JP2013040499A - 柱状地盤改良方法 - Google Patents

Abstract

【課題】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。
【解決手段】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ので、基礎直下の地盤３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２の本数を少なくすることができ、また、改良体２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。
【選択図】図１

Description

本発明は、建築物の基礎にベタ基礎を採用したときに、地盤の応力の不足分を補うために柱状改良体を設置する柱状地盤改良方法に関する。

木造の住居用建築物などの小規模な建築物を建設する宅地において、スウェーデン式サウンディング試験による地盤調査を実施した結果、地盤改良が必要とされた宅地において柱状地盤改良が行われる。図７は柱状地盤改良が行われた地盤の平面図であり、図８は柱状地盤改良が行われた地盤の断面図である。従来の柱状地盤改良においては、ベタ基礎２０直下の地盤２１が有する地耐力は考慮されておらず、改良体２２だけで家を支えるといった考え方がなされている。

なお、柱状地盤改良工法に関する発明として特許文献１が開示されているが、該発明は柱状の改良土の柱を作成するための装置に関するものである。

特開２００５−１８８２３７号公報

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。

柱状地盤改良が行われた地盤の断面である。 柱状地盤改良が行われた地盤の平面図である。 ベタ基礎の応力分布を示す図である。 改良体の周辺地盤を示す概略図である。 基礎スラブに掛かる等分布荷重を示す図である。 モーメント図である。 従来の柱状地盤改良が行われた地盤の平面図である。 従来の柱状地盤改良が行われた地盤の断面である。

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＝３０・Ｗｓｗ＋０．６・Ｎｓｗ ［ｋＮ／ｍ^２］・・・（１）
（１）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３０＋０．６・Ｎｓｗ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／ｍ^２］・・・（２）

［数３］
ｆｃ’＝ Ｆｃ／Ｆｓ’［ｋＮ／ｍ^２］・・・（３）
Ｆｃ［ｋＮ／ｍ^２］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／ｍ^２］・・・（４）
Ｆτ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＝ ｍｉｎ（Ｆτ１，Ｆτ２）［ｋＮ／ｍ^２］によって求められる。Ｆτ１はＦτ１＝０．５・Ｆｃ［ｋＮ／ｍ^２］によって求められ、Ｆτ２はＦτ２＝０．３・Ｆｃ＋（Ｑｐ／Ａｐ）・ｔａｎφ ［ｋＮ／ｍ^２］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＝（ΣＷ・ｃｉ）／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 ［ｍ^２］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＝−０．２・ｆｃ’［ｋＮ／ｍ^２］・・・（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／ｍ^２］・・・（６）
σｅは設計接地圧［ｋＮ／ｍ^２］である。ｑｒはベタ基礎が分担する応力の上限を示し、ｑｒ＝ｑａｍｉｎ・ａｐ’［ｋＮ／ｍ^２］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＝ Ａｐ・ｎ／Ａｆによって算出される。Ａｐは改良体断面積 [ｍ^２]であり、ｎは改良体本数［本］である。Ａｆは基礎スラブ底面積 [ｍ^２] 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＝ ｑｐ・ｎ・Ａｐ／Ａｆ ［ｋＮ／ｍ^２］・・・（７）
ｑｐは改良体に生じる鉛直応力を示しｑｐ＝μｐ・σｅ［ｋＮ／ｍ^２］によって算出される。μｐは応力集中係数を示しμｐ＝ｎ／（１＋（ｎ−１）・ａｐ）によって算出される。σｅは設計接地圧［ｋＮ／ｍ^２］である。ｎは応力分担比を示しｎ＝（Ｅｐ・（λ_Ｌ＋ｎ_１２））／（Ｅ１・（αν１・λ_Ｌ＋ｎ_ｐ２））によって算出される。Ｅｐは改良体の変形係数であり、Ｅｐ＝１８０・Ｆｃである。λ_Ｌは改良体長と改良体幅の比でありλ_Ｌ＝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。ｎ_１２は周辺地盤と下部地盤の変形係数比 でありｎ_１２＝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＝７・Ｎ１・１０^２である。Ｅ２は、第２層地盤（下部地盤）の変形係数を示し、Ｅ１＝７・Ｎ２・１０^２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。ｎ_ｐ２は周辺地盤と下部地盤との変形係数比であり、ｎ_Ｐ２＝Ｅ_Ｐ／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＝（１-ν１）／（（１＋ν１）・（1−２ν２））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＝ Ａｐ・ｎ／Ａｆによって算出される。Ａｐは改良体断面積 [ｍ^２]であり、ｎは改良体本数［本］である。Ａｆは基礎スラブ底面積 [ｍ^２] 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＝ｍａｘ（ｑｃ１,ｑｃ２）［ｋＮ／ｍ^２］・・・（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＝ ｍｉｎ（ｑａ１,ｑａ２） [ｋＮ／ｍ^２] ・・・（９）
ｑａ１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｛ｑｄ・Ａｂ＋Σ（τｄｉ・ｈｉ）・Ｌｓ｝／Ａｆ [ｋＮ／ｍ^２] ・・・（１０）
ｑａ２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／Ｆｓ（ｎ・Ｒｕ）／Ａｆ [ｋＮ／ｍ^２] ・・・（１１）
Ｆｓ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＝ ｉｃ・α・ｃ・Ｎｃ＋ｉγ・β・γ１・Ｂｂ・Ｎγ+ｉｑ・γ２・Ｄｆ’・Ｎｑ [ｋＮ／ｍ^２] によって算出される。Ａｂは改良地盤の底面積[ｍ^２] を示し、Ａｆは基礎スラブ底面積 [ｍ^２]を示す。τｄｉは改良地盤周面の最大摩擦力度 [ｋＮ／ｍ^２]（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(＝ｉｑ＝ｉγ)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＝ １．０＋０．２Ｂｂ／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／２ [ｋＮ／ｍ^２] 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＝ｍｉｎ（ｑｕ１,ｑｕ２）[ｋＮ／ｍ^２]によって示される。稲田式による一軸圧縮強さｑｕ１はｑｕ１＝ ４５Ｗｓｗ＋０．７５Ｎｓｗ [ｋＮ／ｍ^２]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＝ １２．５・Ｎ [ｋＮ／ｍ^２] 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−１）ｃｏｔφ，Ｎγ＝ （Ｎｑ−１）ｔａｎ１．４φ，Ｎｑ＝ ｅ^{πｔａｎφ}ｔａｎ^２（４５°＋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＝ √（２０・Ｎ）＋１５[°] 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／ｍ^３]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／ｍ^３] 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＝Ｒｐｕ＋ψ・Στｄ・ｈｉ ［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＝ ７５・Ｎ・Ａｐ ［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＝ ６・ｃ・Ａｐ［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 [ｍ^２]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’＝μｐ・σｅ’ [ｋＮ／ｍ^２] 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’＝ｑｃ・１．５ [ｋＮ／ｍ^２]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＝ （１／３０）・α・Ｅｏ・（ｂ１／３０）^−３／４・１０^２ [ｋＮ／ｍ^３] ・・・（１２）
α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＝７・Ｎ・１０^２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＝ ｍａｘ（Ｍｏ，Ｍｍａｘ）［ｋＮ／ｍ］ ・・・（１３）
Ｍｏは杭頭曲げモーメントでありＭｏ＝（Ｑｐ／２β）・ＲＭｏ［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／２β）・ＲＭｍａｘ ［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＝（ΣＷ・ｃｉ）／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＝｛Ｋｈ・ｂ１／（４・Ｅｐ・Ｉｐ）｝^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＝１８０・Ｆｃ［ｋＮ／ｍ^２]である。Ｉｐは改良体の断面２次モーメントでありＩｐ＝（π／６４）・Ｂ^４［ｍ^４］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＝β・Ｌ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／Ａｐ）＋Ｍｄ／（２・Ｉｐ／ｂ２） [ｋＮ／ｍ^２] ・・・（１４）
σｍｉｎ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／（２・Ｉｐ／ｂ２） [ｋＮ／ｍ^２] ・・・（１５）
Ｗｐは改良体に作用する中地震時の鉛直荷重 であり、Ｗｐ＝ ｑｃ’・Ａｆ／ｎ [ｋＮ] によって算出される。Ａｐは改良体の先端有効断面積 [ｍ^２]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＝ κ・（Ｑｐ／Ａｐ）［ｋＮ／ｍ^２] ・・・（１６）
κ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(許容鉛直支持力度最小値) 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＝ Ｍｍａｘ・α [ｋＮ／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＝ ｑｗ・ｄｍａｘ２／８ [ｋＮ／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／ｍ^２]によって算出される。σｅは設計接地圧[ｋＮ／ｍ^２] である。

ｑａｍｉｎ’は地盤反力(許容鉛直支持力度の最小値) [ｋＮ／ｍ^２] 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／（ｆｔ・ｊ）・１０^６ [ｍｍ²] によって算出される。ここでｍ^２からｍｍ^２に単位を変更するために１０^６を乗している。ｆｔは鉄筋許容引張応力度［Ｎ／ｍｍ^２］である。ｊは応力中心距離であり、ｊ＝７／８・ｄ [ｍｍ]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 [ｍｍ^２]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。

１，２０ ベタ基礎
２，２２ 改良体
３，２１ 地盤

Claims (1)

1. 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。

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