岩との離隔など），施工条件（打止め時の入力エネルギー，貫入量，

参考文献

リバウンド量など）が異なっていることに起因している

菊池喜昭・水谷崇亮・森川嘉之（2009）：載荷試験を活用と考えられる．

した鋼管杭の設計・施工管理手法の体系化，港湾空港
技術研究所資料，No.1202，pp.63-75．

5. 結論

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.171-192及びpp.223-245．

本稿では，東京港新客船埠頭の整備のために実施され東京都地質調査業協会（2004）：特集

た試験杭の急速載荷試験及び本設杭の衝撃載荷試験の試

東京湾，技術ノート，No.37，pp.3-6．

験方法や試験結果を整理するとともに，それらの結果を

長山英樹・宮司剛志・亀井秀一・小林剛（2019）：東京港

比較し，東京港新客船埠頭用地における杭の軸方向抵抗

新客船ふ頭の大口径鋼管杭の載荷試験，基礎工，力の特性をとりまとめた．

Vol.47，No.8，pp.28-31．

試験杭の急速載荷試験結果より設計上必要とされる抵

日本港湾協会（2018）：港湾の施設の技術上の基準・同解

抗力を十分に確保できることが確認された．特に，先端抵説，pp.693-699及びp.1727．
日本道路協会（2017）：道路橋示方書・同解説，IV

抗力に関して，先端閉塞率やセットアップ率が大きな値

下部

構造編，pp.244-249．

を示していた．これは，杭先端に設けた井桁リブの効果の

藤田圭一・上田勝基（1970）：クイ打込後の経過日数と支他に，杭先端部の地盤条件（支持層下部の泥岩層が先端抵抗力に寄与したこと）が影響したものと考えられる．また，持力について，クイの鉛直載荷試験法の諸問題に関試験杭の急速載荷試験結果と本設杭の衝撃載荷試験結果

するシンポジウム発表論文集，pp.49-52．

を比較すると，周面抵抗力は概ね同様な傾向を示してい本間政幸・金道繁紀・高野公作・宇都一馬・冬木衛・佐藤

るが，先端抵抗力について閉塞率やセットアップ率に大正人・桜井学（1991）：杭の載荷試験管理の一手法，

きな差が生じていることが確認された．杭径，杭先端形状

杭の鉛直載荷試験方法および支持力判定法に関するの違いや杭先端部の地盤条件の違い（本設杭では杭先端

シンポジウム発表論文集，pp.55-62．
森野亮吾・黒米郁・宮司剛志・山下晃三・水谷崇亮・山下から泥岩層までの離隔が大きいこと）が影響したものと久男（2018a）：東京港新客船ふ頭における大口径鋼管考えられる．

杭の載荷試験（その1），第53回地盤工学研究発表会発

さらに，試験結果を本設杭の施工管理に活用すること

表講演集，pp.1291-1292．

を目的として，載荷試験結果を使ってハイリー式を補正する方法について検討した．試験結果から得られた補正

森野亮吾・黒米郁・宮司剛志・山下晃三・水谷崇亮・小林

係数は過去の事例の範囲に入っているものの，その値は剛（2018b）：東京港新客船ふ頭における大口径鋼管杭

杭毎に大きく異なり3倍程度の開きがあることが確認さの載荷試験（その2），第53回地盤工学研究発表会発表

れた．これについても，杭の諸元や地盤条件，施工条件等

講演集，pp.1293-1294．

の違いが影響しているものと思われる．従って，載荷試験
記号表

結果から得た補正係数を本設杭の施工管理に使用する際

𝐴𝐴𝑝𝑝 ： 杭先端の断面積は，条件の近い杭の試験結果から算定された値を用いる

𝑐𝑐：

ことを基本とし，かつ，施工時の入力エネルギー，杭貫入

粘性土の非排水せん断強さ

𝐶𝐶𝑓𝑓 ： ハイリー式の補正係数

量，リバウンド量等の値や，それらの深さ方向の変化状況

𝐷𝐷： 杭径なども比較することが重要であると考えられる．

𝑒𝑒𝑓𝑓 ： ハンマー効率（2020年8月5日受付）

𝐸𝐸𝑡𝑡 ： 伝達エネルギー

𝐹𝐹： 打撃エネルギー（入力エネルギー）

謝辞

𝐾𝐾： リバウンド量

本稿は，東京都港湾局東京港建設事務所よりご提供頂

𝐿𝐿： 杭長いた載荷試験結果を基に検討を行ったものである．東京

𝑁𝑁： 地盤のN値

港建設事務所の関係各位には，提供された資料の記載内

𝑁𝑁1 ： 杭先端付近の地盤のN値

容の確認など，検討にあたり多大なるご協力を賜った．末- 24 -

�2 ： 杭先端から4𝐷𝐷上方までの範囲のN値の平均値
𝑁𝑁

𝑟𝑟𝑓𝑓 ： 周面抵抗力度
𝑅𝑅𝑝𝑝 ： 先端抵抗力

𝑅𝑅𝑡𝑡 ： 杭頭抵抗力

𝑅𝑅𝑡𝑡ℎ ： ハイリー式による杭頭抵抗力の推定値

𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡 ： 施工時の衝撃載荷試験で得られた杭頭抵抗力

𝑅𝑅𝑡𝑡𝑡𝑡 ： ハイリー式の補正式による杭頭抵抗力の推定値

𝑅𝑅𝑇𝑇 ： 衝撃載荷試験で計測される全抵抗
𝑆𝑆： 貫入量𝑆𝑆0 ： 杭頭変位

𝑆𝑆𝑟𝑟 ： ハイリー式の補正係数
𝑆𝑆𝑡𝑡 ： セットアップ率𝑡𝑡：

板厚𝑇𝑇𝑟𝑟 ： 相対載荷時間

𝜂𝜂： 閉塞率- 25 -

港湾空港技術研究所資料

No.1374

２０２０．９

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/

C （2020）by MPAT
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