小規模建築物に用いる小口径杭の鉛直支持力評価に関する研究（学位

試験・研究
小規模建築物に用いる小口径杭の鉛直支
持力評価に関する研究（学位論文要約）
A Study on the Bearing Capacity Evaluation of Small-diameter Pile for Small
Buildings. (Summary of the Doctoral Dissertation)
廣瀬　竜也*1
1．研究背景と研究目的
試験結果を対象に、先端荷重－先端沈下量関係、極限先
住宅等の小規模建築物の地盤補強を目的として、小口
端支持力度と3つの範囲の先端平均換算N値および極限
径杭工法では、先端翼を取り付けた鋼管を回転して地盤
周面摩擦力度と周面平均換算N値との関係などについて
に貫入させる回転貫入杭工法やプレボーリングを併用し
統計的に検討した。その結果、先端荷重－先端沈下量関
てコンクリート杭を地盤に静的に圧入する既製コンクリ
係の平均曲線、極限先端支持力度は杭先端下方1D w ～
ート圧入杭工法が多く用いられている。小規模建築物基
上方1D w（D w：先端翼径）の範囲の平均換算N値
礎設計指針では、これらの杭に平成13年国土交通省告
の関係が最も支持力評価の精度がよいこととその関係
示1113号に示されている埋込み杭の支持力算定式に小
（図-1）および極限周面摩擦力度と周面平均換算N値と
規模建築物の地盤調査に採用されることが多いスウェー
の関係などを示した。また、小口径の回転貫入杭の支持
デン式サウンディング試験より求められる換算N値や換
力に関しては、標準貫入試験よりもスウェーデン式サウ
算一軸圧縮強さを用いてもよいことが示されているが、
ンディング試験の方が地盤定数を適切に評価できること
根拠は不明である。また、小規模建築物基礎設計指針で
を示した。
は、回転貫入杭や既製コンクリート圧入杭を含めた小口
は、旧建築基礎構造設計規準・同解説に準じているが、
打込み杭の試験結果に基づいて設定されたものであり、
その根拠については不明な点が多い。
本研究の目的は、小規模建築物の地盤補強に用いられ
ている回転貫入杭や既製コンクリート圧入杭の支持力算
定式を提案することである。
2．学位論文の概要
学位論文は、前章で述べた研究目的をもとに検討した
結果について、全6章にまとめた。
8000
極限先端支持力度 qp (kN/m2)
による杭材の許容圧縮力の低減を与えている。この低減
──：a
－･－：a ±σ
データ数 104
の平均値a =170
q p / N 1′
10000
極限先端支持力度 qp (kN/m2)
径杭に対して細長比（本研究では“長さ径比”と称す）
の標準偏差σ
q p / N 1′
6000
4000
○：Type1
×：Type2
△：Type3
2000
0
0
10
20
N 1′
30
(a) 砂質土
40
5000
──：a
－･－：a ±σ
4000
○：Type1
×：Type2
△：Type3
3000
と
2000
データ数 65
1000
0
の平均値a =178
q p / N 1′
の標準偏差σ =34
q p / N 1′
0
5
10
15 20
N 1′
25
30
(b) 粘性土
図-1　極限先端支持力度ととの関係
第3章では、4種類の断面形状の既製コンクリート圧入
杭の載荷試験結果を対象に、先端荷重－先端沈下量関係、
極限先端支持力度と4つの範囲の先端平均換算N値およ
第1章では、小規模建築物に用いられる小口径杭の支
び極限周面摩擦力度と周面平均換算N値との関係などに
持力算定の現状について述べ、問題点を示した。また、
ついて統計的に検討した。その結果、先端荷重－先端沈
研究目的および方法について述べた。
下量関係の平均曲線、極限先端支持力度は、先端地盤が
第2章では、3種類の先端翼形状の回転貫入杭の載荷
砂質土の場合、杭先端下方1D ～上方1D（D：杭径）の
*1　HIROSE Tatsuya：試験研究センター　構造部　土質基礎試験室　主査　博士（工学）
30
GBRC Vol.41 No.3 2016.7
範囲の平均換算N値
との関係が、先端地盤が粘性土
との関係が最も支持力評価の精度がよいこととその
関係（図-2）および極限周面摩擦力度と周面平均換算N
値との関係などを示した。また、既製コンクリート圧入
（kN
））
PcrP（crkN
の場合、杭先端下方2D ～上方1Dの範囲の平均換算N値
杭の打ち止め圧入力を設計における短期許容支持力以上
として管理することの有用性を確認した。
○：円形
×：正八角形
△：変十角形
□：H型
10000
8000
6000
4000
データ数 45
の平均値a =369
q p / N 11′
2000
0
q p / N 11′の標準偏差σ =78
0
10
20
N 11′
30
──：a
－･－：a ±σ
データ数 36
q p /N 21′の平均値a =288
10000
8000
q p /N 21′の標準偏差
σ =77
6000
4000
○：円形
×：正八角形
△：変十角形
□：H型
2000
0
40
(a) 砂質土
0
5
10
15
N 21′
20
25
30
(b) 粘性土
図-2　極限先端支持力度と
あるいは
l/D=130（解析値）
P
cr (l /d =130：解析値)
l/D=130（解析値）
P
l/D=195（解析値）
=195：解析値)
cr (l /d =130：解析値)
l/D=195（解析値）
l/D=260（解析値）
P
=195：解析値)
cr (l /d =260：解析値)
l/D=260（解析値）
l/D=130（実験値）
(l
/d =130：実験値)
P
(l
/d
=260：解析値)
0max
cr
l/D=130（実験値）
P
=130：実験値)
l/D=195（実験値）
0max (l /d =195：実験値)
l/D=195（実験値）
P
l/D=260（実験値）
=260：実験値)
0max (l /d =195：実験値)
l/D=260（実験値）
l/D=130（理論値）
P
(l =130：理論値)
/d =260：実験値)
(l /d
0max
cr
l/D=130（理論値）
l/D=195（理論値）
P
=130：理論値)
cr (l /d =195：理論値)
l/D=195（理論値）
l/D=260（解析値）
P
=260：理論値)
cr (l /d =195：理論値)
l/D=260（解析値）
P
(l
/d
=260：理論値)
降伏荷重
cr
降伏荷重
200 400 600 800 1000
200 E400
6002) 800 1000
50（kN/m
E 50（kN/m2)
(a) 両端ピン支持の場合
(a) 両端ピン支持の場合
の関係
（kN
））
PcrP（crkN
極限先端支持力度 qp (kN/m2)
12000
極限先端支持力度 qp (kN/m2)
──：a
－･－：a ±σ
14000
4
4
3.5
3.5
3
3
2.5
2.5
2
2
1.5
1.5
1
1
0.5
0.5
0
0 0
0
4
4
3.5
3.5
3
3
2.5
2.5
2
2
1.5
1.5
1
1
0.5
0.5
0
0 0
0
200 400 600 800 1000
200 E400
6002) 800 1000
50（kN/m
E 50（kN/m2)
(b) 杭頭固定－先端ピン支持の場合
(b) 杭頭固定－先端ピン支持の場合
第4章では、弾性体と見なせる寒天を用いた一様地盤
における模型座屈実験を行い、地盤の剛性および杭の長
l/D=130（解析値）
P
cr (l /d =130：解析値)
l/D=130（解析値）
P
=130：解析値)
l/D=195（解析値）
cr (l /d =195：解析値)
l/D=195（解析値）
l/D=260（解析値）
=195：解析値)
P
cr (l /d =260：解析値)
l/D=260（解析値）
l/D=130（実験値）
(l =260：解析値)
/d =130：実験値)
P
0max
cr (l /d
l/D=130（実験値）
(l
/d =195：実験値)
=130：実験値)
l/D=195（実験値）
P
0max
l/D=195（実験値）
=195：実験値)
l/D=260（実験値）
P
(l
/d =260：実験値)
0max
l/D=260（実験値）
l/D=130（理論値）
P
(l =130：理論値)
/d =260：実験値)
(l /d
0max
cr
l/D=130（理論値）
l/D=195（理論値）
P
=130：理論値)
cr (l /d =195：理論値)
l/D=195（理論値）
l/D=260（理論値）
P
=260：理論値)
cr (l /d =195：理論値)
l/D=260（理論値）
P
降伏荷重
cr (l /d =260：理論値)
降伏荷重
図-4　座屈荷重Pcr－地盤の変形係数E50関係
さ径比（l/d、l：模型杭の長さ、d：模型杭の杭径）が
杭の座屈荷重に与える影響を検討した。また、座屈荷重
P crの理論値と比較した。その結果、地盤の剛性が大き
第6章では本研究の結論をまとめ、今後の課題につい
て述べた。
くなるほど杭の座屈荷重も大きくなることを確認し、杭
の座屈荷重には長さ径比の影響は認められなかった。ま
3．おわりに
た、地盤の剛性が比較的小さい場合は座屈荷重の実験値
本研究をまとめるにあたりご指導いただいた関西大学
と理論値は比較的よい対応を示したが、地盤の剛性が大
の伊藤淳志教授、研究の当初よりご指導いただいた当法
きくなると実験値は理論値より小さくなった（図-3）。
人の下平祐司氏、詳細な載荷試験データを提供していた
だいた各企業の方々、共同研究として模型座屈実験に携
P 0max (l /d =130)
l/D=130
l/D=195
P 0max (l /d =195)
l/D=260
P 0max (l /d =260)
(l/D=130)
P cr (l /d =130)
(l/D=195)
P cr (l /d =195)
(l/D=260)
P cr (l /d =260)
降伏荷重aaaaaaaa
P 0max （kN）
4
3
4
2
1
わった関西大学建築基礎工学研究室の卒業生、大学院へ
P 0max (l /d =130)
l/D=130
P 0max (l /d =195)
l/D=195
l/D=260
P 0max (l /d =260)
P cr (l /d =130)
(l/D=130)
P cr (l /d =195)
(l/D=195)
P cr (l /d =260)
(l/D=260)
降伏荷重aaaaaaaa
5
P 0max （kN）
5
3
の進学を許可していただいた当法人の役員各位に心より
感謝いたします。
2
【主な公表論文】
1
0
0
0
200
400
600
2
E 50（kN/m )
(a) 両端ピン支持の場合
800
0
200
400
600
2
E 50（kN/m )
800
(b) 杭頭固定－先端ピン支持の場合
図-3　最大杭頭荷重P0max－地盤の変形係数E50関係
第5章では、第4章に示した模型座屈実験をモデル解析
により検討した。その結果、解析結果は理論値を良い対
応を示した。また、模型座屈実験と同様に、地盤の剛性
1）‌廣瀬竜也，下平祐司：スウェーデン式サウンディング試験
による地盤評価に基づく螺旋状先端拡大翼付き小口径回転
貫入杭の支持力係数，最近のサウンディング技術と地盤評
価シンポジウム発表論文集，pp.7-12，2009.10
2）‌廣瀬竜也，伊藤淳志，下平祐司：小規模建築物に用いる回
転貫入杭の支持力特性に関する統計的検討，日本建築学会
構造系論文集，Vol.79，No.701，pp.933-939，2014.7
3）‌廣瀬竜也，伊藤淳志，下平祐司：小規模建築物に用いる既
製コンクリート圧入杭の支持力特性に関する統計的検討，
日本建築学会構造系論文集，Vol.80，No.709，pp.419-425，
2015.3
が大きくなるほど杭の座屈荷重も大きくなり、杭の座屈
荷重に長さ径比の影響が認めらなかった（図-4）。
31

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