軟弱地盤上において，従来の支持杭方式の樋管では，函体とその周辺地盤の間の相対沈下に伴い，函体周辺に水みちができやすく，堤防の水密性が低下することがあった。この対策として建設省では，樋管が基礎地盤の沈下に追随するような支持方式，函体構造形式にすることとし，試験施工を行って，この樋管の設計・施工法を検討してきたところである。

樋管を基礎地盤の沈下に追随させるために，基礎地盤の沈下分布に応じて数スパンに分割して各スパンを水密性のある継手でつないだ函体を直接基礎形式で設置する柔構造樋管へと，樋管の設計法を転換することとした。また，沈下に伴い樋管の用排水機能に支障を来さないように，沈下が過大となるような場合は沈下抑制を実施することとした。

この柔構造樋管の函体の設計法と試験施工については，これまで「九州技報」の紙面で３回に亘って報告してきたところである。^1）2）3）　今回は，試験施工で得られた結果のうち，沈下抑制工の設計法について報告することとする。また，沈下抑制工は軟弱地盤の一部を地盤改良する工法であり，側方変位を抑制する効果もある。試験施工の結果として，この側方変位の抑制効果についても報告する。更に沈下抑制工，側方変位抑制工としての供用事例を紹介する。

試験施工は六角川支川牛津川左岸１ｋ300付近の河川敷において実施した。この付近は有明海沿岸に位置し，図ー２に示したように，N＝０，一軸圧縮強度ｑ_u＝１～３tf／m³，自然含水比W_n＝100～140％の粘性土が厚さ12mで堆積している軟弱地盤地帯である。

試験施工は図ー２に示したように，高さ４mの一次盛土により圧密度がU＝80％程度に達した時点で2.75mの追加盛土を実施して，更に追加盛土による圧密度がU＝90％程度となった時点で試験盛土の開削調査を行った。沈下抑制工は有明海沿岸で地盤の安定対策として実績の多いＤＪＭ工法により，厚さ12mの軟弱層の上位2／3の7.5mを改良率30％で改良する「浮き固結改良工法」を採用した。

柔構造樋管の設計においては，沈下量が許容値（30cm）以下となるような基礎工（沈下抑制工）を設計すること，基礎地盤の沈下分布に応じた函体のスパン割と水密性のある継手を設計することが重要事項となる。したがって，基礎地盤の沈下分布が重要な設計条件であり，今回沈下抑制工として採用した浮き固結改良地盤の沈下分布の推定方法を検討することが，試験施工における土質工学的な要点として挙げられた。

なお，基礎地盤の沈下量Sは地盤を弾性体とみなして弾性変位量として求められる即時沈下量Siと，盛土後の地盤内の排水に伴い長時間かけて発生する圧密沈下量Scの総和（S＝Si＋Sc）として求めた。

原地盤の沈下量の推定結果は表ー１のとおりである。

浮き固結改良地盤の沈下量の推定方法として，

が考えられた。

一方、今回の改良率30％の沈下抑制工のように，‘杭の中心間隔／杭径’が1.6m／1.0m＝1.6程度と小さくなるような粘性土地盤における群杭は１つのブロックとして挙動する傾向にあることがWhitakerの室内実験で示されている。したがって，②のように，改良域を１つのブロックと仮定して，図ー３②に示すようなモデルで沈下量を推定した。このときの沈下量の推定結果は表ー２のとおりである。

試験施工では動態観測，開削調査および土質調査を行い，地盤の沈下，地盤の強度の変化を確認して，次のような結果を得た。

基礎地盤の沈下量の実測値に基づいて推定した最終沈下量は図ー４に示すように，設計値とよく合う結果となった。

改良域，改良杭間の地盤および未改良層の沈下量を層別沈下計により計測した結果を図ー５に示す。

同図によると，改良杭と杭間地盤の相対沈下量は５cm未満と小さいこと，杭間地盤の沈下量計測結果では基礎地盤面の沈下量のうち約80％が未改良層で発生している（改良杭の沈下量計測結果では改良杭天端の沈下量のうち約90％が改良杭先端で発生している）のが伺える。

試験施工着手前と試験盛土開削後の土質調査を行い，地盤の一軸圧縮強度の変化について図ー６に示す結果が得られた。その結果，地盤の強度は杭間地盤では圧密度U＝20％相当の強度増加であるのに対して，改良杭先端の未改良層では圧密度U＝90％相当の強度増加となっていることが確認された。

未改良層については図ー６中に盛土荷重を地盤面から分散させた場合（図ー３①の考え方）と，未改良層が地表面にあるものとして荷重分散を考えた場合（図ー３②の考え方）の２ケースについて強度増加の理論値を示したが，後者の考え方が実測値とよく一致していることが伺える。

（２）,（３）で示した結果は，改良杭と杭間地盤のすり抜けが小さいこと，盛土荷重のほぼ全体が改良杭を介して直接未改良層に作用していることを示唆するものであり，設計時の仮定を裏付けるものと判断される。

また、改良杭では鉛直方向に約５cmの圧縮量が計測されている。この圧縮量は改良杭の弾性的な圧縮や改良強度のばらつきによる局部的な塑性変形などが原因となっていると考えられる。これらの原因のうち改良杭の弾性的な圧縮量は理論的な推定方法が考えられるため，これを沈下量の一部として加味することが合理的と思われる。今回のケースで，改良杭に盛土の全荷重が集中すると仮定すると，改良杭の圧縮量は，改良杭の弾性係数がE＝100ｑ_u＝400kgf／cm²で２～３cmと算出される。

すなわち，改良率が30％程度より大きければ，浮き固結改良地盤の沈下量は下位の未改良層に盛土荷重が直接作用するとしたときの未改良層の沈下量（即時沈下量と圧縮沈下量の合計値）と改良域の弾性圧縮量を加えることにより推定が可能であると思われる。

挿入式傾斜計により盛土法尻部の側方変位量を計測した結果を図ー７に示した。図中には，原地盤における法尻の側方変位量の推定結果（ＦＥＭ解析による）を示した。同図によると地盤面での側方変位量はほぼゼロであり，改良杭が支持地盤まで着底しないフローティングタイプであっても，側方変位の抑制効果は大きいことが伺える。

なお，改良深さや改良率が小さくなると側方変位の抑制効果は小さくなることが予測される。今回の結果は，軟弱層の2／3の深さまでの改良であり，円弧すべりの臨界円より約３mの深さまでの改良で，改良率は30％の実績である。これより改良深さや改良率を小さくするなど，地盤改良の規模を小さくする際は慎重な検討が必要となると思われる。

中郷排水樋管は六角川右岸11k700付近に，前出の試験施工結果を踏まえて，特定技術活用パイロット事業として平成５年６月に竣工した柔構造樋管である。この付近はN値＝0の軟弱な粘土層が厚さ16m程度で堆積しており，この粘土層の上位12mは一軸圧縮強度ｑ_u＝１～３tf／m²，自然含水比W_n＝100～150％と特に軟弱である。

沈下抑制工はＤＪＭ工法により，この粘土層の上位６m程度を改良率30％で改良する浮き固結改良工法を採用した。これにより，原地盤の沈下量130cmを40cmに抑制（樋管据え付け面はあらかじめ15cmのキャンバー盛土で上げ越しておき，函体の最終沈下量は許容値の30cm以下になるように設計されている。）するように設計されており，現在動態観測を実施中である。

六角川16ｋ400付近の下大町地区の築堤に伴い，近接する鉄塔の変状を防止するために，浮き固結改良工法を採用した。この付近もN＝０の軟弱な粘土層が厚さ18m程度で堆積しており，この粘土層の上位９mは一軸圧縮強度ｑ_u＝２～３tf／m²，変形係数E₅₀＝20kgf／cm²と特に軟弱である。

変位抑制工はＤＪＭ工法により，全粘土層の上位2／3を改良率30％で改良する浮き固結改良工法を採用した。これにより，原地盤における鉄塔地点の地表面の変位量12cmを１cmに抑制しようとしたもので，平成６年に工事を実施して目的を達成している。

柔構造樋管の試験施工の結果の一つとして，浮き固結改良工法の基礎地盤の沈下量について，推定方法を次のように提案できると思われる。

また，浮き固結改良工法は地盤の側方変位の抑制工としても十分な効果が期待できることが確認された。

浮き固結改良工法は盛土などの荷重を柔支持（基礎先端を良質な支持層に達しないで，基礎の沈下を許容する支持方式）する方式であることから， 剛支持方式（周辺地盤との基礎先端を良質な支持層に着底あるいは根入れして支持する支持方式）と比べて周辺地盤となじみやすい。しかしながら，改良域とその周辺地盤の間で発生する不同沈下を完全に解消できない場合もあり，堤体クラックなどの変状をまねくことも考えられるから，この間のすり付きを十分なものとするために，図ー10に示したようなすり付け対策が必要となる。

中郷排水樋管ではすり付け対策として，改良深さを変化させる方法と改良率を変化させる方法を試みて，動態観測によりその効果を確認中である。

柔構造樋管は堤体となじみよく挙動して水密性を確保し，堤防の機能を維持できる樋管として今後全国的に採用されることが期待される。これにあわせて採用する沈下抑制工は各地域の地盤特性を考慮して選定することが必要であり，各ケースに合わせて合理的な設計方法を検討していくことが望まれる。