コンクリート工学年次論文集，Vol.46，No.2，2024

論文 SC 杭のパイルキャップにおける埋込み部耐力に関する基礎的検討
小梅慎平*1・石川 一真*2・岸田 慎司*3

要旨：本研究では，定着筋方式と埋込み方式，および両方式を併用した場合の杭頭接合部耐力を実験的に確認するため，実大スケールでの水平加力実験を行った。実験結果からパイルキャップの破壊状況や杭頭接合面位置での曲げモーメントと回転角の履歴ループ形状などについて確認した。また，杭頭定着筋を取り付ける，もしくは杭の埋込み長を大きくすると杭頭接合面位置の曲げモーメントが大きくなることや，定着筋方式と埋込み方式を併用した場合，杭頭接合面耐力と埋込み部耐力との累加が成り立つことを確認した。
キーワード：SC 杭，パイルキャップ，埋込み方式，埋込み部耐力，埋込み長キャップに 100mm 以上埋め込む。

1. はじめに
近年，高層建物や重量の大きな建物の杭基礎において現状では，一般的に定着筋方式を採用することが主流

も，既製コンクリート杭の 1 柱 1 杭の設計が可能となり，となっているが，杭頭接合面の耐力評価について，解析杭 1 本が負担する水平力が従来よりも大きくなっている。

断面を杭径より大きな仮想 RC 断面とする方法 2),3)や，解それに伴い，曲げ耐力が大きい SC 杭（外殻鋼管付き高析断面は杭と同一の円環とし，パイルキャップのコンク強度コンクリート杭）を上杭に採用する設計が増加してリート強度を割り増す方法 4)などが提案されており，評いる。SC 杭を杭頭部に使用することで，杭と基礎梁およ価方法は定まっていない。このため，筆者らは既往の研び柱との間の応力伝達を行うパイルキャップにも SC 杭究 5)において杭頭接合面耐力の実験的検討を行い，解析に見合った耐力が求められる。しかし，パイルキャップ断面を杭と同一の円環とし，支圧効果を考慮してパイルの構造性能については未解明な部分が多く，構造実験やキャップコンクリート強度を 4～5 倍に割り増した解析解析が十分ではないのが現状である。

結果が実験結果と最も整合性があることを報告した。

図－1 に基礎部材と部位の名称を示す。本論文では，埋込み部の耐力評価については，鋼管杭を用いた実験

杭頭部上端とパイルキャップが接する面を杭頭接合面，から破壊モードや耐力式を提案した研究 6)や，杭が埋めパイルキャップのうち，杭が埋め込まれている部分を埋込まれたパイルキャップの挙動に関する研究 7)，杭頭接込み部と称し，その長さを杭の埋込み長 h とした。

合面耐力と埋込み部耐力の耐力式を提案した研究 8)など

既製コンクリート杭の杭頭接合法は，杭の主筋あるいがある。しかし，埋込み部に特殊な配筋を施しているもは杭頭定着筋をパイルキャップに定着する方法（以下，のや，補強筋の効果に検討の余地があるとの指摘 9)があ定着筋方式）と，杭頭部をパイルキャップに杭径の 1 倍るものなど，規準化されるような耐力式の確立には至っ以上埋め込む方法（以下，埋込み方式）の 2 種類があるていない。また，杭頭接合面の耐力と埋込み部の耐力の1)。なお，定着筋方式においても，通常は杭頭部をパイル累加について，実験的に陽に示した研究もない。
そこで，本研究では，定着筋方式と埋込み方式，および両方式を併用した場合の杭頭接合部耐力を実験的に確柱認するため，実大スケールでの水平加力実験を行った。
基礎梁

なお，本論文で報告する実験は，埋込み部の基本的な性杭頭定着筋状を理解するため，軸力をゼロとした。

パイルキャップ（杭頭接合部）

杭頭接合面

埋込み部

杭の埋込み長 h

2. 実験概要
2.1 試験体概要
表－1 に試験体諸元，表－2 に鉄筋の力学的特性，表－3 に試験体コンクリートの力学的特性，図－2(a)に試杭験体 A-2 の配筋図，図－2(b)に試験体 A-8 の配筋図を示
図－1

す。試験体は，実大スケールの SC 杭，パイルキャップ

基礎部材と部位の名称および基礎梁で構成される。杭頭接合部より先に SC 杭*1 ジャパンパイル（株）

技術企画部

技師

*2 ジャパンパイル（株）

技術企画部

部長付 博士(工学)*3 芝浦工業大学 建築学部 建築学科教授

修士(工学) (正会員)(正会員)

博士(工学) (正会員)- 421 -

試験体諸元試験体A-2A-5A-6A-7A-8950

1500

基礎梁あばら筋

プレート

950
はかま筋

基礎梁主筋

800
1500

A-A断面

A70

A

70

図－2(a)

B-B断面単位(mm)

試験体 A-2 の配筋図

δV 1，δV 2変位計
（検長100mm）
主筋

不動梁

h = 600

140

外横筋

1200

帯筋

950

1500

基礎梁あばら筋

プレート

950
はかま筋

基礎梁主筋

A-A断面

内横筋

3400
C-C断面

はかま筋

C

試験体は，杭頭定着筋の有無とパイルキャップへの杭A

A70の埋込み長 h をパラメータとした。試験体 A-2 は，杭頭定着筋を取り付け，杭の埋込み長を 0mm としている。杭

70

頭定着筋のフレア溶接部は，コンクリートのかぶり厚さ

図－2(b)- 422 -3150

立上げ筋

パイルキャップ下面

割裂引張 圧縮強度時
強度 σt
ひずみ(µ)(N/mm2)
2.57
2207
2.07
2018
2.192145
2.272042
2.07
1856

を降伏させないよう，SC 杭の鋼管厚は 19mm とした。

B3150

LV13501950

SC杭立上げ筋

1800

ヤング係数
EC
(×104N/mm2)
2.51
2.50
2.18
2.142.35

1950
1200

B

試験体コンクリートの力学的特性
圧縮強度σB(N/mm2)
28.5
25.8
23.8
24.3
22.9

3150

重ね継手長
5 20mm

140

ベース筋

900

100

帯筋

1350

D29387.8
564.9
19.30
2009(SD345)
D13374.8
586.4
18.92
1981
パイル(SD345)
キャップD13補強筋
A-7,A-8368.0
514.5
18.68
1970(SD345)
D32
A-2453.7
644.0
19.39
2340(SD390)
基礎梁A-5,A-6
D32
主筋
453.4
648.3
19.24
2357
A-7,A-8 (SD390)
D19A-2
402.4
599.8
19.04
2113
基礎梁(SD345)
D19
あばら筋 A-5,A-6395.4
581.4
19.09
2071
A-7,A-8 (SD345)※ ここで，はかま筋，ベース筋，帯筋，主筋，立上げ筋，外横筋，内横筋を総称して「パイルキャップ補強筋」とする。

設計基準
強度 FC(N/mm2)
2121212121B

杭頭定着筋

引張ヤング係数
降伏ES
強度 σu
ひずみ
422(µ)(N/mm ) (×10 N/mm )A-2,A-6A-8
A-2,A-5A-6

表－3

はかま筋

h = 600

鉄筋種類

δV 1，δV 2変位計
（検長100mm）

800
1500

杭頭定着筋

試験体

LV

詳細配筋図

100使用
部材

SC杭不動梁B

鉄筋の力学的特性
降伏
強度 σy(N/mm2)

ベース筋

900

表－2帯筋

100

A-8A-5A-6A-7SC 杭 杭径 600mm 肉厚 t=90mm
杭種
2FC=105N/mm 鋼管板厚 tS=19mm SKK490
8 本-D29
8 本-D298 本-D29
杭頭定着筋
なし
なし
(SD345)(SD345)(SD345)
杭1195mm
1195mm
1195mm
定着長なし
なし
(41d)
(41d)
(41d)
あり
プレートありなし
ありなし
杭の埋込み長 h0mm
300mm
600mm
水平加力点からパイルキャップ
2400mm2100mm
1800mm下面までの距離 L※1L+h
2400mm
高さ1200mm
1500mm
1800mm
幅×幅1500mm×1500mm
8 本-D13
14 本-D13
はかま筋※2(SD345)(SD345)
8 本-D13ベース筋※2なし(SD345)6 段-D1311 段-D13
帯筋
パイル(SD345)(SD345)
8 本-D13
キャップ主筋※2なし(SD345)
6 組-D13
立上げ筋※2なし(SD345)2 段-D135 段-D13
外横筋なし(SD345)(SD345)2 段-D135 段-D13
内横筋なし(SD345)(SD345)800mm×1100mm
幅×せい主筋
上端筋，下端筋ともに 6 本-D32(SD390)
基礎梁10 本-D19(SD345)@100
あばら筋
0 kN
軸力※1 図-3 参照。
※2 X 方向に配筋された鉄筋の本数を示す。Y 方向にも同数の鉄筋が配筋されている。
A-2100表－1
試験体B-B断面単位(mm)

試験体 A-8 の配筋図

C

を確保するために，通常はパイルキャップに埋め込まれ𝑀 = 𝑃 ∙ (𝐿 + ℎ) + 𝑁 ∙ 𝛿(1)る。しかし，試験体 A-2 は，杭頭接合面のみの耐力評価

ここに，M：杭頭接合面位置の曲げモーメント，P：水を目的としているため，杭頭定着筋のフレア溶接部分も平力，L：水平加力点からパイルキャップ下面までの距離，含め，SC 杭はパイルキャップに全く埋め込んでいない。

h：パイルキャップ下面から杭頭接合面までの距離，また，試験体 A-2 は，既往の研究 5）で杭頭接合面耐力をN：軸力（本論文の試験体ではゼロ），δH：鉛直ジャッキ比較検証するために用いたものであり，杭頭定着筋の定と加力治具との接続位置の水平変位とする。なお，本研

着長は 40d（d は鉄筋の呼び名に用いた数値）を満足して究における全試験体で L+h の値は共通である。

いたが，杭頭定着筋の先端に円環状のプレートを溶接に2.3 実験計画より取り付けた試験体であった。

本実験は，回転角θにて制御を行う漸増変位正負交番

試験体 A-6，A-8 はそれぞれ試験体 A-2 に対し，杭の埋込み長を 300mm（杭径の 0.5 倍），600mm（杭径の 1.0繰返し載荷とした。なお，回転角θは SC 杭の側面に設置した変位計を用いて式(2)より求めた。

倍）に変化させた。試験体 A-5，A-7 はそれぞれ試験体𝜃 = (𝛿− 𝛿 )⁄𝐿(2)

A-6，A-8 から，杭頭定着筋を取り除いた試験体である。

ここに，δV1，δV2：パイルキャップ下面近傍の SC 杭の杭頭接合面耐力の耐力評価を目的とした試験体（埋込鉛直変位，LV：変位計の設置間距離（図－2 参照）とすみ長が 0mm）には，はかま筋，ベース筋および帯筋を一る。

般的な約 200mm ピッチで配筋した。埋込み部の耐力評正負交番加力を 1 サイクルとして，θ= 1.25/1000rad，価を目的とした試験体（埋込み長が 300mm または 600mm）

2.5/1000rad を各 1 サイクル，θ= 5/1000rad，10/1000rad，には，パイルキャップ補強筋の効果を期待して，はかま20/1000rad，30/1000rad，40/1000rad，60/1000rad，80/1000rad筋，帯筋，主筋，立上げ筋，外横筋，内横筋を約 100mmを各 2 サイクル行った。
ただし，試験体 A-2 においては，ピッチで配筋した。ここで，外横筋とは，埋込み部に配杭頭定着筋の破断によって試験の継続が困難となり，筋されている帯筋のことを指す。杭頭定着筋およびパイ60/1000rad の 2 サイクル目を終えた段階で試験を終了しルキャップ補強筋には，ひずみゲージを貼り付け，ひずた。

み値を計測した。
なお，杭の埋込み長に関わらず，SC 杭の中空部はポリスチレンフォーム断熱材で蓋をして，パイルキャップに3. 実験結果
3.1 杭頭接合面位置の曲げモーメント－回転角関係打設したコンクリートが中空部に入らないようにした。
2.2 載荷装置概要

実験から得られた杭頭接合面位置の曲げモーメントと回転角との関係を図－4 に示す。正載荷時と負載荷時

図－3 に載荷装置図を示す。実際の杭，パイルキャッのそれぞれの場合における，杭頭定着筋およびパイルキプおよび基礎梁とは上下を反転させて，試験体を載荷装ャップ補強筋が引張降伏した時点を同図中に示した。ま置に設置し，基礎梁を反力床に緊結した。そのため，本た，試験体 A-2，A-5 および A-7 の図中には，材料試験研究では，杭が埋め込まれている面をパイルキャップ下結果を用いた杭頭接合面位置の曲げモーメントの解析値面と称す。鉛直ジャッキ，水平ジャッキ共に加力治具と（以下，計算値）を破線で示した。試験体 A-2 の計算値の接続部はピン支持とした。

は，既往の研究 5)で示したように，解析断面を円環とし，杭頭接合面位置の曲げモーメントの計算式を式(1)にコンクリート強度を 5 倍とした断面解析により求めた杭頭接合面耐力である。試験体 A-5，A-7 の計算値は，示す。

文献 1)を参考に，杭側方のパイルキャップコンクリートスライド支承に生じる直応力度より算定した式(3)を用いて求めた埋鉛直ジャッキ込み部耐力である。なお，式(3)において，パイルキャッ鉛直ジャッキと加力治具との接続位置プ補強筋の効果は考慮されていない。

450 800

δH1350L

600𝑀h

水平ジャッキ加力治具
パイルキャップ下面
杭頭接合面𝐷∙ℎ∙ (𝐿 + ℎ)
6𝐿 + 4ℎ(3)

ここに，calMmax：杭頭接合面位置の曲げモーメントの計算値，σB：パイルキャップコンクリート強度，D：杭径とする。
(1) 試験体 A-2

反力床

杭頭定着筋を取り付け，杭の埋込み長を 0mm とした単位(mm)図－3=𝜎 ∙

載荷装置図（試験体 A-7 設置時）

試験体 A-2 は，±20/1000rad から±40/1000rad の間で耐- 423 -2000
杭頭接合面位置の曲げモーメントМ
(kN・m)○：最大耐力(expMmax)△：杭頭定着筋引張降伏◇：主筋引張降伏
×：立上げ筋引張降伏□：外横筋引張降伏

1500

試験体A-5

試験体A-71000

青色は正載荷時、赤色は負載荷時の挙動を示す。
また，破線は計算値(calMmax)を示す。

500

expMmax=1355

calMmax=954
expMmax=544
calMmax=242

0
calMmax=-242-500
expMmax=-455-1000

calMmax=-954-1500

杭頭接合面位置の曲げモーメントМ
(kN・m)

1500

試験体A-6試験体A-2expMmax=1926

試験体A-8expMmax=1187

1000
500

expMmax=-1336

-2000

2000

expMmax=665

calMmax=558

0-500

calMmax=-558-1000

expMmax=-606
expMmax=-1058-1500

expMmax=-1882-2000-100 -80 -60 -40 -20

020

40

60

80 100 -100 -80 -60 -40 -20

20406080 100 -100 -80 -60 -40 -20

回転角θ(×10-3rad)

回転角θ(×10-3rad)

図－400204060

80 100

回転角θ(×10-3rad)

杭頭接合面位置の曲げモーメント M－回転角θ関係

力の増減がほとんどなく，正載荷時で 40/1000rad，負載た試験体 A-8 は，正載荷時，負載荷時共に±30/1000rad

荷時で-20/1000rad のいずれも 1 サイクル目で最大耐力をのいずれも 1 サイクル目で最大耐力を記録した。最大耐記録した。また，-40/1000rad の 2 サイクル目以降で，杭力を記録する以前に，杭頭定着筋および外横筋が降伏し頭定着筋が杭頭接合面付近で破断して，耐力が大きく低た。M-θ関係の履歴ループは，試験体 A-2 と A-7 を足し下した。M-θ関係の履歴ループは，紡錘型となった。

合わせたような形となった。
以上の結果から，本実験における M-θ関係の履歴ルー(2) 試験体 A-5
杭頭定着筋を取り付けず，杭の埋込み長を 300mm とプの形状は，杭頭定着筋を取付け，パイルキャップに杭した試験体 A-5 は，正載荷時で 20/1000rad，負載荷時でを埋め込まない試験体は紡錘型となり，杭頭定着筋を取-30/1000rad のいずれも 1 サイクル目で最大耐力を記録しり付けず，パイルキャップに杭を埋め込む試験体はスリた。また，最大耐力を迎えるまでに，パイルキャップ補ップ型となった。さらに，杭頭定着筋を取付け，パイル強筋が降伏することはなかった。M-θ関係の履歴ループ

キャップに杭を埋め込む試験体は紡錘型とスリップ型をは，スリップ型となった。

足し合わせたような形となった。

(3) 試験体 A-6

また，杭頭定着筋を取付ける，もしくは杭の埋込み長杭頭定着筋を取り付け，杭の埋込み長を 300mm とした試験体 A-6 は，正載荷時，負載荷時共に±20/1000radを大きくすると杭頭接合面位置の曲げモーメントが大きくなった。のいずれも 1 サイクル目で最大耐力を記録した。最大耐最大耐力と計算値を比較すると，試験体 A-2 は最大耐力を記録する以前の+5/1000rad および-10/1000rad におい力と計算値がおおよそ整合している。しかし，試験体 A-て，杭頭定着筋は降伏したが，パイルキャップ補強筋は5，A-7 は，最大耐力が計算値を上回る結果となった。こ降伏しなかった。M-θ関係の履歴ループは，試験体 A-2

れは，計算値の算出において，パイルキャップ補強筋のと A-5 を足し合わせたような形となった。

効果を考慮していないことが原因と考えられる。

(4) 試験体 A-7

3.2 ひび割れ発生状況および破壊状況

杭頭定着筋を取り付けず，杭の埋込み長を 600mm とパイルキャップのひび割れ状況の観察は，各回転角のした試験体 A-7 は，正載荷時，負載荷時共に±30/1000rad1 サイクル目の目標回転角到達毎に行った。各試験体ののいずれも 1 サイクル目で最大耐力を記録した。最大耐試験終了時のひび割れ発生状況を図－5 に，S 方向から力を記録する以前に，主筋，立上げ筋および外横筋が降撮影した写真を写真－1 に示す。図－5 の青線が正載荷伏した。M-θ関係の履歴ループは，スリップ型となった。

時に発生したひび割れ，赤線が負載荷時に発生したひび(5) 試験体 A-8割れを示す。また，図－5 の試験体 A-2 には，パイルキ杭頭定着筋を取り付け，杭の埋込み長を 600mm としャップ側面の名称も併せて示す。正載荷時の加力方向前- 424 -

面となる側面を W 面，加力方向背面となる面を E 面，

A-2

加力方向に平行な面を N 面，S 面と称す。
試験体 A-2 は，杭および杭頭定着筋の周囲にひび割れ

NN面

WE

A-2S

下面が集中して発生し，回転角が大きくなるに従って杭頭定着筋の抜け上がりと共に，杭頭定着筋の周囲のパイルキE面W面ャップコンクリートがコーン状に浮き上がる破壊状況が確認された。

負載荷時の加力方向

正載荷時の加力方向

S面

杭の埋込み長を 600mm とした試験体 A-7，A-8 は，パイルキャップ下面ではひび割れが杭から放射状に進展し，

A-5

A-5

A-6A-6A-7A-7A-8A-8

図－5 試験終了時のひび割れ発生状況

写真－1 試験終了時

特に加力方向から斜め 45°方向に大きなひび割れが発生した。また，正載荷時には W 面に縦ひび割れ， N 面と S 面には斜めひび割れ，そして E 面には横ひび割れが発生した。
杭の埋込み長を 300mm とし，杭頭定着筋を取り付けていない試験体 A-5 は，試験体 A-7，A-8 と同様に，パイルキャップ下面ではひび割れが杭から放射状に進展し，特に加力方向から斜め 45°方向に大きなひび割れが発生した。また，側面についても本数は少ないが，試験体A-7，A-8 と同様のひび割れが発生した。
杭の埋込み長を 300mm とし，杭頭定着筋を取り付けた試験体 A-6 は，杭が埋め込まれている他の試験体とは異なるひび割れが発生した。10/1000rad から加力背面のパイルキャップコンクリートが浮き上がり始め，杭頭定着筋の周囲のパイルキャップコンクリートがコーン状に浮き上がる破壊状況となった。これは，杭頭定着筋を取り付けた試験体 A-2 の破壊状況と同じであるが，その範囲は試験体 A-2 と比べて倍以上となった。同様に杭頭定着筋を取り付けた試験体 A-8 は，このような破壊状況ではなかったため，杭頭定着筋を取り付けた場合，杭の埋込み長によってパイルキャップの破壊状況が異なることが確認された。
4. 杭頭接合面耐力と埋込み部耐力の累加
実験結果から杭頭接合面耐力と埋込み部耐力との累加について検討する。
図－6 (a)に試験体 A-2，A-5 および A-6 の M-θ関係の骨格曲線を示す。同図には，試験体 A-2 と A-5 の目標回転角到達時の曲げモーメントを累加した曲線（紫色の折れ線）を併記している。正載荷，負載荷共に，最大耐力付近の 20/1000rad や 30/1000rad までは，試験体 A-2 と A5 を累加した耐力と試験体 A-6 の耐力は，概ね近い値を示した。なお，試験体 A-2 の杭頭定着筋が-40/1000rad の2 サイクル目以降で破断し，大きく耐力低下したことにより，累加耐力も 60/1000rad 時に大きく低下している。
図－6 (b)に試験体 A-2，A-7 および A-8 の M-θ関係の骨格曲線を示す。同図には，図－6 (a)と同様に試験体 A2 と A-7 の累加曲線を併記している。正載荷，負載荷共- 425 -の破壊状況(S 方向)

み部の耐力式は，実験値を過小評価した。

杭頭接合面位置の曲げモーメントМ
（kN・m）

2000
1500(3) 定着筋方式と埋込み方式を併用した場合，実験した1000範囲の埋込み長においては，杭頭接合面耐力と埋込み部耐力との累加が成り立つことを確認した。

500

今後の課題として，パイルキャップ補強筋の効果及び0軸力や基礎梁の影響を検証し，それらを考慮した埋込み-500部の耐力式を構築する必要がある。

-1000

A-2A-5A-6A-2 ＋ A-5-1500-2000-100 -80-60-40 -20 0
20 40
回転角θ (×10-3rad)6080

参考文献1)

100

2022.3(a) 埋込み長 300mm2)2000

杭頭接合面位置の曲げモーメントМ
（kN・m）

日本建築学会：基礎部材の強度と変形性能，
日本建築学会：建築基礎構造設計例集，pp.190-192，
2004.215003)

1000

土木研究所，鋼管杭・鋼矢板技術協会，コンクリー
トパイル建設技術協会：杭基礎の大変形挙動後にお500ける支持力特性に関する共同研究報告書（杭頭結合0部に関する研究），pp.277-279，2012.3-5004)-1000

A-2A-7A-8A-2 ＋ A-7-1500-2000-100 -80-60-40 -20 0
20 40
回転角θ (×10-3rad)6080

佐々木 聡ほか：アンボンドアンカーを用いた既製
コンクリート杭の杭頭半剛接合部の力学的挙動に関する研究，日本建築学会構造系論文集，No.620，
pp.81-86，2007.101005)(b) 埋込み長 600mm

ップにおける杭頭接合面耐力に関する実験的検討，

図-6 M-θ関係の骨格曲線と曲げモーメントの累加曲線

コンクリート工学年次論文集，Vol.45，No.2，pp.547552，2023に，最大耐力付近の 20/1000rad や 30/1000rad までは，試験体 A-2 と A-7 の累加耐力と試験体 A-8 の耐力は，概ね

小梅慎平，石川一真，岸田慎司：SC 杭のパイルキャ

6)

桐原英秋，牧野俊雄，棚橋秀光，秋山宏：鋼管くい基礎接合部の終局耐力と変形能力，日本建築学会近い値を示した。

構造系論文報告集，No.366，pp.132-141，1986.8以上のことから，実験した範囲の埋込み長においては，杭頭接合面耐力と埋込み部耐力との累加が成り立つこと7)

黒正清治ほか：正負交番繰返し水平力を受ける杭と基礎の結合部に関する実験研究（その 1）～（そのが確認できた。

3），日本建築学会大会学術講演梗概集，pp.2323-2328，
1981.95. まとめ本研究では，定着筋方式と埋込み方式，および両方式8)

建築学会構造系論文集，Vol.85，No.776，pp.1291-1301，を併用した場合の杭頭接合部耐力を実験的に確認するた

2020.10

め，実大スケールでの水平加力実験を行った。以下に得9)られた知見を示す。

松田 竜ほか：SC 杭頭埋込部の曲げ抵抗機構，日本

日比野 陽，高橋広生，楠浩一，向井智久：パイ(1) 杭頭定着筋を取り付ける，もしくは杭の埋込み長をルキャップが先行破壊する既製杭基礎接合部の補強大きくすると杭頭接合面位置の曲げモーメントが大筋の効果，コンクリート工学年次論文集，Vol.45，きくなることを確認した。

No.2，pp.541-546，2023(2) パイルキャップ補強筋の効果を考慮していない埋込- 426 -