ＩＳＳＮ１３４６－７８３２

国立研究開発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.55No.1 March2016

NAGASE,YOKOSUKA,JAPANNATIONAL RESEARCH AND DEVELOPMENT AGENCY,

PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

港湾空港技術研究所報告（REPORT OF PARI）
第 55 巻 第 1 号（Vol. 55, No. 1）, 2016 年3月（March 2016）目

次（CONTENTS）

1. 載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法··································································································· 水谷崇亮 ·······

3（Estimation of Axial Capacity of Piles utilizing Load Tests·········································································································· Takaaki MIZUTANI）

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REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.55, No.1 (Mar. 2016)

Estimation of Axial Capacity of Piles utilizing Load Tests

Takaaki MIZUTANI*

Synopsis
Technical standards and commentaries for port and harbor structures in Japan notes that in-situ
load test is one of the estimation method of axial capacity of piles. The in-situ load test could provide
more precise estimation of the axial capacity of piles at the site than various estimation equations.
However, the technical standards and commentaries dose not clearly specify a procedure to derive acharacteristic value of the axial capacity from the load test result. It dose not expose the partial factor
for the characteristic value, either.
The authors analyzed the data of load tests not only reported in previous studies but also conducted
at many ports in recent years, and evaluate variability of the test results. The load test were classified
in three categories of test condition: identical condition, similar condition and the others. For eachcondition, the procedure was suggested to derive the characteristic value from the test results and to
decide the partial factor for it.
In the suggested procedures, the characteristic value was calculated as the lower limit of 75%
confidence interval of the mean value. The procedure covered the case with only one test data. It was
revealed that the partial factor should be increased from the traditional value in the case that the load
test was conducted under the identical condition. Even in the case of the similar condition, thepossibility was indicated to increase of the partial factor with expert judgments.
Key Words: Pile, Axial capacity, Load test, Characteristic value, Partial factor* Head of Foundations Group, Geotechnical Engineering Division
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-<    7D  3 ························································································································

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-5-載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法

1. まえがき験結果との対応が確認できている場合や，地盤が極限状態に至らなくとも設計で求められる軸方向抵抗力を満足

港湾の施設の技術上の基準・同解説（日本港湾協会，

できているような場合には，衝撃載荷試験の結果を設計

2007）（以下，港湾基準という）では，杭の軸方向抵抗力に活用したいという現場の要請もある．

の推定手法として，杭の載荷試験を行う方法が挙げられそこで，本研究では，既往の文献に示された種々の載荷ている．杭の載荷試験を実施することで，原位置における試験データの分析結果を活用するとともに，近年，港湾事

実際の軸方向抵抗力を直接確認することができる．従っ

業に関連して実施された衝撃載荷試験のデータを収集・て，載荷試験による軸方向抵抗力の推定手法は，経験的な分析し，載荷試験結果から杭の軸方向抵抗力を推定する

推定式を用いる方法などと比較して精度の高い推定手法

手法を検討することとする．

であると考えられる．道路橋示方書・同解説（日本道路協会，2012）（以下，道示という）や鉄道構造物等設計標準・

2.2

杭の鉛直載荷試験結果の分析

同解説（鉄道総合技術研究所，2012）（以下，鉄道標準と杭の軸方向抵抗力の特性値や部分安全係数の考え方をいう）では，杭の載荷試験を行った場合に設計に用いる安整理するためには，同じ条件の杭について載荷試験を行

全率を優遇する仕組みが導入されており，載荷試験によった際のデータのばらつきを検討する必要がある．しかる軸方向抵抗力の推定精度の高さが考慮されている．こしながら，杭の載荷試験は大掛りなものであるため，一つれに対し，港湾基準では，杭の載荷試験を実施した場合にの現場で複数の載荷試験を実施する例は少なく，ましてついての特別な記述はなく，載荷試験結果から特性値を同じ条件の杭について複数の載荷試験を実施した例は稀求める方法やその場合の部分安全係数の考え方は明示さである．

れていない．本稿は，これまでに実施された杭の載荷試験

前田ら（1986）は九州横断自動車道の高架橋基礎工事に結果を基にそのばらつきを評価し，載荷試験結果から杭際し複数の載荷試験を実施し，杭の軸方向抵抗力の信頼の軸方向抵抗力を推定する手法を提案するものである．

性評価を試みている．試験杭は場所打ちコンクリート杭

なお，本稿における検討対象は，実施工で問題となること

で，長期・短期の静的載荷試験を実施している．隣接するが多い先端支持杭の押込みに関する軸方向抵抗力とする．

2つの高架橋（延長約1800m）の5点で試験を実施し，載荷試験の結果から得られた周面抵抗力度 rf を基に軸方向

2. 既往の研究と本研究の位置付け

抵抗力の推定式を作成して設計を行っている．さらに，載荷試験で得られた軸方向抵抗力を用いてレベル2信頼性

2.1

杭の鉛直載荷試験法

設計法（2次モーメント法）を適用し，すべての杭につい杭の鉛直載荷試験には様々な種類のものがある．一般て信頼性指標 β が4.0以上となるよう杭長の変更等を行によく実施されるのは，静的押込み試験，急速載荷試験，ったことが報告されている．なお，前田ら（1986）には1

衝撃載荷試験の3種であり，いずれも試験法が基準化されつの高架橋の3点で実施した載荷試験結果の統計量が明ている（地盤工学会，2002）．3種の試験法にはそれぞれ得

示されている．それによると，先端抵抗力 Rp の変動係数

失があり，試験の目的や重要度等に応じて適切な試験法

C.V. は14.5%，周面抵抗力 Rf の C.V. は5.5%であった．

を選択する（菊池ら，2009）． 試験を実施するタイミング

松本ら（1998）は，能越自動車道の能越3号橋の建設に（施工時・養生後など）や試験条件に応じて複数の試験法

あたり，珪藻泥岩地盤に打撃施工された鋼管杭の衝撃載を併用する場合もある．

荷試験を実施して支持力特性を検討した．衝撃載荷試験

3種の試験法のうち最も試験が簡便に実施できる衝撃の結果の整理では，杭の内周面と外周面の摩擦を別々に載荷試験は，近年，データの解析手法に関する研究が進ん

考慮し開端杭の先端閉塞効果を評価できるモデルを用いだこともあり，序々に採用実績を延ばしている．また，試て波形マッチング解析を実施している．その結果による験の簡便さから同じ現場で複数の杭に対して試験が実施と，各橋脚，橋台位置において多数実施した衝撃載荷試験される場合も多く，データの蓄積が進んでいる．

により得られた杭の軸方向抵抗力の変動係数 C.V. が4衝撃載荷試験は，衝撃的な荷重に対する杭の挙動から〜6%程度であった．松本ら（1998）は同じ現場で静的載荷

静的な杭の挙動を推定するという試験の原理上，地盤が試験をあわせて実施しており，静的載荷試験と衝撃載荷極限状態に至るような試験条件の場合には，試験で得ら試験の結果がほぼ一致したと報告している．

れた結果を静的押込み試験結果等と同等に扱うことは難水谷（2015）は，水島港水島玉島地区臨港道路の渡河部しいとされてきた（菊池ら，2009）．一方，静的押込み試で実施された多数の衝撃載荷試験の結果を分析し，その

-7-

水谷

崇亮

ばらつきを評価している．この内容については3章で詳しを用いる場合は15%程度，地層構造が一致する直近の載荷

く述べる．

試験データを用いる場合は10%以下というところがおよ

同一の現場ではなく，国内の各地で実施された杭の載その値として意識される．なお，推定式で30%，現地の載荷試験結果を収集し，推定式を構築したりそのばらつき

荷試験で15%という C.V. の値は，鉄道標準において載荷を評価する試みも行われている．

試験結果に基づく設計を行う場合の変動係数の下限値に岡原ら（1990）は地方建設局，都道府県，道路4公団か対応しており，妥当な値であると思われる．

ら収集した静的載荷試験結果を基に，鋼管杭と場所打ち
杭の軸方向抵抗力の推定式を作成した．また，安全係数を2.3

あわせて検討している．載荷試験結果と新たに作成した港湾基準では，単杭の軸方向抵抗力（先端支持杭の押込港湾基準における安全率設定の変遷

推定式による推定値との比を用いて統計量を求めた結果，

み抵抗力）を載荷試験又は港湾基準に掲載されている推先端抵抗力 Rp の変動係数 C.V. は50〜60%，周面抵抗力

定式により求めた場合の安全率として，常時2.5，地震時

Rf の C.V. は40%前後であったと報告されている．

1.5という値が用いられてきた．この安全率は，地盤の極

松井・落合（1992）は，地盤の不確定性を考慮した摩擦

限破壊状態に対応するもので，降伏状態に対しては1.5〜

杭基礎の支持力評価を行っている．その一環として，当時2.0程度の安全率を与えるものと考えられている．これまの道示に示されていた杭の軸方向抵抗力の推定式の持つでの港湾基準の改定では，安全率の数値は変化していな

ばらつきと，現地で載荷試験を実施して求めた推定値のいものの，その記述ぶりは少しずつ変化してきている．

ばらつきを比較している．それによると，推定式を用いた

平成元年の港湾基準までは，常時2.5，地震時1.5という場合の軸方向抵抗力の変動係数 C.V. は30.4%であるの数値が安全率の下限値とされている．そして，専門家の判に対し，一橋につき多数の載荷試験を実施した場合には断を得た上でこれを低減することができるが，いかなるC.V. が4.7%まで低下する．一方，一橋で載荷試験を1回だ

場合においても，常時2.0，地震時1.5以下とすることは避け実施して杭の軸方向抵抗力を推定する場合には C.V.

けなければならないとされている．これに対し，平成11年

が27.1%と大きい．対応策として，地層構造等に基づき載の港湾基準では，引き続き同じ値の安全率を示し専門家

荷試験結果の他地点への適用可能性を判定する方法を提の判断を得て低減することを許しているが，いかなる場

案し，この方法を適用した場合には，一橋につき1回のみ合でも常時2.0，地震時1.5を確保しなければならないと載荷試験を行った場合でも変動係数 C.V. が12.1%に抑いう記述は削除された．

えられると報告している．

平成19年の港湾基準では，信頼性設計に基づく照査手

なお，杭基礎設計便覧（日本道路協会，2015）では，前法が導入され，安全率ではなくパラメータ毎に部分安全田ら（1986），岡原ら（1992），松井・落合（1992）の研究係数を乗じる方法が採用された．これに合わせ，それまで成果が総括され，道示に示された載荷試験を実施した場

常時・地震時で分類されていた杭頭荷重の種別が，船舶接合の杭の極限支持力の補正係数（実質的には安全率の低岸・牽引及びクレーン作業時の荷重に関する変動状態と，減係数）が意義付けられている．

レベル1地震動及び波浪による荷重に関する変動状態と西岡ら（2008）は，鉄道事業に関連して実施された杭のに分類されることとなった．各変動状態は，本質的には平載荷試験のデータベースに基づき，軸方向抵抗力の推定

成11年までの港湾基準の常時・地震時に対応していると式を整理した．この研究では，杭基礎構造について種々の考えられるため，本稿では引き続き常時・地震時という区限界状態を設定し，それぞれの限界状態に対して目標安分を用いる．

全性指数を設定する考え方が示されている．西岡ら（2008）

平成19年の港湾基準で設定された杭の軸方向抵抗力のの示したデータベースの分析結果によると，打撃施工さ

部分安全係数は，従来の安全率の逆数であり，安全性を担れた鋼管杭の長期使用状態の軸方向抵抗力について，先保する数値としては同等であると言える．ただし，平成19

端抵抗力 Rp の変動係数 C.V. が35%，周面抵抗力 Rf の年の港湾基準に示された部分安全係数は標準値とされてC.V. が5%となっている．

おり，平成10年までの港湾基準で見られた安全率の下限以上で述べた種々の研究では，載荷試験方法や対象と値という表現とは少し異なる．また，従来の安全率に含ましている杭施工法が一致していない．しかしながら，総じれていたと考えられる種々のパラメータの変動に対するて見ると，先端抵抗力 Rp，周面抵抗力 Rf の変動係数 C.V.

安全性がそれぞれのパラメータ毎に部分安全係数としてについて，全国の載荷試験データに基づく推定式を用い設定されていることなどから，平成19年の港湾基準による場合は30%以上，地層構造が類似する位置での載荷試験り担保される安全性は，平成11年の港湾基準とは異なる-8-

載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法ものであると考えられる．

試験が実施されたのは水島港水島玉島地区臨港道路の

なお，道示では常時に対して3.0，暴風時及びレベル1地

一部として橋梁の建設が予定されている高梁川の河口付震時に対して2.0という安全率を採用している．現地で載近である．試験実施位置を図-3.1に示す．建設予定地での荷試験を実施した場合は極限支持力に補正係数1.2を乗河幅は約1400mで，その間に概ね等間隔で19の橋脚（P1〜じる仕組みが導入されており，実質の安全率は常時2.5，

P19）を建設する計画となっている．施工に先立ち各橋脚

暴風時及びレベル1地震時1.6程度に低減される．一方，鉄予定位置で調査ボーリングを行うと同時に，試験杭を打道標準では，各種の限界状態に応じて安全係数が設定さ設して衝撃載荷試験が実施された．なお，橋脚の施工にあれており，さらに先端抵抗力と周面抵抗力の比率によっ

わせて，本設杭を用いた試験も実施されており，これらのて係数を変化させる体系となっているので，港湾基準と結果もデータの分析に用いている．

単純に比較することが難しい．

ボーリングにより確認された地盤の成層状況を図-3.2に示す．図-3.2より，Asc2が部分的に点在している点を除

2.4

本研究の目的と検討方針

けば，橋軸方向に概ね一様な成層状態であると考えられ

本研究の目的は，現地で実施される杭の載荷試験結果る．また，ボーリング調査結果の記載内容から，各土層のから杭の押込みに対する軸方向抵抗力を推定する手法を

土質が橋軸方向に変化しているような様子は見られない．

提案することにある．具体的には，載荷試験結果から特性

なお，ボーリング調査結果及び杭に求められる軸方向抵

値を決定する方法と，その特性値に対して適用すべき安抗力の大きさから，Dg2層が杭の支持層に選定された．

全係数を示すことである．その為には，これまでに実施さ衝撃載荷試験は地盤工学会基準（地盤工学会，2002）にれた載荷試験の結果を活用し，試験結果のばらつきを評従って実施された．試験後に，得られたデータを用いて価する必要がある．このため，2.2で述べた既往の文献に示された分析結果に加え，3章及び4章で近年の港湾事業にあわせて実施された衝撃載荷試験の結果を整理し，そのばらつきを評価する．5章では，4章までの分析結果に基づき，載荷試験結果から杭の軸方向抵抗力の特性値及び安全係数を決定する方法を，いくつかの場合に分けて提案する．最後に6章で本研究を総括する．

3. 水島港で実施された衝撃載荷試験
3.1

試験の概要

水島港では，臨港道路の建設にあたり多数の衝撃載荷試験が実施され，そのデータの分析が行われている．ここではその概要を紹介する．なお，試験条件・試験結果の詳図-3.1

細については，水谷（2015）に示されているので参照願い

衝撃載荷試験を実施した位置（図中央の黒色楕
円部）

たい．

図-3.2

地盤の成層状況

-9-

水谷

崇亮

Smith（1960）のモデルを用いた波形マッチング解析を行い，地盤の静的抵抗を算出している．本検討では衝撃載荷試験方法及び結果の解析方法は確立されたものと考え，試験方法及び解析方法そのものについての検討は行っていない．つまり，通常業務において実施される衝撃載荷試
験により一般的に得られるであろう試験結果を用いることを原則とし，精度向上を目的とした特殊な解析は実施していない．
試験杭はいずれも杭径1000mmの鋼管杭で，各橋脚位置において杭種，養生日数（0〜28日）を変化させ計65ケース実施した．
図-3.3
3.2

試験結果の概要

各橋脚位置で計測された杭の全抵抗力 Rt．横軸
は橋脚番号．開端杭（open）とその他の杭（the各橋脚位置で得られた杭の全抵抗力 Rt を図-3.3に，先others）に分け，養生日数毎にプロット．

端抵抗力 Rp を図-3.4に示す．いずれの図からも，開端杭よりもその他の杭の方が抵抗力が大きい傾向が見られる．
その他の杭のうち，P3橋脚以外の橋脚で実施した試験は，すべて先端十字リブを杭先端から2mの範囲に取り付けた杭（以下，十字リブ杭という）を対象とした試験である．
P3橋脚では，開端杭，十字リブ杭の他，先端十字リブの取付け範囲を変更した杭や特殊な形状のリブを取り付けた杭の試験を実施したが，試験結果に大きな差は見られな
かった．ここでは，開端杭と十字リブ杭について行った載荷試験を対象として結果を分析する．
図-3.3及び図-3.4によると，養生日数が大きくなるに従って，抵抗力がわずかながら増加する傾向が見受けられる．これは，杭のセットアップ（杭施工により乱された

図-3.4

各橋脚位置で計測された杭の先端抵抗力 R p．横

地盤の強度回復等に起因する杭の軸方向抵抗力の増加）

軸は橋脚番号．開端杭（open）とその他の杭（theによるものと考えられる．同一の杭を用いて実施した試

others）に分け，養生日数毎にプロット．

験結果から，養生日数が0〜1日ではセットアップが不十分と判断されたため，以下では養生日数が0〜1日の試験

表-3.1

先端抵抗力 Rp の統計量（n はデータ数）は対象外として結果を分析する．

平均値

C.V.

(kN)

(%)

53

2650

19.2

開端杭

33

2570

18.4

十字リブ杭

20

2790

19.6

図-3.4に示した先端抵抗力 Rp について統計量を求め

杭種

n

た結果を表-3.1に示す．全対象データについて計算した

全対象データ場合と，杭種により分けて計算した場合の結果をあわせて示している．求められた Rp の平均値は，過去に近隣で実施された静的押込み試験で得られた値（富永ら，1976）と概ね対応していることから，今回の衝撃載荷試験結果
は妥当なものであると考えられる．表-3.1より，全対象デ試験結果のばらつきは小さく，変動係数 C.V. は10%を下ータに対して計算しても，杭種毎に分けて計算しても変回っている．

動係数 C.V. は20%弱となっていることが確認できる．

次に，杭の周面抵抗力 Rf について検討する．今回の試一連の試験の中には，同じ橋脚位置で杭種，養生日数等

験では，同じ橋脚位置で試験を実施した杭の根入れ長はの試験条件が一致する杭について実施された試験がある．

等しいが，橋脚位置が異なる場合は根入れ長も異なる．まこれらの試験で得られた先端抵抗力 Rp を図-3.5に，統計

た，地盤の層構造は橋軸方向に完全に一定ではないため，

量を表-3.2に示す．いずれも4本の杭の試験結果であるが，橋脚位置により各層の層厚が異なる（図-3.2参照）．その- 10 -

載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法

図-3.5

表-3.2

図-3.6

試験条件・実施位置が一致する載荷試験で得られた先端抵抗力 Rp．白抜きは開端杭，黒塗りはれた周面抵抗力 Rf．白抜きは開端杭，黒塗りは十字リブ杭で，養生日数に応じてマークを変更．

十字リブ杭で，養生日数に応じてマークを変更．
表-3.3

試験条件・実施位置が一致する載荷試験で得ら
養生(days)

杭種

n

平均値

C.V.

(kN)

(%)

試験条件・実施位置が一致する載荷試験で得られた周面抵抗力 Rf の統計量（n はデータ数）れた先端抵抗力 Rp の統計量（n はデータ数）
橋脚

試験条件・実施位置が一致する載荷試験で得ら橋脚

養生(days)

杭種

n

平均値

C.V.

(kN)

(%)

6

開端

4

2580

20.5

11

6

開端

4

3040

9.93

11

14

7

開端

4

2310

5.02

14

7

開端

4

1540

3.10

17

6

開端

4

2670

4.91

17

6

開端

4

794

7.10

13

14

開端

4

2760

1.18

13

14

開端

4

1340

20.0

16

14

開端

4

3200

7.34

16

14

開端

4

1510

3.54

6

十字

4

2030

23.5

6

十字

4

2560

5.62

6

6

十字

4

2220

7.75

6

7

6

十字

4

3370

0.19

7

ため，分析対象のデータ全体について Rf の統計量を求めても意味がない．そこで，同じ橋脚位置，同じ試験条件で実施された試験に着目し，得られた Rf を図-3.6に，その統計量を表-3.3に示す．図-3.6及び表-3.3より，同条件の試験であっても周面抵抗力 Rf のばらつきが大きい場合があることがわかる．変動係数 C.V. は3.1%から23.5%と幅広い値を示している．
杭の周面抵抗力を Rf 求める際は，地盤を構成する各層毎に周面抵抗力度 rf を定め，これに各層内での杭長と杭周面積を乗じたものを合算して Rf とするのが一般的である．そこで，試験の結果から各層毎の rf を集計し

図-3.7

周面抵抗力度 rf の深度方向分布

分析することを試みた．分析対象は，先端抵抗力 Rp の分析と同様に，養生日数が2日以上の開端杭又は十字リブ杭きも大きくなっている．また，表-3.4に示したとおり，デの試験データである．得られた周面抵抗力度 rf の深度

ータ数 n が少ないAsc2を除くと，各層の rf の変動係数

方向分布を図-3.7に，その統計量を表-3.4に示す．

C.V. は30〜60%に達している．これらの rf を用いて杭図-3.7より，周面抵抗力度 rf はいずれの土層においての周面抵抗力を推定すると，そのばらつきも大きいこと

も深度方向に増加する傾向があり，それに伴ってばらつが想定される．そこで，試験で得られた rf を用いて周面- 11 -

水谷

表-3.4

崇亮

定すると，その推定値は実測値に対して C.V. で35%程度

周面抵抗力度 rf の統計量（n はデータ数）
N 値又は

n

qu (kPa)

平均値

C.V.

2

(kN/m )(%)

のばらつきを有していることがわかる．

Asc1

1

56

5.46

58.4

3.3

試験結果のまとめAc

52 (kPa)

97

11.2

49.5

水島港臨港道路の渡河部で実施した多数の衝撃載荷試

As

1

29

24.1

31.8

験の結果を分析し，杭の先端抵抗力 Rp，周面抵抗力 Rf の

Asc2

4

5

38.0

14.1

変動係数 C.V. を求めた．その結果，同じ橋脚位置で同

Ag

31

71

31.0

38.7

条件の試験を行った場合，Rp の C.V. は10%程度，Rf の

Dg2

59

120

53.2

52.8

C.V. は25%程度であった．一方，19橋脚すべてを対象とし，試験条件等が異なる場合もあわせて分析した場合，Rpの C.V. は20%程度，Rf の C.V. は35%程度と考えられる．

表-3.5

各層の周面抵抗力度 rf の特性値

杭の全抵抗力は，先端抵抗力と周面抵抗力の和である

rfkから，上述のそれぞれの変動係数 C.V. を基に全抵抗力(kN/m )の C.V. を計算することが可能である．水谷（2015）はい

Asc1

4.75

くつかの方法で全抵抗力の C.V. を求めている．それに

Ac

10.3

よると，全抵抗力の C.V. は，同じ橋脚位置の場合で15%

As

21.7

以下，全橋脚を対象とした場合には20%以下となっている．

Asc2

32.9

Ag

28.6

Dg2

48.9

2

4. その他の港湾で実施された衝撃載荷試験
4.1

A港における衝撃載荷試験(1) 試験概要
表-3.6

A港では，杭式桟橋の施工にあたり，杭径1500mm，長さ

Rf / Rfk の統計量

杭種

n

平均値

C.V.(%)

全対象データ

53

1.09

33.6

45.1mの本設杭3本について衝撃載荷試験を実施した．この杭式桟橋は海側杭，中間杭，陸側杭の3列の杭で支えられる構造で，試験した杭1〜3はいずれも桟橋の陸側杭である．杭は油圧ハンマーによる打撃工法で施工された．法線方向の離隔は，杭1と杭2の間で100m，杭2と杭3の間で抵抗力の特性値 Rfk を推定し，試験で得られた周面抵抗125mとなっている．杭の支持層は，砂礫又は礫混り砂層と力 Rf と比較することでそのばらつきを評価することを判定されており，N値が50以上の層である．

試みた．

衝撃載荷試験は，各杭について施工時と養生0.5〜1日

はじめに試験で得られた周面抵抗力度 rf のデータか

後の2回行っている．養生日数が短いのは，これ以上の養ら，各層の周面抵抗力度の特性値 rfk を定める必要があ

生日数を設けると周面抵抗力が大きくなり過ぎ，ハンマる．ここでは，地盤工学会（2006）を参考に，rf の平均

ーの能力不足により試験が実施できない可能性があるこ

値の95%信頼区間の下限値を特性値とした．各層の rfk をとを考慮したものである．そのため，この試験では先端抵表-3.5に示す．この rfk を用いて，分析対象とした試験

抗力の評価が目的とされており，周面抵抗力は評価対象

杭それぞれの周面抵抗力の特性値 Rfk を計算した．そし外とされている．

て試験で得られた周面抵抗力 Rf との比 Rf/Rfk について

(2) 試験結果

統計量を求めると表-3.6に示したようになった．

衝撃載荷試験により得られた各杭の先端抵抗力 Rp を

表-3.6で Rf/Rfk の平均値が1より大きくなっているの

表-4.1に示す．いずれの杭についても施工時より養生後は，周面抵抗力度の特性値 rfk を求める際に95%信頼区間の方が Rp が大きく，セットアップ効果が確認できる．養の下限値としたことが影響したものであると考えられる．

生後の試験結果を用いて統計量を計算すると，平均値が

表-3.6によると，Rf/Rfk の変動係数 C.V. は33.6%である．

5270kN，変動係数 C.V. が4.12%となり，Rp のばらつきは

つまり，杭の載荷試験を行った後，その結果を用いて地層

小さいと考えられる．

構造が少し異なる近隣地点における杭の周面抵抗力を推- 12 -

載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法

表-4.1

A港で実施された衝撃載荷試験で得られた先端

表-4.3

抵抗力 Rp深度

杭Aの試験で得られた周面抵抗力度 rf
土

(m)

rf

質

(kN/m2)

杭施工時 (kN)

養生後 (kN)

1

2784

5147

−9.200

2

2818

5523

〜 −16.160

砂質シルト・シルト

25

3

2792

5146

〜 −21.360

シルト質細砂・細砂

20〜 −25.060

腐食土・細砂・有機質粘土45〜 −33.660

細砂・シルト質細砂

80

表-4.2

B港で実施された衝撃載荷試験の試験杭の諸元

杭径

全長

杭長

肉厚

先端深度

〜 −39.260

砂質シルト・シルト質細砂

75

(mm)

(m)

(m)

(mm)

(m)

〜 −40.850

小礫混り中砂

85

A

1100

44.5

上 27.515

下 17.0

11

B

1100

44.0

上 27.515

下 16.511

上 27.515

下 16.5

11

杭

C

4.2

1100

44.0

−40.85表-4.4−40.35杭Bの試験で得られた周面抵抗力度 rf

深度

土

(m)
−40.35rf

質(kN/m2)−10.800

B港における衝撃載荷試験〜 −17.610

砂質シルト

25

〜 −21.160

シルト質細砂・細砂

20〜 −26.160

腐食土・細砂35(1) 試験概要〜 −33.760

細砂・シルト質細砂

70

B港では，杭式桟橋の築造に際し，3本の本設杭に対して〜 −38.660

シルト質細砂・砂質シルト

60

衝撃載荷試験を実施している．各杭の諸元を表-4.2に示〜 −40.350

礫混り中砂

80

す．桟橋は，海側から斜杭，海側直杭，中間直杭，陸側直杭の4列の杭で支えられる構造で，試験に用いられた杭A〜Cはいずれも斜杭である．斜杭は鉛直に対して15度の傾表-4.5角を有し，油圧ハンマーによる打撃工法で施工された．法杭Cの試験で得られた周面抵抗力度 rf

深度

線方向の離隔は杭AとBの間で43m，杭BとCの間で57mとな土(m)っている．各杭の位置での地盤の層構造は概ね同様で，

rf

質(kN/m2)−6.500D.L.−40m付近から現れるN値50以上の小礫混り中砂層が支持層とされている．衝撃載荷試験は，各杭について施工
時と14日養生後の2回実施された．
(2) 試験結果
はじめに，養生後の試験で確認された周面抵抗力度 rf〜 −16.130

シルト質細砂・砂質シルト30〜 −23.580

シルト質細砂・腐食土・砂質粘土45〜 −32.730

細砂・シルト質細砂30〜 −38.130

砂質シルト

75

〜 −40.350

小礫混り中砂90

を表-4.3〜表-4.5に示す．杭Cにおいて，D.L.−24〜33m付
近の細砂層の rf が小さい値となっているが，これは，データ解析時の層分割の違いによるものと考えられる．従表-4.6って，杭A〜Cで rf の計測結果に大きな差は無いと言っ

B港で実施された衝撃載荷試験により得られた
先端抵抗力 Rp・周面抵抗力 Rf・全抵抗力 Rtて良い．このことからも，各杭の位置における地盤の層構

Rp (kN)Rf (kN)Rt (kN)

養生前

245

2527

2872

養生後

1725

6040

7765

養生前

414

2667

3081

養生後

1518

4891

6409

養生前

621

1822

2443

養生後

1794

5381

7175

杭

造が概ね同様なものであると判断できる．そこで，ここでAは，層毎の周面抵抗力度 rf を議論するのではなく，各杭の試験で得られた周面抵抗力 Rf を直接比較することにBする．
衝撃載荷試験で得られた各杭の先端抵抗力 Rp と周面C

抵抗力 Rf，全抵抗力 Rt の一覧を表-4.6に示す．表-4.6
より杭Cの養生前の Rf が他の杭よりも小さいことが確認- 13 -

水谷

表-4.7

崇亮

B港で実施された衝撃載荷試験（養生後）により得られた先端抵抗力 Rp・周面抵抗力 Rf・全抵抗
力 Rt の統計量

表-4.8
杭

平均値 (kN)

C.V. (%)

Rp

1679

8.55

Rf

5437

10.6

Rt

7116

9.55

C港で実施された衝撃載荷試験の試験杭の諸元

杭径

全長

杭長

肉厚

先端深度

(mm)

(m)

(m)

(mm)

(m)

上
A

B

C

1500

1500

1400

4.25

22

14.38

15

10.50

18

7.00

15

下 12.30

15

上

4.25

18

48.38

3.54

15

14.50

17

下 26.20

15

上

4.15

22

3.79

14

17.50

24

3.00

17

下 20.10

14

48.49

48.54

図-4.1

C港で実施された衝撃載荷試験の試験杭A〜Cの平面位置関係−42.30−42.20−42.10図-4.2

C港衝撃載荷試験の実施位置の地層構造できる．養生後には他の杭と同程度の値まで回復していることから，施工時の乱れが大きかったことが原因と考杭について衝撃載荷試験が行われた．試験を行った杭のえられる．杭A〜Cの養生後の試験結果を見ると，杭の軸方

諸元を表-4.8に示す．桟橋は，海側からA〜C列と名付けら

向抵抗力の大部分が周面抵抗により発揮されており，杭れた3列の杭で支えられる構造となっている．試験を行っ

径や支持地盤の土質に対して Rp が小さいように思える．

た杭A〜Cは，同じブロックのジャケットを支える杭で，平試験の際に計測された加速度波形等を確認すると，ハン面上の位置関係は図-4.1のようである．杭はバイブロハ

マーの能力不足により荷重が杭先端まで十分に伝達されンマで施工された後，打止め時に油圧ハンマーで最終打ておらず，先端抵抗力を過小に評価している可能性があ

撃する工法が採用された．
試験実施位置の地盤の層構造を図-4.2に示す．杭A，Bでる．
杭A〜Cの養生後の載荷試験結果を基に，先端抵抗力 Rp，

はSCP層の改良率が70%であるのに対し，杭Cでは50%とな

周面抵抗力 Rf，全抵抗力 Rt の統計量を求めると表-4.7っている．衝撃載荷試験は各杭の養生後の1回のみ実施しのようになる．Rp，Rf，Rt の変動係数 C.V. はいずれもた．養生日数は杭A，Bでは13日であるのに対し，杭Cは1110%前後であり，試験結果のばらつきが小さいことが確認日とわずかに短い．
(2) 試験結果できる．

養生後の試験で確認された周面抵抗力度 rf を表-4.9
4.3に示す．杭A及びBについてはほぼ同様な結果が得られてC港における衝撃載荷試験(1) 試験概要

おり，地盤の層構造は同一と考えられる．一方，杭Cでは，

C港では，ジャケット式の桟橋の整備に際し，3本の本設

rf がSCP層やAc2層で大きな値を示している．先述のとお- 14 -

載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法

表-4.9

表-4.10に示した杭A〜Cの試験結果を用いて計算したC港で実施された衝撃載荷試験により得られた統計量を表-4.11に，杭Cの試験結果を除外して杭A，Bの結

各土層の周面抵抗力度 rf
杭B

杭A果から計算した統計量を表-4.12に示す．杭A〜Cの試験結杭C

rf (kN/m )rf (kN/m )rf (kN/m )果を用いた場合，Rf，Rt の変動係数 C.V. が大きく，試

捨石・頁岩

7.84

5.70

9.49

験結果のばらつきが大きいと考えられる．一方，杭Cの結SCP 70%

37.23

27.46

2

2

2

果を除外すると，Rp，Rf，Rt の C.V. はいずれも5%前後で

50%

62.73

あり，ばらつきは非常に小さい．このように，載荷試験が

Ac2

58.52

52.04

86.32

ごく近い位置で実施されていても，地盤条件が明らかに

Dg

96.83

95.45

76.96

異なっている場合には，試験結果の整理の際にデータを条件に応じてグルーピングするなどの工夫が必要である．

表-4.10

C港で実施された衝撃載荷試験により得られた
4.4

先端抵抗力 Rp・周面抵抗力 Rf・全抵抗力 Rt
養生

Rp

Rf

Rt

(days)

(kN)

(kN)

(kN)

A

13

3067

6383

9450

B

13

2964

5876

8840

C

11

3283

8302

11585

杭

D港における衝撃載荷試験(1) 試験概要
D港では，道路橋の橋脚の建設にあわせ，2本の鋼管矢板について衝撃載荷試験が実施されている．試験対象は鋼
管矢板基礎工法で用いる鋼管矢板であるが，単杭の状態で試験を実施しているので，継手等の影響を考慮する必要はない．以下では単に杭と呼ぶ．試験された杭の諸元を表-4.11

表-4.13に示す．試験された2本の杭は遠く離れており，約

C港の杭A〜Cの衝撃載荷試験により得られた先900mの離隔がある．杭1はバイブロハンマにより打設した

端抵抗力 Rp・周面抵抗力 Rf・全抵抗力 Rt の後，最終打撃により打ち止めている．一方，杭2は，油圧

統計量

表-4.12

平均値 (kN)

C.V. (%)

Rp

3105

5.24

Rf

6854

18.7

Rt

9958

14.5

ハンマーを用いた打撃工法により打設されている．地盤の層構造は概ね同様なものであり，N値が50以上の砂層が支持層として選定されている．衝撃載荷試験は，両杭とも施工時の1回のみ実施した．
(2) 試験結果
施工時の衝撃載荷試験のみ実施されているため，施工

C港の杭A及びBの衝撃載荷試験により得られたに伴い地盤が乱され周面抵抗力は十分に発揮されていな

先端抵抗力 Rp・周面抵抗力 Rf・全抵抗力 Rt

いと考えられる．ここでは，先端抵抗力 Rp についてのみの統計量
平均値 (kN)

C.V. (%)

Rp

3016

2.42

Rf

6130

5.85

Rt

9145

4.71

検討する．
杭1で得られた先端抵抗力 Rp は1020kN，杭2では1099kNであった．この値を基に統計量を計算すると，平均値が1060kN，標準偏差が55.9，変動係数 C.V. が5.3%となる．
このように，非常に離れた地点であっても，条件によってはばらつきの少ない結果が得られる場合がある．

りSCP層の改良率が異なる他，岸壁背後においては杭Cの
ごく近傍の地点までAc2層のSCP改良が行われていることもあり，その影響が現れた可能性もある．いずれにせよ杭表-4.13

Cの地盤条件は杭A，Bと多少異なると考えた方が良い．
衝撃載荷試験で得られた各杭の先端抵抗力 Rp と周面

杭

抵抗力 Rf，全抵抗力 Rt を表-4.10に示す．杭AとBでは試

D港で実施された衝撃載荷試験の試験杭の諸元
杭径

全長

肉厚

先端深度

(mm)

(m)

(mm)

(m)

験結果が似通っているが，杭Cはやや大きい値を示してい

1

800

41.5

12

−42.05る．なお，試験報告書によると，いずれの試験についても，

2

800

44.0

12

−43.90

ハンマーの能力不足により先端抵抗力を過小評価している可能性が指摘されている．

- 15 -

水谷

4.5

崇亮

E港における衝撃載荷試験(1) 試験概要
E港では，岸壁の改良工事に際して多数の杭の衝撃載荷試験が実施された．試験を実施した杭の平面的な位置関係を図-4.3に，杭諸元を表-4.14に示す．杭1-1〜2及び31〜2は，海側・陸側の2列の杭でジャケットを支える構造の桟橋を支える杭である．杭2-1〜2及び4-1〜2は，鋼管矢板井筒により構築される岸壁の周壁を成す鋼管矢板であるが，両側の矢板が未打設の間に単杭の状態で載荷試験を実施した．
この改良工事では，事前に既存の桟橋を撤去し，その支持杭も引き抜いている．新しい杭は，先孔削孔を行って岩ズリ置換を行った後に打設している．試験杭の位置毎に

図-4.3

先孔削孔及び置換を行った深度が異なっており，地盤のE港で実施された衝撃載荷試験の試験杭の平面的な位置関係層構造は一致していない．ただし，杭先端の位置する支持層はいずれの杭についても同じ土層で，N値が50以上の泥表-4.14岩層となっている．いずれの杭も油圧ハンマーによる打

杭径

全長

杭長

肉厚

先端深度

(mm)

(m)

(m)

(mm)

(m)

1-1

1300

40.5

1-2

1300

46.0

2-1

1200

38.0

2-2

1200

39.0

3-1

1300

44.5

3-2

1300

46.5

4-1

1600

45.5

4-2

1600

44.5

杭

撃工法により打設された（ただし，浅層部で一部バイブロ

E港で実施された衝撃載荷試験の試験杭の諸元

ハンマを使用したとの記述が試験報告書に見受けられ
た）．

17

−35.6

(2) 試験結果
各試験で得られた杭の先端抵抗力 Rp と周面抵抗力 Rf，

17

−35.6

全抵抗力 Rt を表-4.15に示す．いずれの試験の報告書においても，ハンマーの能力不足から先端抵抗力を過小評

14

-35.5

価している可能性が言及されている．杭径が等しく平面的な距離が近い位置の試験だけに着目すると，試験で得られた各抵抗力は比較的近い値を示している．例えば，杭1-1と1-2，杭2-1と2-2の試験結果から養生後の各抵抗力の変動係数 C.V. を求めると表-4.16のようにかなり小さい値を示す．しかしながら，表-4.15を見ると，杭径が近い杭（杭1-1〜3-2の6本）でも，各抵抗力の値や大小の傾向が異なっていることがわかる．この6本の杭について，養生日数0日の全抵抗力の統計量を求めると C.V. が約21%となり，ばらつきが大きいことがわかる．また，杭径が大きい杭4-1〜2では，全抵抗力が他の杭よりも大きい．

上 28.517

下 10.514

上 37.5

14

下

7.0

13

上 35.016

下 11.512

上 24.523

下 21.0

18
18

-36.5

-39.3

-30.4

-39.5

−38.0

このように，杭の諸元や載荷試験の条件等が異なるような場合には，その試験結果を一括して取り扱うことが難しい．従って，載荷試験を計画する際は，実際に使用す同じ現場で複数の杭に対して試験が実施された事例を紹る杭の諸元と同じ杭を用いることが重要である．また，同介した．対象構造物や試験条件等が異なるため，これらのじ現場内で地盤条件や施工条件が大きく変化するような結果を統一的に議論することは難しい．しかしながら，杭場合には，それぞれの条件下で試験を行い，データを取得の諸元や地盤条件が良く一致している場合には，載荷試する必要がある．

験結果のばらつきは小さく，先端抵抗力 Rp，周面抵抗力

Rf，全抵抗力 Rt の変動係数 C.V. が10%程度以下となる
4.6

衝撃載荷試験結果のまとめことが確認できた．杭諸元や地盤条件が完全には一致し本章では，近年，各港で実施された衝撃載荷試験のうち，- 16 -

ないものの類似している場合には，C.V. が20%程度とな

載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法

表-4.15E港で実施された衝撃載荷試験により得られた的な推定式による推定よりも高い精度で杭の軸方向抵抗

先端抵抗力 Rp・周面抵抗力 Rf・全抵抗力 Rt

力を推定可能であると判断される．そこで，杭諸元や地盤

養生

Rp

Rf

Rt

条件が本施工で用いる杭と同等な条件で載荷試験を実施(days)

(kN)

(kN)

(kN)

し，その結果を設計に活用する場合の取扱いについて検

0

1749

3514

5263

討する．

1

2137

8717

10854

はじめに，載荷試験により得られたデータから特性値

0

1268

4485

5754

を決定する方法を5.2で説明する．次に，その特性値を用

1

2134

8871

11005

いるにあたって適用すべき部分安全係数の考え方を5.3

0

1172

4953

6126

で整理する．最後に，5.4で載荷試験を試験条件毎に分類

8

1703

11329

13032

し，それぞれの場合について特性値・部分安全係数の考え

0

1598

6667

8264

2

1690

10424

12114

3-1

0

1496

7361

8857

3-2

0

361

6198

6559

0

1102

12563

13665

3

1753

13528

15281

0

3584

5661

9245

3

5164

8475

13638

杭
1-1
1-2
2-1
2-2

方を総括する．
5.2

特性値の決定方法(1) 基本方針
土質調査の結果を基に設計に用いる地盤定数の特性値

4-1
4-2

表-4.16を決定する方法としては，性能設計概念に基づいた基礎
構造物等に関する設計原則（地盤工学会，2006）（以下，設計原則という）が参考となる．設計原則によると，特性値は試験結果から導き出された値（導出値）の平均値である．ただし，単なる機械的な平均ではなく，統計的な平均値の推定誤差を勘案した平均値とされている．一般的には，試験結果の平均値（標本平均）を用いるのではなく，

E港の杭1-1と1-2，杭2-1と2-2の衝撃載荷試験

区間推定による母集団平均の推定を行って，その上限値により得られた養生後の先端抵抗力 Rp・周面又は下限値を特性値とする．区間推定で用いる信頼係数

抵抗力 Rf・全抵抗力 Rt の統計量
対象杭

平均値 (kN)

C.V. (%)

杭 1-1

Rp

2136

0.0993

及び

Rf

8794

1.24

杭 1-2

Rt

10930

0.977

杭 2-1

Rp

1697

0.542

及び

Rf

10880

5.88

杭 2-2

Rt

12570

5.16

は特に定められていない．港湾基準で採用されている地
盤定数の決定方法（渡部ら，2009）は，設計原則と多少異なった処理体系となっているが，基本的な考え方は同様である．
杭の載荷試験結果に関しては，西岡ら（2008）が実施したデータ整理が参考となる．西岡ら（2008）は設計原則の考え方に従って杭の載荷試験結果を整理しており，この際，信頼係数として片側で75%という値を採用している．
これは，特性値を決定した後にさらに安全率を乗じるこっている．なお，杭の諸元や地盤条件が異なる場合には，とを考慮し，無用に安全側の値を特性値として採用する

載荷試験結果のばらつくが大きくなる．複数の載荷試験ことにならないように配慮したものである．

を実施した結果，ばらつきが非常に大きい場合には， デ

杭の軸方向抵抗力に関する照査は，比較的単純な照査ータを一括して取り扱うのではなく，個別にあるいは適式で行われる場合が多い．照査式中の抵抗側の成分は杭切にグループ分けしてデータ整理することを検討すべきの軸方向抵抗力のみとなり，他の抵抗成分が含まれないである．

のが一般的である．そのため，軸方向抵抗力の特性値を平均値の区間推定により決定する際の信頼係数は，照査で5. 載荷試験結果に基づく杭の軸方向抵抗力の推定担保される安全性に直結する．つまり，大きな信頼係数を採用することは，部分安全係数を小さく（安全率を大きく）5.1設定するのと実質的に同等である．しかし一方で，特性値基本的な考え方2章で述べた既往の研究や3章，4章で紹介した載荷試験

はそのパラメータの代表値とし，安全上の余裕は部分安の例から，実施工現場で載荷試験を行うことにより，一般

全係数で制御するとした方が，特性値と部分安全係数の- 17 -

水谷崇亮

役割が明確で理解しやすい．このように考えると，特性値を決定する際に信頼係数をあまり大きく設定することは好ましくない．ここでは，西岡ら（2008）の考え方にならい，信頼係数を片側75%として特性値を求めることにする．
(2) 試験データが複数の場合
ある値 A の試験データを複数個取得し，その特性値 Akを決定する方法を考える．杭の載荷試験の場合，A として考えられるのは，杭の全抵抗力 Rt や先端抵抗力 Rp，周面抵抗力 Rf，地盤の各層毎の周面抵抗力度 rf である．A
の母集団平均 µA の片側75%信頼区間は式(1)により求められる．

µA ≧ mA ＋ kn sA n-1/2

(1)

図-5.1

試験データ数 n と k'n の関係

ここに，mA: A の試験データの算術平均値（標本平均値），kn: 自由度 n−1 のt分布の下側25%点，n: 試験デー
タ数，sA: A の試験データの標準偏差（不偏分散 sA2 のある．そこで，既往の試験結果を基に A の母集団の分散

正の平方根）である．式(1)は，A が正規分布に従う独立

σA2 を仮定し，それが既知の値であるとして検討を進めるな確率変数で，A の母集団の分散 σA2 を試験データの不ことにする．

偏分散 sA とする仮定の下に導びかれた式である．従っ母集団の分散 σA2 が既知の場合，A の試験データの算て，本来，式(1)を用いる際には A が正規分布に従う独術平均値 m（試験データは1個なので試験データそのもの）
A

立な確率変数であることを確認する必要がある．しかしは正規分布に従い，A の母集団平均 µA の片側75%信頼区

ながら，2章，3章で紹介した過去の研究成果によると，杭間を式(3)により求めることができる．

2の載荷試験結果に関しては，この条件は概ね満たされてµA ≧ mA ＋ k σA n-1/2いるものと考えられる．

k は標準正規分布の下側25%点で，その値は−0.6745で(3)kn の値は数表や表計算ソフトなどを利用することで確ある．また，試験データ数 n は1個である．A の特性値認できる．例えば，ExcelではT.INVという関数が用意され

Ak は，µA の片側75%信頼区間の下限値であり，式(4)で表ており，T.INV(0.25, n−1)により kn が計算される．

わされる．

Ak ＝ mA − 0.6745 σA

前節で述べたように，A の特性値 Ak は75%信頼区間の集団平均 µA との間には式(5)のような関係が成立する．

は式(2)のように表すことができる．

Ak ＝ { 1 ＋ kn n

σA 2 ＝ (C.V. × µA )2

C.V.} mA'

＝ k n mA

2

次に A の母集団の分散 σA の値を検討する．σA と母下限値とする．変動係数 C.V. = sA / mA であるから，Ak
-1/2

(4)
2

(5)

式(5)の右辺には未知の値である A の母集団平均 µA(2)

変動係数 C.V. の値を変化させて試験データ数 n とが含まれているが，ここでは A の算術平均 mA で代用すk'n の関係を図示すると図-5.1のようになる．図-5.1より，ることを提案する．この方法は，既知と仮定している母集

試験データ数 n が大きいほど，また変動係数 C.V. が小団の分散を標本平均を基に推定していることとなり，学'術的には厳密性に欠ける．しかしながら，杭の載荷試験は

さいほど，k n が大きいことが確認できる．C.V. が10%の'場合，試験データが2個でも k n が0.93程度となる．例え

工費や工期の制限から1つの現場で1回しか実施されない

ば，3章，4章で述べた過去の多くの載荷試験では，試験条

ことも多く，そのデータを活用する為にはやむを得ない

件が一致していれば先端抵抗力 Rp の C.V. が10%を下回措置である．その代替として，母集団の分散 σA2 の値をっているから，先端抵抗力の特性値 Ak として試験デー仮定する際は，変動係数 C.V. を過去の載荷試験結果にタの算術平均値 mA の93%以上の値を採用することができから考えられる最大側の値に設定することにする．以上ることになる．

より，試験データが1個の場合の特性値は式(6)により求められる．

(3) 試験データが1個の場合

Ak ＝ (1 − 0.6745 C.V.) mA

ある値 A の試験データが1個の場合，A の母集団平均＝ k'C.V. mAの信頼区間を前節で述べた方法により求めることはでき(6)'

変動係数 C.V. と k C.V. の関係は図-5.2のようになる．

2ない．A の不偏分散 sA を求めることができないためで- 18 -

載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法という）．
式(6)を用いる場合には，事前に Rp， rf の変動係数

C.V. を設定する必要がある．3章の水島臨港道路の例や4.5のE港の例などから，類似条件の場合には試験杭と本設杭の支持層が同一であっても，Rp の C.V. は20%とすべきと考えられる．一方，rf については，3章の水島臨港道路の例によると C.V. がかなり大きく，60%見込んでおく必要がある．しかしながら，これは衝撃載荷試験結果に基づくものである．静的押込み試験の結果を整理する場
合には，rf の計測の原理が大きく異なるため，検討の余地がある（衝撃載荷試験では杭頭で得られた加速度とひ図-5.2

ずみから解析的に rf を求めるのに対し，静的押込み試'

変動係数 C.V. と k C.V. の関係

験では鋼管杭に多数のひずみゲージを貼付して直接的にrf を計測する）．一つの方法として，静的押込み試験の場
式(6)で用いる C.V. は，A の種類に応じて適切に設定す

合は，試験結果で得られた rf を用いて杭全長に渡る周る必要がある．その際の考え方は次項で述べる．

面抵抗力 Rf 求めた後，式(6)により Rf の特性値を求め(4) 杭の載荷試験データの処理方法

る方法が考えられる．この場合，2章〜4章の過去の事例か

実際に載荷試験のデータ整理を行う際は，試験結果のら，Rf の C.V. を35%とする．

利用形態に合わせて特性値を計算する必要がある．以下

試験杭と本設杭の杭径が異なる場合，杭の先端閉塞効では，載荷試験を行った杭を試験杭，その結果を適用して果の影響を考慮しなければならないが，杭径が異なる場設計を行う杭を本設杭という．

合の先端閉塞効果の変化について十分な知見がない．そ

試験杭と本設杭の杭諸元が一致しており，かつ，試験杭の為，試験杭と本設杭の支持層が同じ土層であっても，試と本設杭の打設地点の地盤の層構造が完全に一致する場

験杭で得られた先端抵抗力から本設杭の先端抵抗力の特合（以下，同一条件という）は，式(2)又は式(6)を利用し性値を求めることが難しい．従って，この場合は類似条件て試験で得られた全抵抗力 Rt から軸方向抵抗力の特性に該当しないものとする．同一条件・類似条件のいずれに値を決定すれば良い．

も該当しない場合（その他の条件という）のデータの活用

式(6)を用いる場合には，事前に Rt の変動係数 C.V.

方法は5.4で述べる．

を設定する必要がある．2章〜4章で述べた過去の試験結上述した変動係数の値は，あくまでも現時点で利用可

果によると，例えば水島臨港道路の同一橋脚の杭の場合

能な載荷試験結果に基づいて参考値として定めたものでなどのように，杭諸元及び地層構造が一致している場合ある．今後，載荷試験結果の蓄積が進めば，そのデータをには，C.V. は大きくても15%程度と考えられる．従って，基に適切な値を適宜見直す必要がある．また，試験地の周式(6)を用いる際には，C.V. を15%として特性値を決定す

辺で過去に実施された載荷試験が存在する場合などには，ると良い（式に代入する際は0.15とすることに注意）．こそのデータを加味し，上述の値とは異なる数値を使っての場合，式(6)より特性値は 0.90mA となる（図-5.2参照）．

特性値を求めることも可能である．

試験杭と本設杭の杭径が一致するが杭長が多少異なる

なお，同一条件・類似条件・その他の条件の分類の考え場合や，打設地点の地層構造は同様であるが各層の層厚方の詳細については，5.4でさらに詳しく述べる．

に差異がある場合などは，載荷試験で得られた試験杭の全抵抗力 Rt から直接的に本設杭の軸方向抵抗力を推定5.3

することができない．そのため，先端抵抗力 Rp と周面抵

(1) 基本方針

抗力 Rf にわけて考える必要がある．さらに，Rf につい

2.3で述べたとおり，港湾基準においては，多少の表現ては，本設杭の打設地点における地盤の層構造を基に，載の変遷はあるものの，一貫して常時の安全率2.5，地震時

荷試験で得られた地盤の各層毎の周面抵抗力度 rf を用の安全率1.5という数値を基本としてきた．この値は，杭いて算出する必要がある．従って，載荷試験の結果を整理の軸方向抵抗力の推定方法に関わらず用いられている．

する際は，式(2)又は式(6)により Rp と rf の特性値を計

しかしながら，2章〜4章で述べた既往の研究や過去の杭算することになる（このような場合を以下では類似条件の載荷試験の事例から，推定式と載荷試験では杭の軸方- 19 -

安全係数の考え方水谷崇亮

が 0.4µR を下回る時，式(7)より式(8)が成立する．

向抵抗力の推定精度が異なることが明らかである．従来x ≦ − 0.6 ／ C.V.

の安全率では，推定精度の低い推定式による設計の場合(8)でも十分な安全性が確保されていると考えられるから，式(8)が成立する確率が，R が 0.4µR を下回る確率に杭の載荷試験を行った場合にはそれと同程度の安全性が対応する．式(8)で C.V. が20〜30%とすると，x は−3〜−確保できる範囲で安全率を低減するのが合理的である．

2以下となる．先述のとおり x は標準正規分布に従うか

以下では，杭の載荷試験結果から前節の方法で軸方向

ら， x は−3〜−2以下となって式(8)が成立する確率は抵抗力の特性値を決定した際に適用すべき部分安全係数0.135〜2.28%と計算される．この値が従来の部分安全係の値を検討する．なお，本稿では，作用の変動は考慮せず，数により確保されている安全性の余裕であると考えられ作用荷重が固定値として与えられる場合について議論をる．

進める．作用が確率変数として与えられる場合は，作用の(3) 載荷試験から特性値を得た場合の部分安全係数

変動を加味して議論する必要があるが，基本的な検討手

前項で述べた従来の部分安全係数で確保されている安順は以下で述べるものと同様である．

全性に対し，杭の載荷試験で得られる全抵抗のばらつき(2) 従来の部分安全係数で確保されている安全性を考慮した上で必要となる部分安全係数を検討する．

港湾基準の制定当初に安全率を設定した際の根拠は定前項と同様に，式(7)で表わされる変数 x を考える．

かではないが，杭の軸方向抵抗力に関わるあらゆる不確

部分安全係数を γA とすると，R の設計用値は γAµR であ定要素の影響を考慮し，経験的に定められたものと思わる．すると，R が設計用値を下回る確率は，式(9)が成立れる．平成19年度に改訂された港湾基準で部分安全係数

する確率に対応する．

法が採用され，安全率から部分安全係数に移行した．これ

x ≦ (1 − γA) ／ C.V.

により，安全率という1つの数値にまとめられていた作従来の部分安全係数と同程度の安全性を確保するには，(9)

用・抵抗それぞれのばらつき等の影響を，それぞれの部分

載荷試験の結果が持つ変動係数 C.V. に対して，x が−3安全係数により個別に評価することが可能となった．こ〜−2以下となるように γA を定めれば良い．

の時，杭の軸方向抵抗力の標準的な部分安全係数として，

次に載荷試験結果の変動係数 C.V. の値を検討する．

従来の安全率の逆数が設定されている．つまり，作用のば5.2(4)でも述べたとおり，過去の載荷試験結果から想定らつき等を別途に考慮してもなお，杭の軸方向抵抗力にされる C.V. の値は，同一条件の場合で全抵抗力の C.V.

は従来の安全率と同程度の安全余裕を設けている（それが15%，類似条件の場合には先端抵抗力の C.V. が20%，だけ不確定要素が多いと見ることもできる）．

周面抵抗力の C.V. が35%程度と考えられる．類似条件の

先述のとおり，杭の軸方向抵抗力を推定式により推定

場合には，全抵抗力に占める先端抵抗力と周面抵抗力のした場合でも，従来の部分安全係数を用いることで十分比率により全抵抗力（先端抵抗力と周面抵抗力を加算しな安全性が確保されると考えられる．2章で紹介した松た値）の C.V. が変化するが，3章の水島臨港道路の場合

井・落合（1992），西岡ら（2008）の研究によると，全国は全抵抗力の C.V. が20%を少し下回る程度となってい各地で行われた載荷試験結果に基づいて作成された推定る．

式では，その推定値と載荷試験によって得られた値の比

C.V. が15%の場合，式(9)で x が−3〜−2以下となる γAの変動係数 C.V. が30%程度と報告されている．一方，3は0.55〜0.65と計算される．一方，C.V. を20%とすると章に示した水島臨港道路や4.5のE港の例では，同じ現場

γA は0.40〜0.60となる（安全率で示すとそれぞれ1.54〜

において類似条件下で実施した衝撃載荷試験により得ら

1.82，1.67〜2.50となる）．C.V. を15%と仮定した同一条

れた全抵抗力 Rt の C.V. が20%程度であった．このこと件の場合は従来の部分安全係数よりかなり大きい値に，から，港湾基準における従来の安全率においても，推定式C.V. を20%と仮定した類似条件の場合は従来の安全係数

が変動係数 C.V. で20〜30%程度のばらつきを有すること同じか少し大きい値になっている．

とが前提とされていると類推できる．

以上より，同一条件の載荷試験の結果から特性値を導杭の軸方向抵抗力 R が平均値 µR，標準偏差 σA の正びいた場合は，部分安全係数を小さくすることに十分な規分布に従うと仮定する．この時，式(7)で示されるよう合理性があると考えられる．一方，過去の港湾基準に書かな変数 x は標準正規分布に従う．

れていた「いかなる場合においても，常時2.0，地震時1.5

x ＝ (R − µR ) ／ σA(7)以下とすることは避けなければならない」という記述を常時の部分安全係数は0.40（常時の安全率2.5の逆数に考慮すると，部分安全係数を大きくする場合でも0.40〜等しい）であるから，R の設計用値は 0.4µR である．R

0.50の間で設定するのが良いと考えられる．また，地震時- 20 -

載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法

に対する部分安全係数の値の変更は避けるべきである．

しており支持層が同じ層であること，かつ，本設杭の支持類似条件の場合に部分安全係数を変更するかどうかは，層への根入れ長が試験杭のそれと同程度かそれよりも長現在の知見では一律の判断が難しいところである．しかいことが条件となる．一方，周面抵抗力度の特性値を設計しながら，学識者の助言等を得た上で部分安全係数を変に用いるには，試験杭と本設杭の打設位置で地盤の層構

更することを検討すべきであろう．ただし，この場合も地造が同じであることが必要となる．各層の層厚が多少異震時に対する部分安全係数は変更すべきではない．

なっていても問題はない．
判断が難しいのは，本設杭の打設位置において，試験杭5.4 載荷試験条件の分類と特性値・部分安全係数の考の打設位置で観察されていない地層（以下，未知層という）え方が存在する場合である．未知層の層厚が小さければ，未知(1) 載荷試験条件の区分

層内での周面抵抗力を無視して設計することができる．

4.3のC港や4.5のE港の例からもわかるとおり，試験杭

この場合は類似条件が成立すると考えて良い．一方，未知と本設杭の地盤条件や杭の諸元が大きく異なる場合には，層が厚い場合，これを無視すると設計が成立しないので，載荷試験結果から得られた各種の特性値を簡単に採用す未知の層における周面抵抗力度を港湾基準等を参考に推ることはできない．試験杭の載荷試験結果から決定した定する必要がある．つまり，載荷試験により得られた特性

各特性値を用いることができるのは，試験杭と本設杭の値と港湾基準等の推定式により決定した特性値を混在さ間で諸条件が完全に一致している場合やある程度類似しせて設計することになる．この場合に類似条件が成立している場合に限られる．5.2及び5.3では，これを同一条件，ているかどうかは判断が難しい．一つの参考として，松類似条件として考え方を整理してきた．

井・落合（1992）の検討結果が挙げられる．松井・落合は，

ここでは，同一条件，類似条件の区分について，改めて未知層内の周面抵抗力が杭全体の周面抵抗力に占める割

基本的な考え方を述べる．また，同一条件，類似条件のい合を指標化する考え方を示している．杭基礎設計便覧でずれにも当てはまらない場合をその他の条件とする．そは，道示に示された載荷試験を実施した場合の補正係数の他の条件であっても，載荷試験の結果は貴重な資料で（事実上の安全率の低減）の適用可能性を，この指標に基あり，設計時におおいに参考となるので，その活用方策にづいて判断できるとしている．

ついて簡単に述べる．

5.3で述べたとおり，類似条件の場合，部分安全係数を(2) 同一条件

変更できるかどうかの判断を一律に規定することは難し

同一条件とは，試験杭と本設杭の杭諸元が一致しておい．地盤を構成する各層の地盤定数や試験杭の載荷試験

り，かつ，試験杭と本設杭の打設地点の地盤の層構造が完結果のばらつき具合などを十分に吟味し，学識者の助言全に一致する場合を指し，試験杭の載荷試験により得らを得た上で部分安全係数を適切な値に設定することが必れた「全抵抗力」から軸方向抵抗力の特性値を決定して本要である．今回の検討の結果によると，類似条件であって設杭の設計に用いることができる場合とする．より具体

も部分安全係数を変更できる可能性は大きい．今後，効率的には，設計時に同一の土質柱状図を用いて設計を行う的な設計を行うため，杭の載荷試験を積極的に活用して杭で，杭諸元が完全に一致するものということである．杭

いくことが望まれる．

式桟橋の同じブロックの杭とか，3章の水島臨港道路の例(4) その他の条件

でいえば同一の橋脚で用いる杭がこれに該当する．5.3で試験杭と本設杭の間で，杭諸元や地盤条件が大きく異述べたとおり，同一条件での載荷試験により得られた特なっている場合は，載荷試験結果は参考値として取り扱

性値に基づいて設計を行う場合には，部分安全係数を変うことが基本となる．とはいえ，試験で得られた先端抵抗

更することができる．

力や周面抵抗力度は原位置で実際に計測した値であるか(3) 類似条件

ら，設計の際にはおおいに考慮すべき値である．例えば以類似条件とは，試験杭と本設杭の間で，杭長や地盤の層下のような活用方法が考えられる．

構造が完全には一致しないものの相当程度類似している

港湾基準では，先端抵抗力や周面抵抗力度の推定方法

条件である．具体的には，試験杭の載荷試験により得られが示されているが，地盤条件によってはこれらの推定方

た「先端抵抗力」と「周面抵抗力度」の特性値を用いて本法の適用外となることも多い．この場合，他の基準に記載

設杭の設計が可能となる場合とする．

されている推定方法や，類似する地盤における推定方法

載荷試験で得られた先端抵抗力の特性値を設計に用いを援用して設計を行わざるを得ないが，原位置におけるるためには，試験杭と本設杭の杭径や杭先端形状が一致

測定結果があればそれにより推定方法の妥当性を検証す- 21 -

水谷

崇亮

ることが可能となる．

結果を基に特性値を定め，適切な部分安全係数を適用す

開端杭の設計を行う場合は，杭の先端閉塞率が問題とるための一般的な方法を示した．これにより，今後の港湾

なる．港湾基準では，杭径と先端閉塞率の関係が示されて構造物の設計において，杭の載荷試験結果が今まで以上

おり参考とできるが，原位置での載荷試験から先端閉塞に活用されることが期待される．検討の結果，載荷試験を率が求められた場合はその値も考慮に加えて設計に活用

実施することで部分安全係数を変更できる可能性が大きすることができる．ただし，試験杭と本設杭の杭径が大きいことが示された．今後は，効率的な設計を実施するため

く異なる場合，試験杭で得られた先端閉塞率を本設杭にに杭の載荷試験の活用を積極的に検討していくべきであ適用することが難しい場合もあるので，十分に検証する

ろう．

必要がある．

なお，本検討で示したいくつかの数値は，現時点におけ

その他にも様々な検討でおおいに活用することが望まる知見に基づき，安全側の設計になることを意図して設れる．ただし，これらの場合はあくまでも載荷試験結果を定している．実際に設計を行う際は，利用しようとしてい参考とした推定値に基づく設計であり，載荷試験結果にる載荷試験結果を十分に検証し，必要に応じて適切な値基づく設計ということではない．従って，部分安全係数とに変更することを検討すべきである．また，載荷試験デー

しては港湾基準に記載されている標準的な値を用いるべ

タの蓄積にあわせて，これらの数値の設定を随時見直し

きで，5.3で述べたような部分安全係数の変更を行ってはていくことも重要である．

ならない．

（2015年11月7日受付）

6. 結論

謝辞
本研究では国土交通省港湾局及び各地方整備局のご協

過去に行われた杭の載荷試験の事例を収集し，そのば力の下に収集した載荷試験結果を活用した．特に中国地らつき等の評価を行った．その結果に基づき，載荷試験の

方整備局広島港湾空港技術調査事務所及び宇野港湾事務結果から特性値を求める方法や，その特性値を設計に用所水島港出張所の各位には格別のご助力を頂いた．関係いる際に適用すべき部分安全係数について検討した．

各位に深く感謝致します．また，本研究の一部は一般社団

特性値については，複数の試験データが得られた場合

法人日本鉄鋼連盟の鋼構造研究・教育助成事業による助には75%信頼区間の下限値とすることを提案した．また，成を受けて実施したものである．ここに記して謝意を表

試験データが1個の場合でも載荷試験結果の活用を図る

します．

ため，一定の仮定の下に1個のデータから特性値を決定する方法を提示した．

参考文献

部分安全係数については，従来の部分安全係数で担保

岡原美知夫・中谷昌一・田口敬二・松井謙二（1990）: 軸

されているであろう安全性を考慮し，それと同程度の安方向押込み力に対する杭の支持特性に関する研究，全性を確保できるように設定することを検討した．その土木学会論文集，No.418/III-13，pp.257-266．

結果，試験杭と本設杭が同一条件の場合には部分安全係

菊池喜昭・水谷崇亮・森川嘉之(2009): 載荷試験を活用し数を変更することができること，類似条件の場合であった鋼管杭の設計・施工管理手法の体系化，港湾空港技ても，条件を十分に吟味し部分安全係数の変更を検討す

術研究所資料，No.1201，163p．

べきであることを示した．なお，本研究で対象としたのは，先端支持杭の押込みに関する軸方向抵抗力である．特性

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）」，271p．

値の決定方法については，引抜きの場合や摩擦杭の場合

地盤工学会（2006）:「性能設計概念に基づいた基礎構造にも適用可能であると考えられるが，部分安全係数の考物等に関する設計原則」，JGS4001-2004，78p．

え方については，別途の検討を行う必要がある．

鉄道総合技術研究所（2012）: 付属資料22 杭の設計鉛直支持力，「鉄道構造物等設計標準・同解説，基礎構造

7. あとがき物」，pp.526-540．
富永真生・根井基雄・越後勇吉・剣持叡・鹿毛征二・橋本

港湾基準では，載荷試験の活用方法についての詳しい

正治（1976）: 大規模臨海工場の基礎工事（製鉄所の記述はなく，試験結果の活用方法が事例毎に検討されて場合），(3) 川崎製鉄，基礎工，Vol.4，No.5，pp.55-

いるのが実状である．これに対し，本研究では，載荷試験90．

- 22 -

載荷試験を活用した杭の軸方向抵抗力の推定方法

西岡英俊・神田政幸・篠田昌弘・館山勝（2008）: 載荷試
験データの統計的処理による杭工法別の支持力算定法，鉄道総研報告，Vol.22，No.10，pp.41-46．
日本港湾協会(2007): 2.4.3 杭基礎の静的最大軸方向押込み抵抗力，「港湾の施設の技術上の基準・同解説」，
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松本樹典・林正宏・道勇治・武居幸次郎・二塚保之（1998）:
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水谷崇亮（2015）: 単一の現場で実施した多数の杭の衝撃載荷試験結果のばらつきの評価，土木学会論文集C（地圏工学），Vol.71，No.3，pp.228-240．
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第 55 巻第 1 号

港湾空港技術研究所報告
２０１６．３

編集兼発行人

国立研究開発法人港湾空港技術研究所

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CONTENTS
1. Estimation of Axial Capacity of Piles utilizing Load Tests···························································································· Takaaki MIZUTANI ··············

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