JP6353176B1 - ハニカム構造体マットレス工法の設計方法及び施工方法 - Google Patents

Abstract

【課題】本発明の目的は、ハニカム構造体のマットレス工法において、ハニカム構造体のセル構造の拘束効果を見込んだ設計方法及び施工方法を提供することである。【解決手段】構造物基礎に、複数の長片状の樹脂又は繊維シートからなるストリップ材を幅方向に並設し互いに所定の間隔で千鳥状に繰り返し部分的に接合し、これを前記幅方向と直交する方向に展張することによってハニカム状のセルを形成するハニカム状立体補強材に中詰材を充填してなるハニカム構造体を設置するハニカム構造体マットレス工法の設計方法であって、地盤反力Ｐと、基礎地盤の極限支持力ｑｕを安全率Ｆｓで除算した許容支持力ｑａを比較し、地盤反力Ｐに対する許容支持力ｑａの不足分を構造物基礎に設置するハニカム構造体マットレス工法による支持力増加分σＲ／Ｆｓで補うことを特徴とするハニカム構造体マットレス工法の設計方法。【選択図】図６

Description

本発明は、複数の長片状の樹脂又は繊維シートからなるストリップ材を幅方向に並設し互いに所定の間隔で千鳥状に繰り返し部分的に接合し、これを前記幅方向と直交する方向に展張することによってハニカム状のセルを形成するハニカム状立体補強材に関し、特に当該ハニカム状立体補強材を展帳して中詰材を充填してなるハニカム構造体を構造物の下に設置するハニカム構造体マットレス工法の設計方法及び施工方法に関する。

従来、軟弱地盤上に構造物を構築する際に構造物の基礎部分を砕石等で置き換えて支持力を強化する方法は広く用いられている方法である。また、置き換え厚を小さくするためにジオグリッド等の補強材を利用することも広く行われており、特許文献１ではガソリンスタンドの基礎地盤に砕石をジオグリッドでくるんだマットレス工法が開示されている。

一方、複数の長片状の樹脂又は繊維シートからなるストリップ材を幅方向に並設し互いに所定の間隔で千鳥状に繰り返し部分的に接合し、これを前記幅方向と直交する方向に展張することによってハニカム状のセルを形成するハニカム状立体補強材は知られており、このハニカム状立体補強材は土砂・砕石等を充填して（以下、ハニカム状立体補強材に土砂・砕石等を充填した構造体を「ハニカム構造体」と記す）地盤の補強材、道路の路盤材、歩道の基礎材、仮設道路、擁壁の資材に利用されてきた。

このハニカム構造体を前記マットレス工法に採用することも行われており、特許文献２ではジオグリッドとハニカム構造体と組み合わせた工法を提示している。

しかし、これらの方法は、マットレス範囲全体に砕石を付しこれをジオグリッドで包む構成で構造計算を行っており、ハニカム構造体のセル構造による拘束効果まで加味した構造計算は行われていない。

特開平８−２０９６７０号公報 特開２０１０−２５５２４７号公報

本発明の目的は、ハニカム構造体マットレス工法において、ハニカム構造体のセル構造の拘束効果を見込んだ設計方法及び施工方法を提供することである。

本発明者は、ハニカム構造体マットレス工法において、セル構造による支持力増加効果を見いだし、当該支持力増加効果をマットレス工法の設計方法に盛り込むことにより、従来のマットレス工法よりも置き換え厚が小さくても十分構造物に対する支持力を得ることができることを見いだした。

請求項１記載の発明は、
構造物基礎に、複数の長片状の樹脂又は繊維シートからなるストリップ材を幅方向に並設し互いに所定の間隔で千鳥状に繰り返し部分的に接合し、これを前記幅方向と直交する方向に展張することによってハニカム状のセルを形成するハニカム状立体補強材に中詰材を充填してなるハニカム構造体を設置するハニカム構造体マットレス工法の設計方法であって、
地盤反力Ｐと、基礎地盤の極限支持力ｑｕを安全率Ｆｓで除算した許容支持力ｑａを比較し、
地盤反力Ｐに対する許容支持力ｑａの不足分を構造物基礎に設置するハニカム構造体マットレスによる支持力増加分σＲ／Ｆｓで補うことを特徴とし、
当該ハニカム構造体マットレスによる支持力増加分σＲを算出する工程が以下の１）から４）の工程であるハニカム構造体マットレス工法の設計方法。
１）主働土圧係数Ｋａの算定
Ｋａ＝ ｔａｎ^２（４５°−φ／２）
ただし、φはハニカム構造体に充填される中詰材の内部摩擦角
２）セル内の水平応力σｍの算定
σｍ＝Ｋａ・σｖ
ただし、σｖはセルに発生する鉛直応力、すなわち前記地盤反力Ｐ
３）セルのせん断抵抗力τの算定
τ＝σｍ・ｔａｎδ
ただし、δはセルとセルの中詰材との壁面摩擦角
４）支持力増加分σＲの算定
σＲ ＝ ２・τ・（Ｈ／Ｄ）・［１＋π／（４−π）］ ≒ ９・τ・（Ｈ／Ｄ）
ただしτは前記セルのせん断抵抗力
Ｈはハニカム構造体を構成するセルの高さ
Ｄはハニカム構造体を構成するセルを円とみなしたときのみなし直径
である。

すなわち本発明のハニカム構造体マットレス工法の設計方法は、地盤反力Ｐに対して地盤の許容支持力ｑａが小さい場合に、構造物と地盤の間にハニカム構造体マットレスを設置し、不足している許容支持力ｑａをハニカム構造体マットレスによる支持力増加分σＲ／Ｆｓで補うことを発明の趣旨とする。

すなわち本発明のハニカム構造体マットレス工法の設計方法のハニカム構造体マットレスによる支持力増加分σＲは、ハニカム構造体に充填する中詰材の内部摩擦角φと、セルと中詰材との壁面摩擦角δと、ハニカム構造体を構成するセルの高さＨと、 ハニカム構造体を構成するセルを円とみなしたときのみなし直径Ｄ、の４つの変数が確定すれば、算出することができる。

請求項２記載の発明は、
前記セルとセルの中詰材との壁面摩擦角δがハニカム構造体に充填される中詰材の内部摩擦角φと同じ値である請求項１記載のハニカム構造体マットレス工法の設計方法である。

なお、中詰材の内部摩擦角φと、セルと中詰材との壁面摩擦角δは同じ値となる。

請求項３記載の発明は、
請求項１または２の設計方法で算定された
ハニカム構造体を構成するセルの高さＨ、及び
ハニカム構造体を構成するセルを円とみなしたときのみなし直径Ｄ、
よりハニカム状立体補強材を選定する工程と、
構造物設置箇所の床付け部を当該Ｈが収まる深さに掘削する工程と、
当該ハニカム状立体補強材を展張して当該ハニカム状立体補強材に前記中詰材を充填してハニカム構造体を設置する工程と、
高さＨになるまで当該ハニカム構造体を１層又は複数層設置してハニカム構造体マットレスを設置する工程を含む、
ハニカム構造体マットレス工法の施工方法である。

本発明により構造物の下に設置されるマットレスの範囲を必要最低限の深さ及び施工範囲にするハニカム構造体マットレス工法を提供することができる。

ハニカム状立体補強材の展張前の斜視図である。 ハニカム状立体補強材を展張した際の斜視図である。 構造物の地盤への荷重の概念を示した断面図である。 構造物基礎を良質土で置き換えた際の荷重の概念を示した断面図である。 構造物（ボックスカルバート）の下にハニカム構造体を設置した際の断面図である。 構造物基礎にハニカム構造体を用いた際の荷重の概念を示した断面図である。 ハニカム構造体に上から荷重が掛かった際の力の伝達の概念を示した断面図である。 ハニカム構造体による支持力増加の概念を説明する平面図である。 みなし円部分１１の斜視図（左）及びみなし円部分１１の円周部の展開図である。 みなし谷間部分１２の斜視図（左）及びみなし谷間部分１２の側面部の展開図である。 実施例１〜３における試験の概念図（特に実施例２の場合）である。 ハニカム構造体を地盤に設置した際の写真である。 ハニカム構造体に上部から載荷重をかけている際の写真である。 載荷圧力Ｐと沈下量Ｓの関係を表したグラフである。

以下、本発明の実施形態について、図面を用いて説明する。なお、すべての図面において、同様の構成要素には同一の符号を付し、適宜に説明を省略する。また、本実施形態は、本発明を実施するための一形態に過ぎず、本発明は本実施形態によって限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲で種々の変更実施の形態が可能である。

〔実施形態〕
本発明は、構造物基礎にハニカム構造体をマットレス状に設置する際の設計方法で、当該設計方法を用いると置き換え幅と置き換え厚を小さくすることができるようになる旨を発明の要旨としているが、このような事例はこれまで知られていない。

すなわち本発明は、
構造物基礎に、複数の長片状の樹脂又は繊維シートからなるストリップ材を幅方向に並設し互いに所定の間隔で千鳥状に繰り返し部分的に接合し、これを前記幅方向と直交する方向に展張することによってハニカム状のセルを形成するハニカム状立体補強材に中詰材を充填してなるハニカム構造体を設置するハニカム構造体マットレス工法の設計方法であって、
地盤反力Ｐと、基礎地盤の極限支持力ｑｕを安全率Ｆｓで除算した許容支持力ｑａを比較し、
地盤反力Ｐに対する許容支持力ｑａの不足分を構造物基礎に設置するハニカム構造体マットレス工法による支持力増加分σＲ／Ｆｓで補うことを特徴とするハニカム構造体マットレス工法の設計方法である。

本願発明に使用するハニカム状立体補強材及びハニカム構造体を説明する。
図１は、本願発明に使用するハニカム状立体補強材（３セル）の展張前の斜視図である。本実施形態では３セルのハニカム状立体補強材を例示したが、ハニカム状立体補強材のセル数は３セルに限らず何セルあってもよい。以下、当該ハニカム状立体補強材から作成されるハニカム構造体やハニカム擁壁についても同様である。ハニカム状立体補強材１は、複数の長片状の樹脂又は繊維シートからなるストリップ材２を幅方向に並設し互いに所定の間隔で千鳥状に繰り返し部分的に一定間隔の結合部位４にて結合したものである。このハニカム状立体補強材１は展張方向ａに展張してハニカム状のセル構造を形成する。ハニカム状立体補強材に利用される素材は樹脂が好ましく、樹脂の中でも高密度ポリエチレンが好適である。

ストリップ材２にはセル内に溜まる水を排出するために孔３を設ける場合がある。孔の大きさや形状はどのようなものでもよい。

図２は、図１で示したハニカム状立体補強材（３セル）を展張した際の斜視図である。ハニカム状立体補強材１を展張すると、ハニカム状のセル５が形成される。一般的なハニカム状立体補強材１の使用方法としては、ハニカム状立体補強材セル５内にセルの高さまで中詰材を充填して締め固めを行うことにより、剛性のあるハニカム構造体９を形成させる。

展帳したハニカム状立体補強材のセル５に充填する中詰材としては、砂、土砂、砕石などどのような土質材料のものでも使用できるが、当該マットレス工法の場合には中詰材には砕石が好適である。

次に構造物荷重が地盤に掛かる力のメカニズムについて説明する。
図３には、構造物の地盤への荷重の概念を示した。構造物６は地盤に設置した場合には、地盤反力Ｐが構造物の下部の地盤にかかる。当該地盤反力Ｐは支持力ｑと釣り合うことにより、構造物６は安定を保つことができる。一方で、地盤反力Ｐよりも支持力ｑのほうが小さい場合には、構造物６の沈下が進行し、地盤７を破壊する。地盤反力Ｐよりも支持力ｑが小さい場合には、構造物の下部を良質な砂質土で置き換える置き換え工法が一般的に行われる。

ここで支持力ｑ、極限支持力ｑｕ、許容支持力ｑａについて説明する。構造物を地盤上に構築した場合、地盤には構造物から地盤に作用する地盤反力Ｐと、地盤反力Ｐに対して地盤が反作用する支持力ｑが現れる。地盤反力Ｐに対して地盤が支えられる限界の支持力が極限支持力ｑｕである。さらに極限支持力ｑｕを安全率Ｆｓで除した値が許容支持力ｑaであり、安全率が１の時は極限支持力ｑｕと許容支持力ｑaの値は等しい。

図４には、構造物基礎を良質土で置き換えた際の荷重の概念を示した。前述のように、構造物基礎を良質土で置き換えるのは構造物の下の極限支持力ｑｕが地盤反力Ｐよりも小さいときである。構造物６の下部を良質な砂質土で置き換えた場合には、当該砂質土の内部摩擦角分に荷重が分散される。構造物基礎を良質土で置き換えた場合、地盤反力Ｐは良質土による荷重分散効果により、置き換え部分８より下の荷重はσｚに低減される。またσｚが極限支持力ｑｕより小さくなれば構造物を支持できる。すなわち、地盤反力Ｐ及び地中鉛直応力σｚ（極限支持力ｑｕ）との関係は一般的に以下の式で表される。

σｚ ＝ Ｐ／［１＋２・（ｚ／Ｂ）ｔａｎθ］＋γ・ｚ … 式１

ただし、σｚ ：地中の鉛直応力（ｋＮ／ｍ^２）
Ｐ ：単位面積当たりの地盤反力（ｋＮ／ｍ^２）
ｚ ：構造物基礎底版からの深さ（ｍ）
Ｂ ：構造物基礎底版幅（ｍ）
θ ：地中の荷重分散角度（°）
γ：単位体積重量（ｋＮ／ｍ^３）

構造物基礎の良質土に置き換え工法は、単位面積当たりの地盤反力Ｐを良質土置き換えによって良質土層の下部で低減させる効果があり、低減した単位当たりの荷重が極限支持力ｑｕよりも小さくすることにより、構造物の不等沈下を発生させない。しかし、当該工法では良質土の置き換え深さが深くなる傾向があり、土木工事における負担が大きい。

次に構造物基礎にハニカム構造体を用いる工法について説明する。
図５は、コンクリート等で構築された構造物６（ボックスカルバートなど）が不等沈下を起こさないようにハニカム構造体９を構造物６の下に設置した事例を示した。構造物６の地盤反力Ｐが地盤７の極限支持力ｑｕよりも大きいときにはハニカム構造体を構造物基礎に使用して極限支持力ｑｕを確保することができる。構造物６の下に設置するハニカム構造体は単層でもいいし、複数層積層してもよい。図５は単層敷設の例を示した。

図６には、構造物基礎にハニカム構造体を用いた際の荷重の概念を示した。構造物基礎にハニカム構造体を敷設した場合には、ハニカム構造体による支持力増加分σＲを見込むことが可能であり、単位面積当たりの地盤反力Ｐと前記ハニカム構造体による支持力増加分σＲとハニカム構造体底版部の極限支持力ｑｕは以下の関係式で表される。

Ｐ ≦ σＲ＋ｑｕ … 式２

ただし、Ｐ：単位面積当たりの地盤反力（ｋＮ／ｍ^２）
σＲ：ハニカム構造体による支持力増加分（ｋＮ／ｍ^２）
ｑｕ：地盤の極限支持力（ｋＮ／ｍ^２）

一般に構造物基礎の支持力を考慮した地盤改良を行う際には地盤反力Ｐよりも数倍割り増した安全率が考慮され、構造物基礎の地盤支持力ｑｕを安全率Ｆｓで除算した許容支持力ｑａが用いられる。安全率Ｆｓを見込んだ場合、単位面積当たりの地盤反力Ｐと、安全率を見込んだハニカム構造体による支持力増加分σＲ／Ｆｓと、許容支持力ｑａは以下の関係式で表される（安全率を１とした場合は、極限支持力ｑｕと許容支持力ｑａは同じ値となる）。

Ｐ ≦ （σＲ／Ｆｓ）＋（ｑu／Ｆｓ） ＝ （σＲ／Ｆｓ）＋ｑａ … 式３

ただし、Ｐ：単位面積当たりの地盤反力（ｋＮ／ｍ^２）
σＲ：ハニカム構造体による支持力増加分（ｋＮ／ｍ^２）
ｑｕ：地盤の極限支持力（ｋＮ／ｍ^２）
ｑa：地盤の許容支持力（ｋＮ／ｍ^２）
Ｆｓ：安全率

つぎにハニカム構造体による支持力増加分σＲの算定方法について図７〜図１０を用いて説明する。
図７は、ハニカム構造体に上から荷重が作用した際の力の伝達の概念を示した断面図である。ハニカム構造体９に荷重ｑが作用した場合、ハニカム構造体９のセルは水平方向（水平応力σｍ）に広がろうとし、その際にセル壁１０と中詰材との間でせん断抵抗力τが発生し、せん断抵抗力τは荷重ｑに対する抵抗力として作用する。

ハニカム構造体９内の中詰材に荷重ｑが載荷された場合、荷重ｑに比例したせん断抵抗力τが荷重ｑと反対方向に作用する。このせん断抵抗力ｑをハニカム構造体９の単位面積辺りに換算したものがσＲである。

ハニカム構造体９の水平応力σｍは、ハニカム構造体９に荷重ｑが作用した際、中詰材が横方向に膨らもうとする力として定義され、ハニカム構造体内に作用する鉛直応力σｖに主働土圧係数Ｋａを乗じることで求まり、下記の式で表される。

σｍ ＝ Ｋａ・σｖ … 式４

ただし、Ｋａ：主働土圧係数Ｋａ
σｖ：セルに発生する鉛直応力（地盤反力Ｐ） （ｋＮ／ｍ^２）

なお、主働土圧係数Ｋａは、ハニカム構造体に充填される中詰材の内部摩擦角φとの関係から以下の式で導かれる。

Ｋａ ＝ ｔａｎ^２（４５−φ／２） … 式５

ハニカム構造体９内のせん断抵抗力τは、ハニカム構造体９と壁面摩擦角δとしたときに水平応力σｍとの関係は、下記の式で表される。

τ ＝ σｍ・ｔａｎδ … 式６

ただし、σｍ：セル内の水平応力 （ｋＮ／ｍ^２）
δ：セルとセルの中詰材との壁面摩擦角（°）

なお、壁面摩擦角δは大型一面せん断試験により中詰材の内部摩擦角φと同じであることが確認できた。

図８は、ハニカム構造体による支持力増加分の概念を説明する平面図である。ハニカム構造体による支持力増加分σＲは、ハニカム構造体の高さＨ、セルの大きさＤに密接に関連する。その支持力増加効果のメカニズムについて、ハニカム構造体９のセルを円形に見立てたみなし円部分１１とみなし円部分１１以外の部分（みなし谷間部分１２）によって説明する。

図８によれば、ハニカム構造体による支持力増加が行われた範囲は、ハニカム構造体９の各セルはそのセルを外接する直径Ｄの円（みなし円部分１１）と、みなし円部分１１以外の丸みを帯びた菱形形状の部分（みなし谷間部分１２、図８のハッチング部分）に近似される。構造物の下に設置されるハニカム構造体は、構造物の荷重を面で受け止めるため、みなし円部分１１とみなし谷間部分１２の２つのタイプの形状のセル集合体が荷重を受ける、と近似できる。すなわち、ハニカム構造体による支持力増加分σＲは、みなし円部分１１の集合体の支持力増加分σＲ１と、みなし谷間部分１２の集合体の支持力増加分σＲ２、の平均値となり、以下の式で表される。

σＲ ＝ （σＲ１＋σＲ２）／２ … 式７

ただし、σＲ１：みなし円部分１１の集合体の支持力増加分（ｋＮ）
σＲ２：みなし谷間部分１２の集合体の支持力増加分（ｋＮ）

次に、一つのセル内に生じるせん断力は、ハニカム構造体を構成するセルの側面（内面側）に作用するせん断力τに１つのセルの側面積（内面積）を乗ずることにより算出される。さらに当該せん断力を当該セルの面積で割れば当該セルの単位面積当たりのせん断力が算出できる。

図９には、みなし円部分１１の斜視図（左）及びみなし円部分１１の円周部の展開図を示した。ハニカム構造体を構成する一つのセルのうち、みなし円部分１１のせん断力（みなし円部分１１の集合体の支持力増加分σＲ１）は以下のように算出される。
すなわち、σＲ１は、みなし円部分１１の側面積Ａ１とせん断抵抗力τの積をみなし円部分１１の面積Ｓ１で割って算出され、以下の式で表される。

σＲ１ ＝ Ａ１・τ／Ｓ１ … 式８

ただし、σＲ１：みなし円部分１１の集合体の支持力増加分（ｋＮ）
τ：せん断抵抗力（ｋＮ）
Ａ１：みなし円部分１１の側面積（ｍ^２）
Ｓ１：みなし円部分１１の面積（ｍ^２）

また、みなし円部分１１の側面積Ａ１及びみなし円部分１１の面積Ｓ１は以下の式で算出できる。

Ａ１ ＝ πＤ・Ｈ … 式９

Ｓ１ ＝ πＤ^２／４ … 式１０

上記より、式７に式８及び式９を代入して整理すると、以下の式が導き出される。

σＲ１ ＝ ４・τ・（Ｈ／Ｄ） … 式１１

図１０には、みなし谷間部分１２の斜視図（左）及びみなし谷間部分１２の側面部の展開図を示した。ハニカム構造体を構成する一つのセルのうち、みなし谷間部分１２のせん断力（みなし谷間部分１２の集合体の支持力増加分σＲ２）は以下のように算出される。すなわち、σＲ２は、みなし谷間部分１２の側面積Ａ２とせん断抵抗力τの積をみなし谷間部分１２の面積Ｓ２で割って算出され、以下の式で表される。

σＲ２ ＝ Ａ２・τ／Ｓ２ … 式１２

ただし、σＲ２：みなし谷間部分１２の集合体の支持力増加分（ｋＮ）
τ：せん断抵抗力（ｋＮ）
Ａ２：みなし谷間部分１２の側面積（ｍ^２）
Ｓ２：みなし谷間部分１２の面積（ｍ^２）

みなし谷間部分１２の側面積Ａ２は、以下のように算出される。すなわち、みなし谷間部分１２の側面部分は、みなし円部分１１の側面積の４分の１の面積と同じ面積の丸みを帯びた菱形形状の部分が４つから構成されており、みなし円部分１１の側面積と同じ面積である。すなわち以下の式で表される。

Ａ２ ＝ （１／４）・π・Ｄ・Ｈ・４ ＝ π・Ｄ・Ｈ … 式１３

次に、みなし谷間部分１２の面積Ｓ２は以下ように算出される。みなし谷間部分１２の面積Ｓ２は、一辺の長さがＤの正方形から半径（１／２）・Ｄの円の１／４円（四分円）４つを除した面積であり、以下の式で表される。

Ｓ２ ＝ Ｄ^２−［（１／２）Ｄ］^２ ・π／４・４ ＝ Ｄ・（４−π）／４ … 式１４

上記より、式１２に式１３、式１４を代入して整理すると、以下の式が導き出される。

σＲ２ ＝ Ａ２・τ／Ｓ２ ＝ ４・τ・（Ｈ／Ｄ）［π／（４−π）］ … 式１５

上記方法で算出されたみなし円部分１１の支持力増加分σＲ１とみなし谷間部分１２の支持力増加分σＲ２の平均が、ハニカム構造体による支持力増加分σＲとなる。式７に式１１及び式１５を代入し整理すると、以下の式が導き出される。

σＲ ＝ （σＲ１＋σＲ２）／２ ≒ ９・τ・（Ｈ／Ｄ） … 式１６

次に本発明による設計方法を用いたハニカム構造体マットレス工法の設計手順は以下のステップで行われる。まずはじめに不足する支持力を算定する手順を述べる。
１）構造物を設置した場合に地盤にかかる地盤反力Ｐを算定する。
２）地盤の極限支持力ｑｕを平板載荷試験などにより測定して決定する。
３）測定より得られた極限支持力ｑｕを当該構造物設置の際に設定した安全率Ｆｓで除して許容支持力ｑａを算定する。
４）地盤反力Ｐから許容支持力ｑａを減法して、不足する支持力（すなわちハニカム構造体マットレス工法による支持力増加分σＲ／Ｆｓに相当）を算定する。

次にハニカム構造体マットレスによる支持力増加分σＲの算定に用いられる主働土圧係数Ｋａと、セル内の水平応力σｍと、セル内の水平応力σｍの算定方法を述べる。

５）主働土圧係数Ｋａの算定
ハニカム構造体に充填する中詰材の内部摩擦角φを算定し、その内部摩擦角φを以下の式に代入し、主働土圧係数Ｋａを算定する。
Ｋａ＝ ｔａｎ^２（４５°−φ／２）
ただし、φはハニカム構造体に充填される中詰材の内部摩擦角

６）セル内の水平応力σｍの算定
上記手順にて算定した主働土圧係数Ｋａを下記の式に代入してセル内の水平応力σｍを算定する。
σｍ＝Ｋａ・σｖ
ただし、σｖはセルに発生する鉛直応力、すなわち前記地盤反力Ｐ

７）セル内の水平応力σｍの算定方法
上記手順にて算定したセル内の水平応力σｍを下記の式に代入してセル内の水平応力σｍを算定する。なお、壁面摩擦角δがハニカム構造体に充填される中詰材の内部摩擦角φと同じ値であることは大型一面せん断試験により確認されている。
τ＝σｍ・ｔａｎδ
ただし、δはセルとセルの中詰材との壁面摩擦角

次にハニカム構造体マットレスによる支持力増加分σＲの算定方法を述べる。
上記の手順で得られた主働土圧係数Ｋａと、セル内の水平応力σｍと、セル内の水平応力σｍを用いて、支持力増加分σＲを以下のように算定する。

８）支持力増加分σＲの算定方法
σＲ ＝ ２・τ・（Ｈ／Ｄ）・［１＋π／（４−π）］ ≒ ９・τ・（Ｈ／Ｄ）
ただしτは前記セルのせん断抵抗力
Ｈはハニカム構造体を構成するセルの高さ
Ｄはハニカム構造体を構成するセルを円とみなしたときのみなし直径

このとき、４）で得られた不足する支持力（すなわちハニカム構造体マットレス工法による支持力増加分σＲ／Ｆｓ）と、８）で得られた支持力増加分σＲを安全率Ｆｓで除した値を比較し、セルの高さＨと、セルを円とみなしたときのみなし直径Ｄに数値を代入しながら、不足する支持力よりもハニカム構造体マットレス工法による支持力増加分σＲ／Ｆｓが大きくなるようにトライアルを行い、Ｈ及びＤを決定する。

次にハニカム構造体マットレスを施工する手順は以下の１）〜４）の手順である。
１）上記の設計方法で算定されたセルの高さＨ、セルを円とみなしたときのみなし直径Ｄを満たすハニカム立体補強材を選定して用意する。
２）構造物設置箇所の床付け部を当該セルの高さＨが収まる深さに掘削する。
３）当該ハニカム状立体補強材を展張して、構造物設置箇所の床付け部に当該ハニカム状立体補強材に前記中詰材を充填してハニカム構造体を設置する。
４）高さＨになるまで当該ハニカム構造体を１層又は複数層設置してハニカム構造体マットレスを設置する。

実施例１〜３は、ハニカム構造体を地盤に設置し、地盤工学会基準（ＪＧＳ１５２１）に基づく平板載荷試験を行った。また、比較例として、地盤に何も設置しないで同様の試験を実施した。

図１１には、実施例１〜２における試験の概念図（特に図１１は実施例２の場合）を示した。図１２にはハニカム構造体を地盤に設置した際の写真を示した。図１３にはハニカム構造体に上部から載荷重をかけている際の写真を示した。

実施例１〜２及び比較例１の上部より荷重をかけてゆき、荷重と変位量を測定した。その際の実験条件は表１に示した。載荷圧力Ｐと沈下量Ｓの関係を表したグラフは図１４に示した。グラフから実測値の実施例１〜２及び比較例１の極限支持力を算定した。

実施例１〜２の支持力改善効果σＲは、それぞれ実施例１〜２の極限支持力と比較例１の極限支持力の差より算出した。すなわち、実測値の支持力増加分は以下のように算出される。

実施例１の支持力増加分＝実施例１の極限支持力 ― 比較例１の極限支持力

実施例２の支持力増加分＝実施例２の極限支持力 ― 比較例１の極限支持力

実施例１〜２の理論値のσＲは以下のように算定した。
実施例１〜２のハニカム構造体に充填された中詰材は砕石であり、その内部摩擦角はφ＝３５°であった。
式５より、主働土圧係数Ｋａは、式５より以下のように求められる。

Ｋａ ＝ ｔａｎ^２（４５−φ／２） ＝ ｔａｎ^２（４５−３５／２） = ０．２７１

ハニカム構造体内に作用する鉛直応力σｖは、実施例２の極限支持力を安全率３で除した９０ｋＮ／ｍ^２で計算を行った。なお鉛直応力σｖが９０ｋＮ／ｍ^２とは、高さ４ｍ程度のコンクリート（単位体積重量が２２ｋＮ／ｍ^３）構造体がハニカム構造体上に載荷された状態に相当する。
σｖ＝９０ｋＮ／ｍ^２の場合のハニカム構造体９の水平応力σｍは、式４より以下のように求められる。

σｍ ＝ Ｋａ・σｖ ＝ ０．２７１ × ９０ ＝ ２４．３９ ｋＮ／ｍ^２

ハニカム構造体９内のせん断抵抗力τは、式６より以下のように求められる。なお、ハニカム構造体９の壁面摩擦角δは、中詰材の内部摩擦角φと同じであり、φ＝δ＝３５°である。

τ ＝ σｍ・ｔａｎδ ＝ ２４．３９ × ｔａｎ３５° ＝ ２４．３９ × ０．７
＝ １７．０７ （ｋＮ／ｍ^２）

実施例１及び実施例２のハニカム構造体による支持力増加分σＲは、式１６よりそれぞれ以下のように求められる。
実施例１の場合は、ハニカム構造体の高さＨ＝０．１５ｍ、セルの大きさ（直径）Ｄ≒０．３ｍであるから、実施例１のσＲ（実１）は、

σＲ（実１） ＝ ９・τ・（Ｈ／Ｄ）
＝ ９ × １７．０７ × （０．１５／０．３） ＝ ７６．８ （ｋＮ／ｍ^２）

実施例２の場合は、ハニカム構造体の高さＨ＝０．３ｍ、セルの大きさ（直径）Ｄ≒０．３ｍであるから、実施例２のσＲ（実２）は、
σＲ（実２） ＝ ９・τ・（Ｈ／Ｄ）
＝ ９ × １７．０７ × （０．３／０．３） ＝ １５３．６ （ｋＮ／ｍ^２）

上記より導き出された実施例１及び２の理論値を、平板載荷試験結果より導き出されたσＲと比較した。比較結果は表１に記載した。実施例１及び実施例２ともに、実測値のσＲと理論値のσＲは近似する結果となった。

本発明のハニカム構造体マットレス工法の施工方法を構築することで、従来のマットレス工法よりも置き換え面積や置き換え厚が少なくても十分構造物に対する支持力を得ることができる。

１ ハニカム状立体補強材
２ ストリップ材
３ 孔
４ 結合部位
５ セル
６ 構造物
７ 地盤
８ 置き換え部分
９ ハニカム構造体
１０ セル壁
１１ ハニカム構造体のみなし円部分
１２ ハニカム構造体のみなし谷間部分
１３ 載荷板
ａ 展張方向
Ｘ 断面図断面
Ｐ 単位面積当たりの地盤反力
ｚ 構造物基礎底版からの深さ
Ｂ 構造物基礎底版幅
θ 地中の荷重分散角度
ｑ 支持力
ｑｕ 極限支持力
σｚ 地中の鉛直応力
σＲ ハニカム構造体による支持力増加分
ｑ 荷重
Ｄ ハニカム構造体みなし円の直径
Ｈ ハニカム構造体の高さ
σｍ 水平応力
τ ハニカム構造体９内のせん断抵抗力

Claims (3)

1. 構造物基礎に、複数の長片状の樹脂又は繊維シートからなるストリップ材を幅方向に並設し互いに所定の間隔で千鳥状に繰り返し部分的に接合し、これを前記幅方向と直交する方向に展張することによってハニカム状のセルを形成するハニカム状立体補強材に中詰材を充填してなるハニカム構造体を設置するハニカム構造体マットレス工法の設計方法であって、
   地盤反力Ｐと、基礎地盤の極限支持力ｑｕを安全率Ｆｓで除算した許容支持力ｑａを比較し、
   地盤反力Ｐに対する許容支持力ｑａの不足分を構造物基礎に設置するハニカム構造体マットレスによる支持力増加分σＲ／Ｆｓで補うことを特徴とし、
   当該ハニカム構造体マットレスによる支持力増加分σＲを算出する工程が以下の１）から４）の工程であるハニカム構造体マットレス工法の設計方法。
   １）主働土圧係数Ｋａの算定
   Ｋａ＝ ｔａｎ^２（４５°−φ／２）
   ただし、φはハニカム構造体に充填される中詰材の内部摩擦角
   ２）セル内の水平応力σｍの算定
   σｍ＝Ｋａ・σｖ
   ただし、σｖはセルに発生する鉛直応力、すなわち前記地盤反力Ｐ
   ３）セルのせん断抵抗力τの算定
   τ＝σｍ・ｔａｎδ
   ただし、δはセルとセルの中詰材との壁面摩擦角
   ４）支持力増加分σＲの算定
   σＲ ＝ ２・τ・（Ｈ／Ｄ）・［１＋π／（４−π）］ ≒ ９・τ・（Ｈ／Ｄ）
   ただしτは前記セルのせん断抵抗力
   Ｈはハニカム構造体を構成するセルの高さ
   Ｄはハニカム構造体を構成するセルを円とみなしたときのみなし直径
2. 前記セルとセルの中詰材との壁面摩擦角δがハニカム構造体に充填される中詰材の内部摩擦角φと同じ値である請求項１記載のハニカム構造体マットレス工法の設計方法。
3. 請求項１または２の設計方法で算定された
   ハニカム構造体を構成するセルの高さＨ、及び
   ハニカム構造体を構成するセルを円とみなしたときのみなし直径Ｄ、
   よりハニカム状立体補強材を選定する工程と、
   構造物設置箇所の床付け部を当該Ｈが収まる深さに掘削する工程と、
   当該ハニカム状立体補強材を展張して当該ハニカム状立体補強材に前記中詰材を充填してハニカム構造体を設置する工程と、
   高さＨになるまで当該ハニカム構造体を１層又は複数層設置してハニカム構造体マットレスを設置する工程を含む、
   ハニカム構造体マットレス工法の施工方法。