場所打ちコンクリート杭の杭頭半剛接合に関する研究 安藤建設

場所打ちコンクリート杭の杭頭半剛接合に関する研究 

安藤建設(株)    ○田畑  卓 １．はじめに 

従来の杭基礎構造では，杭とフーチングとを剛接 合とするのが一般的である。これらは杭基礎の剛性 と耐 力 を高 めることで地 震 時 の安 全 性 を確 保 する 思想であるが，一方で，杭頭部には大きな曲げモー メントが作 用 することなり，杭 や基 礎 梁 の設 計 が不 経済となることが多い。この観点からはむしろ，杭頭 部 の回 転 剛 性 はある程 度 低 い方 が杭 頭 部 の作 用 曲 げモーメントを抑 制 でき，さらに靭 性 能 を確 保 す ることで耐震 性の向上と設計の合理化を図ることが 可 能 となる。本 報 では場 所 打 ちコンクリート杭 を対 象とした杭頭半剛接合工法について，構造性能上，

特 に重 要 な杭 頭 接 合 部 の曲 げ性 能 を実 験 的 に調 べたので報告する。

２．工法概要 

図 1に杭頭部の詳細を示す。本工法は，場所打 ちコンクリート杭 の杭 頭 部 を凸 型 に成 型 し，その頂 部 の面 積 を杭 軸 部 の半 分 に縮 小 するとともに，杭 主 筋をフーチングまで延 長 せず杭 頭 部で定 着する ことによって，杭 頭 の回 転 剛 性

(

)

凸型の杭頭接合部は，杭頭部の不良コンクリート

(余 盛 部 )を除 去 した後 に気 中 にて築 造 する。その

CFRP

は

1275N/mm

る。表 1 に杭頭接合部の各部寸法を示す。

３．実験概要  3.1 試験体 

図2に試験体形状および配筋を，表2に試験

体諸元を示す。試験体は想定実杭の

1/4

500mm

350mm

試験体数は全

5

F1

USD685，せん断補強筋に 1275N/mm

F2

F1

45°回

F4

F5

SD390

Experimental Study on Semi-Rigid Connection on Pile Top on Cast-in-Place Concrete Pile

Taku TABATA

表 1  杭頭接合部の各部寸法 

部位  寸法  備考 

接合部本体高さ 0.25pD  pD：杭径 

接合部径（jD）  0.70pD  杭軸部断面積の 1/2  接合部高さ  70 

100 

1000≦pD≦1400 (mm)  1500≦pD≦2000 (mm)  CFRP リング高さ 70−t 

100−t

1000≦pD≦1400 (mm)  1500≦pD≦2000 (mm)  t：コンパネ厚さ(10mm〜12mm) 

杭軸部 杭頭接合部 

0.25･pＤ 

芯鉄筋

杭

▲コンクリート打継 面  炭素繊 維シート 

フーチング 

杭 

芯鉄筋

▼接合面 

接合部 

接合部 

炭素繊 維シート 

杭径pＤ 接合部 径jＤ 杭径pＤ

接合部 径jＤ

杭径pＤ 接合部 径jＤ 

芯鉄筋 正方 形配 置 芯鉄筋 円形 配置   芯鉄筋なし 

接合部本体 

図 1  杭頭接合部の構成 

および芯 鉄 筋 無しとした試 験 体 である。なお，各 試 験体とも接 合 部の外 周には目付 け量

300g/m

3990 N/mm

2.56

10

N/mm

1

3.2  実験方法 

図 3に加力方法を示す。加力は，油圧ジャッキ① を加力点，油圧ジャッキ②を反力点とした端部固定 の不 静 定梁 形 式の載荷 方 法とした。それぞれ試 験 体頂部に所定の軸力を載荷し，油圧ジャッキ①によ り押し引きの正 負交 番 繰り返し載 荷を行 った。なお，

変動軸力の

F2

250mm(=0.5

D)

θ

４．実験結果 

4.1  履歴性状および破壊状況 

図4に各試験体の加力点水平荷重

P

R

F1〜

部位  圧縮強度 N/mm² 

割裂強度 N/mm² 

ヤング係数 

×10⁴N/mm² 杭軸部 31.4〜

40.4 35.3 1.9〜2.9   

2.6  2.58〜2.79  2.67  接合部本体  42.6〜

46.3 44.6 2.4〜3.3   

2.9  2.74〜2.96  2.84  下段は平均 値を示 す 

呼名 材質  降伏強度

N/mm² 

引張強度 N/mm² 

ヤング係数 N/mm²  D13  SD390  459  620  1.73×10⁵ D13  USD685 705  932  1.73×10⁵ D16  USD685 735  966  1.88×10⁵ U5.1 SBPD1275 1461  1486  2.00×10⁵

F4

θ =1/200rad.

時の残留ひび割れ幅で

0

0.05mm

θ =1/33 rad.ピーク時で 0.06〜0.35mm

試験体  芯鉄筋  杭主筋  せん断補強筋 載荷軸力  パラメータ 

F1  982kN  0.17Ap･Fc  標準(長期軸力)

F2  -679kN〜2945kN -0.65･tNy〜0.5Ap・Fc  変動軸力  F3 

12-D13  (USD685) 

982kN←→ 1963kN 0.17Ap･Fc←→ 0.33Ap･Fc  芯鉄筋 45°配置

F4  20-D13 (SD390) 芯鉄筋普通強度

F5  なし 

24-D13    (SD390) 

pg=1.55% 

2-U5.1@26 pw=0.3% 

982kN  0.17Ap･Fc 

芯鉄筋なし  Ap：杭軸部断面積    Fc：杭軸部コンクリート設計基準強度   tNy：芯鉄筋引張降伏軸力

表 3  コンクリートの力学的特性 

500

水平力 圧縮軸力 軸力ジャッキ 引張軸力

反力ジャッキ②

加力ジャッキ①

1500

ロードセル ロードセル

ロードセル

δ P

θ R

250

制御変形

1500

350

25 1500

800

図 3  加力方法  図 2  試験体形状および配筋 

1500

25125 825 芯鉄筋天端

800

F1・F2 12-D13 (USD685)

12-D13F3 (USD685)

20-D13F4 (SD390)

350 芯鉄筋

350

接合部断面

表 4  鉄筋の力学的性質 

過大な損傷は観察されなかった。芯鉄筋の無い

F5

θ =1/33rad.まで接合部本体にひび割

いずれの試験体も杭頭接合部およびコンクリート 打継部での支圧破壊は観察されず，接合部の炭素 繊維リングの破断も

1/33rad.

4.2  杭頭接合部の曲げ性状 

  図 5 は杭頭接合部曲げモーメント

(

M)

(

θ )関係の包絡線を実験要因により比較したもので

ある。ここで，_j

M

PΔ効果を考慮

(

)

図 5a)より，変動軸力とした

F2

F1

b)より，芯鉄筋を 45°配置とした F3

F1

高 い曲 げモーメントを負 担 する傾 向 があるが，その 差は小 さい。これは同 試 験 体 程 度の軸 力 比 レベル では，芯 鉄 筋 の配置よりむしろ円形 断 面 であるコン クリートの影響が支配的なためと考えられる。同図

c)

F1

F4

体においてほぼ同程度の曲げモーメントを負担して いる。従って，杭頭接合部の回転変形においては，

既 往 の研 究

[1][2]

F5

F1

F4

4.3  杭頭接合部の回転性能の評価 

図 6は

F1

30mm

F5

F1〜F4

F1

そこで，これらの歪 み測 定 値 から接 合 部 の平 均 曲 率 を算 出 し

(F5

)，一 方 で接 合 部 断 面 の断 面 曲 げ解 析 を行 い，

j

M−

φ

F1

-1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06 R(rad.)

P(kN)

F2

-1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06 R(rad.)

P(kN)

F3

-1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06 R(rad.)

P(kN)

F4

-1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06 R(rad.)

P(kN)

F5

-1200 -1000 -800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000 1200

-0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06 R(rad.)

P(kN)

F1 F3 

討 した。ところで，本 工 法 においては，杭 軸 部 に対 して接 合 部の断 面 積を半 分 に低 減していること，ま た接 合 部 形 状 が極 めて偏 平 であることなどの特 徴 がある。これらは杭 頭 接 合 部 の圧 縮 特 性 に影 響 を 及 ぼす要 因 と考 えられたため，本 実 験 とは別 に杭 頭接合部近傍を模擬した単純圧縮試験を実施して いる。その結 果 によれば，接 合 部 の圧 縮 強 度 は接 合 部 本 体 の補 強 筋 量

(p

σ

)

本 実 験 と同 一 の補 強 筋 量 では，最 大 強 度 がシリン ダー強度の

1.7

単純圧縮試験の結果に基づきコンクリートをモデ ル化し，また鉄筋を完全弾塑性モデルとして行った 断面曲げ解析結果と本実験結果による_j

M−

φ

５．まとめ 

  本実験より得られた知見を以下に示す。

1)

θ =1/33rad.

2)

3)

謝辞：本工法は，青木あすなろ建設，大木建設，熊 谷組，西武建設，錢高組，間組，ピーエス三菱，前 田建設工業との共同研究開発である。杉村義広先 生 （当 時 ：東 北 大 学 大 学 院 教 授 ）には貴 重 なご意 見と指導を頂きました。記して感謝の意を表します。

[1]

RC

562

2002.12.

[2]

509

pp.83-90, 1998.7.

図 5  杭頭接合部の_jＭ−_jθ関係に及ぼす各実験因子の影響 

-300 -200 -100 0 100 200 300 400 500

-60 -40 -20 0 20 40 60

jθ(×10^{- 3}rad.)

jM (kN・m)

F1(一定) F2(変動) a) 載荷軸力の影響

-300 -200 -100 0 100 200 300 400 500

-60 -40 -20 0 20 40 60

jθ(×10^{- 3}rad.)

jM (kN・m)

F1(90度) F3(45度) b) 加力方向の影響

-300 -200 -100 0 100 200 300 400 500

-60 -40 -20 0 20 40 60

jθ(×10^{- 3}rad.)

jM (kN・m)

F1(高強度) F4(普通強度) F5(芯鉄筋なし) c) 芯鉄筋の強度

  と有無の影響

F 1

0 50 100 150 200 250

0 2 4 6

jφ(×10^-5/mm)

jM(kN・m)

実験値 解析値

F 3

0 50 100 150 200 250

0 2 4 6

jφ(×10^{- 5}/mm)

jM(kN・m)

F 4

0 50 100 150 200 250

0 2 4 6

jφ(×10^-5/mm)

jM(kN・m)

F 5

0 50 100 150 200 250

0 2 4 6

jφ(×10^{- 5}/mm)

jM(kN・m)

図 7  接合部の曲げモーメント−曲率関係  図 6  接合部断面内歪み分布 

F 1

-0.3 -0.2 -0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4

-150 -100 -50 0 50 100 150 断面芯からの     距離(mm)

芯鉄筋の歪み(%) F 5

-0.3 -0.2 -0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4

-150 -100 -50 0 50 100 150 断面芯からの     距離(mm) コンクリートの歪み(%) θ=1/400

θ=1/200 θ=1/100 θ=1/50