JP3826360B2

JP3826360B2 - 改良地盤の設計方法

Info

Publication number: JP3826360B2
Application number: JP2003141874A
Authority: JP
Inventors: 一二三青木; 豊司米澤; 英一畑; 望小竹; 圭介北出
Original assignee: Toyo Construction Co Ltd
Current assignee: Toray Engineering Co Ltd
Priority date: 2003-05-20
Filing date: 2003-05-20
Publication date: 2006-09-27
Anticipated expiration: 2023-05-20
Also published as: JP2003306930A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、軟弱地盤の改良や液状化対策などのために用いられる改良地盤の設計方法に係り、より詳しくは格子壁状固化改良体と該格子壁状固化改良体内部の未改良土とからなる改良地盤を地盤内に造成する改良地盤の設計方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、構造物を地震から守るなどのために、例えば基礎地盤内に固化改良体を含む改良地盤を造成するようにしている。この場合、前記改良地盤は鉛直せん断に対して安定となるように設計され、前記固化改良体の鉛直せん断応力度は前記改良地盤に及ぼす支持地盤の反力分布を用いて算定される。そして、鉛直せん断応力度の算定に用いられる前記支持地盤の反力分布（地盤反力分布）については、弾性域の反力分布を用いるのが一般的である。
【０００３】
ここで、前記地盤反力分布について、図３に示すように、構造物３の基礎地盤４内に固化改良体からなる改良地盤２を造成し、改良地盤２が支持地盤１に支持される場合を例に説明する。
図３において、改良地盤２に地震時の水平方向慣性力がかかり、改良地盤２が所定角度（改良地盤回転角）θ、回転すると、前記水平方向慣性力ひいては回転力が支持地盤１に加わる一方、その反力ひいては抵抗モーメントＭが前記改良地盤２に及ぼされることになる。この際の抵抗モーメントＭ及び改良地盤回転角θの関係（抵抗モーメントＭ−改良地盤回転角θ特性）を模式的に示すと図４のようになる。すなわち、水平方向慣性力ひいては改良地盤回転角θを増加していくと、改良地盤回転角θが小さいときは抵抗モーメントＭは大きく増加する一方、改良地盤回転角θの増加に伴い、抵抗モーメントＭの増加割合が小さくなり抵抗モーメントＭが限界に達する特性を示す。
【０００４】
図４において、縦のハッチングで示す４つの地盤反力分布は、横軸に改良地盤底面に沿った地盤反力の分布幅ｘをとり、縦軸に改良地盤２底面における鉛直地盤反力度をとっている。４つの地盤反力分布について、以下、便宜上、図４左から順に第１〜第４地盤反力分布101〜104という。前記鉛直地盤反力度のうち最大のものを、後述するように、最大鉛直地盤反力度ｐという。第１〜第４地盤反力分布101〜104はそれぞれ、上記抵抗モーメントＭ−改良地盤回転角θ特性において矢印で示される部分に対応している。すなわち、第１地盤反力分布101は、抵抗モーメントＭが大きく増加する改良地盤回転角θの範囲のうち初期部分に対応し、第２地盤反力分布102は、抵抗モーメントＭの増加する割合が減少する改良地盤回転角θの範囲に対応する。また、第３地盤反力分布103は、抵抗モーメントＭが限界に近づく改良地盤回転角θの範囲に対応し、第４地盤反力分布104（後述する最大抵抗モーメントＭ_mに相当する。）は、抵抗モーメントＭが限界に達する改良地盤回転角θの範囲のうち終局部分に対応する。なお、水平方向慣性力ひいては改良地盤回転角θを増加していくと、地盤反力分布が第１地盤反力分布101から第４地盤反力分布104のように移行していくことになる。
【０００５】
前記第１地盤反力分布101は、分布幅ｘが改良地盤２の底面全体に等しく、図４の改良底面における右側端部（以下、便宜上、改良地盤後趾５という。）から当該改良地盤後趾５と反対側の端部（図４の改良底面における左側端部。以下、便宜上、改良地盤前趾６という。）にわたって鉛直地盤反力度を発揮することを示す形状（反力分布形状）になっている。この場合、この反力分布形状は、鉛直地盤反力度が改良地盤後趾５から改良地盤前趾６の方向に大きくなる台形となっている。
【０００６】
第２地盤反力分布102は、鉛直地盤反力度について改良地盤後趾５でゼロ（０）であり、改良地盤後趾５から所定の位置（便宜上、第１中間位置という。）７まで０であり、当該第１中間位置７から改良地盤前趾６の方向に大きくなる三角形の反力分布形状となっている。
第３地盤反力分布103は、鉛直地盤反力度について、改良地盤後趾５から第１中間位置７まで０であり、第１中間位置７から所定の位置（便宜上、第２中間位置８という。）まで改良地盤前趾６側になるに従って大きくなり、鉛直地盤反力度が最大鉛直地盤反力度ｐに達した後は第２中間位置８から改良地盤前趾６までは一定の値となる台形の反力分布形状となっている。
第４地盤反力分布104は、鉛直地盤反力度について、改良地盤後趾５から分布幅の略中間位置まで０であり、当該略中間位置から改良地盤前趾６までは一定の値となる矩形の反力分布形状となっている。
【０００７】
上記図４のＭ−θ特性及び第１〜第４地盤反力分布101〜104に示されるように、水平方向慣性力（改良地盤回転角θ）が小さいとき（例えば地震力が小さいときに相当する）、支持地盤１は弾性的な反力（第１〜第２地盤反力分布101〜102）を有する。一方、さらに、水平方向慣性力が大きくなると支持地盤１の支持力より大きい地盤反力を期待できないから、抵抗モーメントの大きい増加が期待できない状態（第３〜第４地盤反力分布103〜104）になる。上述したように支持地盤１が弾性的な反力を有する（弾性的にふるまう）領域を支持地盤１の弾性域（以下、適宜、弾性域という。）９という。支持地盤の地盤反力が支持力に達し、塑性的にふるまうため、抵抗モーメントの大きい増加が期待できない領域を支持地盤１の塑性域（以下、適宜、塑性域という。）１０という。
この図４では、第１〜第２地盤反力分布101〜102が弾性域９、第３〜第４地盤反力分布103〜104が塑性域１０となっている。そして、弾性域９及び塑性域１０の境界は、例えば図４中、符号１１で示される。なお、弾性域９及び塑性域１０の境界１１は、地盤反力分布及びＭ−θ特性についての演算等に基づいて計算により求められる。
上述したようにして得られる地盤反力分布（支持地盤１の反力分布）を用いて改良地盤の鉛直せん断応力度が算定され、鉛直せん断応力度に基づいて改良地盤２が設計される。そして、従来技術においては、上述したように、地盤反力分布については弾性域９の反力分布を用いて、鉛直せん断応力度を算定するようにしている。
【０００８】
なお、上記改良地盤２としては、格子壁状固化改良体と該格子壁状固化改良体内部の未改良土とからなるものがあり、特許文献１には、前記格子壁状固化改良体の格子の巾Ｌを高さＨの0.5〜0.8 倍（Ｌ/Ｈ＝0.5〜0.8）に設定することにより、十分な液状化防止効果が得られるとしている。
【０００９】
【非特許文献１】
陸上工事における深層混合処理工法設計・施工マニュアル、財団法人土木研修センター、平成11年6月（日付けの記載無し）初版、P.110−113
【非特許文献２】
海上工事における深層混合処理工法技術マニュアル、財団法人沿岸開発技術研究センター、1999年4月（日付けの記載無し）発行、沿岸開発技術ライブラリーNo.2、P.42，45，46，55，56
【特許文献１】
特開平２−１３２２２０号公報
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、従来技術においては、上述したように弾性域９の反力分布を用いて得られる鉛直せん断応力度に基づいて改良地盤２が設計されており、小規模または中規模地震動（レベル１地震動）に対しては、外部安定が図れるものになっている。しかしながら、従来技術は大規模地震動（レベル２地震動）に対しては考慮されておらず、地盤反力分布については、弾性域９の反力分布を用いて鉛直せん断応力度を算定する方法しかない。このため、レベル２地震動に対して従来技術によって改良地盤を設計する場合、外部安定を図る上で、例えば必要以上に大きな安全率を見込まなければならなくなり、改良範囲が増大化することになる。このため、レベル２地震動に対して従来技術で得られる改良地盤は、不経済で実用性が乏しいものになってしまう。また、改良範囲に制限がある場合には地盤改良の施工が不可能になる。
一方、上記特許文献１に記載される液状化防止対策も、レベル１地震動を想定してなされたもので、レベル２地震動が起こった場合には、格子壁状固化改良体による格子壁状固化改良体内部の未改良土の拘束効果が小さく、格子壁状固化改良体内部の未改良土に発生する過剰間隙水圧が大きくなって、液状化を起こす虞れがある。
なお、西村昭彦、羽矢洋著「塑性域を考慮した直接基礎の設計法の研究」（RTRI REPORT、Vol.6、No.3、1992.3）には、塑性域を考慮した直接基礎の設計法が示されており、前記従来技術に対し、この塑性域を考慮した設計を適用することが考えられる。しかし、当該著書に示される技術は、構造物の直接基礎を対象としたものである。このため、当該著書に示される技術を、本願発明が対象にする格子壁状固化改良体（地盤改良）にそのまま適用することは容易ではないというのが実状である。
【００１１】
本発明は、上記事情に鑑みてなされたもので、その第１の課題とするところは、格子壁状固化改良体と該格子壁状固化改良体内部の未改良土とからなる改良地盤を地盤内に造成する改良地盤の設計方法であって、大規模地震動においても固化改良範囲の増大化を抑制して内部・外部安定を適正に図ることができる改良地盤の設計方法を提供することにあり、その第２の課題とするところは、前記課題に加えて液状化対策としても十分な改良地盤の設計方法を提供することにある。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
請求項１記載の発明は、格子壁状固化改良体と該格子壁状固化改良体内部の未改良土とからなる改良地盤の設計方法であって、前記格子壁状固化改良体の鉛直せん断応力度が、改良地盤前趾より鉛直せん断を検討する位置までの前記格子壁状固化改良体の底面に作用する地盤反力の合力を用いて算定され、前記地盤反力の合力は、前記格子壁状固化改良体の底面に作用する地盤反力のうち支持地盤の地盤反力が支持力に達した状態の塑性域での地盤反力を用いて得られる最大鉛直地盤反力度に基づいて算定されることを特徴とする。
請求項２記載の発明は、請求項１記載の改良地盤の設計方法であって、前記格子壁状固化改良体の底面において該格子壁状固化改良体に作用する最大鉛直地盤反力度は、予め定められる大規模地震動に伴って生じる値を用いることを特徴とする。
請求項３記載の発明は、請求項１または２に記載の改良地盤の設計方法であって、前記格子壁状固化改良体は、その格子巾と高さとの比が、０．１以上０．５未満、望ましくは０．３以上０．５未満に設定されることを特徴とする。
【００１３】
【発明の実施の形態】
本発明の一実施の形態を図１に基づいて説明する。
図１において、２１は支持地盤、２２は支持地盤２１上の基礎地盤（請求項１の地盤を構成する。）２４内に造成した改良地盤である。本実施の形態において、改良地盤２２は、格子壁状固化改良体２２ａとこの格子壁状固化改良体２２ａの内部に残存する未改良土２２ｂとからなっている。
【００１４】
本実施の形態において、上記改良地盤２２を構成する格子壁状固化改良体２２ａを形成する工法としては、攪拌翼を有する処理機を地盤中に回転させながら貫入し、その先端部から固結性薬剤を吐出させる深層混合処理工法、単管または多重管からなるロッドを地盤中に回転させながら貫入し、ロッドの先端部からグラウトをエアまたは水と一緒に高圧噴射する高圧噴射攪拌工法、地盤中に形成した掘削穴内に鉄筋コンクリートを場所打ちする場所打ち連続壁工法等、種々の工法を採用できる。
【００１５】
上記格子壁状固化改良体２２ａは、鉛直せん断に対して安定となるように設計され、前記格子壁状固化改良体２２ａの鉛直せん断応力度は格子壁状固化改良体２２ａ底面に及ぼす支持地盤２１の地盤反力分布を用いて算定される。そして、鉛直せん断応力度の算定に用いられる前記支持地盤２１の反力分布（地盤反力分布）については、レベル２地震動に対して地盤反力が塑性域に達する場合には、後述するように塑性域１０（図４参照）の反力分布が用いられるようになっている。
この実施の形態では、（ｉ）格子壁状固化改良体２２ａに作用する地盤反力分布、（ｉｉ）最大抵抗モーメント時における鉛直支持力度、（ｉｉｉ）鉛直せん断応力度の算定が以下のように行なわれる。これらの算定について、この順に以下に説明する。
【００１６】
（ｉ）格子壁状固化改良体２２ａに作用する地盤反力分布
本実施の形態においては、レベル２地震動時に改良地盤２２に作用する外力により改良地盤２２の外部安定を照査した場合、滑動、転倒とも安全率Ｆｓ＜1.0となる。また、その際の作用モーメントは、最大抵抗モーメントより大きい値になる。鉛直せん断の検討においては、地盤応力分布を求める必要があるため（非特許文献１、２）、ここでは、レベル２地震動時における地盤反力を図２に示す最大抵抗モーメントに達したときの地盤反力分布とする。
以下の式（１）及び（２）により地盤反力分布形状を求める。
【００１７】
ｐ＝ｑ_m … （１）
ｘ＝Ｖ／（ｐ・ａ_p） … （２）
ここで、
ｐ：塑性域を考慮した格子壁状固化改良体２２ａ底面（改良底面）における最大鉛直地盤反力度（ｋＮ／ｍ²）
この場合、最大鉛直地盤反力度ｐは、予め定められるレベル２地震動に伴って生じる値が用いられている。
ｑ_m：最大抵抗モーメント時における支持地盤２１の鉛直支持力度（ｋＮ／ｍ²）
Ｖ：格子壁状固化改良体２２ａに作用する鉛直力（ｋＮ／ｍ）
ｘ：地盤反力の分布幅（ｍ）
ａ_p：改良率
本実施の形態では、前記最大鉛直地盤反力度ｐが本発明の格子壁状固化改良体の底面において該格子壁状固化改良体に作用する最大鉛直地盤反力度を構成する。
【００１８】
（ｉｉ）最大抵抗モーメント時における鉛直支持力度
最大抵抗モーメント時における支持地盤２１の鉛直支持力度ｑ_mは、次式（３）により算定する。
ｑ_m＝ｑ_u＋Σγ'・Ｄ_i … （３）
ここで、
γ'：地表面から改良深度までの各層の土の単位体積重量（ｋＮ／ｍ³）
Ｄ_i：地表面から改良深度までの各層の層厚（ｍ）
ｑ_u：増加荷重に対する支持地盤２１の極限鉛直支持力度（ｋＮ／ｍ²）
ｑ_u＝ｆγ・Ｉγ・β・Ｂ_e・γ₁・Ｎγ
＋ｆ_q・Ｉ_q・γ₂・Ｄ_f・（Ｎ_q−１） … （４）
【００１９】
ただし、
ｆγ, ｆ_q：鉛直支持力度に対する地盤抵抗係数
Ｄ_f：格子壁状固化改良体２２ａ底面の非液状化層への有効根入れ深さ（ｍ）
γ₁：支持地盤２１の土の平均有効単位体積重量（ｋＮ／ｍ³）
γ₂：Ｄ_f区間の土の平均有効単位体積重量（ｋＮ／ｍ³）
Ｉγ，Ｉ_q：傾斜荷重に対する補正係数
Ｉ_q＝（１−δ／９０）² … （５）
Ｉγ＝（１−δ／φ）² … （６）
δ：改良地盤２２底面における合力の傾斜角（度）
δ＝ｔａｎ^-1（Ｈ_e／Ｖ） … （７）
Ｈ_e：改良地盤２２に作用する水平力（ｋＮ／ｍ）
Ｈ_e＝Ｍ_m／ｈ … （８）
ｈ：最大抵抗モーメント時に改良地盤２２に作用する水平力の作用位置（ｍ）。
Ｖ：格子壁状固化改良体２２ａに作用する鉛直力（ｋＮ／ｍ）
φ：支持地盤２１の土の内部摩擦角（度）
【００２０】
β：改良地盤２２底面の形状係数
β＝0.5−0.2（Ｂ_e／Ｌ_U・ａ_p）（Ｂ_e≦Ｌ_U・ａ_pのとき） … （９）
Ｌ_U：格子壁状固化改良体２２ａの延長方向の１ユニットの長さ（ｍ）
Ｂ_e：最大抵抗モーメント時に改良地盤２２に地盤反力が作用する有効幅（ｍ）
Ｂ_e＝Ｂ−２ｅ_x … （１０）
Ｂ：改良地盤２２の有効幅（ｍ）
ｅ_x：最大抵抗モーメント時に改良地盤２２底面における合力の作用点の偏心量（ｍ）
ｅ_x＝Ｍ_m／Ｖ … （１１）
Ｍ_m：最大抵抗モーメント時に改良地盤２２の底面中心に作用するモーメント（ｋＮ・ｍ／ｍ）
Ｎγ，Ｎ_q：支持地盤２１の支持力係数
【００２１】
（ｉｉｉ）鉛直せん断応力度の算定
鉛直せん断応力度は次式（１２）に基づいて算定する。
τ_V＝（Ｑ_X−Ｗ'_X・ａ_P―Ｗ_EX＋Ｐ_PV）・Ｌ_U／（Ｄ・Ｌ_T） … （１２）
ここで，
τ_V：格子壁状固化改良体２２ａに生じる鉛直せん断応力度（ｋＮ／ｍ²）
Ｑ_X：改良地盤前趾より鉛直せん断を検討するｘの位置までの格子壁状固化改良体２２ａ底面の地盤反力の合力（ｋＮ／ｍ）
Ｑ_X＝ｐ・ｘ … （１３）
Ｗ'_X：改良地盤前趾より鉛直せん断を検討するｘの位置までの改良地盤２２の有効重量（ｋＮ／ｍ）
Ｗ_EX：改良地盤前趾より鉛直せん断を検討するｘの位置までの上載荷重（ｋＮ／ｍ）
Ｄ：改良深さ（ｍ）
Ｌ_T：１ユニットに占める延長方向の格子壁状固化改良体２２ａの厚さ（ｍ）
Ｐ_PV：受働側鉛直土圧（ｋＮ／ｍ）
この実施の形態では、前記格子壁状固化改良体２２ａに生じる鉛直せん断力度τ_Vが鉛直せん断応力度を構成している。また、この実施の形態では、改良深さＤは格子壁状固化改良体２２ａの高さＨと同じものを指している。
【００２２】
上述したように構成した実施の形態では、格子壁状固化改良体２２ａの地盤反力の合力Ｑ_Xの算定は、支持地盤２１の反力分布のうち塑性域１０での反力分布を用いて得られる格子壁状固化改良体２２ａの底面における最大鉛直地盤反力度ｐ（図４参照）に基づいて行われるので、格子壁状固化改良体２２ａは不要に大きな安全率を見込んだ設計を回避して所定の強度が確保される。このため、改良地盤２２の改良範囲の増大化が抑制された状態で適正な内部・外部安定を図ることが可能となる。
すなわち、弾性域９の反力分布を用いて、鉛直せん断応力度を算定する従来技術では、外部安定を図る上で、不経済なものとなるが、これに対して、本実施の形態では経済性の向上を図ることができる。
さらに、最大鉛直地盤反力度ｐは、予め定められるレベル２地震動に伴って生じる値が用いられているので、レベル２地震動に伴って生じる塑性域１０における鉛直地盤反力度を適切に反映することになる。このため、前記（ｉｉｉ）項の算定で得られる鉛直せん断応力度に基づいて格子壁状固化改良体２２ａを設計した場合、レベル２地震動に対しても適正な内部・外部安定を確実に図ることができる。
【００２３】
一方、本改良地盤２２を構成する格子壁状固化改良体２２ａは、その格子巾Ｌと高さＨとの比（Ｌ/Ｈ）が0.1〜0.5（ただし、0.5 は除く）望ましくは0.3〜0.5（ただし、0.5 は除く）の範囲に入るようにその大きさが設定されている（図１）。
図２は、レベル２地震動が起こった場合に、砂質地盤に発生する液状化層が地表面から20ｍの深度に達することを前提とし、上記格子壁状固化改良体２２ａの改良深さＤ（高さＨ）を20ｍとして数値解析を行ったものである。数値解析は、「液状化による構造物被害予測プログラム・ＦＬＩＰ」（旧運輸省港湾技術研究所）を用いて、地震加速度と格子壁状固化改良体２２ａの寸法比[Ｌ/Ｈ]とをパラメータとして行い、格子壁状固化改良体２２ａ内部の未改良土２２ｂに発生する最大過剰間隙水圧比[Δｕ/σｖ’]に及ぼす地震加速度と前記寸法比[Ｌ/Ｈ]との影響を調査した。ここで、地震加速度としては100 gal、200 gal、300 gal、400 gal の４つのレベルを選択したが、このうち、100 gal および200 gal はレベル１地震動の加速度に、300 gal および400 gal はレベル２地震動の加速度にそれぞれ相当する。また、最大過剰間隙水圧比[Δｕ/σｖ’]は、液状化の指標として用いられるもので、その数値1.0 は完全液状化していることを表しており、0.8〜1.0 では液状化しているとみなされる。また、その数値0.3 は、格子壁状固化改良体２２ａ内部の未改良土２２ｂの過剰間隙水圧の消散に伴う沈下による不同沈下が抑えられる等、地上構造物への被害を及ぼさない限界（実質的な液状化防止限界）を表している。なお、図２には、「液状化対策工法設計・施工マニュアル」（建設省土木研究所，共同研究報告書第１８６号，平成１１年３月）に記載される設計マニュアルデータを破線で示している。
【００２４】
図２に示す結果より、地震加速度が100 gal、200 gal となるレベル１地震動においては、格子壁状固化改良体２２ａの寸法比[Ｌ/Ｈ]が0.5〜0.8であっても、最大過剰間隙水圧比[Δｕ/σｖ’]が十分に低く、概ね[Δｕ/σｖ’]＜0.3 になっており、液状化対策としては十分である、といえる。しかし、地震加速度が300 gal、400 gal となるレベル２地震動においては、液状化を十分に低く抑える（[Δｕ/σｖ’]＜0.3）には、格子壁状固化改良体２２ａの寸法比[Ｌ/Ｈ]を0.5 未満にすることが望ましいことが明らかである。この場合、前記寸法比[Ｌ/Ｈ]の下限は、0.1 であれば、ほぼ完全に液状化を抑えることができるので、これよりも低くする必要はないが、[Ｌ/Ｈ]が0.3 でも、最大過剰間隙水圧比[Δｕ/σｖ’]は十分に低いレベルとなるので、経済性を考慮すれば、[Ｌ/Ｈ]の下限は0.3 とするのが望ましい。なお、設計マニュアルデータ（破線）は、レベル１地震動を想定しており、レベル２地震動では参考にならない。
【００２５】
上記実施の形態では液状化が生じない堅固な支持地盤上に改良地盤を造成する場合を説明したが、改良地盤が前記支持地盤に到達していない場合も同様な形態で実施可能である。
また、上記実施の形態では構造物基礎地盤の地盤改良の場合を説明したが、抗土圧構造物の背面や前面の地盤改良への適用も可能である。
【００２６】
【発明の効果】
請求項１から３に記載の発明によれば、格子壁状固化改良体と該格子壁状固化改良体内部の未改良土とからなる改良地盤の底面に作用する地盤反力の合力は、前記格子壁状固化改良体の底面に作用する地盤反力のうち支持地盤の地盤反力が支持力に達した状態の塑性域での地盤反力を用いて得られる最大鉛直地盤反力度に基づいて算定されるので、改良地盤の改良範囲の増大化を抑制して適正な内部・外部安定を図ることが可能となる。
また、前記格子壁状固化改良体の底面において該格子壁状固化改良体に作用する最大鉛直地盤反力度が、予め定められる大規模地震動に伴って生じる値が用いられることにより、大規模地震動に伴って生じる塑性域における鉛直地盤反力度を適切に反映することになるので、改良地盤を設計した場合、大規模地震動に対しても適正な内部・外部安定を確実に図ることができる。
さらに、請求項３に記載の発明によれば、上記した効果に加え、前記格子壁状固化改良体は、その格子巾と高さとの比が、０．１以上０．５未満、望ましくは０．３以上０．５未満に設定されているので、大規模地震動が起きても、十分なる液状化防止効果を発揮する。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の一実施の形態に係る鉛直せん断応力度の算定を説明するための図である。
【図２】本発明の一実施の形態における格子壁状固化改良体の設計の根拠となる数値解析結果を示すグラフである。
【図３】改良地盤の設置形態を模式的に示す図である。
【図４】抵抗モーメントＭ−改良地盤回転角θ特性及び地盤反力分布を示す図である。
【符号の説明】
２１支持地盤
２２改良地盤
２２ａ格子壁状固化改良体
２２ｂ未改良土

Claims

格子壁状固化改良体と該格子壁状固化改良体内部の未改良土とからなる改良地盤の設計方法であって、
前記格子壁状固化改良体の鉛直せん断応力度が、改良地盤前趾より鉛直せん断を検討する位置までの前記格子壁状固化改良体の底面に作用する地盤反力の合力を用いて算定され、
前記地盤反力の合力は、前記格子壁状固化改良体の底面に作用する地盤反力のうち支持地盤の地盤反力が支持力に達した状態の塑性域での地盤反力を用いて得られる最大鉛直地盤反力度に基づいて算定されることを特徴とする改良地盤の設計方法。
前記格子壁状固化改良体の底面において該格子壁状固化改良体に作用する最大鉛直地盤反力度は、予め定められる大規模地震動に伴って生じる値を用いることを特徴とする請求項１記載の改良地盤の設計方法。
前記格子壁状固化改良体は、その格子巾と高さとの比が、０．１以上０．５未満、望ましくは０．３以上０．５未満に設定されることを特徴とする請求項１または２に記載の改良地盤の設計方法。