軟弱地盤において樋管を支持杭方式で構築すると，周辺地盤の沈下に伴い堤体が空洞化するなど，堤防機能が低下する恐れがあることに鑑み，「河川構造物等の軟弱地盤対策工法検討委員会」（委員長：吉川秀夫早稲田大学教授）での検討を経て，樋管の設計・施工を柔構造方式とすることとして，現在，本邦屈指の軟弱地盤である有明粘土上で試験施工を実施中である。

柔構造樋管の基本的な考え方は，樋管の用・排水機能に支障がなく，かつ樋管基礎部と周辺地盤のなじみが良い沈下抑制工を施した柔支持基礎上に，函体を数スパンに分割して水密性のある継手でつないだ柔構造函体を載せて，函体と堤体のなじみを良くして堤防機能を維持しようとするものである。

試験施工は，この柔構造樋管の適用性を確認して，設計手法の検討を行うことを主目的として，平成２年度から実施されており，「九州技報」第11号（1992.6）において，柔構造樋管の設計方法，試験施工の主要テーマ・モデルおよび１次盛土後約６ヵ月の基礎地盤と函体の沈下の状況について報告した^1）。

現在は，１次盛土後約15カ月で追加盛土を実施して動態観測を実施中であり，本稿ではこれまでの動態観測結果について，その概要を報告する。

更に，パイルネット工法やパイルグリッド工法に用いる木杭の支持力特性および地盤の変形特性を把握して，木杭群杭の沈下抑制効果の推定方法を検討する基礎資料とするために，現地において木杭の鉛直載荷試験を実施したので，その結果についても報告する。

試験施工は，まず，高さ４mの１次盛土により動態観測を行い，基礎地盤の沈下がほぼ終息した時点で追加盛土を実施した。追加盛土は，より過大な沈下を発生させて函体と周辺地盤の挙動を確認して設計手法検討の資料に供することを目的としており，盛土高は堤体安定上限界となる６mとした。

基礎地盤沈下の経時変化を図ー２に示す。１次盛土における「実測値に基づく最終沈下量」は115cmであり，「原地盤の最終沈下予測値」190cmに対して約４割にあたる75cmの沈下抑制効果があったが，「柔支持基礎の最終沈下予測値」80cmに対しては約1.4倍の沈下量となっている。

図ー３は木杭の沈下と木杭間の地盤の沈下の関係を示す。木杭と地盤の沈下は，図ー３中に示す②～③層のある深度を境に，上層で（木杭の沈下量）＜（地盤の沈下量），下層で（木杭の沈下量）＞（地盤の沈下量）となっており，木杭には上層でネガティブフリクションが，下層でポジティブフリクションが作用していると推測される。

試験施工モデルの設計時は，木杭先端から木杭長の1／3だけ上方に地盤面を考えて，これより下位の軟弱層の沈下量^2）を「柔支持基礎の沈下予測値」としたが，今後，今回の計測結果や木杭の載荷試験結果等を基にした，沈下抑制効果の推定方法を検討する必要がある。

基礎地盤沈下の経時変化を図ー４に，改良体と地盤の沈下の関係を図ー５に示す。１次盛土における「実測値に基づく最終沈下量」は54cmであり，「原地盤の最終沈下予測値」190cmに対して約７割にあたる136cmの沈下抑制効果があった。柔支持基礎の最終沈下予測値」51cmは，改良体先端以深に残る未改良部のみを対象として求めた沈下量で，実測値とよく合っている。

図ー５からもわかるように，改良域が１つの土塊として沈下していることがうかがえ，改良率が，今回のように30％程度以上であれば，今回用いた推定方法の適用が可能と判断される。

ここで，沈下抑制工として，フローティング固結改良工法がパイルグリッド工法よりも効果が大きくなったが，いずれも原地盤と比べるとオーダー的に剛性が高い杭体を群杭状に打設したものであり，沈下抑制効果の違いは，工法の違いと言うよりもむしろ，改良率の違いによるものと考えた方が穏当と思われる。

すなわち，沈下量の推定において，改良率が30％程度以上であれば，改良域はほぼ一つの土塊として挙動するとみなしてよいと判断されるが，改良率がより小さくなると，改良域部の圧縮性を考慮することが必要となってくるものと思われる。

いずれにしても，現地での土質条件等を考慮のうえ，最適な柔支持基礎形式を選定することと，函体の設計においては，沈下予測の精度を考慮した検討を行うことが肝要である。

基礎地盤の側方変位分布を図ー６に示す。地中部の最大変位は堤防小段部の木杭中央部付近で発生していると推測され，変位量は１次盛土において約25cmとなっている。また，地表面の最大変位は堤防法尻部で発生していると推測され，変位量は１次盛土において約12cmとなっている。

なお，各部において，木杭の側方変位分布は地盤とほぼ同じとなっている。

基礎地盤の側方変位分布を図ー７に示す。最大変位は改良体先端部で発生しており，堤防小段部から法尻部までほほ同程度の変位量となっている。

改良体の側方変位分布は地盤とほぼ同じとなっている。

基礎地盤の沈下分布に対する函体の沈下分布をＴＹＰＥ－１，２のそれぞれについて図ー８，９に示す。追加盛土後，ＴＹＰＥ－１，２の基礎地盤沈下量はそれぞれ145cm，75cmに達しているが，いずれの函体も，継手の可撓性によりこの基礎地盤沈下に追随している。

図ー10は函体内の鉄筋に装着した鉄筋歪計による鉄筋の応力度計測結果を示す。鉄筋の応力度は，最大値≒600kgｆ／cm²＜許容値＝1600kgｆ／cm²となっており，適切にスパン割することで函体が基礎地盤沈下に追随して応力も小さくなっていることがうかがえる。

パイルネット工法やパイルグリッド工法など，木杭群杭により沈下を抑制する効果があることは周知されているが，抑制効果を定量的に推定する確立された方法は無い。一方，軟弱な粘土地盤中に打設された杭の支持力特性は主に杭の周面摩擦力に，地盤の変形は杭周辺の地盤特性に依存しており，これらは杭打設に伴う地盤の乱れによって経時的に変化することが三浦らの室内実験^3）で知られている。

この室内実験で得られた知見のうち木杭に関する支持力特性と変形特性を現地実験にて確認して，木杭群杭の沈下抑制効果の推定方法を検討する基礎資料に供するために，木杭の載荷試験を行った。

木杭の載荷試験は柔構造樋管の試験施工を行っている同じ河川敷内で実施した。試験は，木杭の支持力特性と地盤特性の変化を経時的に把握するために，６本の木杭を打設後，それぞれ３，７，14，28，60，90日間放置後，杭頭に鉛直荷重を加え，荷重と沈下量の関係を計測した。

図ー11に杭頭に加えた荷重と杭頭の沈下量の関係を示す。荷重は各杭の周面積に差異があることを考慮して，（杭周単位面積当たりの荷重）＝（杭頭実荷重）／（地盤中の杭周面積）として示した。これによると，打設３日後の結果を除けば，放置期間が長くなるに従い，地盤が破壊に至る荷重（以下「最大荷重」と言う）は大きくなる傾向にあるが，その割合は小さく，最大荷重1.4～1.6tf／m²に対して0.2tf／m²になっている。

図ー12および13は，木杭の支持力の経時変化と木杭の沈下量の経時変化を示す。ここで定義する降伏荷重，極限荷重は，logＰ～logＳ曲線における第１折れ点，第２折れ点としている。一方，試験箇所の不攪乱粘土の非排水せん断強度から求まる粘着力と木杭の表面積の積は，６本の各杭で7.4～7.9tf，平均7.6tfである。最大荷重は木杭打設後３日目にして，ほぼ（土の粘着力）×（木杭表面積）に達しており，土の強度の回復の早いことがうかがえる。

一方，木杭の沈下量は，木杭打設後30日までは放置期間と共に小さくなり，それ以降はほぼ一定となる傾向を示す。このように放置期間と共に沈下量が小さくなるのは，放置することによって地盤の変形特性が徐々に回復するためと判断される。今回の試験結果によると，沈下量が一定となる日数として，約30日程度の放置期間が必要ということになる。

以上の試験施工の動態観測結果および木杭の載荷試験結果を要約すると次のとおりである。

（１）柔支持基礎として採用したパイルグリッド工法およびフローティング固結改良工法により，それぞれに沈下抑制効果が得られた。

（２）パイルグリッド工法のように，杭体配置が比較的疎な場合は，杭間の土の圧縮性が高くなるため，沈下抑制効果の推定においては，この圧縮性を考慮する必要がある。

（３）改良率が30％程度以上となるフローティング固結改良工法による沈下抑制効果の推定は，改良域を１つの土塊として考えて，改良域下位の軟弱層の沈下量を求めることで，精度的に遜色はない。

（４）函体は適切なスパン割を行えば，継手の可撓性により，基礎地盤の沈下分布に柔軟に追随して，過大な応力も発生しない。

（５）基礎地盤の沈下予測は誤差が大きくなる恐れがあることから，函体の設計においては，過大な沈下にも追随できるように配慮する必要がある。

（６）軟弱地盤中に木杭を打設した場合，地盤の変形特性が回復するために約30日間を見込み，その後に盛土等の載荷をする方がよい。また，このときの木杭の周面摩擦力は，不攪乱粘土の非排水せん断強度に杭表面積を乗じたものでよい。

柔構造樋管の試験施工は，今後，追加盛土による動態観測を継続し，沈下が終息した時点で開削調査を行い，更に解析・検討を加えて，柔構造樋管の設計手法をとりまとめる予定である。

なお，本試験施工および木杭の載荷試験においては，佐賀大学三浦哲彦教授の御指導を頂きました。記して感謝の意を表します。