"スウェーデン式サウンディング試験によってベタ基礎直下地盤の許容鉛直支持力度を算出するとともに、改良体の長さ、改良体径および改良体の配置箇所を仮定して、改良体の設計基準強度に基づいた許容応力度を算出し、ベタ基礎直下地盤の許容鉛直支持力度と、改良体の長さおよび改良体径とから求めた非改良率とからベタ基礎が分担することができる応力の上限を求め、設計設置圧に対する応力度の不足分を算出し、改良体周辺地盤の変形係数と改良体の変形係数から算出した応力集中係数から改良体に生じる鉛直応力を求め、該鉛直応力から算出される改良体が分担する改良体分担応力度を求め、設計設置圧に対する応力度の不足分と、改良体が分担する改良体分担応力度とのうちの最大値を改良体が分担する最低限の応力度とし、改良体と改良体間原地盤とからなる改良地盤を複合地盤としてとらえた場合の第1許容鉛直支持力度と、改良体周辺の先端抵抗及び周面摩擦による改良体の第2許容鉛直支持力度とを求めて、第1許容鉛直支持力度と第2許容鉛直支持力度とのうちのいずれか小さいほうの値を改良地盤の長期許容鉛直支持力度とし、この長期許容鉛直支持力度が改良体が分担する最低限の応力度よりも大きいことを確認し、常時における改良体に生じる鉛直応力を算出し、常時における長期許容圧縮応力度が改良体に生じる鉛直応力よりも大きいことを確認することによって改良体の長さ、改良体径および改良体の配置箇所を特定する柱状地盤改良方法。従来の柱状地盤改良は、地盤がある程度の耐力を有する場合であっても基礎直下の地盤が有する地耐力は考慮されず、柱状改良体がすべての荷重を負担するものとして検討されているので、不必要な柱状改良体を設置することになり、残土が過剰に発生し、柱状地盤改良に使用する固化材量が増加する。本発明の目的は、このような課題を解決するもので、基礎直下の地盤が有する地耐力を考慮して柱状地盤改良を行う柱状地盤改良方法を提供することである。この課題を解決するために請求項1の発明は、スウェーデン式サウンディング試験によってベタ基礎直下地盤の許容鉛直支持力度を算出するとともに、改良体の長さ、改良体径および改良体の配置箇所を仮定して、改良体の設計基準強度に基づいた許容応力度を算出し、ベタ基礎直下地盤の許容鉛直支持力度と、改良体の長さおよび改良体径とから求めた非改良率とからベタ基礎が分担することができる応力の上限を求め、設計設置圧に対する応力度の不足分を算出し、改良体周辺地盤の変形係数と改良体の変形係数から算出した応力集中係数から改良体に生じる鉛直応力を求め、該鉛直応力から算出される改良体が分担する改良体分担応力度を求め、設計設置圧に対する応力度の不足分と、改良体が分担する改良体分担応力度とのうちの最大値を改良体が分担する最低限の応力度とし、改良体と改良体間原地盤とからなる改良地盤を複合地盤としてとらえた場合の第1許容鉛直支持力度と、改良体周辺の先端抵抗及び周面摩擦による改良体の第2許容鉛直支持力度とを求めて、第1許容鉛直支持力度と第2許容鉛直支持力度とのうちのいずれか小さいほうの値を改良地盤の長期許容鉛直支持力度とし、この長期許容鉛直支持力度が改良体が分担する最低限の応力度よりも大きいことを確認し、常時における改良体に生じる鉛直応力を算出し、常時における長期許容圧縮応力度が改良体に生じる鉛直応力よりも大きいことを確認することによって改良体の長さ、改良体径および改良体の配置箇所を特定するものである。基礎直下の地盤が有する地耐力を考慮して柱状地盤改良を行うことによって、改良体の本数を少なくすることができ、また、改良体径を小さくすることができるので、発生する残土の量および使用する固化材の量を減少させることができる。さらに工期の短縮を図ることができる。以下、本発明の第1の実施の形態について図1~図4に基づいて説明する。図1は柱状地盤改良が行われた地盤の断面である。図2は柱状地盤改良が行われた地盤の平面図である。本発明に係る柱状地盤改良方法は、建築物の基礎にベタ基礎1を採用したときに、必要とされる地耐力に対して地盤の応力が不足している場合がある。このような場合に地盤の応力の不足分を補う柱状改良体2を設置し、改良体間地盤の応力と改良体2の応力とによってベタ基礎直下地盤3全体の地耐力の向上を図るものである。なお、本発明に係る柱状地盤改良方法は、階数が3階以下の木造住宅に適用される。まず住宅が建設される宅地について、スウェーデン式サウンディング試験が行われる。次に、ベタ基礎直下地盤3の支持力度の検討をする。スウェーデン式サウンディング試験の結果から、ベタ基礎直下地盤3の改良体2の天端深度から下端深度までの各層の長期許容鉛直支持力度qaを1式によって求める。[数1]qa=30Wsw0.6Nsw[kN/m2]11式は、平成13年7月2日国土交通省告示第1113号に示された300.6Nswを元に、低荷重での自沈の場合を考慮して設定した式であり、特定非営利活動法人住宅地盤品質協会が推奨する式である。Wsw[kN]は、スウェーデン式サウンディング試験において、静的貫入を行う際の荷重である。Nswは、スウェーデン式サウンディングにおける各層の1mあたりの半回転数である。改良体天端から改良体下端までの改良体長を0.25mごとに区切った各層の長期許容鉛直支持力度qaの最小値qaminを、ベタ基礎直下地盤2の許容鉛直支持力度とする。次にスウェーデン式サウンディング試験結果から、基礎伏図をもとに改良体の配置箇所、改良体径、および改良体の本数を仮定する。また、改良体の設計基準強度Fcに基づいて改良体の各許容応力度を算出する。2式によって長期許容圧縮応力度fcが求められ、3式によって短期許容圧縮応力度fc’が求められる。[数2]fc=Fc/Fs[kN/m2]2[数3]fc’=Fc/Fs’[kN/m2]3Fc[kN/m2]は設計基準強度である。Fsは長期安全率であり、本実施の形態ではFs=3とされる。Fs’は短期安全率であり、本実施の形態ではFs’=1.5とされる。4式によって許容せん断応力度fτが求められる。[数4]fτ=Fτ/1.5[kN/m2]4Fτは設計用せん断力である。FτはFτ1とFτ2とのうちの最小値であり、Fτ=minFτ1,Fτ2[kN/m2]によって求められる。Fτ1はFτ1=0.5Fc[kN/m2]によって求められ、Fτ2はFτ2=0.3FcQp/Aptanφ[kN/m2]によって算出される。Qpは改良体1本あたりに作用する水平荷重であり、Qp=ΣWci/n[kN/本]によって算出される。ΣW[kN]は建物総荷重を示す。ciは層せん断力係数であり、本実施の形態ではci=0.2とされる。nは改良体の本数であり、Apは改良体の断面積[m2]である。φは改良体の内部摩擦角を示し、本実施の形態ではφ=30[°]とされる。許容引張り応力度ftは5式によって求められる。[数5]ft=-0.2fc’[kN/m2]5次に、1式によって求められたベタ基礎直下地盤2の長期許容鉛直支持力度qaの最小値qaminをもとに、改良体の本数nと改良体径から求めた非改良率ベタ基礎範囲内の地盤2のうち改良体が無い部分の割合からベタ基礎が分担する応力度の上限が求められ、設計接地圧に対する応力度の不足分qc1が6式によって算出される。図3はベタ基礎1の応力分布を示す図である。[数6]qc1=σe-qr[kN/m2]6σeは設計接地圧[kN/m2]である。qrはベタ基礎が分担する応力の上限を示し、qr=qaminap’[kN/m2]である。ap’は基礎スラブ底面内の非改良率を示し、ap’=1-apによって算出される。apは基礎スラブ底面内の改良率を示し、ap=Apn/Afによって算出される。Apは改良体断面積m2であり、nは改良体本数[本]である。Afは基礎スラブ底面積m2を示す。また、改良体周辺地盤2の変形係数と改良体の変形係数から算出した応力集中係数から改良体に生じる鉛直応力を求め、そこから算出される改良体が分担する改良体分担応力度をqc2とする。図4は改良体2の周辺地盤を示す概略図である。応力集中係数による改良体分担応力度qc2は7式によって算出される。[数7]qc2=qpnAp/Af[kN/m2]7qpは改良体に生じる鉛直応力を示しqp=μpσe[kN/m2]によって算出される。μpは応力集中係数を示しμp=n/1n-1apによって算出される。σeは設計接地圧[kN/m2]である。nは応力分担比を示しn=EpλLn12/E1αν1λLnp2によって算出される。Epは改良体の変形係数であり、Ep=180Fcである。λLは改良体長と改良体幅の比でありλL=H1/Bpである。H1は第1層地盤の層厚を示す。第1層地盤の層厚H1は改良体長とされる。H2は第2層地盤の層厚を示す。第2層地盤の層厚H2は改良体短辺方向幅程度とされる。Bpは改良体短辺方向の幅を示す。n12は周辺地盤と下部地盤の変形係数比でありn12=E1/E2とされる。E1は第1層地盤改良体間原地盤の変形係数を示し、E1=7N1102である。E2は、第2層地盤下部地盤の変形係数を示し、E1=7N2102である。N1は第1層地盤の最低換算N値であり、N2は第2層地盤の平均換算N値である。np2は周辺地盤と下部地盤との変形係数比であり、nP2=EP/E2とされる。αν1は側方拘束によって生じる鉛直方向の変形係数の増加率を示しαν1=1ν1/1ν11-2ν2によって算出される。ν1は第1層地盤の推定ポアソン比であり、ν2は第2層地盤の推定ポアソン比である。apは基礎スラブ底面内の改良率を示しap=Apn/Afによって算出される。Apは改良体断面積m2であり、nは改良体本数[本]である。Afは基礎スラブ底面積m2を示す。6式によって算出される原地盤の許容支持力度の設計接地圧に対する不足分であるqc1と、7式によって算出される応力集中係数による改良体分担応力度qc2とのうちの最大値qcを改良体に分担させる最低限の応力度qcとされ8式によって算出される。[数8]qc=maxqc1qc2[kN/m2]8次に、常時における改良地盤の鉛直支持力度の検討をする。改良体と改良体間原地盤2とからなる改良地盤を複合地盤としてとらえた場合の許容鉛直支持力度qa1と、改良体周辺の先端抵抗及び周面摩擦による改良体の許容鉛直支持力度qa2とを求めて、許容鉛直支持力度qa1と許容鉛直支持力度qa2とのうちのいずれか小さいほうの値を改良地盤の長期許容鉛直支持力度qaとし、この長期許容鉛直支持力度qaが改良体分担応力最小値qcよりも大きいことを確認する。長期許容鉛直支持力度qaは9式によって算出される。[数9]qa=minqa1qa2kN/m29qa1は複合地盤の許容鉛直支持力度であり10式によって算出される。[数10]qa1=1/Fs{qdAbΣτdihiLs}/AfkN/m210qa2は改良体周辺の先端抵抗及び周面摩擦による改良体の許容鉛直支持力度であり11式によって算出される。[数11]qa2=1/FsnRu/AfkN/m211Fsは長期安全率であり本実施の形態ではFs=3とされる。qdは改良地盤底面における極限鉛直支持力度でありqd=icαcNciγβγ1BbNγiqγ2Df’NqkN/m2によって算出される。Abは改良地盤の底面積m2を示し、Afは基礎スラブ底面積m2を示す。τdiは改良地盤周面の最大摩擦力度kN/m2複合地盤としてとらえた場合には考慮しない。を示す。hiは各土層ごとの層厚[m複合地盤としてとらえた場合には考慮しない。を示す。Lsは改良地盤の外周長さmを示す。icは基礎に作用する荷重の鉛直方向に対する傾斜角に応じた数値でありic=1とされる。αは基礎荷重面の形状に応じた係数でありα=1.00.2Bb/Lbによって算出される。βは基礎荷重面の形状に応じた係数でありβ=0.5-0.2Bb/Lbによって算出される。cは粘着力を示しc=qu/2kN/m2とされる。quは一軸圧縮強さを示し、稲田式による一軸圧縮強さqu1とテルツァギペックによる一軸圧縮強さとのうちの最小値とされ、qu=minqu1qu2kN/m2によって示される。稲田式による一軸圧縮強さqu1はqu1=45Wsw0.75NswkN/m2によって算出され、テルツァギペックによる一軸圧縮強さqu2はqu2=12.5NkN/m2によって算出される。Nは換算N値である。Nc,NγおよびNqは支持力係数であり、Nc=Nq-1cotφ,Nγ=Nq-1tan1.4φ,Nq=eπtanφtan245°φ/2によって算出される。φは内部摩擦角であり、大崎の式28式φ=√20N15°によって算出される。Nは換算N値である。Df’は基礎底部から下部地盤までの深さmを示し、γ1は下部地盤の単位体積重量kN/m3を示す。γ1は、地下水位に拘らず、水中単位体積重量とする。γ2は、下部地盤より上方にある地盤の単位体積重量kN/m3を示す。γ2は、地下水位に拘らず、水中単位体積重量とする。nは改良体本数である。Ruは改良体1本あたりの極限鉛直支持力であり、Ru=RpuψΣτdhi[kN]によって算出される。Rpuは改良体先端部における極限鉛直支持力度であり、改良体先端部が砂質土の場合には、Rpu=75NAp[kN]によって算出され、改良体先端部が粘性土の場合には、Rpu=6cAp[kN]によって算出される。ψは改良体の周長mであり、Apは改良体の断面積m2である。長期許容鉛直支持力度qaが改良体に分担させる最低限の応力度qcよりも大きければ良い。次に、常時における改良体の許容圧縮応力度の検討をする。常時における改良体に生じる鉛直応力qpを算出し、常時における長期許容圧縮応力度fcが改良体に生じる鉛直応力以上であることを確認する。鉛直応力qpは、7式の算出過程において算出済みである。常時における許容圧縮応力度fcが、改良体に生じる鉛直応力qpよりも大きければ良い。次に、中地震時における改良地盤の鉛直応力度の検討をする。中地震時において改良体に最低限分担させる応力度を常時の1.5倍と仮定してqc’とし、短期許容鉛直支持力度qaがqc’よりも大きいことを確認する。許容鉛直支持力度qaが、中地震時において改良体に最低限分担させる応力度qc’よりも大きければ良い。次に、中地震時における改良体の許容圧縮応力度の検討をする。中地震時における改良体に生じる鉛直応力qp’を算出し、3式で算出される中地震時における短期許容圧縮応力度fc’が改良体に生じる鉛直応力qpよりも大きいことを確認する。qp’は改良体に生じる鉛直応力でありqp’=μpσe’kN/m2によって算出される。σe’は短期における設計接地圧でありσe’=qc1.5kN/m2とされる。μpは、7式の算出過程において算出済みである。中地震時における許容圧縮応力度fc’が改良体に生じる鉛直応力qp’よりも大きければ良い。次に、中地震時における改良地盤の水平力の検討をする。改良体の水平地盤反力係数khと曲げモーメントMdとを算定し、曲げによる縁応力度圧縮側引張側を算定する。曲げによる縁応力度圧縮側引張側が3式で算出される中地震時における短期許容圧縮応力度fc’及び5式で算出される許容引張応力度ftと比して許容範囲内であることを確認する。また、改良体断面内の最大せん断応力度τmaxを算定し、最大せん断応力度τmaxが4式で算出される許容せん断応力度fτよりも小さいことを確認する。khは単杭としての水平方向地盤反力係数であり12式によって算出される。[数12]kh=1/30αEob1/30-3/4102kN/m312αは係数であり、本実施の形態ではα=4とされる。Eoは地盤の変形係数であり、Eo=7N102とされる。Nは改良体周面の平均換算N値である。b1は改良体幅力が加わる方向に対して垂直方向の幅cmである。Mdは曲げモーメントであり、杭頭曲げモーメントMoと地中部の最大曲げモーメントMmaxとのうちの最大値である。Mdは13式によって算出される。[数13]Md=maxMo,Mmax[kN/m]13Moは杭頭曲げモーメントでありMo=Qp/2βRMo[kN/m]によって算出される。Mmaxは地中部の最大曲げモーメントであり、Mmax=Qp/2βRMmax[kN/m]によって算出される。Qpは、改良体1本あたりに作用する水平荷重であり、Qp=ΣWci/n[kN/本]によって算出される。Σwは建物総荷重[kN]であり、ciは層せん断力係数であり、ci=0.2とされる。nは改良体の本数である。βは、β={Khb1/4EpIp}1/4によって算出される。b1の単位はmである。Epは改良体のヤング係数変形係数でありEp=180Fc[kN/m2である。Ipは改良体の断面2次モーメントでありIp=π/64B4[m4]である。Bは改良体の直径[m]である。RMoは杭頭曲げモーメントに関する係数であり、RMmaxは地中部の最大曲げモーメントに関する係数である。RMo,RMmaxの値はZを求めた後に表1から得ることができる。ZはZ=βLによって算出される。Lは改良体の長さである。表1は、線形弾性地盤反力法による杭の計算の各種係数値を示す。固定度αr=0.25半固定とする。改良体の上に剛な基礎スラブがある場合には、杭頭固定度αr=0.25とする。σmaxは曲げによる縁応力度圧縮側を示し14式によって算出される。[数14]σmax=Wp/ApMd/2Ip/b2kN/m214σminは曲げによる縁応力度引張側を示し15式によって算出される。[数15]σmin=Wp/Ap-Md/2Ip/b2kN/m215Wpは改良体に作用する中地震時の鉛直荷重であり、Wp=qc’Af/nkNによって算出される。Apは改良体の先端有効断面積m2であり、b2は水平力が加えられる方向の改良体幅[m]である。曲げによる縁応力度圧縮側σmaxが短期許容圧縮応力度fc’よりも小さければ良い。また、曲げによる縁応力度引張側が許容引張応力度ftよりも大きければ良い。τmaxは断面内の最大せん断応力度を示し、16式によって算出される。[数16]τmax=κQp/Ap[kN/m216κは形状係数であり、円形の場合にはκ=4/3とされる。断面内の最大せん断応力度τmaxが許容せん断応力度fτよりも小さければ良い。次に、基礎スラブ強度の検討をする。基礎立上り部分に配置された改良体の最大中心距離dmaxに対して、基礎スラブ直下地盤の地耐力qamin’を考慮した上で、基礎スラブ内の鉄筋が曲げモーメントに対して必要な引張応力度を有する鉄筋量Atを有しているか否かを検討する。図5は基礎スラブに掛かる等分布荷重を示す図である。図6はモーメント図である。Mcは設計曲げモーメントでありMc=MmaxαkN/mによって算出される。Mmaxは最大曲げモーメントであり、Mmax=qwdmax2/8kN/mによって算出される。αは割増し係数であり、α=1とされる。qwは地盤反力を差し引いた基礎スラブに作用する等分布荷重であり、qw=σe-qamin’kN/m2によって算出される。σeは設計接地圧kN/m2である。qamin’は地盤反力kN/m2である。dmaxは基礎立上り上に配置された改良体の最大中心距離mを示す。Atは必要鉄筋量を示し、At=Mc/ftj106mm2によって算出される。ここでm2からmm2に単位を変更するために106を乗している。ftは鉄筋許容引張応力度[N/mm2]である。jは応力中心距離であり、j=7/8dmmである。dは有効せいmmである。atは鉄筋量を示しat=1mあたりの主筋本数1本あたり主筋断面積mm2である。鉄筋量atが必要鉄筋量Atよりも多ければ良い。以上の手順で検討を行い、本発明に係る柱状地盤改良方法を適用することができるか否か判定する。本発明に係る柱状地盤改良方法を適用することができれば、従来の柱状地盤改良に比して改良体の本数を少なくすることができ、また、改良体径を小さくすることができる。さらに改良体の本数を少なくし、あるいは改良体径を小さくすることによって、発生する残土の量及び使用する固化材の量を減少させることができる。さらに工期の短縮を図ることができる。このように、スウェーデン式サウンディング試験によってベタ基礎直下地盤の許容鉛直支持力度を算出するとともに、改良体の長さ、改良体径および改良体の配置箇所を仮定して、改良体の設計基準強度に基づいた許容応力度を算出し、ベタ基礎直下地盤の許容鉛直支持力度と、改良体の長さおよび改良体径とから求めた非改良率とからベタ基礎が分担することができる応力の上限を求め、設計設置圧に対する応力度の不足分を算出し、改良体周辺地盤の変形係数と改良体の変形係数から算出した応力集中係数から改良体に生じる鉛直応力を求め、該鉛直応力から算出される改良体が分担する改良体分担応力度を求め、設計設置圧に対する応力度の不足分と、改良体が分担する改良体分担応力度とのうちの最大値を改良体が分担する最低限の応力度とし、改良体と改良体間原地盤とからなる改良地盤を複合地盤としてとらえた場合の第1許容鉛直支持力度と、改良体周辺の先端抵抗及び周面摩擦による改良体の第2許容鉛直支持力度とを求めて、第1許容鉛直支持力度と第2許容鉛直支持力度とのうちのいずれか小さいほうの値を改良地盤の長期許容鉛直支持力度とし、この長期許容鉛直支持力度が改良体が分担する最低限の応力度よりも大きいことを確認し、常時における改良体に生じる鉛直応力を算出し、常時における長期許容圧縮応力度が改良体に生じる鉛直応力よりも大きいことを確認することによって改良体の長さ、改良体径および改良体の配置箇所を特定するので、基礎直下の地盤が有する地耐力を考慮して柱状地盤改良を行うことによって、改良体の本数を少なくすることができ、また、改良体径を小さくすることができるので、発生する残土の量および使用する固化材の量を減少させることができる。さらに工期の短縮を図ることができる。"