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日本建築学会大会学術講演梗概集（東北） 2009年 8 月

ト形部分架構を有するパイルキャップの耐震性能評価
正会員
同同
パイルキャップ

ト形部分架構○松本
石川酒井

玄徳 1*
一真 3*
慎二 4*

同
同
同

岸田 慎司 2*
小椋 仁志 3*林靜雄 5*

定着長さび割れが発生後，せん断ひび割れが発生し，柱およびパイルキ
1．はじめにパイルキャップは上部構造物の応力を地盤に伝達するための ャップにせん断ひび割れが発生した。徐々に基礎梁の上下端危険断面位置での目開きが増加し基礎梁主筋の抜け出しが顕著と重要な接合部材である。その周辺部には柱，基礎梁，杭などのなった。また，No.2 は層間変形角 0.6%時に柱危険断面位置で部材が接合されており，内部には複雑な応力が作用すると考え コンクリートの圧壊が生じた。この時点で基礎梁主筋の降伏にられる。しかしながら上部構造ほど多くの研究は行われておら は至っていない。また，基礎梁と直交方向のパイルキャップ表ず 1)～3)，依然としてパイルキャップは応力伝達メカニズムなど 面および基礎梁直下のパイルキャップ表面に杭周面部から発生不明確な点が多い。現在，パイルキャップは構造規定に基づい したひび割れが縦ひび割れとして進展した。No.1，No.4 ではて設計されているが，内部に配筋された各種補強筋の補強効果 層間変形角が 1.0%時にパイルキャップにせん断ひび割れが発生した。また，No.3 では 0.5%時にパイルキャップにせん断ひは考慮されておらず，多くが設計者の判断に委ねられている。
び割れが発生した。破壊モードについては，No.1 では上端基
なお，補強筋の効果に関して根拠となる実験に乏しい。更に，
表－1 試験体諸元
パイルキャップは大断面化する傾向にあり十分安全ではあるも試験体名
No.1
No.2
No.4
No.3
標準型
形状
基礎梁定着型
縮小型のの，経済性に対しての考慮はなされていないのが現状である。
変動軸力軸力配筋/寸法2．実験概要500×500×520
350×350×520
パイルキャップ
ベース筋：5-D10(SD295A)
2.1 試験体概要（幅×せい×ベース筋：3-D10
袴筋：5-D10(SD295A)高）
袴筋：3-D10
帯筋：1-D10(SD295A)※直筋のみ配筋
表－1 に試験体の諸元，図－1 に試験体詳細，表－2 にコン
柱
主筋：12-D19(USD930)
pt=1.88(%)
b×D(300×350) せん断補強筋 ：U12.6@70
pw=1.20(%)
クリートの力学的性状，鋼材の力学的性状を示す。試験体は主筋：上下3-D19(USD930)
pt=0.77(%)
基礎梁
せん断補強筋：U9.0@70
pw=1.40(%)
RC 造 6～10 層程度の中層の実在建物の基礎構造に関して，現b×D(200×600)
腹筋：10-D6@86
鋼管：φ190.7
t=35行の設計方法を基にして試験体の各部材の大きさを縮小した。
アンカー筋：12-D22(USD930)
杭杭頭補強筋：1-D13(SD345)
試験体は全部で 4 体製作し，パイルキャップとその周囲に接合されている杭・基礎梁・柱から構成された側柱下におけるト形の部分架構とし実在建物の約 1/4 縮小モデルとした。試験体のパラメータは 1）パイルキャップの幅とせいの寸法，2）基礎梁主筋の定着長さ，3）載荷方向，とした。パイルキャップの寸法は，2 タイプとし，実物件のボリュームを想定した「標準型」タイプ 500×500×520（㎜）が 2 体（以下，No.1，No.2）と，
a) 基礎梁断面
パイルキャップの幅，せいを柱せい寸法（350 ㎜）までスケールダウンした「縮小型」タイプ 350×350×520（㎜）が 1 体（以下，No.3），また施工性を考え，標準型に対して基礎梁主筋の定着を柱内ではなく，パイルキャップ内まで延長し定着したb) 柱断面「定着型」タイプ(以下，No.4)の合計 4 体とした。なお，No.4のパイルキャップの寸法は No.1，No.2 と同仕様である。
2.2 実験方法
図－1 試験体詳細(No.1 標準型）
試験体の支承部は全てピン支持機構とした。柱頭は PC 鋼棒c) 杭断面を反力フレームに緊結させることで固定した。今回の実験では，
表－2 材料特性
軸力を全試験体に入れず，柱頭部に球座を介し 2000kN 油圧ジ
圧縮強度 割裂強度 ヤング係数 ※グラウト材は鋼管中に中詰め用と2242ャッキにより反力を取っている。また梁端に取り付けたコンクリート
N/mm
N/mm×10 N/㎜して使用 ※USD930 及びウルボンは25.72.32
2.26
1000kN 油圧ジャッキよりせん断力を導入した。載荷は正負交
圧縮強度 割裂強度 ヤング係数
2242 0.2％オフセット応力により算出
番繰り返しにより試験体の終局時まで加力を行った。No.1 はグラウトN/mm×10 N/㎜N/mm
119.85.13
3.77
初期載荷を正方向からの載荷とし，No.2 は負方向からの載荷
降伏応力度 最大応力度 ヤング係数 降伏ひずみ鋼材
使用箇所
62N/mm2N/mm2μ×10 N/㎜を行った。また，No.3 と No.4 は正方向からの載荷を行った。
D10(SD295A) パイルキャップ補強筋
345.2
473.9
0.162168
3. 実験結果
柱・梁主筋
D19(USD930)
1045.01133.30.187875
杭アンカー筋
D22(USD930)
1036.01152.30.187757
3.1 実験結果一覧
梁せん断補強筋
φ9.01342.41410.6
0.198340
柱せん断補強筋
φ12.61318.4
1429.80.189286
パイルキャップ及び周辺部材の終局時ひび割れ状況を図－3 に，
鋼管杭※
STKM13A-SH
423.0
508.0
実験結果一覧を表－3 に示す。全試験体共通し基礎梁に曲げひ※ミルシートよりSEISMIC RESISTANCE OF PILE CAPS WITH EXTERIOR FRAME
Matsumoto Gentoku, KISHIDA Shinji, ISHIKAWA Kazuma, OGURA Hitoshi, SAKAI Shinji, HAYASHI Shizuo―367―Vexp  exp M
 Vc
jVexp

τ cal = σ T 2 + σ T･･･(1)bj  Dj

圧壊箇所

跳ね上げによる破壊（No.4）
図－3 終局時ひび割れ状況（試験体 No.2，No.4）
表－3 実験結果一覧
No.1
No.2
No.3
No.4
Q
R
Q
RQ
RQR22
2〔kN〕 [×10 rad] 〔kN〕 [×10 rad] 〔kN〕 [×10 rad] 〔kN〕 [×102rad]
基礎梁曲げひび割れ発生時荷重
パイルキャップせん断ひび割れ
最大耐力

57.1

0.120.15 47.00

0.03

0.98 174.6

0.62 127.7

0.49 218.6

0.97

291.7

2.50 337.1

2.42 272.9

2.59 319.8

2.23

No.1
No.2
No.3

300

No.4

200

100

σ0･･･(2)σ T = 0.33 × σ Bτ max cal = 0.8 κ

34.3

0.05

55.5
218.6

400

せん断力（ｋN)

礎梁主筋の降伏後に鉄筋の抜け出しによって終局に至り，No.2
では基礎梁上端のコンクリートの圧壊によって終局に至り，No.3 では基礎梁主筋は降伏に至っていないもの，目視により目開き量の増加を確認したことから基礎梁主筋の抜け出しによって終局に至ったと判断した。No.4 では基礎梁主筋の折り曲げ定着部での跳ね上げ破壊により急激に耐力の減少が生じた。
No.4 では基礎梁主筋の定着長さを標準型よりも長くしており，パイルキャップ内で定着を取っていることから柱のせん断補強筋による拘束を受けていないために，基礎梁主筋の折り曲げ部が跳ね上がってしまったと思われる。
3.2 層せん断力-層間変形角関係
図－4 に層せん断力 Q と層間変形角 R の関係を示す。初期
剛性は全試験体ともほぼ同程度であるものの，負加力から載荷を行った No.2 は最大耐力が正方向載荷の No.1 よりも約 12%大きい結果となった。次に基礎梁主筋の定着長さを長くした
No.4 も同様に No.1 に対して約 11%大きい結果となった。試験体は載荷方向で，パイルキャップ面が危険断面位置になる場合と柱面が危険断面位置となる場合があることが影響していると考えられる。また，梁主筋の定着長を長く取ると最大耐力に影響することがわかった。
3.3 パイルキャップのせん断強度とせん断変形パイルキャップのせん断応力度 τexp（N/mm2）は表－4 示す
仮想断面の考え方に基づいて bj（有効幅：mm），Dj（有効せい：mm）を 4 通り仮定し，仮想有効断面 2）として（1）式で算定する。

◇；接合部ひび割れ発生時 □；最大時

φ σB

0.70･･･(3)012
層間変形角3（×10-2rad）45【謝辞】 高周波ネツレン株式会社様に鋼材の提供を承りました，
ここに記して謝意と致します。
【参考文献】1）小林勝巳ほか：側柱下の場所打ち杭-基礎梁部分
架構の耐震性能に関する研究，日本建築学会構造系論文集，
pp.61-68，1999，2）林靜雄ほか：既製杭を使用したパイルキャップの耐震性能評価に関する十字形骨組実験，日本建築学会構造系
論文集，3）酒井慎二ほか：周辺架構を考慮したパイルキャップの耐震性能評価に関する実験研究，pp.319-324，2008，4）鉄筋コン
クリート造建物の靭性保証型耐震設計指針・同解説，1999

1.0実験値/計算値

実験値/計算値

図－4 層せん断力-層間変形角関係
せん断ひび割れ強度は(2)式，終局強度は靭性評価指針に基づ
表－4 仮想有効断面一覧
き(3)式で算定した。パイルキャップのせん断ひび割れ強度，標準型(㎜)
縮小型(㎜)
定着型(㎜)
仮想有効部材断面
bj
Djbj
Djbj
Dj
終局強度の実験値と計算値の比較を図－5 に示す。図より仮想 C-1 柱
250
250
250
C-2 (柱＋パイルキャップ)平均
300263300343305.5387
有効断面を（C-2，3）で考慮した場合の適合性がよく，設計の C-3 パイルキャップ
350275350
C-4 (柱＋パイルキャップ＋杭)平均
262
237262
際にパイルキャップ断面を考慮する必要があると考えられる。
3.0
4. まとめ
2.5以下に，本実験から得た知見を示す。
1）層せん断力-層間変形角の関係より正負の加力方向によっ
2.0て危険断面位置が異なり，耐力に影響することがわかった。
1.52）基礎梁主筋の定着長さを長くすると耐力の増加に影響す
柱－基礎梁（C-1)
1.0
柱・パイルキャップ－基礎梁（C-2）
ることがわかった。
パイルキャップ－基礎梁（C-3）3）No.4 の実験結果より，柱のせん断補強筋による拘束を考
0.5
柱・パイルキャップ・杭－基礎梁（C-4）
え基礎梁主筋の定着長さを延長する場合は，横補強筋を配0.0a）せん断ひび割れ強度筋しなければならない。
1.5
No.1
No.2
No.3
No.4

柱-基礎梁（C-1）
パイルキャップ･柱-基礎梁（C-2）

0.5

パイルキャップ-基礎梁（C-3）
柱･パイルキャップ・杭-基礎梁（C-4）b）せん断終局強度

0.0
No.1

No.2

No.3

No.4

図－5 実験値と計算値の比較*1 東京工業大学

環境理工学専攻

*1 Construction Engineering Major, Tokyo Institute of Technology*2 芝浦工業大学 工学部建築学科准教授・博士(工学)*2 Associate Pro, Shibaura Institute of Technology, Dr.Eng.

*3 ジャパンパイル(株)*3 JAPAN PILE CO.

*4 清水建設(株)*4 SHIMIZU CO.

*5 東京工業大学 建築物理研究センター 教授・博士(工学)*5 Prof ,S.E.R.C., Tokyo Institute of Technology, Dr.Eng.

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