根固め部の強度と下方長さが節杭の支持力特性に与える影響−埋込み杭の拡大根固め部に関する模型実験　その１－ EFFECT OF STRENGTH AND TIP LENGTH OF ENLARGED GROUTED BASE ON BEARING CAPACITY OF NODULAR PILE − Model tests on enlarged grouted base of bored precast pile   Part 1 −石川一真*，伊藤淳志**，小椋仁志***，永井指** Kazuma ISHIKAWA, Atsushi ITO, Hitoshi OGURA and Masaru NAGAI Vertical loading tests were performed on the enlarged grouted base of nodular pile using pressurized sand tank for studying the effects of strength of enlarged grouted base and the length between the pile tip and tip of enlarged grouted base on the pile bearing capacity. The main conclusions based on the studies are as follows. 1) When the tip length was zero and the strength of enlarged grouted base was greater than 10 N/mm², the bearing capacity was equivalent to the case when the strength was 20 N/mm² until the settlement reached 10% of the pile diameter. 2) When the strength of the enlarged grouted base was 15 N/mm², there was no effect of the tip length on the load-settlement curve. 3) For all cases, even when the enlarged grouted base failed, the bearing capacity continued to increase. Keywords : Bored precast pile, Nodular pile, Model test, Enlarged grouted base, Vertical load test, Failure process埋込み杭，節杭，模型実験，拡大根固め部，鉛直載荷試験，破壊過程
1 . 序
既製コンクリート杭の埋込み杭工法のひとつに、杭先端の根固め部を杭周部より大きく掘削したプレポーリング拡大根固め工法がある。最近では建設コストを抑える必要から、埋込み杭工法にも一柱一杭方式が可能になる支持力を要請されるようになった結果、従来よりも大きく拡大した根固め部を築造する工法が開発されるようになった。開発に際しては、鉛直支持力は数多く行われる現場での載荷試験によって確認されているり。しかし、根固め部の強度が先端支持力に及ぼす影響や、極限支持力時の根固め部の破壊形状などについては、まだ不明な点が残されているのが現状である。拡大根固め工法の根固め部に関する既往の研究には、加圧土槽を用いた倉知らｳﾖや木谷らｳﾖの模型実験がある。倉知らは模型ストレート杭と石膏で作った根固め部とを用いた載寄実験によって、木谷らは横型杭の形状（ストレート杭、節杭）と根固め部の大きさとをバラメータとする載荷実験によって、根固め部の支持力特性につ影響や、節杭を用いた場合の下方長さ（杭本体先端から根固め部先端までの距離）の影響などについては、十分に検証されているとは言い離い。そこで本研究では、既製コンクリート杭の拡大根固め工法において、①杭本体の形状、②根固め部の強度、③根固め部の下方長さ、 ④根固め部の直径の４つの要素が杭の支持力特性に与える影響を調べることを目的とする模型実験を行った。本論文では、一連の模型実験のうち、杭本体を節杭とした場合に、根固め部の強度と下方長さが支持力特性に与える影響について検討する。
2 .実験概要
2． 1 実験装置本研究に用いた実験装置を図1に示す。応力の相似則を満たすため、根固め部（杭先端部）の地盤内応力を再現できる加圧土槽を用いている。加圧土槽の大きさは岸田らｳｳ8りの研究を参考にして土槽584 mm、高さ700 mm、厚さ15 mmの鋼管とした。土槽の内壁面には二重にテフロンシート（間にシリコングリスを塗布）を貼り付けることによって、上載圧を与えたときに生じる壁面と地盤との摩擦を低減した。地盤に上載圧を与える加圧板には、外径 568 mm、厚さ30 mmの剛な鋼板を用いた。鋼板の中央部には杭を責入させる穴( $ 40 mm）を設け、上面には油圧ジャッキ（容量50 kN）を4台取り付けた。装置最上部には、枕に最寄するためのスクリュージャッキを取り付けた。
2． 2　模型杭と根固め部
模型杭と根固め部の断面を図2に示す。模型杭には、原型として$ 800 - 600 mm（節部径-軸部径）の節杭を想定し、縮尺を1/20とした۽40 - 30 mm (節部径Dn -軸部径Ds)の鋼製節杭を用いた。節の上・下面のテーバー角度は45°となっている。杭先端の寄重と杭周面の寄重とを分離して測定するために、一部の杭には、内部に芯棒を通し、必要な個所にひずみゲージを貼付してある。なお、杭先端付近に設けた隙間（2 mm）にはプチルゴム系コーティング剤を充填しした。根固め部の径Deは64 mmであり、その長さは杭本体先端から上方に100 mm、下方に0 mmおよび25 mmである。根固め部は、紙管型枠の所定の位置に杭をセットし、型枠と杭との間にモルタルを充填して作製した。モルタルの目標圧縮強度は、5, 10, 15, 20 N/mm²の4種類とし、表1に示す調合で練り混ぜを行った。使用材料は普通ポルトランドセメントおよび東北碓砂7号、ベントナイトである。根固め部は、打設の翌日に脱型し、載荷試験まで室内で水中兼生した。義生期間は3～4週間である。
2． 3　地盤の作製と杭の設置方法
地盤に用いた砂は、表2に示す粒径75 μm〜1.2 mmの気乾状態の淀川砂であり、直径75 mmの多重フルイ付き空中落下装置により土槽内に堆積させた910。その際、砂の流量と落下高さとを調節して、地盤の相対密度が約90 %になるようにした。また、砂が平らに堆積するように注意した。土槽底面から根固め部先端位置まで砂を堆積させた後、杭を設置した。杭の設置位置は土槽の中心軸上とし、杭本体の先端位置が土橋上面より200 mmとなるようにした。その際、振れ止めガイドによって杭の傾斜角を1/300以内に制限した。杭の設置後、杭の周囲に砂を堆積させて地盤を完成させた。
2. 4 上載圧と載荷方法
地盤に与えた上徹圧は、N値が40～50程度の杭先端支持地盤を再現するために、600 kN/m²とした"リ。二重テフロンシートを用いた摩擦低減策によって、上載圧が加圧土槽産面まで伝わっていることを、底面に設置した土圧計で確認した。また、上載圧による砂地盤の圧密進行が実験に影響を及ぼさないように、地盤に上載圧を作用させてから30分後に杭への載荷を開始した。杭の徹荷方法はスクリュージャッキによる連続載荷である。載荷速度は0.5 mm/minとし、杭の測定沈下量が、根固め部の径Deの20 %を超える17 mmになった時点で最寄を終了した。ただし、後述するN-64-0-15(1)および(2)の実験は、沈下量17 mm未満で載荷を終えている。なお徹荷中は、載荷につれて減少する上載圧が目標値の95 %を下回らないように、油圧ジャッキを操作した。
B :ベントナイトS ：東北桂砂7号milk :セ犬ントミルク(W, C, Bを練り混ぜたもの)

2. 5計測装置
4台の連動油圧ジャッキのうち、対角線上に位置する2台にロードセルを取り付け、上載背重を管理した。杭頭背重Poはスクリュージャッキと最荷ロッドの間に取り付けたロードセルで測定し、杭と加圧板の沈下量は変位計で測定した。なお、杭と最寄ロッドは載荷荷重によって縮む。このため、杭とロッドの軸方向の圧縮剛性と載荷荷重から縮み量ASを求め、測定した杭の沈下量からASを減じ
て補正したものを沈下量＄とした。
2． 6　実験の種類
実験の種類は、表3に示す8種類である。バラメータは、根固め部の下方長さ、根固め部の強度、載荷を終了する沈下量（以下それぞれ、下方長さL、根固め強度、終了沈下量と表記）である。終了沈下量を17 mm未満にしたケースを設けたのは、沈下に伴って根固め部の破壊がどのように進行したかを調べるためである。また、N-64-0-15(3)ではひずみゲージ付き模型杭を使用し、沈下に伴って杭の各部分が負担する脊重がどのように変化したかを調べた。下方長さLが25 mmの場合、節部径Dn=40 mmとの比（L/Dn)は0.63となる。なお、根固め部の径De＝64 mmは原型では1280 mmに相当する。この径は、杭周部の掘削径850 mm（節部径＋50 mm）に対して1.5倍である。
2. 7 根固めモルタルの強度
根固め部の作製の際に採取した供試体(直径50 mm,高さ100 mm)は、最荷実験まで根固め部と同一業生としてあり、これを用いて強度試験を行った。表4に、一軸圧縮試験と割裂試験の結果（それぞれ3供試体の平均値）を示す。これより、おおむね所定の強度に近い根固め部を作製できたことがわかる。また、平均する前の３供試体の一軸圧縮強度はその平均値に対して±7 %の範囲内に、同様に引張強度は±16 %の範囲内におさまっており、ばらつきは小さかった。なお、モルタルのヤング係数Emは5.2～13.9×103  N/mm²であ
った。
2. 8地盤の相対密度
表4には、実験終了後に計測した砂の質量と土槽容積とから算出した相対密度も示した。加圧前相対密度Driが土槽容積（杭と根固め部の体積は除く）から求めた相対密度であるのに対し、加圧後相対密度Drcは加圧板の沈下量も考慮に入れた土槽容積から求めた相対密度である。 8ケースの実験のDrcは94.1～98.5  %とばらつきの小さい範囲におさまっており、密な地盤を再現性よく作製できたことがわかる。なお、Drcおよび上徹圧と地盤のN値との関係式""から推定したN値は45程度であり、地盤のヤング率EsをEs=1.4 N (MN/m²) ¹²⟩で推定すると、Esは60 MN/m²程度となる。地盤のヤング率Esは根固めモルタルのヤング係数Emに比べて十分に小さいことがわかる。
３.根固め強度の影響
本章では、根固め強度を変えて行った実験について、その結果を示し、考察を加える。ここでは、下方長さＬを０mmとし、かつ終了沈下量17 mmまで載荷した4ケースについてとりあげる。なお、沈下量17 mm未満で最荷を終了した２ケースについては５章で述べタ。

3. 1 荷重-沈下量曲線
図3は4ケースの荷重-沈下量曲線を比べたものである。この図より、以下のことが指摘できる。 ① N-64-0-20とN-64-0-15(3)はほぼ同じ荷重-沈下量曲線になっており、S＝14 mm付近から曲線の勾配が緩くなっている。一方、 N-64-0-10はS = 8  mm付近から、N-64-0-5はS = 1  mm付近から、曲線の勾配が綾くなり、N-64-0-20およびN-64-0-15(3)の曲線から離れ始める。したがって、根固め強度が5 N/mm²の場合はS=1 mmで、10 N/mm²の場合はS=8 mmで、15 N/mm²以上の場合はS= 14 mmで、それぞれ根固め強度による影響が現れることがわかる。 ②　極限支持力を評価する沈下量であるS=4 mm （=0.1 Dn）までは、根固め強度が10 N/mm²以上の３ケースの荷重-沈下量曲線はほぼ同じである。このことから、根固め強度が10 N/mm²であれば、実用とする範囲（S≥0.1 Dn）では強度が15 N/mm²以上のケースと同等の支持力が得られるものと判断される。
3． 2 根固め部の破壊形状
載荷終了後に根固め部を地盤から注意深く掘り出し、破壊形状を観察した。そのスケッチ（立体図と縦断面図）を図4に示す。縦断面図において、黒で塗り潰した部分は空洞を示し、破線は載荷前の根固め部の形状を示す。それぞれのケースの破壊状況は以下のようであった。
• N-64-0-15(3)
上側の節（以下、上節と表記）より下方の根固め部に縦クラックが発達し、根固め部先端の杭本体を中心とする放射状クラックにつながっていた。これは、節の下面がテーバー状になっているために、徹荷によって根固め部が内側から押し広げられたためと考えられる。この破壊は円周方向の引張力によるため、ここでは『割裂破壊』と呼ぶことにする。また、下側の節（以下、下節と表記）直下の根固め部の一部は、円筒状に押し抜かれていた。この破壊形状は『下節によるバンチング破壊』と呼ぶことにする。さらに、下節直下の一部と、上節直下の根固め部は圧縮されて縮んでいた。これは『局部的な圧縮破壊』と呼ぶことにする。 • N-64-0-20 N-64-0-15(3)と同様の「割裂破藤」と「下節によるバンチング破藤」とが起こっていた。ただし、上節直下の全周には、節の外周から節下の軸部へ向けてせん断面が形成されていた。これを『上節によるせん断破壊』と呼ぶことにする。 • N-64-0-5上下の節付近の根固め部側面が膨れており、上節付近では菱形状に斜めクラックが発達し、また下節付近では縦クラックが発生していた。この根固め部側面の膨らみは、根固め強度が不足しているために、節によって根固め部が側方へ押し出されたことと、圧縮破壊されてポアソン効果により変形したことによると考えられる。また、根固め部先端は下節によって押されて突出していた。これも、根固め強度が不足しているために先端の形状を保てなかったことを示している。これらより、この破壊形状を『全体的な圧縮破壊』と呼ぶことにする。 • N-64-0-10上節付近の根固め部側面が膨れ、根固め部先端は下節によって押されて突出していた。また、上節より下方の根固め部に縦クラックが発生していた。これらから、「全体的な圧縮破壊」と「割裂破壊」の両方の破壊をしていると言える。全てのケースにおいて、節の上側には空洞ができていた。N-64-0-5では特に大きな空洞となっており、強度が小さいほど空洞が大きい傾向があった。また、いずれのケースも、上節より上の根固め部はほとんど疲れることなく上方へずれ上がっていた。 3. 3 まとめ以上の結果をまとめると、次のようになる。 ①　根固め強度が15 N/mm²以上の２ケース(N-64-0-20,N-64-0-15(3))は、破壊形状、寄亜-沈下量曲線とも類似している。これらの破壊形状は「割裂破壊」が支配的であり、荷重-沈下量曲線にはS＝14 mmで根固め強度の影響が現れる。 ②）根固め強度が10 N/mm²以下の２ケース（N-64-0-10, N-64-0-5)の破壊形状は、N-64-0-10では「全体的な圧縮破壊」と「割裂破壊」の両方、N-64-0-5では「全体的な圧縮破壊」になっている。これらの荷重-沈下量曲線には、それぞれS=8 mm、1 mmで根固め強度の影響が現れる。 ③　全てのケースにおいて、根固め部が破壊しても支持力は載寄終了まで増加し続ける。 ④　根固め強度が10 N/mm² (N-64-0-10)の場合でも、荷重-沈下量曲線に根固め強度の影響が現れる沈下量はS=8 mmであり、実用とする範囲（S≤0.1 Dn）では強度が15 N/mm²以上のケースと同等の支持力が得られる。
4.下方長さの影響
本章では、下方長さを変えて行った実験について、その結果を示し、考察を加える。ここでは、根固め強度が5および15 N/mm²で、かつ終了沈下量が17 mmの４ケースについてとりあげる。 4. 1 荷重-沈下量曲線図5は上記4ケースの荷重-沈下量曲線を比べたものである。この図より、以下のことが指摘できる。 ① N-64-25-15とN-64-0-15(3)の寄重-沈下量曲線を比べると、 N-64-25-15は$=12.5 mmで杭頭荷重が一時的に減少するが、全体的にはほぼ同じ荷重-沈下量曲線になっている。したがって、根固め強度が15 N/mm²あれば、下方長さLの有無は荷重-沈下量曲線にほとんど影響を及ぼさないことがわかる。この結果は、著者の一人が行ったFEMによる研究結果13と同じ傾向を示している。 ②　根固め強度が小さいN-64-25-5はS=8  mm付近から、N-64-0-5はS=1 mm付近から、荷重-沈下量曲線の勾配が緩くなり、 N-64-25-15およびN-64-0-15(3)の曲線から離れ始める。 ③   N-64-25-5とN-64-25-15の寄重-沈下量曲線は、極限支持力を評価するS＝4 mm （＝0.1 Dn）までは、ほぼ同じである。このことから、下方長さLが杭径（節部径Dn）の0.63倍あれば、根固め強度が5 N/mm²であっても、実用とする範囲（S≤0.1 Dn）では強度が15 N/mm²のケースと同等の支持力が得られるものと判断さ
れる。
4． 2 根固め部の破壊形状前節でとりあげたケースのうち、下方長さLが25 mmのケースのスケッチを図6に示す。 (L＝0 mmのケースは図4を参照。)それぞれのケースの破壊状況は以下のようであった。 • N-64-25-15根固め部先端から杭下方の根固め部が突き出していた。縦断面図からわかるように、突出部は杭先端から根固め部先端に向けてやや細くなった中心部Aと、根固め部先端に向けて広がった外周部Bによって形成されており、根固め部先端は同心円の階段状になっていた。これらの境界には、せん断面が形成されていた。この破壊形状を『杭先端によるバンチング破壊』と呼ぶことにする。また、上節より下方の根固め部には縦クラックが発達し、根固め部先端の突出部を中心とする放射状クラックにつながっていた。さらに、杭本体先端および上下の節直下の根固め部は圧縮されて縮んでいた。これらより、「割裂破壊」と「局部的な圧縮破壊」も起こっていたと言える。 • N-64-25-5図4のN-64-0-5と同様に、上節付近の根固め部側面が膨れており、菱形状に斜めクラックが発達していた。そして、根固め部先端から杭下方の根固め部が付き出しており、その先端は圧縮されてなだらかになっていた。これらより、「全体的な圧縮破壊」と「杭先端によるバンチング破壊」とが起こっていたと言える。また、上節と下節をつなぐように、円筒状のせん断面が形成されていた。これを『上節によるバンチング破壊』と呼ぶことにする。さらに、下節直下の根固め部は、節の外周から杭先端へ向けてパンチング破壊されており、その周囲の根固め部には縦クラックが発達していた。これらより、「下節によるパンチング破壊」とそれに伴う「割裂破壊」も起こっていたと言え、複合的な破壊形状になっていų。 N-64-25-15とN-64-25-5、どちらのケースにも節の上側には空洞ができていた。N-64-25-5では、上節の上側には図4のN-64-0-5と同程度の大きな空洞があったが、下節の空洞はN-64-0-5の半分程度だった。これは、N-64-25-5において「上節によるバンチング破壊」が起きたことが原因と考えられる。 4. ３まとめ以上の結果をまとめると、次のようになる。 ①　根固め強度が15 N/mm²の2ケース (N-64-25-15, N-64-0-15(3))の荷重-沈下量曲線は、ほぼ同じである。よって、根固め強度が15  N/mm²あれば、下方長さLの有無は荷重-沈下量曲線にほとんど影響を及ぼさない。 ②　上記2ケースの破壊形状は、共に「割裂破壊」が支配的であるが、N-64-0-15(3)には「下節によるバンチング破壊」が、N-64-25-15には「杭先端によるバンチング破壊」が見られる。N-64-25-15の荷重-沈下量曲線において、S = 12.5  mmで杭頭荷重が一時的に減少するのは、「杭先端によるバンチング破壊」の影響と思われる。 ③　根固め強度が5 N/mm²の2ケース(N-64-25-5, N-64-0-5)の破壊形状は、N-64-25-5では「全体的な圧縮破壊」と「杭先端によるパンチング破壊」が、N-64-0-5では「全体的な圧縮破壊」が主になっている。これらの荷重-沈下量曲線には、N-64-0-5ではS=1 mmで根固め強度の影響が現れるが、N-64-25-5ではその沈下量が8 mmになっている。この差は下方長さLによるものと思われる。 ④　全てのケースにおいて、根固め部が破壊しても支持力が大きく漢少することはない。下方長さLが25 mmの場合の、根固め強度の影響としてののN-64-25-5とN-64-25-15とを比べると、前者では「全体的な圧縮破壊」が、後者では「割裂破壊」が起きている。N-64-25-5の荷重-沈下量曲線には、S＝8 mm付近から根固め強度の影響が現れるが、実用とする範囲（S ≤0.1 Dn）ではN-64-25-15と同等の支持力が得られる。
5．根固め部の破壊過程
下方長さLが0 mmで根固め強度が15 N/mm²のケース(N-64-0-15)について、破壊過程を推定する。 5． 1　根固め部の破壊の進行図 7に N-64-0-15(1),(2)および(3)の荷重-沈下量曲線を示す。これらは、おおむね似通った背重-沈下量曲線である。図8にN-64-0-15(1)および(2)の根固め部の破壊形状を示す。これらと図4のN-64-0-15(3)とから、根固め部の破壊は以下のように進行したことになる。 • N-64-0-15(1) $=4 mmまでに、根固め部先端に放射状クラックが発生し、「割数破壊」が始まっていた。クラックの幅は0.05～0.4 mmであり、根固め部側面のクラックは上方ほど細くなっていた。 • N-64-0-15(2) S=9 mmまでに、下節下方の根固め部が円筒状に押し抜かれており、「下節によるバンチング破壊」が起きていた。また、上下の節直下では「局部的な圧縮破壊」が始まっていた。 • N-64-0-15(3) S=17 mmでは、「割裂破壊」と「局部的な圧縮破壊」とがさらに進行し、節上部の空洞が大きくなっていた。前述したように、N-65-0-15(3)の実験にはひずみゲージ付き模型杭を使用しているので、ひずみ値より杭の各部が受ける抵抗力を算定する。図9に示すように、断面①は芯棒にひずみゲージを貼付してあり、そのひずみ値から杭先端が地盤から受ける抵抗力を算定した。以下、これを先端抵抗力Ppと表記する。断面②と③は円筒部にひずみゲージを貼付してあり、断面が平面を保持するものと仮定して根固め部の剛性をも考慮した軸力を算定した。これら軸力算定の際には、杭本体のヤング係数は20.5×10 4 N/mm²、根固め部のヤング係数Emは11.4×10³ N/mm²とした。断面②の軸力は下節を含む区間が受ける抵抗力を現しているので、以下これを下節抵抗力Pnleと表記する。また、断面③の軸力と断面②の軸力との差分は上節を含む区間が受ける抵抗力を現しているので、以下これを上節抵抗力Pnueと表記する。このようにして求めた抵抗力を、図10に沈下量$との関係で示
5. 2 杭の区間抵抗力
す。同因にはロードセルで計測した杭頭荷重Poも示した。さらに、子備試験として行ったストレート杭（杭径30 mm,根固め部なし,ひずみゲージの貼付位置は図9に示す節杭と同じ）の載荷試験によって求めた断面③以浅の摩擦抵抗力Pfを併記した。ここで、抵抗力の合計（Pnue+Pnle+Pp+Pf）とPoとの関係を見ると、$=3.5 mmまではおおむね似通った曲線となっているが、S=3.5 mm以降は抵抗力の合計がPoを上回り、最荷に伴ってこれらの差は大きくなっていく。そこで、杭の円筒部（断面②と③）について、根固め部の剛性を考慮しない上・下節抵抗力（Pnu, Pnl）を求めた。これらを用いた抵抗力の合計（Pnu+Pnl+Pp+Pf）を図にプロットしてみると、S= 3.5 mmまではPoとの差は大きいが、S=3.5 mm以降はその差が小さくなっていく。そして、S=11 mm以降になると抵抗力の合計とPoの楽動は非常に似通ったものになる。以上より、S＝0～3.5 mmでは杭本体と根固め部とが一体となっていたが、S＝3.5  mmにおいて円筒部の平面保持仮定が完全には成り立たなくなったものと考えられる。これは、前節で述べた$<4 mmで「割裂破壊」が始まっていたことと一致する。そして、S=3.5～ 11 mmでは根固め部の剛性の影響が残っていたが、S＝11 mm以降ではその影響が全くなくなったものと推測できる。なお、S=11 mm以降において抵抗力の合計（Pnu+Pnl+Pp+Pf）とPoとに約3 kNの差が見られる。これには、抵抗力（Pnu, Pnl)が節の支圧によって発生しているために、ひずみゲージの貼付してある杭円筒断面における応力が等分布になっていないことによる影響があると思われる。ここで、杭の区間抵抗力と杭頭荷重Poの推移を図10より読み取ると、以下のことがわかる。最寄開始直後から下節抵抗力Pnleカ増加し、S=3.5  mm以後は上節抵抗力 Pnueも増加する。その後、 PnleはS=5 mm程度で頭打ちになる。さらに、PnueカンS=14 mmすぎで演少に転じるのと前後して、杭頭荷重Po -沈下量曲線の勾配が緩くなる。一方、先端抵抗力Ppは沈下量に関わらずほぼ一定の割合で増加している。
5. ３破壊過程の推定
以上より、根固め部の破壊は次の経過を辿ったものと判断される。 i ） 載荷開始直後には下節抵抗力Pnleが増加する。 ii） S=3.5 mmにおいて、杭本体と根固め部が部分的に分離する。これは、根固め部の「割裂破壊」が始まったことに起因すると考えられる。この後は、上節抵抗力Pnueが増加する。 iii） S=5 mm以降は下節抵抗力Pnleがおおむね一定になる。これは、「下節によるバンチング破壊」が起ったことによると推測される。なお、この破壊が起こっても、せん断面の外側の根固め部が地盤から受ける抵抗力は上節が負担するため、杭頭寄重Poは増加し続ける。 iv）  S=11 mmにおいて、杭本体と根固め部の付着が切れる。しかし、節による支圧抵抗が働くので、杭頭寄重Poは増加し続ける。 v ）    S=15  mm付近で上節抵抗力Pnueが減少に転じる。これは、上節直下の根固め部が「局部的な圧縮破壊」を起こしたことによるものと推測される。この破壊が起こると、地盤からの抵抗力が杭に伝わらなくなり、杭頭寄重Po -沈下量曲線の勾配が緩くなる。ただし、Ppは増加しているため、Poは減少に転じることなく増加し続ける。
6.結認
節杭を用いた拡大根固め工法において、根固め部の強度と形状(杭本体先端から根固め部先端までの距離＝下方長さ）とが杭の支持力特性に与える影響を調べることを目的として、地盤内応力を再現できる加圧土槽を用いて模型載荷実験を行い、以下に示す結果を得た。 ①　下方長さが無くても根固め強度が10 N/mm²であれば、極限支持力を評価する沈下量(節部径の10 %)までは、強度が15 N/mm²以上のケースと同等の支持力が得られた。 ②　根固め強度が15 N/mm²であれば、下方長さの有無は荷重-沈下量曲線にほとんど影響を及ぼさなかった。 ③　全てのケースにおいて、根固め部が破壊しても支持力が大きく漢少することはない。 ④　下方長さが杭径（節部径）の0.63倍ある場合は、根固め強度が5 N/mm²あれば、極限支持力を評価する沈下量（節部径の10 %）までは、強度が15 N/mm²のケースと同等の支持力が得られた。 ⑤　根固め部の破壊形状は根固め強度によって異なっていた。強度か15 N/mm²以上の場合は割裂破壊が、10 N/mm²以下の場合は圧縮破疲が主であった。 ⑥　根固め部に発生するクラックの観察などから、下方長さが無く、根固め強度が15 N/mm²の場合の根固め部の破壊過程を検討した。その結果、ｉ）根固め部が「割裂破壊」と「下側の節によるバンチング破壊」をしても、杭頭寄重は増加し続けること、 ï ）上側の節による「局部的な圧縮破壊」が起こると、杭頭荷重-沈下量曲線の勾配が緩くなることがわかった。最後に、本研究を行うにあたり、貴重なご助言を頂いた岡山理科大学教授山崎雅弘氏と、多大なご協力を頂いた関西大学卒秦研究生の諸氏に謝意を表する。なお、本研究の一部は「平成22年度関西大学大学院理工学研究科高度化推進研究費」によって行った。 1） 小椋仁志,小松吾郎,真綱雅夫,大島 章,千種信之,細田 豊,須見光二，三村哲弘：既製杭のプレポーリング拡大根固め工法の拡大揚削径と鉛直支持力, GBRC, Vol.32, No.1, pp.10-21, 2007.1 2）倉知慎直,日下師治,上野勝利,加倉井正昭,横山幸満：根固め杭の先婚支持力に及ぼす形状の影響,第27回土質工学研究発表会, pp.1559-1562, 1992.6 3）上野勝利,倉知領直,大井明,横山幸満：摂固め枕の根固め先编部の破壊に及ぼす形状の影響，第28回土貸工学研究発表会，pp.1731-1734, 1993.6 4）木谷好伸,加藤洋一,田中和夫,桑原文夫：埋込み枕の拡大摂固め球根の鉛直支持性能に関する模型実験,日本建築学会構造系論文集,No.615, pp.137-143, 2007.5 5）木谷好伸，加藤洋一，桑原文夫：埋込み杭の拡大根固め球根の鉛直支持性能に関する複型実験（その２　節部を有する抗体の場合）日本建築学会構造系論文集, Vol.73, No.624, pp.267-273, 2008.2 6)岸田英明,高野昭信:砂地盤中の埋込み枕先増部の接地圧分布（その1.加圧砂地盤タンクの製作および接地圧分布形の実験結果)，日本建築学会論文報告集, No.260, pp.21-33, 1977.10 7)岸田英明，高野昭信，古沢孝夫：砂地盛中のNon-displacement pile（埋込み杭・場所打ちコンクリート杭）先編部の荷重-沈下量関係に杭径が与える影響、日本建築学会論文報告集, No.284, pp.17-27, 1979.10 8)高野昭信,岸田英明:砂地盤中のNon-displacement pile先婚部地盤の破壊機構,日本建築学会論文報告集, No.285, pp.51-62, 1979.11 9）土岐祥介,三浦清一,浅見秀樹：多重フルイ落下法による砂供試体作成について，第14回土貸工学研究発表会， pp.193-196， 1979.6 10） 小椋仁志，山屑邦男，岸田英明：横型実験による節付き円筒杭の支持力特性の検討，日本建築学会構造系論文報告集，No.374，pp.87-97，1987.4 11）石川一真，永井　登，伊藤淳志，小椋仁志：加圧土槽を用いた砂地盤における標準算入試験,日本建築学会大会学術講演授概集, B-1, pp.417-418, 2011.8 12）日本建築学会編：建築基礎携造設計指針, p.146, 2001.10 13）小椋仁志，山崎雅弘：節杭を用いたプレポーリング拡大根固め工法での杭先婚の設置位置（摂固め部の破壊を考慮したFEMによる検討）。日本建築学会大会学術講演梗概集, B-1, pp.509-510, 2006.9注1） 永井　雅，中野恵太，石川一真，伊藤淳志，小椋仁志，山崎雅弘：節杭を用いたプレポーリング拡大根固め工法の根固め部に関する模型実験（その1）～（その3）、日本建築学会大会学術講演梗概集、B-1, pp.591-596, 2008.9注2）永井　雅,石川一真,伊藤淳志,小椋仁志：注1）と同名（その4）, (その5)、日本建築学会大会学術講演梗概集, B-1, pp.423-426, 2009.8注3）永井　孫，石川一真，伊藤淳志，小椋仁志：注1）と同名（その6）, (その7)，日本建築学会大会学術講演梗概集，B-1，pp.595-598，2010.9注4）永井　孫，石川一真，伊藤淳志，小椋仁志：注1）と同名（その8），日本建築学会大会学術講演梗概集, B-1, pp.353-354, 2011.8 (2011年5月10日原稿受理、2011年8月31日採用決定)