コンクリート工学年次論文集，Vol.29，No.3，2007

論文

2 本群杭で支持されたパイルキャップの鉛直載荷に対する耐震性能評価
酒井 慎二*1・岸田 慎司*2・小林 恒一*3・田中 佑二郎*3

要旨：本実験では，標準的に設計されているパイルキャップを基準として，配筋とフーチングせいによる耐力差を検討し，柱主筋とアンカー筋の効果を確認するために，パイルキャップの鉛直載荷実験を行った。実験結果により，鉛直載荷では柱主筋，アンカー筋の有無における大きな耐力差はみられないことがわかった。また，試験体のフーチングせいにおいて，せいの大小に関わらずせん断破壊することも確認できた。実験値耐力と計算値耐力の比により経済設計型の強度が十分に高く，その有効性を示すことができた。
キーワード：パイルキャップ，鉛直荷重，せん断耐力
1. はじめにして，一般的に，パイルキャップを 2 本の杭でパイルキャップとは，上部構造物および杭か支持される単純梁でモデル化し，パイルキャッらの力を相互に伝達する接合部材である。パイプ内に作用するせん断力は，コンクリート断面ルキャップには，柱や杭，基礎梁といった部材で負担させるという考え方に基づいて設計されが定着されていることから，地震時などに外力ている。しかし，杭の高支持力化が進んでいるが作用した場合，内部に複雑な応力が発生することから作用するせん断力も大きくなり，それことになる。しかし，柱と杭とを結ぶ重要な接に抵抗するため，断面も高強度化や大断面化す合部でありながら，上部構造物における柱・梁る傾向にある。の接合部に比べて，構造性能に関する研究が非実際のパイルキャップ内には，各種鉄筋(袴筋，常に少なく，設計法も十分に確立されていないベース筋，柱主筋，杭頭補強筋など)が配筋されのが現状である。ており，これらの効果を期待せずに，コンクリ

一方で，最近の既製杭を用いた埋込み工法は，ート断面のみでせん断力を負担させる設計は安杭先端地盤の拡大掘削に伴う先端支持力の増大，全ではあるが，過剰設計となってしまうと考え

節杭を用いた杭周面抵抗力の増大，杭材の高強られる。また，パイルキャップ内の鉄筋のせん度化などにより，高支持力化が進んでおり，パ断補強筋としての効果を設計に反映させるのでイルキャップを介して伝達される応力も増加すあれば，その効果を明らかにし定量的な評価をる傾向にある。したがって，この応力を十分に行う必要がある。各種鉄筋の中で特にせん断補伝達することのできる強度と剛性を持つパイル強筋の効果を明確にすることにより，パイルキキャップの設計が必要となる。

ャップの合理的な配筋仕様および設計法の提案

ここでは，2 本群杭のパイルキャップの軸力が可能になると考えられる。と曲げおよびせん断力に対する設計の中で，最既報 1)において，以下に示す 3 点を目的としも基本となる柱からの軸力に対するパイルキャ

た 2 本群杭パイルキャップの鉛直載荷試験結果ップの構造性能に着目した。柱からの軸力に対を報告した。本報では試験の結果を詳細に検討*1 芝浦工業大学大学院*2 芝浦工業大学

建設工学専攻

(正会員)

工学部建築学科准教授 博士(工学) (正会員)*3 ジャパンパイル(株)‑415‑

（ａ）試験体 No.1（ｂ）試験体 No.2（ｃ）試験体 No.3

(標準型)

（標準型＋柱主筋）（標準型＋アンカー筋）（e）ベース筋および袴筋の配筋仕様（ｄ）試験体 No.4

試験体
No.1
No.2
No.3
No.4

(経済設計型)
図−1 試験体形状
表−1 試験体諸元
配筋仕様
ベース筋

4‑D13@60

D10(SD295)
D13(SD345)

3‑D10@100

帯筋

柱主筋‑
8‑D10‑‑

3‐D10@197
2‐D10@194

パイルキャップ
フーチングせい
アンカー筋
(mm)
‑
‑
6‑D10‑

560360

圧縮強度(MPa)29.0

表−2 材料特性
最大荷重時ひずみ(μ)
1900

ヤング係数(103×MPa)
24.0

割裂強度(MPa)2.5

降伏応力度(MPa)363363

破断強度(MPa)
488536

降伏ひずみ(μ)
21511949

ヤング係数(103×MPa)
174191

コンクリート鉄筋

袴筋(全試験体共通)

し考察を行っている。1.標準的に設計されてい2. 実験概要

るパイルキャップのせん断耐力を確認する。2.

2.1 試験体形状および使用材料

袴筋およびベース筋のせん断補強効果を確認す

試験体形状を図−1 に示す。本実験では，試る。3.柱主筋およびアンカー筋がせん断耐力に験体を実際の杭径 D=1000mm の 2 本群杭を用い与える影響の確認をする。

たパイルキャップをモデルケースとして，実物‑416‑の約 1/6 スケールで 4 体製作した。杭のヘりあ
きは 0.5D，杭芯間隔 2.0D とし，幅 312mm，奥行 624mm のフーチングとした。また，実験因子は柱主筋およびアンカー筋の有無，フーチング1000kN ジャッキせいである。
試験体諸元を表−1 に示す。試験体 No.1 には，球座袴筋(D10@100)およびベース筋(D13@60)，3 段試験体の帯筋(D10@197)を配筋している。試験体 No.1
ローラー・ピンの仕様を標準型とし，柱主筋(8-D10)を配筋したものが試験体 No.2，アンカー筋(6-D10)を加えたものが試験体 No.3 である。試験体 No.4 は，試図−2 載荷装置
図−2載荷装置

験体 No.1 のフーチングせいを 560mm から360mm へ下げた経済設計を目的とした試験体である。また，試験体 No.4 はせいの関係上，帯筋(D10@194)を 2 段配筋としている。
本実験に使用したコンクリートと鉄筋の材料特性値を表−2 に示す。また，今回は杭の性能を確認するための実験ではないため，杭には十分強度が確保できる中詰めコンクリートを施し(a)試験体 No.1(b)試験体 No.2

た SC 杭を用いて実験を行った。
2.2 載荷装置
載荷方法を図−2 に示す。加力は，球座および載荷板を介しての鉛直単調載荷とした。なお，
試験体 No.2 は載荷板と柱主筋を一体化させた仕様となっているため，球座のみを介し載荷を行った。杭はパイルキャップ中に中詰めコンク(c)試験体 No.3(d)試験体 No.4
図−3 最終ひび割れ状況

リート鋼管を 40mm 埋め込み，支承部分をロー

表−3ラー・ピン支持とした。
試験体仕様

3. 実験結果および検討

No.1(標準型)
No.2(標準型＋柱主筋)
No.3(標準型＋アンカー筋)
No.4(経済設計型)

3.1 配筋仕様による影響
各試験体の実験結果を表−3 に，最終ひび割れ状況を図−3 に示す。ひび割れ発生時は試験実験結果

ひび割れ発生荷重P(kN)

最大荷重P(kN)

最大せん断耐力Q(ｋN)7001252626800

1286643600

12366183751080540

体 No.1，2，3 の 3 体とも，まず試験体中央上部に縦方向においてひび割れが発生し，荷重の増主筋に沿った縦方向のひび割れが目立ち，最終加に伴い載荷位置から杭頭へ伸びる斜めひび割的に試験体下部にひび割れが集中する形となっれが発生した。経済設計型試験体 No.4 では，左た。試験体 No.3 では，ひび割れが試験体上部か杭頭付近からひび割れが発生し，その位置からら広範囲に生じ，アンカー筋が配筋されている柱脚へ伸びる斜めひび割れに進展した。

位置からのひび割れが目立つ形状となった。ま

標準型試験体 No.1 と比べ，試験体 No.2 は柱た，アンカー筋を配筋することによってひび割‑417‑れが分散する傾向にあるとわかった。 荷重P(kN)
初期ひび割れ発生後，荷重の増加に伴い，試験体 No.1，2，3 ともに斜めひび割れが発生したが，ひび割れ

1400

D1,D3,D5

D1,D3,D5

D2,D4,D6

D2,D4,D61200

D1:ε11000

D5:ε2800が発生した後も最大荷重時まで耐力D3:ε3600：最大せん断ひずみmaxをある程度保持することがわかった。

400

しかし，これらひび割れ性状にお200ける差異や，柱主筋およびアンカー0筋の配筋による鉄筋量の増加に伴う

1400

見かけ上のせん断耐力増大は想定で1200きるが，表−3 に示したように最大1000

せん断耐力からは柱主筋およびアン800

カー筋の配筋による顕著な耐力増加600は望めないという結果が得られた。
今回の実験では，地震時に伴う水平力を作用させていないため，柱主筋{( ε‐＝ 2 D1 1 D5) +( D3 2‐D5 3)
23}

2No.1
00.0050.01

No.20.015 0.02 0
D1,D3,D50.005

0.01

0.015 0.02
D1,D3,D5

D2,D4,D6D2,D4,D6

最大荷重
初期ひび割れ発生

400
200

No.3

000.005 0.01 0.015
せ ん 断 変 形 角 （rad）とアンカー筋の効果がみられなかっ図−4たのではないかと考えられる。

No.40.02 00.005 0.01 0.015
せ ん 断 変 形 角 （rad）

0.02

荷重−せん断変形角

荷 重 P(kN)

1400

3.2 荷重−せん断変形角
図−4 にひずみのロゼット解析によって求め1200

たせん断変形角をもとに各試験体の荷重−せん1000

断変形角の関係を示す。今回の実験では，パイ800

ルキャップのせん断変形を計測するために，パ600

イゲージ(D1〜6：計 6 個)を試験体側面に取り付400

け計測を行った。

200

ベース筋
帯筋
袴筋
転化位置

D10降 伏 ひ ず み（ 袴 筋 ･帯 筋 ）D13降伏ひずみ（ベース筋）

0

載荷荷重がひび割れ発生荷重を超える前にお‑500

いては，せん断変形角の変形量が微小であり，0500

1000

150020002500

ひ ず み (μ )図−5 試験体 No.1 各種鉄筋の荷重−ひずみ曲線

ひび割れ発生荷重を超えると試験体の変形量は増加する傾向にあることが分かった。しかし，ひび割れ発生荷重とせん断変形角が急激に変化折り下げ，折り上げ配筋(以下：縦配筋)となってする荷重は，必ずしも一致しないことがわかっいる袴筋とベース筋は，初期において圧縮を受た。これは，初期ひび割れがせん断ひび割れのける傾向にある。標準型試験体 No.1 では荷重要素を含むとは限らないためだと考えられる。

1000kN 付近で各鉄筋のひずみが圧縮から引張最終的に全ての試験体において，最大荷重後はりへ転化するという挙動があった。これは図−3

荷重が急激に低下し，斜めひび割れのひび割れに示される柱脚から杭頭へ伸びる斜めひび割れ幅が大きくなったために破壊型はせん断破壊とが荷重 1000kN で発生したことによる影響であした。

り，その後は最大荷重まで引張り力を受けた。

3.3 各種鉄筋の荷重−ひずみ斜めひび割れが発生するまで全体的に圧縮力を

図−5 に試験体 No.1 の各種鉄筋の荷重−ひず受け縮んでいることがわかった。全ての試験体

み関係のグラフを示す。全ての試験体においてにおいて載荷荷重の大きさに違いがあるものの，‑418‑

縦配筋された袴筋とベース筋の荷重
1400 P(kN)

ひずみの圧縮から引張りへの転1200化の挙動は共通していた。また，

1000

どの試験体においても縦配筋さ800れた袴筋とベース筋は降伏ひず

600

みに達するものはなかったが，

400

試験体 No.1，2，4 では帯筋の降200伏後(降伏ひずみ 2151 )，荷重が頭打ちとなった。図−5 に示される各種鉄筋の挙動では帯筋のパイルキャップ 断面
柱断面
袴筋
ベース筋

パイルキャップ 断面
柱断面
コンクリートひずみ

0‑2500‑1500

図−6‑500500 ‑2500
ひ ず み (μ )コンクリートひずみ‑1500

図−7‑500

500
ひ ず み (μ )鉄筋ひずみ

ひずみ増加量は大きく，帯筋が降伏ひずみに達すると試験体の耐力が頭打ちになることが分かった。
荷重伝達の範囲外

3.4 せん断耐力算定

荷重伝達の範囲外(1)荷重伝達の検討
試験体の柱脚からパイルキャップを通じて杭へ流れる荷重伝達について考えるために，まず試験体が荷重を伝達するために要する有効断面を検討する必要がある。ここでは全試験体の基準となる，試験体 No.1 の荷重伝達を検討した。

図−8 荷重伝達の範囲

まず，荷重をパイルキャップ断面全体で負担しているのかあるいは，柱断面で負担しているのかを判別し，コンクリートひずみと鉄筋ひずみとの比較において，パイルキャップ内部の荷重伝達についての検討を行った。コンクリートひずみは，試験体に取付けたパイゲージの縦変位 D3，D4 の値(mm)を，それぞれ計測幅(mm)コンクリートひずみが近似できると考えられる。
図−7 に鉄筋ひずみによる検討を示す。鉄筋ひずみによる有効断面は，鉛直力を受ける縦配筋された袴筋とベース筋のひずみの値を用いる。
図−7 より，袴筋およびベース筋のひずみの値に関してもパイルキャップ断面で負担していると判断することができる。鉄筋ひずみは 1000kNで除して求めた。
コンクリートひずみによる検討を図−6 に示す。評価方法は実験値(E=24kN/mm2，P：載荷荷重)を用いてパイルキャップ断面積 (500mm×312mm)，
柱断面積(150mm×150mm)からひずみを計算し，パイゲージから算出したコンクリートひずみの値と比較する。荷重−ひずみ関係の図中でパイルキャップ断面のひずみ，または柱断面のひずみの曲線に近接するひずみの値で近似できるものとし，荷重を負担している断面を決定する。
試験体 No.1 では求めた値がパイルキャップ断面のひずみと 1000kN まで，ほぼ重なるためパイルキャップ断面で求められるひずみによって付近を越えた辺りでひずみの値が小さくなっているが，パイルキャップ断面より大きくなることはなく，斜めひび割れの発生に伴って鉄筋の荷重負担量が変化したことが原因ではないかと考えられる。また，試験体が荷重を負担する範囲には，反力は杭から伝わってくるため杭から外側に位置する鉄筋は柱脚から杭頭へ流れる荷重を負担しているとは考えにくい。そのため，耐力には直接寄与しないものとする。図−8 に荷重伝達範囲の図を示す。荷重伝達の範囲は，柱脚から杭頭をつなぐ三角形を描く範囲が基本となり，柱断面よりも広い範囲で荷重を負担し‑419‑

表−4ていることになる。
(2)耐力算定式による

試験体

検討
有効断面内において鉛直荷重によるせん断力を負担している鉄筋を算出し，式(1)に示す

最大せん断力と計算値耐力の比較

せん断耐力： 短期せん断耐力
実験値Q(kN)
Q(kN)
D
考慮しない

No.1626(2.4)

No.2643

263.9 (2.4) 263.9

No.3618(2.3)

袴筋のみ

387.45ベース筋のみ袴筋・ベース筋
帯筋(1.1)

494.65 (1.2)

553.45(1.1)

No.4
540
168.5 (3.2) 168.5
短期せん断耐力: QD=fs･b･j
fs＝コンクリート短期応力度

大野・荒川 min 式 2）にせん断耐力：計算値Q(kN)
U257.75

322.05 (1.5)

363.35※（ ）内は実験値/計算値の比

0.092 k u k p (17.7 +σB )+ 2.7 ｐｗ ｗ σｙ + 0.1 σ0 ｂｊ
M+ 0.12
Qｄ･･･(1)Ｑｕ ｍin：せん断終局強度（kN），D：部材の全せい（mm）

Q u min =せん断補強筋と仮定して耐力算定を行う。
ここで，試験体が荷重を負担していると考えられる有効断面内のせん断ひび割れ発生位置で

ｂ：部材幅（mm），ｊ：応力中心間距離（mm）

図−9 に点線によって示された断面で切断する。

ｋｕ ：断面寸法による補正係数，ｋｐ＝0.82ｐｔ0.23：引

その断面に含まれる丸印で囲まれた鉄筋を張鉄筋比ｐｔ（％）による補正係数Pw(せん断補強筋比)として鉄筋を考慮しない場

ｐt ：引張鉄筋比（％）， B：コンクリート圧縮強度（Mpa）

合，袴筋のみ考慮する場合，ベース筋のみ考慮：せん断スパン比（≦1 なので 1.0 を採用）する場合，袴筋およびベース筋，帯筋の 3 種を

ｐｗ：せん断補強筋比，ｗ ｙ：せん断補強筋降伏応力度考慮する場合に関して算出した。耐力計算の結（Mpa）， ０：軸応力度（圧縮のみ，引張は 0）（Mpa）

果を表−4 に示す。せん断補強筋として袴筋，ベース筋，帯筋を考慮した場合としない場合とでは，実験値と計算値とに約 2 倍の差が生じる。
考慮した場合では実験値/計算値の比が約 1 倍となり，せん断耐力が上昇する結果となった。また，No.4 では，実験値と多少の差があり，フーチングせいの影響によって考慮しきれないのが原因であるが，全体としてせん断耐力が上昇しており，適合性は評価できると考えられる。

図−9

切断位置図

4. まとめ本実験により得られた知見を以下に示す。

謝辞

1）標準型試験体 No.1 の最大耐力は 626kN で，本実験に御協力いただいた林靜雄先生(東京帯筋が降伏したことにより破壊型はせん断工業大学建築物理センター教授)，香取慶一先生

破壊となった。

(東洋大学工学部建築学科助教授)，また関係者

2）大野・荒川 min 式の耐力算定ではベース筋各位には厚く御礼申し上げます。

および袴筋と帯筋をせん断補強鉄筋と仮定
し耐力計算を行うと，考慮した場合では実験

参考文献

値と計算値とで差が少なくなり，適合性の高

1）田中佑二郎ほか：2 本群杭で支持されたパいことが確認できた。

イルキャップの鉛直載荷実験，日本建築学会

3）フーチングせいの大小や柱主筋およびアン

大会学術講演梗概集，pp.427-428，2006.9

カー筋の配筋の有無に関わらず，パイルキャ

2）日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算

ップはせん断破壊性状を示した。

基準・同解説−許容応力度設計法−，1999‑420‑