技術研究報告第 48 号 2022.11

戸田建設株式会社

二重円形鋼管を用いたパイルキャップによる鉄骨造基礎の開発（その１）要素試験および曲げせん断試験
DEVELOPMENT OF STEEL FOUNDATIONS WITH PILE CAP
USING DOUBLE STEEL TUBES
Part1 Element experiments and bending shear experiment

福 田 健*1, 寺 本 武 史*2, 竹 中 啓 之*3, 三 好 雅 人*2
Takeshi FUKUDA, Takeshi TERAMOTO, Hiroyuki TAKENAKA and Masato MIYOSHI
The authors are developing a steel-frame foundation using double circular steel pipes in order to improve work efficiency and save labor at foundation
construction sites. With these issues in mind, the authors performed two tests: an elemental test to confirm the basic structural performance of pile caps madeof circular steel tubes (a bearing test and a shear test), and a bending shear test to simulate a form similar to that of seismic stresses. This paper reports theresults of these tests.
1. It was confirmed that the use of circular steel pipes improves the structural performance of the pile caps compared to conventional reinforced concrete
pile caps. The bearing capacity and failure mechanism vary significantly according to the positional relationship between the pile body and the pile cap(indicating the effect of construction errors).
2. It was confirmed that the structural performance of the pile-head joints corresponds to the existing evaluation method. The pile, when eccentric, may
not be able to demonstrate the expected bearing capacity which can be assumed from the thickness of the inner steel pipe.
Keywords : Pile Foundation, Pile Cap, Steel Tube, Seismic Design, Structural Experiment
杭基礎，パイルキャップ，円形鋼管，耐震設計，構造実験

1. はじめに筆者らは杭基礎構造物における基礎部材 1)（本報では基礎梁およびパイルキャップを示す）の合理化を目的とした工法開発を目指し

以降では二重円形鋼管を用いたパイルキャップの構造性能を確認するために実施した試験結果（表 1）を報告する．ている．基礎部材は鉄筋コンクリート造（以下，RC 造と呼ぶ）と鉄骨柱鉄骨柱して現場にて構築されることが一般的であるが，近年の労働者不足

内部鋼管
内部鋼管
充填コンクリート
充填コンクリートや工期不足を踏まえると，現場での作業プロセスをできるだけ削減

鉄骨梁鉄骨梁する必要がある．本工法では基礎部材をできるだけ鉄骨造（以下，S 造と呼ぶ）とすることで上記の課題解決を目指している．
図 1 に工法概要を示す．本工法は S 造の基礎梁，二重円形鋼管のフーチング（内部鋼管・外部鋼管）で構成される．基礎梁および円形鋼管は工場製作とし，現場にてコンクリートの充填を行う．杭体充填コンクリート
充填コンクリートは既製杭，杭頭接合部は既往の半剛接合工法を想定している．
既成杭既製杭パーツでどのように，杭打設時の施工誤差（杭芯および杭頭レベルのずれ）に対応するかが課題となる．

図 1 工法概要

そこで，本工法では施工誤差を吸収可能な形状の外部鋼管を基礎下端に設けることで，杭頭部と上部構造との間で応力が確実に伝達

表 1 試験概要
試験できる基礎の仕様を考えている．
RC 造パイルキャップの構造性能（支圧耐力やへりあき部のせん支圧試験断耐力）に関して，これまでに多くの報告例えば 2)があるが，円形鋼管を用いた構造性能は三橋らの報告 3)があるものの，その知見は少な

せん断試験

い．近年中地震および大地震における基礎部材の耐震性能が重要視されており，地震時に発生する変動軸力および杭部せん断力等に対して構造性能を確認する必要がある．

外部鋼管
アジャスト鋼管

補強リブ
リブPL

基礎部材を S 造とした場合，あらかじめ工場で製作された基礎曲げせん断試験

確認項目（試験概要）
杭頭部の支圧耐力（万能試験機を用いた単方向圧縮試験）
杭部せん断力の伝達性能（せん断加力装置を用いたせん断試験）
実状に近い応力下における本工法の構造性能（曲げせん断試験）*1 戸田建設㈱技術研究所 修士（工学）Research and Development Center, TODA CORPORATION, M.Eng.

*2 戸田建設㈱構造設計部

Structural Design Division, TODA CORPORATION*3 戸田建設㈱技術研究所 博士（工学）Research and Development Center, TODA CORPORATION, Dr.Eng.

二重円形鋼管を用いたパイルキャップによる鉄骨造基礎の開発

表 3 試験材料諸元(支圧試験)表 2 試験体一覧(支圧試験)
試験体 No.

内部鋼管厚(mm) 外部鋼管厚(mm) 偏心距離(mm)

天端レベル(mm)※1

14.5

0024.5+60+40

リブ 8 枚

33.2+60+40(t=2.3mm)

44.5+80-605※2なし

004.5なし

円形鋼管および補強リブ鋼管の接合方法

なし

外部鋼管
φ520(t=4.5)60

降伏応力 σy319 N/mm2

引張強度477 N/mm2

圧縮強度 σB

35.2 N/mm2

引張強度 σt

2.7 N/mm2

内部鋼管
φ360(t=4.5)
外部鋼管
φ520(t=4.5)

60

組立て筋8-D10(SD295A)
フープ筋D10(SD295A)
外部鋼管
φ520(t=4.5)

補強リブ
t=2.3mm4080

補強リブ
t=2.3mm80

2080

14420040120

補強リブ
t=2.3mm

内部鋼管
φ360(t=3.2)

内部鋼管
φ360(t=4.5)
外部鋼管
φ520(t=4.5)

SS400

コンクリート※1 杭天端レベルは試験体 No.1 を基準に記載，※2 No.5 のみ従来の RC 造
内部鋼管
φ360(t=4.5)

鋼種

360

360

520

補強リブ
t=2.3mm

コンクリート（外部）補強リブ
t=2.3mm
フープ筋

内部鋼管
φ360(t=4.5)

外部鋼管
φ520(t=4.5)（112.5°）

組立て筋

ロゼットゲージ（22.5°）
模擬杭φ200

模擬杭φ200
偏心60mm

模擬杭φ200
偏心60mm（202.5°）

模擬杭φ200
偏心80mm

模擬杭φ200

コンクリート（内部）(No.1)（292.5°）(No.2)(No.3)
図 2 試験体形状（支圧試験）(No.4)：ロゼットゲージ

3,000
No.2

2,000

No.3

1,500

No.4
No.5

1,000

鋼管降伏5000

写真 1 載荷状況

051015
めり込み量(mm)2025

図 3 鉛直荷重とめり込み量の関係

外部鋼管
最大主ひずみのなす角（°）

鉛直荷重(kN)

120

No.1

2,500(No.5)

9060

No.1

主ひずみのなす角 ：No.20°→載荷方向（軸方向）

30

No.3

90°→載荷直交方向

No.4

設置角度：図2 ゲージ貼付位置(No.1)を参照

0090180
設置角度(°)

270360

図 4 最大主ひずみのなす角

2. 支圧試験
2.1 試験概要
万能試験機を用いた支圧試験を実施しその構造性能を確認した．
表 2 に試験体一覧，図 2 に試験体形状を示す．試験体は実大の2.2 試験結果
図 3 に鉛直荷重とめり込み量の関係を示す．ここで，めり込み量はパイルキャップ端部と杭体の鉛直変位量の差分を示している．

1/2.5 縮尺を想定した計 5 体で，杭の施工誤差（偏心距離：パイルRC 造の No.5 は載荷初期(2mm 程度)で最大荷重に達するのに対キャップ中心からの平面的なずれ，天端レベル：No.1 を基準としたし，円形鋼管を用いた No.1～No.4 は 3～5mm 時点で円形鋼管が降高さ方向のずれ）および円形鋼管の厚みを主変数とした．比較のた伏（No.1，No.4 は内部鋼管，No.2，No.3 は外部鋼管が先行して降伏）

め RC 造（No.5）の試験も実施した．内部鋼管は鋼管耐力を見込んするが，その後も荷重が緩やかに上昇し 10mm 程度で最大荷重に達で外径 360mm とし，RC 造のパイルキャップ（既製杭では通常 2.5Dする．

D：杭径）に比べ鋼管耐力を見込んで小さく計画した．

図4 に各試験体の最大荷重時における円形鋼管の最大主ひずみの試験中の杭の圧壊を防ぐために，中空円筒形の鋼製模擬杭を用いなす角度，図 5 に最大主ひずみ分布を示す．最大主ひずみの大きさ

た．材料の諸元を表 3 に示す．試験で用いた材料は表 1 に示した試およびその角度はロゼット解析により求めた．各試験体で外部鋼管

験すべてで共通であり，充填コンクリートは普通コンクリートの主ひずみのなす角度はおおよそ 90°，すなわち円形鋼管の円周方，円形鋼管は SS400 材を用いている．載荷は柱（Fc=30N/mm2 程度）向に引張ひずみが生じており，円形鋼管がコンクリートのコンファ部を模擬した鋼材（160mm 角，厚み 40mm）を試験体中心に設置し，インドに寄与していることがわかる．最大主ひずみは No.1 は外部万能試験機を用いて天地逆の状態で単調載荷とした（写真 1）．試験

鋼管・内部鋼管ともに 6,000με～10,000με で推移しているが，杭が偏体には変位計およびひずみゲージ（ロゼット 3 軸）を設置し，載心している No.2～No.4 では杭に近いひずみゲージ（設置角度 0°～荷時の挙動を確認している．

90°の最大主ひずみが他に比べて大きく，杭の偏心距離による影響

戸田建設株式会社
12,0003,000

10,00010,000

2,500

8,000

No.1
No.2
No.3
No.4

6,000
4,000
2,000
0090180
設置方向(°)

270

8,000

最大荷重(kN)

12,000外部鋼管 最大主ひずみ(με)

内部鋼管 最大主ひずみ(με)

技術研究報告第 48 号 2022.11

No.1
No.2
No.3
No.4

6,000
4,000
2,000
0360

2695

2,000

実験値
計算値

1773212620612051
1773
1773
1672

1,5001145 1127

1,000500090180
設置角度(°)

2700360

No.1

No.2

No.3No.4No.5

図 6 最大荷重

図 5 最大主ひずみ分布
表 4 試験体一覧(せん断試験)

表 5 試験材料諸元(せん断試験)

内部鋼管厚

外部鋼管厚

偏心距離(mm)

(mm)

(mm)

（埋込み長※1）

鋼種

SS400

100 (40)

リブ 8 枚(t=2.3mm)

降伏応力 σy296 N/mm2

2+80-60 (20)

リブ 8 枚(t=2.3mm)

引張強度

457 N/mm2+80-60 (20)なし

4+80-60 (20)スタッド

圧縮強度 σB

32.0 N/mm25+60-20 (60)

リブ 8 枚(t=2.3mm)

引張強度 σt

2.5 N/mm2

試験体 No.

4.534.5

天端レベル(mm)

円形鋼管および補強リブ

鋼管の接合方法

コンクリート

※1 パイルキャップ内のコンクリートへの埋込み長さを示す
内部鋼管
φ360(t=4.5)

外部鋼管
φ520(t=4.5)

内部鋼管
φ360(t=4.5)
補強リブ
t=2.3mm

外部鋼管
φ520(t=4.5)

内部鋼管
φ360(t=4.5)

144

200

外部鋼管
φ520(t=4.5) 頭付きスタッド
φ10 L=50 計16本

内部鋼管
φ360(t=4.5)

内部鋼管
φ360(t=4.5)

外部鋼管
補強リブ
φ520(t=4.5) t=2.3mm

外部鋼管
φ520(t=4.5)

200
40120

補強リブ
t=2.3mm

単軸ゲージ

360

200

200

200520

模擬杭φ200

内部鋼管
φ360(t=4.5)

模擬杭φ200

模擬杭φ200

模擬杭φ200

模擬杭φ200
頭付きスタッド
φ10 L=50 計16本

コンクリート（外部）外部鋼管
φ520(t=4.5)

ロゼットゲージ
補強リブ
t=2.3mm模擬杭φ200

模擬杭φ200
偏心80mm

模擬杭φ200
偏心80mm(No.1)(No.2)(No.3)
図 7 試験体形状（せん断試験）が顕著に見られる．

模擬杭φ200
偏心60mm

模擬杭φ200
偏心80mmコンクリート（内部）(No.4)：ロゼットゲージ(No.5)：単軸ゲージ

これらの耐力を確認する場合，架構実験のような実状に近い応力最大荷重一覧を図 6 に示す．図中に No.1～No.4 はコンクリート状態での試験が望ましい．ただし，本工法は杭頭半剛接合の適用を充填鋼管(CFT)造技術基準・同解説の運用及び計算例等 4)，No.5 は想定していることから，せん断耐力の確認よりも先に杭頭接合面がRC 規準 5)を参考に算定した計算値を併せて示している．施工誤差曲げ耐力に達してしまうことが懸念された．そこで，以降に示す単のない No.1 に対し，施工誤差が発生した No.2～No.4 の最大荷重は純せん断試験を実施し，本工法の基本的なせん断力の伝達機構を確

No.1 の 70～80％程度となる．また，RC 造である No.5 は No.1 の認した．

42％となり，円形鋼管を用いることで支圧耐力の向上を確認できた．

表 4 に試験体一覧，図 7 に試験体形状を示す．試験体は支圧試験

なお，計算値でのコンファインド効果は内部鋼管のみを考慮してと同様，実大の 1/2.5 縮尺とした計 5 体で，杭の施工誤差および鋼おり，外部鋼管および充填コンクリートは考慮していない．実験値

管の接合方法を主変数とした．No.4 は補強リブの代わりにスタッドに対する計算値の割合は No.1 は 66%，No.2～No.4 は 80％程度とな（φ10，L=50mm）を用いている．材料の諸元を表 5 に示す．

り試験値と同様もしくは安全側の結果となった．No.5 は 98.6％となり試験値と整合する結果となった．

加力は写真 2 に示すせん断加力装置を用いた単調載荷とし，試験体高さ中央に水平力を加えることにより実施した．軸力は加えていないため杭天端の摩擦抵抗の発生は微小であると考え，主に杭側面3. せん断試験に支圧応力が発生するように計画した．また，杭体の破壊を防ぐた

3.1 試験概要

めに中実円形断面のインゴットである模擬杭を用いた．なお，試験杭体と上部構造間のせん断力はパイルキャップ内の杭天端の摩擦抵抗と杭側面の支圧抵抗により伝達されている 6)．

体にはひずみゲージ（図 7 中に記載）を貼付し，載荷時の挙動を確認した．

二重円形鋼管を用いたパイルキャップによる鉄骨造基礎の開発
600

400

No.2500

No.3400

最大荷重(kN)

500

せん断力(kN)

600

No.1

No.4300

No.5200

鋼管降伏1000

写真 2 載荷状況

563435300
1722001531171000246
水平変位量(mm)8010No.1

No.2

No.3No.4図 8 せん断力と水平変位量の関係

図 9 最大荷重（水平変位 2mm 時）（最大荷重時）No.5600
No.1せん断力(kN)

500

No.2400300
2001000-200-1000100
ひずみ(με)200300

図 10 せん断力とひずみ(補強リブ)の関係

写真 3 試験体破壊状況（No.2）

3.2 試験結果θ

図 8 にせん断力と水平変位量の関係を示す．水平変位量は試験体45°上下間の相対変位を示している．図中には，各試験体の円形鋼管が降伏した点をプロットしている．
No.1 は最大荷重が563kN と最も高いものの，杭側面のコンクリートの圧壊により最大荷重が決まっており，最大荷重後は耐力が急激に低下する．他の試験体は主に円形鋼管（No.2,No.3,No.4 は外部鋼

2・σy・t・L・cosθ
t：鋼管の厚み
L：抵抗範囲管，No.5 は内部鋼管）が円周方向に降伏ひずみに達した直後に最大荷重を迎え，最大荷重後は緩やかに耐力が減少する傾向が見られた．
写真 3 に載荷時の試験体破壊状況（例として No.2）を示す．水平図 11 最大荷重時の耐力評価（平面）

変位 2 mm 時に杭側面より加力方向からおよそ 45°方向にひび割れと500見られる損傷が発生した．その後荷重の増加に伴いひび割れが進展し，ひび割れ延長線上を起点とした外部鋼管の円周方向の引張ひず
図 9 に最大荷重一覧を示す．最大荷重は杭天端レベルにより異な20°る．内部鋼管よりも杭天端レベルが低い場合（No.2～No.4），No.1 の20～30％程度となる．なお，最大荷重が最も小さかったのは No.3 のL試験値(kN)400みが卓越し，最大荷重に達した．

が有効に作用しているものと考えられる．接続方法（補強リブとス0（No.2 を例として）

図 10 に No.1 および No.2 を例として補強リブに貼付した単軸 図 12 最大荷重時の耐力評価（断面）ゲージ（水平方向に貼付）のひずみの推移を示す．せん断力の増加に伴い No.1 は圧縮ひずみが生じるのに対し，内部鋼管と外部鋼管の設置深度が異なる No.2 は引張ひずみが発生している。このこと

No.2200

No.3
No.4

100

補強リブがない試験体であり，補強リブ（No.2）とスタッド（No.4）
タッド）による明確な違いは見られなかった．

300

No.5
0100

200300
計算値(kN)400

図 13 試験値と計算値の比較

除き，杭側面より加力方向から 45°方向に応力が広がり，その延長線上の円形鋼管が円周方向に引張抵抗すると想定し 降伏応力σyから，No.2 は杭部より発生するせん断力を主に外部鋼管が負担してに達した際の加力方向の力のつり合いから，計算値を算定した（図おり，補強リブによりせん断力を内部鋼管に引き戻す力が作用して11 および図 12）．

いるものと考えられる．
得られた試験結果より，杭側面のコンクリートが圧壊したNo.1 を試験値と計算値の比較を図 13 に示す．計算値が試験値と同等もしくは 7～8 割程度になる結果となった．

500

技術研究報告第 48 号 2022.11

戸田建設株式会社

表 6 試験体一覧(曲げせん断試験)
試験体 No.

内部鋼管厚(mm) 外部鋼管厚(mm) 偏心距離(mm) 天端レベル(mm)

鋼管の接合方法

載荷点までの距離(mm)19.000

リブ 8 枚(t=2.3mm)

1,366

2

9.00-100

リブ 8 枚(t=2.3mm)

1,366

34.0+125-100

リブ 8 枚(t=2.3mm)

1,366

44.0+125-100

スタッド

660

59.0+125-100

リブ 8 枚(t=2.3mm)

1,366

9.0

▼加力高さ
▼加力高さ

1400

136666

300
20066

100

125

基礎梁
H-533×200×9×221001

スタブ配筋
6-D25（SD345）
外周筋D13(SD295)

スタブ配筋
6-D25（SD345）
外周筋D13(SD295)

1400(No.2)

内部鋼管
φ667(t=9)
外部鋼管
φ933(t=9)

基礎梁
H-533×200×9×22
1001

スタブ配筋
6-D25（SD345）
外周筋D13(SD295)

1400(No.1)

125

基礎梁
H-533×200×9×22
1001

スタブ配筋
6-D25（SD345）
外周筋D13(SD295)

300
200

300
200

125

SC杭φ400(t=12) L=1.7m

補強リブ
t=6mm

外部鋼管
φ933(t=9)

外部鋼管
φ933(t=9)

基礎梁
H-533×200×9×22
1101

1067

基礎梁
H-533×200×9×22

内部鋼管
φ667(t=4)

頭付きスタッド
φ10 L=80 計32本

660

1366

66

100

300
20066234200667933

内部鋼管
φ667(t=4)

補強リブ
t=6mm

外部鋼管
φ933(t=9)SC杭φ400(t=12) L=1.0m

▼加力高さ

66

補強リブ
t=6mm

外部鋼管
φ933(t=9)SC杭φ400(t=12) L=1.7m

内部鋼管
φ667(t=9)

100

内部鋼管
φ667(t=9)

補強リブ
t=6mm

SC杭φ400(t=12) L=1.7m

1366

1366

SC杭φ400(t=12) L=1.7m

▼加力高さ

100

▼加力高さ

1400

1400(No.3)

スタブ配筋
6-D25（SD345）
外周筋D13(SD295)(No.4)(No.5)

図 14 試験体形状（曲げせん断試験）
表 7 試験材料諸元(曲げせん断試験)
鋼材部位名

鋼管

鋼管

補強リブ

基礎梁

(t=4.0mm)(t=9.0mm)(t=6mm)(t=22mm)2

降伏応力 σy (N/mm )387

380413372

引張強度 σt (N/mm2)554506537563

反力フレーム鉛直ジャッキコンクリート
圧縮強度 σB(N/mm )36.0

ヤング係数 Ec(N/mm2)

31,355引張強度 σt(N/mm )2.5122

水平ジャッキ

水平ジャッキ

SC杭

基礎梁
スタブ

図 15 載荷装置

4. 曲げせん断試験
4.1 試験概要
杭体およびパイルキャップを模擬した片持ち試験体による曲げせん断試験を実施し，地震時のパイルキャップの応力状況に近い形での構造性能について報告する．
表 6 に試験体一覧，図 14 に試験体形状を示す．試験体は実大の1/1.5 縮尺を想定した計 5 体であり，杭体，パイルキャプおよびスタブで構成され，杭頭接合部は既往の杭頭半剛接合とした．内部鋼管厚，杭の施工誤差，鋼管の接続方法を主なパラメータとしている．
杭体は SC 杭（STK490 材，φ400mm，鋼管厚 t=12mm，Fc=105N/mm2中詰めはなし）を用いており，杭体での曲げおよびせん断破壊が発生しないよう計画した．材料諸元を表 7 に示す．
図 15 に載荷装置の概要を示す．試験体は実建物の場合と上下反転させた状態でスタブを反力床に固定し，鉛直ジャッキにより所定の一定軸力を作用させた後に，2 台の水平ジャッキを用いて加力した．加力サイクルは 1 ステップ 2 サイクル（図 16）を基本とし，杭頭接合面の回転角を制御することで，正負交番繰り返し載荷を行った．杭頭接合面の回転角 θ は 2 点の鉛直変位の差分を測定スパンで除して求め，後述する杭頭接合面の曲げモーメント M は水平荷重に加力点から杭頭接合面までの距離を乗じ，これに軸力による付加曲げモーメントを加算した．
杭天端から水平加力点までの距離は設計事例を参考にh=1,366mm（No.1,2,3,5）とし，No.4 のみ h=660mm と短くして他の試験体と比べ，杭頭接合面の曲げ耐力に対しパイルキャップにより大きなせん断力が作用するよう計画した．全試験体で作用軸力は2,000kN（一定軸力 N/Ap=29.1N/mm2 ここで，N：軸力，Ap：杭断面積）とし，損傷限界状態時の杭体軸力を想定した．

二重円形鋼管を用いたパイルキャップによる鉄骨造基礎の開発

00.0010.005 0.01

0.03

0.02-0.02-0.04

200
0-200-400-600-0.05

図 16 加力サイクル
600
No.3

4000
変形角θ(rad)0.025-200-40000.025変形角θ(rad)0.05

0-200-400-0.0250
変形角θ(rad)2000-200-400-0.025

0変形角θ(rad)

No.5

鋼管降伏

400-600-0.05

200

600
No.4

0No.2

400-600-0.050.05

600

200-0.025-0.025

鋼管降伏

曲げモーメントM(kNm)

曲げモーメントM(kNm)

400

最大曲げモーメント：400kNm

-0.06

-600
-0.05

600No.1

曲げモーメントM(kNm)

回転角(rad)0.02

曲げモーメントM(kNm)

0.04

0.04

6000.05

曲げモーメントM(kNm)

0.06

0.025

0.05

0.025

0.05

鋼管降伏

400
2000-200-400-600-0.05-0.0250変形角θ(rad)

0.025

0.05

図 17 接合面曲げモーメント M と変形角θの関係

5. まとめ（パイルキャップ部）
内部鋼管の局部降伏

二重円形鋼管を用いたパイルキャップの要素試験（支圧試験・せん断試験）および曲げせん断試験を実施し，以下の知見が得られた．
・RC 造のパイルキャップに比べ，円形鋼管を用いることにより，支圧耐力の向上が示唆された．また，内部鋼管のコンファインドを（内部鋼管）（基礎梁）

考慮した計算値が試験値に比べ同等もしくは安全側の結果となることを確認した．
・杭の設置位置によりせん断耐力および破壊モードが異なり，円形鋼管の円周方向の抵抗が本工法のパイルキャップのせん断耐力

写真 4 試験体損傷状況（No.3） 図 18 ひび割れ状況（パイルキャップ下端）に大きく寄与していることが示唆された．
・杭頭接合面の曲げ耐力およびその変形性能は既往の評価方法と対4.2 試験結果応していることを確認できたが，杭が偏心した場合，内部鋼管の図17 に杭頭接合面の曲げモーメントM と回転角θ の関係を示す．
なお，図中には杭頭接合面の最大曲げモーメント Mmax（0.5ND D：7)および 8)杭径）と回転性能（M-θ 関係），内部鋼管が降伏ひずみに達した点を併せて記載した．載荷の進行に伴い曲げモーメントが増大し，Mmax=400kNm に漸近するかたちで頭打ちとなり，想定した回転耐力がクリティカルとなる可能性がある．
参考文献
1)
2)

性能 M-θ 関係を確認できた．ただし，内部鋼管厚が 4.0mm と薄く，偏心している試験体 No.3 および No.4 においては正載荷時に写真 4に示す基礎梁と内部鋼管の取合い部の圧縮降伏が進行し、これにより最大曲げモーメントが決まっていると考えられる．No.5 は同じく載荷途中に内部鋼管が圧縮降伏しているが，内部鋼管厚が 9.0mm と3)
4)No.4 に比べ厚いため，想定された曲げ耐力（Mmax=400kNm）を発揮

5)していることを確認できた．

6)

載荷終了後のパイルキャップ上端面のひび割れ状況（例として加力高さの短い No.4）を図 18 に示す．せん断試験で確認された斜め方向へのひび割れが確認できたが，円形鋼管では円周方向に引張降伏は発生せず，明確なパイルキャップのせん断破壊は確認できなかった．なお，試験を通じて杭体の破損は生じていない．

7)
8)

日本建築学会：基礎部材の強度と変形性能，2022.3
浅井 他：大地震後の継続使用性を確保するためのコンクリート系杭基
礎構造システムの構造性能評価に関する研究（その 24 縮小支圧要素試験結果および既往の評価式との比較），
日本建築学会大会学術講演梗
概集（東北），pp593-594，2018.9
三橋 他：円形鋼管を用いたパイルキャップの構造特性（その 1：支圧試験），日本建築学会大会学術講演梗概集（九州），pp1471-1472，2016.8
新都市ハウジング協会：コンクリート充填鋼管(CFT)造技術基準・同解説の運用及び計算例等，pp2-16，2017.12
日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説，pp365-366，
2018
日本建築学会：鉄筋コンクリート基礎構造部材の耐震設計指針（案）・同解説，pp262-263，2017.3
青島 他：改良型簡易接合法を採用した既製コンクリート杭杭頭部の力学性状，日本建築学会構造系論文集 第 607 号，pp125-132，2006.9
青島 他：改良型簡易接合法を採用した既製コンクリート杭杭頭部の高軸力下における構造性能，日本建築学会構造系論文集 第 653 号，pp1271-1278，2010.3