1. はじめに
杭基礎の建物は、一般に杭頭部と基礎あるいは基礎梁 を剛接合として構築している。このような構造形式の場 合、地震時に発生する杭の曲げモーメントとせん断力は 杭頭部が最大となり、写真-1に示すように、杭の損傷は 杭頭部に集中する。さらに、この杭頭曲げモーメントを 基礎梁で負担する必要がある。このような損傷を回避す るためには杭頭部および基礎梁の断面あるいは鉄筋量を 増やす必要がある。両者の主筋量が多くなることに伴い、 主筋配置のため断面を大きくする必要が生じる。また、 杭頭主筋と基礎梁主筋との交差部では納まりが非常に困 難になり主筋の干渉を避けるため、さらに耐力上必要な 断面以上に大きくする必要が生じる。 杭頭半剛接接合工法は、水平力に対して杭頭部の回転 を許容し、杭頭部に生じる曲げモーメントを低減する技 術である。本技術により、最大曲げモーメントと最大せ ん断力の発生位置が重なる杭頭部での曲げモーメントを 低減することにより杭の損傷を低減することが可能とな る。さらに、建物の基礎部の断面および配筋等が削減で き、省資源および省力化を図ることができる。杭頭半剛 接接合工法において求められる必須の性能は、曲げ剛性 を低減させながらも、十分な曲げ変形能力を有し、所定 のせん断力および軸力を基礎から杭に伝達できることで ある。 以上の課題を踏まえ、杭頭剛接接合工法に比べ杭頭曲 げモーメントを50～60％程度に低減可能な場所打ちコン クリート杭を対象とした独自の杭頭半剛接接合工法（以 降、スマートパイルヘッド工法と記す）を開発し、2010 年5月に（財）日本建築総合試験所の建築技術性能証明を 取得した。 本報では、スマートパイルヘッド工法に関する概要、 性能確認実験、杭頭剛性評価法、実施例について述べ る。なお、ここでは基礎梁やフーチング等を総称して “基礎”と記す（杭は除く）。2. スマートパイルヘッド工法の概要
図-1に、スマートパイルヘッド工法の概要を示す。 杭軸径よりも断面が小さい鋼管コンクリートで基礎と 杭頭部を接合し、杭主筋を基礎に定着させない工法であ る。断面が小さい鋼管コンクリート部で基礎と杭頭部を 接合することで、杭頭部の曲げ剛性を低減させ、支圧効 果および鋼管による拘束効果により杭頭縮小部の回転変 形性能、せん断耐力、軸耐力の向上を図ることを目的と している。さらに、杭頭接合部の支圧破壊の防止を目的 に杭頭接合部には杭よりも高強度のコンクリートを気中 で打設する。高圧縮軸力が作用する場合には、外側フー プに加え杭頭接合部の鋼管コンクリート下部に内部フー プを配することで杭頭部の拘束を高め、脆性的な破壊の 写真-1 地震による杭頭被害事例1）, 2） *1 NISHIMURA Katsuhisa：（株）大林組 本社 設計本部 構造設計部 部長 博士（環境科学） *2 YONEZAWA Kenji：（株）大林組 技術研究所 構造技術研究部 主任研究員 博士（工学） *3 FUKUMOTO Yoshiyuki：（株）大林組大阪本店 建築事業部 構造設計部 担当課長西村 勝尚*
1、米澤 健次*
2、福本 義之*
3Semi-Rigid Pile Head Connection “Smart Pile Head” for Cast-in-Place Concrete Pile
場所打ち杭の杭頭半剛接接合工法
のコンクリートを打設した。また、杭軸部および基礎は Fc27相当のコンクリートを打設した。 試験体No.1 ～ 3、7は芯鉄筋を配さない内柱下接合部 を想定したもので、No.1と2は軸力の違い、No.3は主筋 量を増して曲げ耐力を上げせん断補強筋をSD295Aとし てせん断破壊を意図した試験体である。No.7は内側フー プを省略した試験体で、内側フープの効果を把握するこ とを目的とした。試験体No.2、3、7は杭軸部の長期許容 軸耐力（0.25・Fc2・Ap、Ap：杭軸部断面積）に相当 する一定軸力を載荷した。試験体No.4 ～ 6、8は芯鉄筋 を配した隅柱下接合部を想定したもので、No.4 ～ 6は軸 力を実験変数とし、No.5は高軸力の影響を把握すること を目的とした。No.6は引張軸力下の挙動を把握するため に芯鉄筋の応力が信頼強度に達する引張軸力を載荷し た。不静定柱加力形式を採用した場合、杭中腹部水平載 荷点の曲げ耐力と杭頭部の曲げ耐力で杭頭部に作用する 最大せん断力が決まる。そこで、できるだけ大きいせん 断力を加えるため試験体No.1 ～ 7の杭主筋は多く配筋し たが、No.8は実物の杭の主筋量を想定し、Pg＝0.5％程 防止を図っている。なお、芯鉄筋は杭に引張軸力を負担 させる場合に必要に応じて配筋するものであり、引張軸 力を負担させない場合は配筋する必要はない。 本工法により杭および基礎の躯体ボリュームを低減す ることが可能であり、これに伴い掘削による廃棄土量を 低減できて環境負荷低減に貢献できる。
3. 構造性能実験
3. 1 実験の概要
本杭頭接合部において、杭頭部の曲げ剛性の低減効果 の確認および所定のせん断力、軸力が伝達可能であるこ と、さらに本杭頭接合部の設計法を確立することを目的 に不静定柱加力実験を行った。 試験体は、軸力、主筋量、芯鉄筋の有無、内側フープ の有無を変数として表-1に示す計8体とした。試験体寸 法は杭径500mm、杭頭縮小部径300mm、杭頭縮小部高 さ30mmで全試験体共通とし、図-2（a）、（b）に示すよう に実大の1/4 ～ 1/3程度とした。図-2（c）に示すように各 部位を定義し、鋼管部分および杭上部から所定の長さ （Lc）の範囲を杭頭接合部と称し、その部分はFc48相当No.1 No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7 No.8
軸力(kN) (0.15Fc795 2Ap) 1325 (0.25Fc2Ap) 2120 (0.4Fc2Ap) －446 (aσsAs2) 1325 (0.25Fc2Ap) 3 1 D -9 無 3 1 D -9 無 筋 鉄 芯 杭主筋 (Pg) (鋼種) 16-D13(1.0%) (SD390) 20-D16(2.0%) (SD390) 22-D13(1.42%) (SD390) 16-D13(1.0%) (SD390) 8-D13(0.5%) (SD295A) 外フープ (pw) (鋼種) D6@50(0.26%) (KSS785) D6@50(0.26%) (SD295A) D6@40(0.32%) (KSS785) D6@50(0.26%) (KSS785) D6@50(0.26%) (SD295A) ) A 5 9 2 D S ( 0 7 @ 6 D 無 ) A 5 9 2 D S ( 0 7 @ 6 D ) 種 鋼 ( プ ー フ 内 備考 軸力の影響 せん断破壊 軸力の影響 内ﾌｰﾌﾟの影響 主筋量の影響 杭中腹部 Mu 304 356 481 406 448 167 356 281 杭頭部 Mu 97 143 188 230 10.5 143 188 杭頭部せん断力 267 333 416 396 452 118 333 313 せん断スパン比 0.73 0.86 0.69 0.95 1.02 0.18 0.86 1.20 Fc2;杭コンクリート設計基準強度, Ap;杭軸断面積, aσs;芯鉄筋降伏強度, As2;芯鉄筋断面積, Pg；全主筋比, pw；せん断補強筋比 Mu;断面解析による曲げモーメント計算値(kNm), せん断力;kN 表-1 試験体一覧 内側フープ 外側フープ 杭主筋 鋼管 鋼管 内側フープ 外側フープ 杭主筋 基礎 気中 コンクリート 杭頭 接合部 杭頭部 Ｄ 杭頭縮小部 芯鉄筋 杭軸部 1000 1500 38 00 Lc 接合部 30 基 礎 30 杭 鋼管 300 杭軸部 基礎 80 3 0 500 打継部 Fc48 3 00 300 8 00 38 00 1000 1500 3 0 500 300 1 5 00 1 5 00 3 00 0 80 コンクリート 打ち分け線 80 0 30 15 00 15 00 30 00 30 0 30 0 500 Fc48 80 コンクリート 打ち分け線 300 30 30 42.5 49 317 49 42.5 500 317 42.5 42.5 49 30 30 500 49 加力位置 図-1 スマートパイルヘッド工法の概要図 図-2（a） 試験体形状 図-2（c） 杭頭接合部詳細 図-2（b） 試験体杭頭断面（No.4）
した水平力RF、Pと軸力Nおよび軸力載荷点の水平変位 δTを用いて、幾何学的な付加モーメントを考慮して算 定した。
3. 2 実験結果
実験結果一覧を表-4に示す。 3. 2. 1 杭頭せん断力～変形角関係と破壊モード 一例として、軸力及び主筋量を実験変数としたNo.4、 No.5、No.8の杭頭せん断力－変形角関係を図-5に示す。 試験体No.3は中腹部（中腹部水平載荷点）が曲げ降伏 した後、負側R＝1/50radの2回目の加力サイク ルにおいて中腹部がせん断破壊し、軸力を保持 できない状態に至った。その他の試験体は、鉄 筋が降伏した後、変形の増加に伴って中腹部の 曲げ圧壊が生じ中腹部曲げモーメントが低下 したことにより杭頭せん断力が徐々に低下す る現象が現れた。 3. 2. 2 杭頭モーメント～変形角・回転角関係 一例として、図-6に試験体No.8の杭頭モーメ ント（M）と変形角（R）および回転角（θ）関係を 示す。ここでは、中腹部水平載荷点の水平変位 を基礎面からその載荷点までの高さで除した 度とした。 加力形式は、図-3に示すように、杭頭固定度を直接評 価することが可能であり、かつ杭頭部が曲げ耐力に達し た後もせん断力を漸増させることが可能な不静定柱加力 形式とした。載荷は試験体頂部に所定の軸力を保持し、 上部水平載荷点の変位をゼロに保ちながら中腹部水平載 荷点を押し引きした。水平力の載荷は中腹部の変形制御 とし、変形角（水平変形／基礎上面から中腹部水平載荷 点までの距離）±1/400、1/200、1/100、1/50を2回繰返 した。使用材料の試験結果を表-2、3に示す。 計測は軸力用および上下の水平ジャッキ位置の荷重お よび変形を測定するとともに中腹部水平載荷点より下部 にネジ棒を埋込み各区間の鉛直相対変位を測定し、各位 置での回転角とした。また、杭頭曲げモーメントは、図 -4に示すように、上下水平ジャッキのロードセルで計測No.1 No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7 No.8 最大せん断力 (kN) -329 -347 439 -401 466 177 -360 300 杭頭最大 モーメント (kNm) 153 183 136 192 253 － 198 230 断面縮小部 最大せん断応力 (N/mm2) 4.65 4.91 6.21 5.68 6.59 2.50 5.09 4.25 表-4 実験結果一覧 径 厚 鋼種 ヤング係数 (N/mm2) 降伏強度 (N/mm2) SD390 194000 421 D13 SD345 194000 332 主筋 芯鉄筋 D16 SD390 195000 446 φ6 KSS785 190000 996 せん断 補強筋 D6 SD295A 200000 292 鋼管 3.2 SS400 209000 332 ヤング係数 圧縮強度 ヤング係数 圧縮強度 ヤング係数 圧縮強度 No.1 26000 32.5 31900 50.0 25300 32.1 No.2 25900 32.4 31100 48.7 25800 31.9 No.3 23900 32.2 30800 49.7 23900 32.9 No.4 25600 33.7 31500 50.9 24700 33.9 No.5 25000 33.3 30000 49.7 24200 34.0 No.6 24100 31.1 30000 51.4 24000 32.5 No.7 26200 33.2 30900 52.5 24700 33.4 No.8 26300 33.2 29700 49.2 24500 32.6 基礎（単位N/mm2) 接合部（単位N/mm2) 杭軸部（単位N/mm2) -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 変形角R（×10-2rad） 杭 頭 せ ん 断 力 (k N ) No.4 軸力：0.25・Fc2・Ap Pg：1.42% -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 変形角R（×10-2rad） 杭 頭 せ ん 断 力 (k N ) No.5 軸力：0.4・Fc2・Ap Pg：1.42% -500 -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 500 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 変形角R（×10-2rad） 杭 頭 せ ん 断 力 (k N ) No.8 軸力：0.25・Fc2・Ap Pg：0.5% 3.2mm 図-5 杭頭せん断力－変形角関係 表-2 材料試験結果（コンクリート） 表-3 材料試験結果（鋼材） 上部水平載荷点 中腹部水平載荷点 水平変位＝０ 曲げモーメント 分布 P P N Q M θ δh ha R=δh/ha δT RF 図-3 載荷装置 図-4 計測荷重と変形
力程度の軸力では内側フープは不要であることを示唆し ている。 3. 2. 3 高軸力下の外側・内側フープのひずみ 高軸力の試験体No.5について、外側・内側フープのひ ずみ分布を図-9に示す。これらのひずみは、1つのフー プに対して4箇所計測をし、そのうちの最大値を示して いる。なお、同図にひずみ測定位置を示す。 内側フープのひずみはR＝1/50rad時では2000μ超、R ＝1/22rad時では5000μ超であり外側フープひずみより ものを変形角R、杭頭接合部の両側に埋込んだネジ棒の 鉛直変位より算定したものを回転角θと定義した。 図-6より、Rとθは概ね同じ値であり試験体の全体的 な変形は杭頭接合部の回転に集約されていることがわか る。また、この杭頭接合部のM－θ関係は原点指向型の 履歴特性を示し、大きな回転変形を経験した後もほとん ど残留変形が生じない。 図-7に試験体No.8の各変形角時における曲げモーメン ト分布を示す。同図より、R＝1/50以降より中腹部の曲 げモーメントが曲げ圧壊により低下するが、杭頭モーメ ントは変形角が大きくなるに従い増大した。これらの傾 向は全試験体において共通であった。試験体No.3を除く 7体の試験体では、杭頭接合部がθ＝1/20rad以上の回転 が生じるまで載荷したが、全試験体において杭頭曲げモ ーメントの低下は殆どなく、大きな変形性能を示した。 図-8に各影響因子における杭頭接合部のM－θ関係の 包絡線の比較を示す。M－θ関係は、軸力の大きさと芯 鉄筋の有無により変化することが確認できる。軸力が大 きくなるに従って回転剛性および耐力が上がり、また、 芯鉄筋の存在により、若干ではあるが、回転剛性及び耐 力が上がる。内側フープの有無がM－θ関係に与える影 響は、杭体の長期許容軸耐力程度（0.25･FC2･Ap）の軸 力下ではほとんどなかった。このことは、長期許容軸耐 0 50 100 150 200 250 0 1 2 3 4 5 回転角θ（×10-2rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト (k N m ) No.7 No.2 (b)内側フープの有無 No.2：内側フープ有り No.7：内側フープ無し 0 50 100 150 200 250 0 1 2 3 4 5 回転角θ（×10-2rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト (k N m ) No.4 No.2 (b)芯鉄筋の有無 No.4：芯鉄筋あり No.5：芯鉄筋なし 0 50 100 150 200 250 0 1 2 3 4 5 回転角θ（×10-2rad） 杭頭 モ ー メ ン ト (k N m ) No.4 No.5 (a)軸力の影響 No.4：0.25・Fc2・Ap No.5：0.40・Fc2・Ap 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 -400 -200 0 200 400 曲げモーメント(kNm) 高 さ 位 置 (m ) R=1/400 R=1/200 R=1/100 R=1/50 R=1/17 水平力 杭頭部 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 250 -4 -2 0 2 4 6 変形角R（×10-2rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト (k N m ) No.8 軸力：0.25・Fc2・Ap Pg：0.5% δh R=δh/ha ha -150 -100 -50 0 50 100 150 200 250 -4 -2 0 2 4 6 回転角θ（×10-2rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト (k N m ) No.8 軸力：0.25・Fc2・Ap Pg：0.5% L δL δR θ=（δL-δR）／L No.8 (a)変形角R (b)回転角θ (a)軸力の影響 No.4:0.25 Fc2 Ap No.5:0.40 Fc2 Ap (b)芯鉄筋の有無 No.2:芯鉄筋なし No.4:芯鉄筋あり (c)内側フープの有無 No.2:内側フープあり No.7:内側フープなし 図-6 杭頭曲げモーメント－変形角および回転角関係 図-7 曲げモーメント分布 図-8 杭頭曲げモーメント－回転角関係の比較（包絡線） 図-9 試験体No.5の外側および内側フープのひずみ分布 外側フープ筋 ひずみ測定位 35 80 80 80 35 140 140 内側フープ筋 ひずみ測定位置 0 50 100 150 200 250 300 350 0 2000 4000 6000 フープひずみ（μ） 高 さ 位 置 (m m ) R=+1/200 R=+1/100 R=+1/50 R=+1/22 実線：内側フープ 点線：外側フープ 45° 内側フープ ゲージ 外側フープゲージ 加力方向
＝ ＝ ＋ − − （ ） （ ） 32 64 64 1 3 2 4 4 4 2 （3） （4） ここで、 Eh、Ecp：杭頭接合部、基礎コンクリートのヤング係数 Dc、Dc’： 杭頭縮小断面径（鋼管外径）、杭頭縮小断 面径（鋼管内径） νcp，νh： 基礎コンクリート、杭頭接合部コンクリ ートのポアソン比 hs：鋼管コンクリート高さ、Es：鋼管のヤング係数 4. 1. 2 離間後曲げモーメント－回転角関係 杭頭接合部の曲げモーメント（M）－回転角（θ）関係は、 文献3）に準じて曲げ断面解析に基づく手法により求め る。M－θ関係は、基礎内に連続する仮想長さvLを想定 して算出した。vL＝λ・Dc は実験結果より決定した。 以下に、M－θ関係を算定する手順を示す。 1）図-11に示す杭頭縮小断面のA断面における曲げモー メント（M）－曲率（φ）関係を繰返し計算（曲げ断面 解析）により求め、任意のM－φ時において以下の2） ～ 5）の計算によりM－θ関係を得る。 2）A断面における圧縮応力を受ける部分の面積Sを求 め、杭頭部の鋼管コンクリート上下面にSと同一面積の 支圧面積Aa（円形）を仮定する。また、σavが円形に 均等分布するものと仮定する。 3）Niyogi等4）の提案により支圧効果を考慮した応力－ ひずみ関係からεccを求め、応力重心位置における軸変 形δr1、δr2をεccにvL を乗じて求める。 4）鋼管上下面の離間による回転角（θr1、θr2）を、中 立軸位置Xnを回転中心として、応力重心位置XgとXnの 大きい。内側フープは、高圧縮軸力下における支圧力に より杭体を割り裂く破壊に対して有効であると推察する。 3. 2. 4 損傷状況 写真-2にNo.3、No.4、No.5のR＝1/50時における損傷 状況を示す。高圧縮軸力下の試験体No.5の杭頭部におい ては支圧による割裂ひび割れが生じたが、長期許容軸耐 力程度の軸力下の試験体（No.2、No.3、No.4、No.7、 No.8）の杭頭部には実験終了まで大きな損傷はなかった。 本杭頭接合部では鋼管上下面に離間が生じることで大き な回転を許容できるため、大変形時においても杭頭部の 損傷を抑制できるものと推察する。
4. 曲げモーメント－回転角関係の評価法
本工法における杭頭接合部に生じる曲げモーメント （M）－回転角（θ）関係の評価法について述べる。 地震時に杭に生じる設計応力を算定する解析におい て、杭頭の回転を回転バネで表現する方法と部材を複数 の要素でモデル化する方法が考えられる。実験結果を基 に「4.1 回転ばねによるモデル化」と「4.2 要素による モデル化」の二つの方法を提案する。4. 1 回転ばねによるモデル化
杭頭接合部の回転角θを図-10に示すように、埋込ま れた鋼管の上下面における回転角（θr1、θr2）と鋼管 コンクリートの曲げ変形による回転角θsの和として定 義する。 4. 1. 1 杭頭接合部の初期回転剛性 初期回転剛性は（1）～（4）式による。埋込まれた鋼管の 上下面における回転角（θr1、θr2）は、半無限一様弾 性体上にある直径Dcの円盤の回転剛性とし、三角形反 力分布を仮定した中心点変位評価により（2）式、（3）式で 定義する。 1 1 1 1 32 ＝ ＝ ＋ ＋ （ 2） 1 1 1 2 3 （1） （2） θ θ θ θ S r1 r2 基礎 杭 杭頭接合部 図-10 杭頭回転角の定義 写真-2 R＝1/50での試験体損傷状況を算定し、それらの計算値と実験との比較を行う。図 -12に解析結果と実験結果の比較を示す。同図より、vL ＝0.75Dcと仮定することで実験のM－θ関係を良好に評 価できる。 この評価法は曲げモーメントに対して回転角を算出し ているため、一定軸方向力下ではM－θ関係を一義的に 定義することができるが、変動軸力下ではM－θ関係を 定義することは困難である。したがって、設計において は変動軸力が小さい場合に適用するか、あるいは目標設 計レベル（短期荷重時、保有水平耐力時等）に応じた軸 力を仮定してM－θ関係を定義する必要がある。
4. 2 要素によるモデル化
杭頭接合部に生じるM－θ関係を、杭径よりも断面が 小さい縮小断面を有する一つの要素（部材長＝hc）とし てモデル化する。この要素は部材端に材料の単軸の応力 度－ひずみ関係を有する分割されたファイバーモデルに より構成する。ファイバーモデルのコンクリートの応力 度－ひずみ関係は鋼管コンクリート縮小部の基礎あるい は杭へのめり込みによる回転変形を考慮する際に、拘束 効果および有効長を考慮して定義する。また、芯鉄筋を 設ける場合は鉄筋の応力度－ひずみ関係をBi-Linearに よりモデル化する。 差分を回転の腕の長さと考え、次式で定義する。 θr1＝δr1/（Xn－Xg）（鋼管下面、杭頭側） （5） θr2＝δr2/（Xn－Xg）（鋼管上面、基礎側） （6） 5）以上より、杭頭接合部のモーメントを材軸方向に沿 って一定と仮定し、A断面の任意のM－φ関係における 杭頭回転角θを次式により算定する。 θ＝θr1＋θr2＋∫ ・dhh0sϕ s＝θr1＋θr2＋ ・hϕ s （7） 杭頭接合部におけるM－φ関係は、A断面において平 面保持を仮定し、各軸力に応じたM－φ関係を繰返し計 算により求める。算定は以下の仮定に基づくものとした。 ・ コンクリートの応力度－ひずみ関係は、最大応力まで は修正Ahmadモデルを仮定し、支圧効果及び鋼管に よる拘束効果による変形性能の向上を考慮し（上昇係 数α＝2.0）、また、最大応力以降は最大応力で一定と する。 ・ 芯鉄筋および鋼管の応力度－ひずみ関係は、完全弾塑 性モデルを仮定する。なお、鋼管は、圧縮側では鋼管 とコンクリート間の相対すべり（すべり係数β＝1/6） を考慮し、引張応力は負担しないものと仮定する。 4. 1. 3 モデル化の妥当性 仮想杭長さvLを変数として杭頭接合部のM－θ関係 No.2 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 杭頭回転角θ（×100-2 rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト M （ kN m ) 実験 vL=0.25Dc vL=0.50Dc vL=0.75Dc vL=1.00Dc No.5 -200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 250 300 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 杭頭回転角θ（×100-2rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト M （ kN m ) 実験 vL=0.25Dc vL=0.50Dc vL=0.75Dc vL=1.00Dc No.2 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 杭頭回転角θ（×100-2 rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト M （ kN m ) 実験 vL=0.4Dc vL=0.6Dc vL=0.8Dc No.5 -200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 250 300 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 杭頭回転角θ（×100-2 rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト M （ kN m ) 実験 vL=0.4Dc vL=0.6Dc vL=0.8Dc σ σ =N/S 芯鉄筋 A断面 εcc εtc φ σs σtc σcc ひずみ分布 応力分布 εtc=β×εcc β:すべり係数 σs D Dc A断面 鋼管 杭体断面 鋼管 xn xg Da σav 仮想長さ Lv v Sと同一面積の円 支圧面積 z ε(z) 一様ひずみ分布を仮定 Da 仮想長さ L 応力重心位置 圧縮応力を受ける 部分の面積S σav av 図-11 杭頭部M－θ関係評価法の概念図 図-12 M－θ関係の実験値と計算値の比較（回転バネ） 図-13 M－θ関係の実験値と計算値の比較（ファイバー要素）・杭軸径：2,200mm、杭長：50m ・杭のコンクリート圧縮強度：Fc33 ・ 杭軸力は圧縮軸力比（N/（3/4・Ac・Fc2）、Ac：杭軸断 面積、Fc2：杭コンクリート圧縮強度）で0.287、0.021 とする。 ・ 杭体は4.2節の方法によりファイバー要素によりモデ ル化する。 ・ 想定地盤は基礎底から－20m付近までのN値が20 ～ 35程度の良質な地盤（地盤バネ：大）と、基礎底から －13mまでが液状化すると想定した地盤（地盤バネ： 小）の2種類とする。水平地盤反力係数は、文献5）に 基づき、初期剛性の設定およびTri-Linearにモデル化 する。液状化を想定する地盤の水平地盤反力係数は想 定しない地盤の1/2とする。水平地盤反力係数の初期 剛性分布を図-14に示す。 解析結果の杭頭部の曲げモーメント、せん断力、水平 変位を表-6に示す。 4. 2. 1 コンクリートの応力度－ひずみ関係 縮小部のコンクリートの応力度－ひずみ関係は、拘束 による圧縮強度上昇を考慮できる今井等による強拘束モ デル3）を用いた。支圧効果及び鋼管による拘束効果によ る変形性能の向上を考慮して、最大応力以降は最大応力 で一定を保持するものと仮定する。 4. 2. 2 有効長さの設定方法 杭頭のM－θ関係において、鋼管コンクリート縮小部 の基礎あるいは杭へのめり込みによる回転変形を考慮す るため、基礎あるいは杭内部の仮想長さvLを考慮する。 vLは解析結果と実験結果との対応により決定する。 4. 2. 3 モデル化の妥当性 図-13に解析結果と実験結果の比較を示す。基礎およ び杭内部での仮想長さvLによる有効長さLe（＝2vL + hc）を考慮し、コンクリートの応力度－ひずみ関係のヤ ング係数はhc/Le倍、ひずみはLe/hc倍した。同図より、 仮想長さvLは0.6Dcと仮定することで実験のM－θ関係 を良好に評価できる。
5. 軸力および水平地盤反力係数の影響および杭
頭剛接接合工法との比較
杭軸力および水平地盤反力係数をパラメータとした解 析的検討を行い、本工法を適用した場合の杭の曲げモー メント分布等に及ぼす影響について検討した。さらに、 杭頭剛接接合した場合との比較についても示す。5. 1 解析条件
解析は杭のひび割れ等による非線形性および地盤の非 線形性を考慮する。解析条件を以下に、解析ケースを表 -5に示す。 -40 -30 -20 -10 0 0. 1000. 2000. 3000. 4000. 5000. せん断力分布 (kN) Case1 Case2 Case3 Case4 (b)せん断力分布 -40 -30 -20 -10 0 0.0 20.0 40.0 60.0 80.0 水平変位 (mm) Case1 Case2 Case3 Case4 (c)水平変位 -40 -30 -20 -10 0 0. 2500. 5000. 7500.10000.12500. 曲げモーメント分布 (kNm) Case1 Case2 Case3 Case4 (a)曲げモーメント分布 -50 -40 -30 -20 -10 0 0.0 100.0 200.0 300.0 水平地盤反力係数 (kN/mm) 基礎底からの深 さ 〈m〉 基礎底からの深 さ 〈m〉 基礎底からの深 さ 〈m〉 基礎底からの深 さ 〈m〉 地盤バネ：小 地盤バネ：大 図-14 想定地盤の水平地盤反力係数 ケース 水平地盤反力係数 杭頭接合工法 軸方向力(kN) Case1 大 SPH 27000 Case2 大 SPH 2000 Case3 小 SPH 27000 Case4 小 SPH 2000 Case5 大 R 27000 Case6 小 R 27000 SPH：スマートパイルヘッド工法，R：杭頭剛接接合工法 曲げモーメント（kNm） ケース 杭頭部 杭中間部 せん断力 (kN) 水平変位(mm) Case1 5780 8051 3597 27.1 Case2 3610 7736 3221 27.1 Case3 8104 11262 3561 64.4 Case4 4803 9625 3062 64.4 Case5 17161 4845 4306 19.0 Case6 20783 7518 3925 41.4 表-5 解析ケース 表-6 杭頭部の解析結果 図-15 杭の軸方向力および水平地盤反力係数の影響モーメント、杭中間部曲げモーメントおよび水平変位は 大きくなっており、杭頭剛接接合の場合と同様な傾向で ある。
5. 3 本工法と杭頭剛接接合工法との比較
図-16に本工法と杭頭剛接接合工法の場合の曲げモー メント分布および水平変位の比較を示す。 同 図 の 水 平 地 盤 反 力 係 数 が 同 一 で あ るCase1と5、 Case3と6を比較すると、本工法の場合、杭頭剛接接合 工法に比べ杭頭曲げモーメントは約0.35 ～ 0.40倍、杭中 間部曲げモーメントは1.5 ～ 1.7倍、杭頭水平変位は1.4 ～ 1.6倍程度となっている。また、本工法において曲げ モーメントが最大となる杭中間部の曲げモーメントは杭 頭剛接接合工法の杭頭曲げモーメントの約1/2である。 以上より、本工法を適用した場合、杭頭水平変位は大 きくなるものの、杭頭および杭中間部の曲げモーメント は杭頭剛接接合工法の杭頭曲げモーメントに比べ大きく 低減する。このことより、杭基礎の損傷が低減され耐震 性能の向上を図ることができる。また、杭の曲げモーメ ントが低減するため断面の低減につながり、掘削・搬出 土量の削減により省資源に寄与することを示唆してい る。6. 実施例
スマートパイルヘッド工法の適用建物をもとに、設計 および施工例を紹介する。6. 1 適用建物概要
適用物件の工事概要及び建物規模を以下に示す。 工事名称 ：（仮称）神戸海岸通り6丁目計画 設計施工者：株式会社 大林組 構造・規模：RC造 地下なし 地上35階 塔屋2階 建築面積1,214㎡ 延床面積35,064㎡ 建物用途 ：集合住宅 杭仕様 ：40本、代表軸径φ2100、杭長GL-37.0ｍ スマートパイルヘッド適用建物の基準階床梁伏図を図 -17に示す。本建物は、建物中央部の立体駐車場を内蔵 する鉄筋コンクリート造連層耐震壁架構と建物外周部の 住宅部からなる鉄筋コンクリート造ラーメン架構（主体 架構）の2つの架構からなり、その2つの架構を制振装置 で連結した連結制振構造である。地震動を受けた時に、 この2つの架構の振動モードの違いにより両者間には大 きな変位差が生じる。この変形差により、制振装置は大 きなエネルギーを吸収し、高い制振効果を発揮し建物の 耐震性能の向上を図る構造形式である。5. 2 軸力および水平地盤反力係数の影響
図-15に杭軸力および水平地盤反力係数を変化させた 場合の曲げモーメント分布、せん断力分布、水平変位を 示す。 （1）軸方向力の影響 図-15のCase1と2およびCase3と4を比較すると、杭頭 水平変位が同一でも軸力比が高いほど杭頭曲げモーメン トおよびせん断力は大きく、杭頭曲げモーメントは、水 平地盤反力係数の違いに係わらず、約1.6 ～ 1.7倍程度と なっている。また、図-15のCase1と3およびCase2と4を 比較すると、水平地盤反力係数に係わらず、杭中間部の 曲げモーメントは杭頭部に比べ軸力比が大きい場合約 1.4倍、軸力比が小さい場合約2.0倍程度となっている。 このことより、本工法のような杭頭半剛接接合工法の 場合、杭軸力が杭の曲げ剛性に与える影響が大きく、軸 力を適切に考慮した解析が必要である。 （2）水平地盤反力係数の影響 図-15より、水平地盤反力係数が小さいほど杭頭曲げ 30 ,5 00 Ⓐ Ⓑ Ⓒ ① Ⓓ Ⓔ Ⓕ Ⓖ 1, 65 0 7, 70 0 1, 65 0 7, 70 0 4, 90 0 4, 90 0 2, 65 0 2, 65 0 ⑤ ⑦ ④ ⑥ ③ ② 1,650 35,350 1,650 6,750 7,000 3,550 3,550 7,000 6,750 連層耐震壁架構 主体架構と連層耐震壁架構 とのクリアランス 主体架構 オイルダンパー (a)曲げモーメント分布 (b)水平変位 -40 -30 -20 -10 0 0 5000 10000 15000 20000 25000 曲げモーメント分布 (kNm) Case1 Case3 Case5 Case6 -40 -30 -20 -10 0 0.0 20.0 40.0 60.0 80.0 水平変位 (mm) Case1 Case3 Case5 Case6 基礎底からの深 さ 〈m〉 基礎底からの深 さ 〈m〉 図-16 本工法と杭頭剛接接合工法の比較 図-17 基準階床梁伏図スタイロ フォーム 砕石t=60mm 捨コン ｔ=50mm 芯鉄筋 杭頭鋼管 杭フープ 内側フープ 内側フープ組立筋 杭軸径D 杭頭鋼管径 ：約0.6D 600mm 40 d･ i d･ F ･ c ･ S ･ ﾘ ･ a･ j 50 d 100 100 300 100 50 0 気中コンクリート 杭主筋 杭芯 内側フープ 杭頭鋼管 芯鉄筋 杭頭鋼管径：約0.6D 杭軸径D 気中コンクリート
杭符号 P1,P1A P2,P2A P2B P3,P3A P4,P4A P5,P5AP5B P11
軸径 2,100 2,100 2,300 2,100 2,100 拡底径 3,700 3,400 3,400 3,200 2,900 1,100 Ⓑ Ⓐ ① Ⓓ Ⓕ Ⓖ ⑥ ⑦ ② ③ ⑤ P3 P2A P2B P2B P2A P3
P3A P2A P2B P2B P2A P3A
P2A P1A P1 P5B P1A P4A 4 P 2 P 2 P B 2 P P5A P2A P1A P1 P5B P1A P4A P5A P4 P5 P5 P5 P5 P5A P5A P5B P5B P11 6750 7000 7100 7000 7500 8155 77 00 75 50 75 50 77 00 7, 70 0 7, 55 0 7, 55 0 7, 70 0 6,750 7,000 7,100 7,000 7,500 8,150 40 d（ d： 芯 鉄 筋 径 ） 地上部建物 長期鉛直軸方向力 ＋ 地震時付加軸方向力 杭 杭先端バネ 杭 側面水平バネ （Ｘ方向） 側面水平バネ （Ｙ方向） Y X i-fiber xi yi Y p0,ε0 my,φy mx,φx my,φy mx,φx Z X 杭頭部のファイバーモデル 地震時 水平力 め方向入力により大きな引張軸力が生ずる杭である。杭 は一部を除き拡底杭を用い、拡底径は2900 ～ 3700mm、 杭軸径は2100mm ～ 2300mmで、杭本数は40本である。 杭頭固定度は、杭頭鋼管径に大きく依存し、杭頭鋼管径 を小さくするほど杭頭固定度は低減する。杭頭鋼管は設 計で想定するせん断力及び軸力を十分に伝達できる範囲 で可能な限り径を小さく設計し、本建物における杭頭鋼 管径は適用範囲を満たす軸径の約0.6倍とした。杭頭鋼 管の高さは300mmとして、杭頭部及び基礎にそれぞれ 100mm埋め込み、杭頭縮小部の高さは100mmとした。 気中コンクリートの深さ及び強度は、長期、短期、終 局時において、杭頭鋼管底部の支圧力が各々の許容耐力 以下になるように定めた。なお、杭軸部のコンクリート が24N/mm2であるのに対して、杭頭接合部の気中コン クリートは48N/mm2とし、杭軸部よりも高い強度のコ ンクリートを打設するものとした。 芯鉄筋を平面的に円形配置とすると、基礎梁主筋がＸ、 Ｙの直交方向に配筋されるため、基礎梁主筋と干渉する 可能性が高くなる。そのため、芯鉄筋は基礎の配筋を容 易にするために矩形に配置し、引張軸力を負担させる杭 のみに配筋した（図-19参照）。また、芯鉄筋の配置はコ ンクリート打設用のトレミー管が挿入できる範囲として 定めた。 地震時に大きい圧縮軸力が作用する杭には、割裂破壊 を防止するため、内側フープを配筋した。
6. 2 スマートパイルヘッドの設計
6. 2. 1 杭基礎部分の構造設計概要 適用建物の杭伏図及び杭断面リストを図-18に、接合 部設計例を図-19に示す。芯鉄筋を有する杭は、杭伏図 においてハッチのある杭であり、建物四隅および連層耐 震壁四隅に位置する杭である。これらの杭は地震動の斜 図-18 杭伏図および杭断面リスト 図-19 杭頭接合部詳細 図-20 基礎部解析モデル図より、短期許容曲げ耐力はほぼ弾性限であり、杭頭縮 小部の終局曲げ耐力計算値は過小評価（安全側）である。 （2）せん断耐力 せん断耐力に関しては、杭頭縮小部（A断面）および 鋼管底部（D断面）において算定する。 ・A断面：AQa AQa＝ηcfs・Ac cfs ：コンクリート許容せん断応力度 Ac ：A断面におけるコンクリート断面積 （＝0.25π・Dc′2 Dc′：鋼管内法径） η ：拘束効果および支圧効果による割増係数 鋼管のせん断強度は無視 ・D断面 終局せん断耐力を以下に示すように定め、終局せん断 耐力に対して、長期許容せん断耐力は1/3、短期許容せ ん断耐力は2/3とした。 圧縮軸力時： 圧縮摩擦によるせん断耐力、Mattockの実 験式によるせん断耐力、杭頭部の押抜きせ ん断耐力のうちの最大値 引張軸力時： Mattockの実験式によるせん断耐力、杭頭 部の押抜きせん断耐力のうちの最大値
6. 3 スマートパイルヘッド工法の施工
大まかな施工手順は、杭孔掘削→杭鉄筋セット→杭コ ンクリート打設→杭頭処理→杭頭鋼管セット→杭頭部コ ンクリート打設→基礎配筋・コンクリート打設である。 施工状況を写真-3 ～ 7に示す。施工上留意した点は、基 礎梁主筋と杭主筋との干渉を極力避けるため杭鉄筋セッ ト時の芯鉄筋の位置保持、および杭頭部より杭主筋が突 出することを避けるために杭主筋のレベル管理である。 杭頭鋼管コンクリート部の外周部の杭頭と基礎間に は、杭頭の回転を拘束せず、かつ基礎コンクリート打設 時の重量により沈下量が少ない圧縮剛性を有するスタイ ロフォームを選定し、配置した。 6. 2. 2 基礎部の解析モデル 杭の水平力に対する解析に際して、解析モデルは、図 -20に示すように、杭頭部で基礎梁に接続し水平方向地 盤バネが接続したファイバーモデルとした。水平力およ び各杭の軸力を漸増荷重として加えた。この解析モデル により、ひび割れ等による杭、基礎梁の非線形性、地盤 の非線形性、接続する基礎梁の剛性および変動軸方向力 に対して杭頭部の曲げ剛性を評価することが可能なモデ ルとした。 6. 2. 3 杭頭接合部の許容耐力 解析より得られた杭 頭部の曲げモーメント およびせん断力に対し て、 図-21に 示 す 各 断 面において以下に示す 方針に基づき算出した 許容耐力により検証し た。 （1）曲げ耐力 杭頭縮小部（A断面） および打ち継面（C断 面）において、図-21に示す圧縮領域の仮定によりRC規 準に準じて各曲げ耐力を算定する。ただし、鋼管の曲げ 耐力は考慮しない。また、鋼管の拘束効果・支圧効果に よる強度上昇を考慮する。 実験結果の杭頭曲げモーメント－変形角関係上（試験 体No.8）における各曲げ耐力計算値を図-22に示す。同 Dc hc Lc LS1 LS2 θ AB AC AD B断面 C断面 D断面 A断面 鋼管 AP 図-21 各断面の圧縮領域の仮定 No.8 -200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 250 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 変形角R（×100rad） 杭 頭 モ ー メ ン ト M （ ｋ N m ) 実験 計算 短期許容曲げ耐力 終局曲げ耐力 杭頭縮小部の 短期許容曲げ耐力 打継面の 短期許容曲げ耐力 杭頭縮小部の 終局曲げ耐力 図-22 実験結果の杭頭曲げモーメント－変形角関係上での 各曲げ耐力計算値 写真-3 杭鉄筋 写真-4 杭頭処理後 写真-5 杭頭鋼管設置後 写真-6 杭頭部型枠変位および杭中間部曲げモーメントは大きくなる。 しかし、杭頭および杭中間部の曲げモーメントは杭 頭剛接接合工法の杭頭曲げモーメントに比べ大きく 低減することが可能であり、杭基礎の損傷軽減によ り耐震性能の向上を図ることができる。また、杭の 曲げモーメントが低減するため断面の低減につなが り、掘削・搬出土量の削減により省資源を図ること ができる。 本工法は2010年5月に（財）日本建築総合試験所の建築 技術性能証明を取得した。 【参考文献】 1） 日本建築学会，地盤工学会，土木学会他：阪神・淡路大震 災調査報告 建築編-4，p.443，1998.7 2） 日本建築学会近畿支部基礎構造部会：兵庫県南部地震によ る建築基礎の被害事例調査報告書，p.193，1996.7 3） 今井和正，是永健好，瀧口克己：めり込みと抜け出しを考 慮したRC部材端部の回転変形解析法，日本建築学会構造系 論文集，第589号，pp.149-156，2005.3
4） Niyogi,S.K.：Journal of the Structural Division, ASCE, Vol.99, No.ST7, pp.1471-1490, 1973.7 5） 日本建築学会：建築基礎構造設計指針，pp.276-278，2001.10 【執筆者】
