技報 第 5 号（2007 年）

H 型 PC 杭の鉛直載荷試験報告
土木本部

基礎部

砂子洋一

土木本部

基礎部

中井将博

土木本部

基礎部

別所辰保

土木本部

機工部

根葉優

概要：これまで H 型 PC 杭は，土留め擁壁および地下構造物の側壁に適用され，実績が増加している．しかし，近年，立体交差化工事では，これまでの用途以外に立体交差部での上部工重量等の鉛直荷重を支える橋台としての適用工事が増加している．
そこで，H 型 PC 杭の押込み支持力の性能を確保するために先端処理方法及び施工方法の開発を行った．そして，同施工方法により施工された H 型 PC 杭が，道路橋示
方書・同解説Ⅳ下部構造編１）に示される推定式より算定される極限支持力以上の支持力を有することを鉛直載荷試験により実証した．

Key Words：立体交差化，橋台，中掘り杭工法，コンクリート打設方式，鉛直支持力
特性１．はじめに
これまで H 型 PC 杭は，土留め擁壁および地下構造物の側壁に適用され，実績が増加している．一方，国
土交通省は 2006 年度の道路局の重点施策として立体交差化事業を従来の２倍のスピードで実施する方針を掲げており，今後，立体交差化工事の増加が予想される．その場合，これまでの用途以外に立体交差部での上部工重量等の鉛直荷重を支える橋台としての適用が考えられ，H 型 PC 杭の押込み支持力の性能が必要となる．そこで，H 型 PC 杭の押込み支持力を確保するために，道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編１）に規定される中掘り杭工法のコンクリート打設方式に則った先端処理方法を提案し，その性能の確認を行った．本
稿では，H 型 PC 杭の先端処理方法と施工方法および鉛直載荷試験による H 型 PC 杭の鉛直支持力特性の結果について述べる．

２．先端処理方法及び施工方法
2.1 施工フロー図
中掘り杭工法のコンクリート打設方式は，支持層に杭の外径（以下Ｄ）以上根入れすることになっているため，本工法は，先行掘削必須となる．本工法の施工フローを図－１に示す．

図－１ 施工フロー図

砂子洋一

中井将博
1 / 16

別所辰保

根葉優

技報 第 5 号（2007 年）

2.2 先行掘削
先行掘削は，図－２に示すようにφ800mm の二軸同軸式アースオーガで H 型 PC 杭の全断面をカバーするように３カ所行った． 掘削深度は，図－３に示すように刃口金物が杭先端より１Ｄ突出して設置されており，杭先端を支持層に１Ｄ根入れするため支持層から２Ｄの深度とした．二軸同軸式アースオーガによる先先行掘削長行掘削状況を写真－１に示す．

図－２ 先行掘削平面図

図－３ 先行掘削断面図

写真－１ 二軸同軸式アースオーガによる先行掘削状況

2.3 H 型 PC 杭の打設
掘削中は，図－４に示すように，拡翼オーガが先行掘削深度までの状態では，刃口先端より１Ｄ程度先堀りしながら，排土・圧入した．拡翼オーガの先端が先行掘削深度（支持層より２Ｄの深度）に到達後は，先堀りを行ってはならない．打ち止め時には，拡翼オーガは，刃口金物内で正回転させ排土しながら予定深度

500

▽支持層

▽杭先端

▽支持層
640

500

▽杭先端

640

▽支持層

杭長

先行掘削長

杭長

先行掘削長

▽杭先端

640

先行掘削長

杭長

まで杭のみを圧入して打設を完了した．

500

500

500

1)オーガが先行掘削深度までの状態 2)オーガが先行掘削深度到達時

5003)打ち止め時

図－４ H 型 PC 杭の打設時における拡翼オーガによる掘削状態
また，実験時は単杭で試験を行ったため刃口金物の設置位置が，ガイド

ガイドの外側（図－５）となるため，刃口金物内で拡翼オーガを正回転させ，排土・圧入が可能であった．しかし，杭を連続して打設する場合は，図－６に示すように刃口金物の設置位置は，ガ拡翼オーガ

イドの内側となり，刃口金物内で 500mm の拡翼を行うと刃口金物に接触する．そのため，拡翼幅を 300mm 程度に制限して打設
2 / 16図－５ 刃口金物設置位置図（実験時）

技報 第 5 号（2007 年）を行う必要がある．
拡翼オーガ

拡翼オーガ

拡翼径の調整が必要

ガイド

図－６ 刃口金物と拡翼オーガの関係
2.4 杭内掘削・清掃
2.4.1 杭内掘削方法
杭内掘削は，H 型 PC 杭技術マニュアル（平成 18 年）5)では，特殊掘削機（図－７，写真－２）を使用す
るのが標準である．本試験では，特殊掘削機の代用としてＨ型鋼の先端を鋭角にし，深さ 500mm の泥だめを有するＨ型鋼掘削機を使用した．Ｈ型鋼掘削機の先端形状を図－８に示す．Ｈ型鋼掘削機は，バイブロハ
ンマを使用し，掘削部に打設する（写真－３）．その後クレーンでＨ型鋼掘削機を掘削部より引き抜き，泥だめに溜まった掘削土を高圧水を用いて地上で洗浄･排土した（写真－４）．

ﾊﾞｲﾌﾞﾛﾊﾝﾏ

図－７ 特殊掘削機概要図

写真－２ 特殊掘削機による掘削状況

図－８ Ｈ型鋼掘削機の写真－３ Ｈ型鋼掘削機による

先端形状

掘削状況

3 / 16

写真－４ 泥溜め部の排土状況

技報 第 5 号（2007 年）

2.4.2 清掃方法
H 型 PC 杭の壁面の清掃は，高圧洗浄車及び大型強力吸引車により行った．清掃状況を写真－５に，清掃完了後の壁面の状況を写真－６に示す．

写真－５ 壁面の清掃状況

写真－６ 壁面の清掃完了

2.5 先端部コンクリート打設
先端部のコンクリートの打設は，道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編１）に基づいてトレミーによる打ち込みとし，先端部コンクリートの打設範囲は，図－９に示すように杭先端から４Ｄと刃口金物の内部とした．また，先端部コンクリートは，H 型 PC 杭
先端部に水が存在するため水中コンクリートとし，先端部コンクリートの設計基準強度は，24N/mm2であるが，コンクリート標準示方書[施工編]3)より，
水中施工時の強度は気中施工時の 0.8 倍とみなして配合強度を設定しなければならないため，配合強度を 30N/mm2 とした．
図－９ コンクリート打設範囲

３．試験の概要
本試験の全体フローを図－１０に示す．

図－１０ 試験の全体フロー図

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3.1 鉛直載荷試験
杭の鉛直載荷試験は，地盤工学会基準「杭の鉛直載荷試
験方法・同解説」4)に基づいて，杭の押込み試験方法で実施
した．試験状況を写真－７に示す．
3.1.1 試験内容
①杭種，長さ ：H640，L=14.5m（打設長 L=14.0m）②設計基準強度：70N/mm2③載荷装置：グランドアンカーの引抜力を利用した載荷装置
L= 26.0m，φ165mm，定着長 L=13.0m，8 本
計画最大荷重 Pmax = 9,000kN④測定項目：

写真－７ 鉛直載荷試験状況

変位量（杭頭部変位量×4 箇所，杭頭部水平変位量×2 箇所，杭先端部沈下量×1 箇所）
杭体のひずみ（2 方向×5 断面，計 10 箇所）ひずみゲージは，図－１１に示すように杭先端部，杭頭部および粘性土と砂質土の層境付近に設置した．
時間（時刻・経過時間），荷重，気温3.1.2 土質条件
試験場所の土質は，粘性土であり，支持層は，Ｎ値 30 以上の砂層，表層部は，Ｎ値 10 以下の軟弱なローム層である．また，GL-9.0m 程度にＮ値 50 以上の中間層が存在する．土質柱状図を図－１１に示す．

図－１１ ひずみゲージ設置位置図および土質柱状図
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3.1.3 載荷方法
載荷方法は，
段階載荷方式の多サイクルとし，
図－１２に示すように９サイクル 18 段階，最大荷重 9,000kNで計画した．このときの載荷速度と荷重保持時間は以下のようにした．
①載荷速度：荷重増加時 = 計画最大荷重 ／ 荷重段階数 = 9,000 ／ 18 = 500 kN/min
荷重減少時 = 荷重増加時 × 2 = 500 × 2 = 1,000 kN/min②荷重保持時間と測定時期を表－１に示す．
表－１ 荷重保持時間と測定時期

載荷試験

試験終了

図－１２ 載荷サイクル
3.2

追加試験

鉛直載荷試験時に設置したひずみゲージの数は，
H 型 PC 杭本体に各断面２箇所であった．本試験では，鉛直載荷試験の解析精度を向上させるため，H型 PC 杭本体のひずみゲージ設置箇所を増やすとともに，先端部コンクリートにもひずみゲージを取り付け，断面内でのひずみのばらつきを把握するため
軸方向荷重載荷試験を行った．供試体は，鉛直載荷試験に使用した H 型 PC 杭を使用した．杭の引き抜きは，H 型 PC 杭と先端部コンクリートとの付着性状への影響を考慮し，全周回転掘削機(MRO)を使用
し，引き抜きを実施した．試験状況を写真－８に示す．また，載荷試験終了後，先端部コンクリートのコアを採取し，静弾性係数試験を行った．

写真－８ 軸方向荷重載荷試験状況

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3.2.1 試験内容
①杭種，長さ：H640，L=6.0m②設計基準強度：70N/mm2③載荷装置：ゲビンデスターブを反力とした載荷装置，φ32mm，L=11.0m，4 本④計画最大荷重：断面内でのひずみのばらつきを確認するための試験であることから，載荷装置の規模，経済性，安全性を考慮し Pmax = 2,000 kN とした．
⑤測定項目：変位量（ジャッキストローク×１箇所）
杭体ひずみ（26 箇所）ひずみゲージ設置位置を図－１３に示す．
杭体ひずみ(4,5 断面)は，鉛直載荷試験時と同位置とした．
⑥時間（時刻・経過時間），荷重

図－１３ ひずみゲージ設置位置
3.2.3 載荷方法
①載荷速度：荷重増加時 = 計画最大荷重 ／ 荷重段階数 = 9,000 ／ 18 = 500 kN/min
荷重減少時 = 荷重増加時 × 2 = 500 × 2 = 1,000 kN/min②荷重保持時間と測定時期を表－２に示す．
表－２ 荷重保持時間と測定時期③荷重段階を表－３に示す．
表－３ 荷重段階

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４．試験結果杭の鉛直載荷試験は，９サイクル 18 段階，最大荷重 9,000kN を予定していたが，４サイクル 8 段階目の4,000kN 載荷中に，杭先端で杭短辺の 10％変位量（64mm）に到達したため，６サイクルまでとした．
杭先端で杭短辺の 10％変位量(64mm)に到達した時の荷重は，3,595kN であった．
試験の測定結果をもとに，荷重，変位量および時間を軸とした４象限の関係図にまとめた試験結果総合図を図－１４，１５に示す．

図－１４ 試験結果総合図(杭頭荷重～杭頭変位量)

図－１５ 試験結果総合図(杭頭荷重～杭先端変位量)8 / 16

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4.1 試験の解析フロー
試験の解析フロー図を図－１６に示す．

図－１６ 試験の解析フロー図
4.2 H 型 PC 杭本体のヤング係数の算出
H 型 PC 杭本体のヤング係数は，図－１７に示すように載荷荷重から求めた H 型 PC 杭本体のコンクリー
ト応力度と周面摩擦力を受けない杭頭部（載荷位置）から 500mm 下がった位置でのコンクリートひずみの回帰曲線の傾きより求めた．
この結果，H 型 PC 杭本体のヤング係数は，E1= 41982 N/mm2 となった．
25.00

20.00

19.56
17.93

σ (N/mm2)

y = 41982x
15.00

16.30
14.67

13.04
11.41
10.00

9.78
8.15
6.52

5.00

4.89
3.26
1.63

0.00
0

0.00005 0.0001 0.00015 0.0002 0.00025 0.0003 0.00035 0.0004 0.00045 0.0005
ε (mm)

図－１７ 杭頭部付近でのコンクリートの応力～ひずみ曲線
4.3 先端部コンクリートのヤング係数の算出
図－１８に示す位置でコアを採取し，静弾性係数試験を行った結果は，表－４の通りである．

図－１８ コア採取位置
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表－４ 先端部コンクリートの静弾性試験結果

4.4 各断面の軸力算出
各断面の軸方向力は，次式により算出した．
Pi = ε1i ･ E1 ･ A1 + ε2i ･ E2 ･ A2
ここに，
Pi：i 断面における軸方向力
ε1i：i 断面における H 型 PC 杭本体の軸方向ひずみ（鉛直載荷試験時測定値）
E1：H 型 PC 杭本体のヤング係数（鉛直載荷試験時測定値：41,982 N/mm2）
A1：H 型 PC 杭本体の断面積（306,737 mm2）
ε2i：i(4,5)断面における先端部コンクリートの軸方向ひずみ
E2i：i(4,5)断面における先端部コンクリートのヤング係数（追加試験での試験結果）
A2：先端部コンクリートの断面積（416,463 mm2）
ここで

ε2i = ε1i ・ki
ki：i(4,5)断面における軸方向荷重載荷試験（追加試験）結果による補正係数（k4 = 0.313 ，k5 = 0.322）

補正係数（k4，k5）は，追加試験結果より H 型 PC 杭本体と先端部コンクリートのひずみの分担率より算出した．補正係数算出表を表－５に示す．
表－５ 補正係数算出表

軸方向ひずみ分布図を図－１９に，軸方向力分布図を図－２０に示す．ここで，３断面のひずみゲージの測定値にはエラーがあるため，３断面のデータを削除した．
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図－１９ 軸方向ひずみ分布図

図－２０ 軸方向力分布図
4.5

周面抵抗力度の算出

周面抵抗力度は，次式により算出した．
fi = (Pi - Pi-1) / Li・U

fi：周面抵抗力度(kN/m2)
Pi：i 断面における軸方向力(kN)
Li：層厚(m)
U：杭の周長(m)

周面抵抗力度分布図を図－２１に示す．また，杭短辺 10％（64mm）沈下時の周面抵抗力度と道路橋示方書・同解説の推定値との比較を図－２２に示す．杭短辺 10％（64mm）沈下時の杭頭荷重は 3,595kN であり，周面抵抗力度算出にあたっての各段面軸方向力は，杭頭荷重 3,500kN 時の値を採用した．

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図－２１ 周面抵抗力度分布図

図－２２ 杭短辺 10％（64mm）沈下時の周面抵抗力度分布図
4.6

杭頭の鉛直バネ定数・杭先端の鉛直地盤反力係数の算出

杭頭の鉛直バネ定数 Kv は，原点と荷重～変位曲線上の所定の点とを結ぶ割線勾配であり，式 4.6.1 により算出した．また，繰返し荷重に対する鉛直バネ定数 Kvr は，繰返し０荷重時の残留変位量 Sr と荷重～変位量曲線上の所定の点とを結ぶ割線勾配であり，式 4.6.2 により算出した．
Kv = P / S

式 4.6.1

Kv：杭頭の鉛直バネ定数

Kvr = P / (S - Sr)

式 4.6.2

Kvr：繰返し荷重に対する鉛直バネ定数
P：所定の新規荷重
S：P に対応する杭頭変位量
Sr：繰返し０荷重時の残留変位量

杭先端の鉛直地盤反力係数 Kv は，式 4.6.3 により算出した．また繰返し荷重に対する杭先端の鉛直地盤反力係数 Kvr は，式 4.6.4 により算出した．
Kv = qp / Sp

式 4.6.3

qp：先端抵抗力度

Kvr = qp / (Sp - Spr)

式 4.6.4

Sp：先端変位量
Spr：繰返し０荷重時の残留先端変位量12 / 16

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杭頭の鉛直バネ定数，杭先端の鉛直地盤反力係数の計算結果を表－６に示す．また，杭頭の鉛直ばね定数～杭頭変位量曲線を図－２３に，杭先端の鉛直地盤反力係数～先端変位量曲線を図－２４に示す．
表－６ 計算結果一覧表

500
鉛直ばね定数繰返し鉛直ばね定数

300
250

450
Kv
Kvr

400
350
300

杭先端の鉛直地盤反力係数

Kv,Kvr (KN/mm)

350

鉛直ばね定数Kv, Kvr (MN/m3)

400

200
150
100
50

250
200
150
100
50
0

0
0

20

40

60

80

100 120

140

160

180

200

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

先 端 変 位 量 Sp (mm)

変 位 量 (mm)

図－２３ 杭頭の鉛直ばね定数

図－２４ 杭先端の鉛直地盤反力係数～杭頭変位量曲線～先端変位量曲線

4.7 第１限界抵抗力・第２限界抵抗力の判定
地盤工学会基準「杭の鉛直載荷試験方法・同解説」第２編杭の押込み試験 4)に基づいて，第１限界抵抗力，第２限界抵抗力を判定した結果を表－７に示す．
第１限界抵抗力は，杭頭荷重と杭頭変位量の関係図（図－２５～２７）では検出されなかったが，杭先端
荷重と杭先端変位の関係図（図－２８～３０）では，第１限界抵抗力と考えられる折れ点が検出された．
また，第２限界抵抗力の判定は，杭先端変位量が H 型 PC 杭短辺の 10％（H640→64mm）に達した時の杭頭荷重を採用した（図－３１）．
結果，第１限界抵抗力は現れなかったが，第２限界抵抗力は，3,595 kN となった．
ここで，Po：杭頭荷重，So：杭頭変位量，Pp：杭先端荷重，Sp：杭先端変位量とする．
13 / 16

技報 第 5 号（2007 年）

表－７ 第１限界抵抗力・第２限界抵抗力の判定

200

10,000180
500KN1000KN
1500KN
2000KN
2500KN
3000KN
3500KN
4000KN
4500KN
5000KN
5500KN
6000KN140

1,000
変 位 量 (mm )杭 頭 荷 重 (K N )

160

100

120
100
80
60
40
20

10

0

1

10

100

1,000

0.1

1.0

10.0

変位量 (mm)

100.0

時間 (min)

図－２５ log Po～log So 曲線

So～log t 曲線

図－２６

7,000
6,000

荷 重 (K N )

5,000
4,000
3,000
2,000
1,000
0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

ΔSo/Δlog t

図－２７ ΔSo/Δlog t～Po

図－２８ log Pp～log Sp 曲線
4,500

200

4,000

180
290KN(1000KN)

3,500

140

716KN(1500KN)
1431KN(2000KN)

3,000

120

1652KN(2500KN)
1942KN(3000KN)

100

2197KN(3500KN)

802521KN(4000KN)

60

2913KN(4500KN)
3254KN(5000KN)

40

3628KN(5500KN)

荷 重 (KN)

変位量 (mm)

119KN(500KN)

160

3969KN(6000KN)

20

y = 341.05x + 841.13

2,500
Pp= 1,794 kN

2,000
1,500
1,000
500
0

0
0

1

10

0

100

5

10

y = 696.39x - 151.86

時間 (min)

図－２９ Sp～log t 曲線

15

20

25

30

ΔSo/Δlog t

図－３０ ΔSp/Δlog t～Po

14 / 163540

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7,000
6,000

杭頭荷重 3,595kN

荷 重 (kN )

5,000
4,000

Po-Sp

Ru= 3,079kN

Pp-Sp

3,000

qd･A= 2,169kN
2,000

先端荷重 2,258kN
1,000

杭短辺 10％変位 64mm
0
0

25

50

75

100

125

150

175

200

沈下量(mm)

図－３１ P～Sp 曲線
4.8 支持力特性の評価
4.8.1 道示の支持力推定式
各層の周面摩擦力度の計算結果を表－８に示し，道示 1)の支持力推定式に基づく計算結果を以下に示す．
コンクリート打設方式(場所打ち杭の極限支持力度を適用)
qd = 3,000 kN/m2

表－８ 周面摩擦力度

杭先端面積
A= 1.13×0.64 = 0.723 m2
杭の周長
U= 2×(0.96-0.225-0.1×2) = 1.07 m
杭の極限支持力
Ru = qd･A + U･ΣLi･fi= 3,000･0.723 + 1.07･850.6= 3,079 kN
4.8.2 極限支持力度
2,258 / (0.64×1.13) = 3,122 kN/m2（試験結果，図－３１より）≧ 3,000 kN/m2（道示Ⅳ1) 表-解 12.4.1）
4.8.3 周面摩擦力
3,595 kN - 2,258 kN = 1,337 kN（試験結果，図－３１より）≧ 910 kN（道示Ⅳ1) 表-解 12.4.5）
4.8.4 極限支持力
Ru = 3,595 kN（試験結果，図－３１より） ≧ 3,079 kN （道示Ⅳ1) 解 12.4.1）

15 / 16

技報 第 5 号（2007 年）

4.8.5 試験結果の考察
道示の支持力推定式による計算結果と本試験結果を表－９に示す．
極限支持力度，周面摩擦力および極限支持力とも道示の推定式を満足しているが，既往の鉛直載荷試験結果と比較すると余裕がないように思われる．
既往の鉛直載荷試験結果では，杭径の 10％前後沈下すると支持地盤の破壊が起こり，荷重保持が不可能になることが判っており，鉛直載荷試験の経済性を考慮し，杭の鉛直載荷試験方法・同解説 4)では，杭径の 10％沈下時を極限支持力の判定基準としている．
本試験では，杭短辺方向 10％(64mm)沈下後も載荷を続け，約３倍近くの沈下量(171mm)，6000kN まで載荷したにもかかわらず，地盤は破壊することなく，図－３１の P～Sp 曲線にみられるように荷重と変位量はほぼ比例し増加し続けた．これは，支持地盤に耐力が残っており，試験結果以上に極限支持力に余裕があることがわかる．
表－９ 試験結果

５．まとめ
道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編 1)に規定される中堀り杭工法のコンクリート打設方式に則り，施工を行った H 型 PC 杭は，Ｎ値 30 以上の砂質土地盤の支持層において，同示方書 1)に示される推定式より算定される極限支持力以上の支持力を有することが実証された．

謝辞
本試験の実施にあたり，多くの貴重なご助言を日本鋼構造協会塩井幸武専務理事より頂き，また，試験場所の提供と施工にあたっては，菱建基礎株式会社ならびに株式会社ピーエス機工の皆様に，多大なご支援を頂きました．関係各位に，深謝の意を表します．
参考文献
1) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編，2002.3
2) 日本道路協会：杭基礎設計便覧，2007.1
3) 土木学会：コンクリート標準示方書[施工編]，2002
4) 地盤工学会基準：杭の鉛直載荷試験方法・同解説，2002.5
5) H 型 PC 杭工法研究会：H 型 PC 杭技術マニュアル，2006.8

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