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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

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工法に関する実験－鋼管で補強した杭頭接合部の曲げ性能－
正会員
同
同
杭頭接合部

アンボンドアンカー

鋼管

カプラー

曲げ耐力

回転剛性

１．はじめにげモーメントを低減させる杭頭接合部の半剛接合工法として、

内海祥人*2
佐々木 聡*4

同同

表 1 試験体の諸元
杭径
定着筋
定着長
500mm 10-φ24.8825db*

杭種
PRC 杭Ⅲ種

水平力が作用した既製コンクリート杭の杭頭部に生じる曲

正晃*1
一真*3
恒*5

○ 西
石川
根本

軸力0kN

*db：定着筋径丸鋼と定着板からなる定着筋（アンボンドアンカー）を用い

表 2 コンクリート等の力学特性
圧縮強度
ヤング係数* 割裂引張強度
使用部位(N/mm2)(N/mm2)σB (N/mm2)
538.02.6
ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
2.99×1069.63.5充填ﾓﾙﾀﾙ
2.67×105118.6
PRC 杭た工法について研究してきた 1)。本工法は、杭頭定着筋の丸鋼に防錆剤等を塗布してパイルキャップコンクリートとの付着を低減し、水平力作用時に引張力が生じる定着筋の全長が伸びることで杭頭接合部に回転が生じることを特徴とする。
この定着筋を杭頭部に接合する方法は、定着筋を杭頭端板*1/3σB 時の割線によるにスタッド溶接するか、端板に設けたねじ穴にねじ接合する
表3のを基本としているが、定着筋配置の自由度を高めるために、定着筋を端板に直接接合しない方法について検討した。図 1

材料

使用部位に示すように、杭頭部に鋼管を被せて、杭と鋼管の隙間をモ棒鋼(φ25)
異形棒鋼(D19)
PC 鋼棒鋼管(t=9mm)

定着筋
PRC 杭
PRC 杭補強鋼管

ルタルで充填し、鋼管に予め取り付けたカプラーに定着筋をねじ込む方式である。本方式による杭頭接合部の曲げ耐力、回転剛性を確認するために、正負交番水平加力実験を行った

鋼材の力学特性
降伏点 引張強さ(N/mm2) (N/mm2)
388534375526
1405*
1479
537*621ヤング係数(N/mm2)
2.04×105
1.85×105
2.10×105
2.03×105

伸び(%)
30.1
17.1
10.9
22.9

*0.2%offset による値

ので、その結果を報告する。

▽ N.A.

い、杭頭を切断して杭頭端板がない状態とした。
杭頭に被せた鋼管は SKK490、φ600mm、厚さ 9mm、長さX0n

Dp/2+rs-Xn0

充填モルタルDp/2rsリングを 2 条溶接した。杭と鋼管の隙間には、配合強度既製コンクリート杭60N/mm2 の無収縮グラウトモルタルを充填した。

θ=カプラーには、SNR490B を使用した定着筋をねじ接合した。

図1

杭軸部の加力点に載荷する片持ち梁形式とした。軸力は 0 とした。加力プログラムを図 3 に示す。接合部の曲げモーメン
ト(M)は、水平力(P)と杭頭から加力点までの距離(h)から M=P×h として求めた。接合部の回転角(θ)は、杭頭部のカプラ定着筋
SNR490B
10-M27-φ24.88
PCD650mm

5/1000.05(A-A'断面)

カプラー0.04

杭頭部回転角 (rad)加力方法は、パイルキャップを下にして反力床に固定し、2/100×20.020.00

鋼管

3/100×20.030.01

カプラー
SM490A M2750×50×110

A'(試験体立面) 加力方向

7/1000.06

SD345 を用いた。使用材料の力学特性を表 2、表 3 に示す。

A定着板
φ65mm

工法の概要

0.0730N/mm2 の普通コンクリートを、パイルキャップの鉄筋には

δ2sp

パイルキャップのコンクリートには設計基準強度が

鋼管SKK490
φ600 ts=9mm
L=900mm

変位計測 δ1ε ：引張側最外縁の定着筋のひずみ度
D ：杭径, r ：杭芯から定着筋までの距離

X n 0 ：圧縮縁から中立軸までの距離

カプラーの頂部に厚さ 10mm の緩衝材を貼り付けた。

充填モルタル
ずれ止めリング
高さ9mm 2条

900

圧縮域が杭の断面内に限定されるよう、鋼管とモルタル及び

Δb, Δ b = ε ⋅ Lb
D p 2 + rs − X n 0

1/100×2
1/200×2
1/10001,300

杭頭接合部の曲げ性能の評価を容易にするために、接合部の異形棒鋼SD34512-D19

鋼管

900mm とし、杭頭側の外周にカプラーを 10 個等間隔で溶接した。また、杭頭と反対側には内側に高さ 9mm のずれ止め

加力点
高さ
水平力P→

カプラー

100回転角θ2,000

杭Ⅲ種(Fc105､短期許容曲げモーメント 312kNm[軸力 0])を用PRC杭 Ⅲ種
φ500 Fc105
肉厚t=80mm900

試験体の諸元を表 1 に、概要図を図 2 に示す。杭には PRC

Δb 定着長:Lb

アンボンドアンカー

ひずみ度：εパイルキャップ

２．実験概要ーの鉛直変位δ1 およびδ2 とその間隔により算出した。

ｼｱｽﾊﾟﾝ比M/QD=4

定着筋

加力軸

-0.02

充填モルタル
異形棒鋼12-D19
PC鋼棒12-φ10mm-0.03

1,900-0.01

1/500
1/400-0.04

図2-0.05

試験体の概要加力ステップ

図3

加力プログラム

Experiment of Semi-rigid Pile Head Connection for Pre-cast Concrete Piles Using Un-bonded Anchors-Flexural Performance of Reinforced Connection with Steel TubeNishi Masateru, Utsumi Yoshito, Ishikawa Kazuma, Sasaki Satoshi and Nemoto Hisashi―525―

３．実験結果

図 8 に加力軸上に位置する両側の異形棒鋼と鋼管のひずみ表 4 に実験結果を、図 4 に接合部曲げモーメント(M)と回から求めた曲率と、杭および鋼管+充填モルタルの断面曲げ転角(θ)の関係を示す。定着筋の引張降伏が先行し、接合部解析による M－φ関係とから求めた曲げモーメントの杭軸方の回転とともに定着筋が伸び出す曲げ破壊となったが、θ=向分布を示す。杭と鋼管+充填モルタルの曲げモーメントの±5/100 を超えても定着筋は破断しなかった。破壊までの過和は、若干大きめではあるが水平力による曲げモーメントと程は、θ=±1/200 までにパイルキャップに杭を中心とした放ほぼ対応しており、二者で応力を分担していることが確認で射状のひび割れが生じ、θ=±1/100 に至る途中で定着筋が引きた。

張降伏した。θ=±1/100～±2/100 にかけてパイルキャップに加力方向
正負杭を中心とした同心円状のひび割れが生じ、損傷の増大に伴い接合部曲げモーメントは±1/100 をピークに低下したが、±3/100 ではほぼピーク時の値まで回復した。杭体には、θ=

表 4 実験結果
定着筋降伏時最大時
せん断力 曲げﾓｰﾒﾝﾄ せん断力 曲げﾓｰﾒﾝﾄ239 kN 501 kNm 268 kN
562 kNm
257 kN 540 kNm 270 kN
567 kNm

破壊モード
接合部
曲げ破壊

±1/200 までに曲げひび割れが、θ=±1/100 までにせん断ひび割れが生じ、以降の加力段階でほとんど増加しなかった。

４．まとめ

図 5 に加力軸上に位置し引張最外縁となる定着筋のひずみ

既製杭の杭頭に被せた鋼管にカプラーを介して取り付けた分布を示す。変形が小さいθ=±1/400 時点から引張降伏直前

付着のない定着筋による杭頭半剛接合工法について、水平加まで、全長に亘って一様な伸びひずみが生じていることが確

力実験を行い、以下の知見を得た。

認できた。

(1) 定着筋の引張降伏が先行する接合部の曲げ破壊となった。

図 6 に接合部から 50mm 離れた断面における定着筋のひず(2) 杭頭接合部の曲げ剛性、曲げ耐力は、定着筋を杭頭端板み分布を示す。引張降伏直前までひずみがほぼ直線的に分布に直接接合する場合と同様の手法で評価することが可能でしていることが確認できた。

ある。

図 5、6 に見られる定着筋のひずみ性状より、図 1 中に示(3) 杭頭部の曲げモーメントは、杭体ならびに鋼管と充填モす本工法の回転角θと定着筋の伸び出し量Δb の関係、並びルタルが分担して負担される。にその前提条件は、本接合方式においても妥当と考えられる。 【参考文献】
この関係を用いて求めた M－θ関係の計算値を図 4 に示した。 1) 佐々木、他．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, 2007.10

計算値は、杭頭接合部とパイルキャップの境界面における断面曲げ解析による曲げモーメント M、曲率φ、中立軸位置とθ－Δ b 関係から求めた。M－θ関係の計算値は実験における曲げ耐力および回転剛性を精度よく定着筋ひずみ（×10-6 ）10002000
30000300040000

安全側に評価しているといえる。

置していることから、引張側となったときに定着筋からの引張力が直接伝わり大きな歪が生じていカプラーからの距離（mm）

図 7 に加力軸上に位置し正加力時に引張側となる異形棒鋼と鋼管の杭軸方向ひずみの分布を示す。
鋼管の最下部の歪ゲージは、カプラーの直上に位定着筋ひずみ（×10 -6）

2000100るものと考えられる。このように応力が集中して

200300400600も、定着筋降伏までに鋼管が降伏ひずみを超える

0-1000θ=+1/400
θ=-1/400
正加力降伏時
負加力降伏時
降伏ひずみ

-2000

θ=+1/400
θ=-1/400
正加力降伏時
負加力降伏時降伏ひずみ5001000-3000-400700

ことはなかった。
1200

600

1000

0200400

杭中心からの距離（mm）

図5800-200

定着筋ひずみの軸方向分布

図6

接合面における定着筋のひずみ分布
杭2000

鋼管＋モルタル
杭＋鋼管＋モルタル

2000-200-400

600
400

M-θ解析結果-600

定着筋引張降伏-800-0.06

800200M-θ実験値

-0.04

*1 間組
*4 フジタ

-0.02

00.02
接合部回転角θ（rad）

図4M－θ関係

0.04

0.06

0-25000.08*2 岡部*3 ジャパンパイル*5 安藤建設

杭頭からの距離（mm）

杭頭からの距離（mm）

接合部曲げモーメントM（kNm）

曲げモーメント分布

400

異形棒鋼(正)異形棒鋼(負)
鋼管(正)
鋼管(負)
降伏ひずみ

-1500-500

500

1500

正側加力
定着筋降伏時10000-1000

2500

杭異形棒鋼と鋼管のひずみ分布*1 Hazama Corp.
*4 Fujita Corp.

―526―

負側加力
定着筋降伏時500

ひずみ（×10-6 ）

図71500

図8-5000500
曲げモーメント（kNm）

1000

杭と鋼管+モルタルの曲げモーメント分布*2 OKABE Corp. *3 JAPAN PILE Corp.
*5 ANDO Corp.