フジタ技術研究報告第 43 号 2007 年

既製コンクリート杭の杭頭接合技術「FPA 工法」の改良

林和 也

小 林 勝 已

概丸隆 宏

*1

山本秀明

*２

要

従来の既製コンクリート杭の杭頭接合工法では，多くの施工工程が必要であり，また，杭頭中空部のソイルセメントを掘削・処分しなくてはならなかった。これに対し，工程の簡略化と工期短縮を図るとともに，建設廃材を削減する工法として，杭頭に機械的に接合したパイルキャップへのアンカー筋（FPA ボルト）によって杭頭を接合する工法（FPA工法）が開発され、多くの実績をあげている。
今回，この FPA 工法を，以下の点についてさらに改善するため，実験を行った。
(a)FPA ボルトの定着長さを最適化すること，(b)FPA ボルトの最小本数を４本とすること，(c)ひょうたん形ねじ接合部に適用可能とすること，(d)外殻鋼管付き遠心力コンクリート杭(SC 杭)に適用可能とすること
本報告では，実験の概要と検証結果を報告する。

Improvement of Pile Head Connection System “FPA” for Precast Concrete Piles
Abstract
In general, pile head connection systems require a lot of construction processes, and the soil
cement at the hollow part of the pile head has to be removed and disposed. In order to solve theseproblems we have developed the FPA system, in which anchor bars (FPA bolts) are mechanicallyconnected to the top of a pile for pile head connection.
This time, we carried out experiments to improve the FPA system in order to (a) optimize thebond length of the FPA bolt，(b) decrease minimum number of necessary FPA bolts to four，(c)enable application to bottle gourd type screw joints, (d) enable application to steel pipe-concrete
composite piles (SC piles).
This paper describes the outline and the verification results of these experiments.

キーワード：＊１ 建築本部 建築技術統括部

コンクリート杭，杭頭接合，アンカー筋，施工管理＊２ 東京支店 建築技術部－35－フジタ技術研究報告 第 43 号

§１．はじめにＦＰＡボルトは，ＪＩＳ規格（G3112）に準拠した異形鉄筋にねじ加工した製品とし，ＦＰＡナット，ねじ加工もＪＩＳ規格

従来の既製コンクリート杭の杭頭接合工法では，多くのに準じる（表１参照）。ねじは，転造加工により座板のねじ施工工程が必要であり，また，杭頭中空部のソイルセメンに応じてつくられるため，メートルねじとウイットねじがある。

トを掘削・処分しなくてはならなかった。これを改善し工程

表２，図２に，標準的なＦＰＡボルトの寸法を示す。の簡略化と工期短縮を図るとともに，建設廃材を削減することを目的として，杭頭に機械的に接合したパイルキャッ

表１ 使用材料

プへのアンカー筋（FPA ボルト）によって杭頭を接合する

ＦＰＡボルトSD345、SD295（JIS G 3112）

工法（FPA 工法）を開発している。今回，さらに，FPA ボ

ﾒｰﾄﾙ並目(JIS B 0205)

ね じ

ルト長の最適化，２穴の雌ねじが部分的に重なるひょうたん形ネジ接合部や SC 杭への適応範囲の拡大等の改良

ｳｲｯﾄ並目(旧 JIS B 2060)

ＦＰＡナット六角ナット（JIS B 1181）を行った。以下にその概要を報告する。
表２ ＦＰＡボルトの種類と寸法§２．ＦＰＡ工法の概要

ねじタイプ

図１に本工法の構成を示す。本工法は，既製コンクリー

ﾒｰﾄﾙねじト杭の杭頭座板（以下「座板」）のねじ孔に，一部ねじ加工した異形鉄筋（以下「ＦＰＡボルト」）を機械的に接合することにより，杭とフーチングの接合を行う技術である。ねじｳｨｯﾄねじ

孔付き座板を有するＰＨＣ杭，ＰＲＣ杭およびＳＣ杭を対象としている。

FPA ﾎﾞﾙﾄ

ｄ1(mm)

S(mm)D22-M2219.323.0

D25-M2420.824.0

左記のD29-M2723.827.0

値かつ20ｄ以上

D19-W3/4

15.8

21.0

座板＋

D22-W7/8

18.6

23.03mm

D25-W121.325.0

L

ＦＰＡボルトの上部ねじ部に六角ナット（以下「ＦＰＡナット」）を取付け，そのナット部分に締付け工具を用いて回S転を与え，ＦＰＡボルトそのものを回転させ，座板ねじ孔に挿入し固定する。

LＦＰＡボルトﾏｰｷﾝｸﾞ

ＦＰＡボルト

50mm
S

座板

座板

杭頭座板

図２ ＦＰＡボルトの詳細§３．開発概要

アンカー筋FPA 工法の改良のためには，①先端に定着ナットを設けた FPA ボルトの必要定着長の評価法の検討，②FPAボルトを４本とした場合の杭頭接合部の力学性状の確認，
ＳＣ杭

ＰＨＣ杭・ＰＲＣ杭⑥
締め付け工具③ひょうたん形ネジ接合部を用いた場合の耐力低減係数の算定，④鋼管コンクリート杭(SC 杭)に用いた場合の締付け工具

FPA ボルトから鋼管への力の伝達機構の確認を行う必要

上部ねじ部があった。そこで，これらに対する検証のために，①杭頭⑤FPA ナット

水平加力実験，②FPA ボルトの引抜き実験，③ひょうたFPA ボルト

ん形ねじ接合部の引張試験，④SC 杭の座板引張試験の４つの実験を行った。本報では，実験①，②を中心に実験の概要を報告する。

下部ねじ部
杭頭座板
④

杭頭座板

図１ FPA 工法の構成－36－

既製コンクリート杭の杭頭接合技術「FPA 工法」の開発§４．実験部回転角との関係を示す。
いずれの試験体も，断面引張側から FPA ボルトが降伏

4.1 杭水平加力実験

し，さらに強度上昇した後，杭頭接合部が曲げ破壊した。

4.1.1 実験概要

最大耐力は，接合部の曲げ耐力計算値の 1.23～1.83 に試験体は，コンクリート杭の杭頭部を模擬した実大試験達し充分な強度を有していた。

体で，杭とパイルキャップを上下反転させた片持ち梁形
600400式とした（図３参照）。試験体は計 3 体とし，その諸元を表面外 拘 束

1,000３に示す。
図４に座板の孔とFPAボルトの配置を，図５に試験体パイルキャップおよびFPAボルト定着部の配筋例を示す。試min3190,max3990

験体No.1 は，径 600mmのSC杭(Fc=80N/mm2)とし，座板

3,650(Φ600杭の変位0)
4,200
2,400

は標準品と異なり，D25 FPAボルト 20 本と，SC杭に引張り力を伝達するための杭体内アンカー筋（D25,L=1000mm）(Fc=85N/mm2)とし，D25 のFPAボルト 9 本を配した。試験体No.3 は，径 400ｍｍのPHC杭B種(Fc85N/mm2)とし，900625 10010 本を設けた。試験体No.2 は，径 600mmのPHC杭B種

2,400D19 のFPAボルト 4 本を設けた。FPAボルトの材質はSD345 である。定着長は，定着用ナット支圧面までとし全図３ 試験体および加力装置て 20dとした。各杭体のパイルキャップへののみ込みは

表３ 試験体諸元100mmとした。

試験体名
検証対象

No.1
No.2
No.3SC 杭
定着長 20d 最小本数 4 本
SC 杭φ600 PHC 杭 B 種 PHC 杭 B 種
杭種
φ600
φ400
(SKK490,t=6mm,(Fc=85)(Fc=85)
Fc=80N/mm2)
座板（SS400） t=19mm（補強） 16mm（標準） 12mm（標準）
座板ねじ孔数
30139FPA ボルト 数-径-ネジ種
9-D25-W1 4-D19-W3/4（SD345）
20-D25-W1
定着長20d20d20d
杭体内ｱﾝｶｰ
10-D25-W1－－筋（SD345）
ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
コンクリートFc=24N/mm2 (スランプ 18cm)

パイルキャップは，コンクリートの設計基準強度Fcを24N/mm2 と し ， 幅 を 杭 体 の 径 の ２ 倍 ， 加 力 方 向 長 さ2400mm，高さ 900mmとした。なお，試験体は，横にした状態でコンクリートを打設した。
パイルキャップ部を PC 鋼棒で固定し，杭に水平力を与えた。パイルキャップ面から杭水平載荷点までの高さ H は2400ｍｍとした。また，軸力は加えていない。
4.1.2 実験結果
表４に杭頭接合部短期許容曲げモーメント時の計算値，最大荷重時実験値の結果を示す。図６に杭せん断力と端No.215814197No.3FPAボ ル ト1320＋－加力方向

145 6FPAボ ル ト 番 号

79111012,400
VP40(加 力 セ ッ ト 用 )9FPAボ ル ト8
杭 体 内 ｱﾝｶｰ423
座 板 孔 の み (ボ ル ト 無 し )600

座 板 孔 の み (ボ ル ト 無 し )465

PHC杭FPAボ ル ト

32312D19 SD345

VP40(加 力 セ ッ ト 用 )9001817 16

1,200

No.1

1FPAボ ル ト 2

図５ パイルキャップの配筋例（No.2）

図４ 座板の孔と FPA ボルトの配置
表４ 実験結果
杭頭接合部短期許容曲げモーメント時

No.1
No.2
No.3

せん断力 Q＋
188.8-188.8＋
95.83-95.83

全体変形 R 端部回転 Ro
4.19
2.20-4.70-2.332.531.50-3.30-2.33

最大荷重時
実験値 Q 計算値 cQ
454.8318-414.8-318220.3
165-203.0-165Q/cQ
1.43
1.30
1.34
1.23

全体変形 R 端部回転 Ro
47.02
44.43
-30.17-23.06
20.11
18.04-20.13-19.47＋

18.75

1.74

0.85

60.6

32.9

1.83

30.09

25.29

--18.75

-1.93

-0.94

-40.7

-32.9

1.23-20.00-18.27

単位 Q[kN], R,Ro［1/1000rad.］，

計算値 cQ：杭頭接合部曲げ耐力計算値

－37－

接合部
短期許容曲げモーメント時のせん断力

500●：FPAボルト初降伏400-60●：FPAボルト初降伏200300

150200接合部
短期許容曲げモーメント時の 50
せん断力100-30806040100接合部
短期許容曲げモーメント時のせん断力

00-90250Q（kN）●：FPAボルト初降伏Q（kN）

Q（kN）

フジタ技術研究報告 第 43 号

0-10030-9060-60-30030-50-3Ro（×10 rad.）-200-100-300-150-400-20060200-3Ro（×10 rad.）-90-60-3003060-3Ro（×10 rad.）-20-40-250-500

No.1-60

No.2

No.3

図６ 杭せん断力と端部回転角との関係6160
支圧σ2（N/mm ）120σyτbond（N/mm 2） 5σa41ナット
支圧応力度

402σa（N/mm2 ）σa（N/mm ）0-180α=２とした
短期許容支圧応力度

2-200σaτbond

30200400600510-40023-2000200400600

514-40-2-3243-80

図７ FPA ボルトの引抜き力と平均付着応力度

図８ FPA ボルトの引抜き力とナット支圧応力度との関係の例（No.2 FPA ボルト１）との関係の例（No.2 FPA ボルト１）
10-b9-bεa降伏εb降伏

4.1.3 検討および考察
a） FPA ボルトの定着状況
図７にパイルキャップ内の FPA ボルトの引抜き力（杭直近での引張応力度）と平均付着応力度との関係，図８に

杭体内アンカーεb（μ）-400

FPAボルトσy3000
杭体内アンカー筋

2000b9,10

1000

FPAボルト0FPA ボルトの引抜き力とナット支圧応力度との関係のそれ

-3000

-2000

ぞれ例を示す。

-1000-1000010002000

3000

FPAボルト εa(μ)

アンカー筋
FPAボルトFPA ボルトの平均付着応力度は，それぞれのボルトに-2000

109b作用する引抜き力と共に増加し，平均付着力の頭打ちは-3000見られず，各ボルトの降伏時の引抜き力に対し充分な付着力を有していた。

SC 杭 No.１

図９ FPA ボルトと杭体内アンカー筋の歪度の関係例

また，定着ナットに作用する支圧応力度は，支圧強度2500

係数α＝2 を超えて充分な定着性能を有しており，α=2正加力時2000の支圧強度計算値に対し安全であることを確認した。

1500b) SC 杭の杭体内アンカーボルトの定着状況

鋼管

1000

図９に，SC杭（No.1）試験体でのFPAボルトと杭体内アR=2.5

R=2.555101020203030

杭内アンカー筋500ε（μ）

ンカー筋の歪度の関係を示す。また，図 10 に，杭体内アンカー筋とその近傍の鋼管の歪度の分布を重ねて示す。

東面00250500-500

鋼管の歪度に比べアンカー筋の歪度の方が大きい区間

mm1000加力方向正-1000

は，梁端から約 300mmの間のみで，杭端から 300mm程度

750

R:全体変形角（1/1000）

杭内アンカー筋-1500以上内部では両者の歪度は，小変形時から大変形時(R=30×10-3rad.)まで ほぼ等しかった。つまり，杭端から300mm程度までの区間で，アンカー筋から鋼管に付着力

鋼管（外面）-2000

負-25001000 mm

東面東面
NO1

図 10 FPA ボルトと杭体内アンカー筋の歪度の関係として力が伝達されていた。

－38－

既製コンクリート杭の杭頭接合技術「FPA 工法」の開発

σy[N/mm2]

表５ 試験体変動因子
ボルト（ねじ）
降伏点σｙ

D29（M27）433

D25（M24）377

D22（M20）386

φ25（M24）326

定着長 20dNo.4

No.1

No.5

No.615d-

No.2-

-10d-

No.3-

-L.C
ＰO.J

反力フレーム支柱

PC 鋼棒

引張側抜け出し量
コンクリート面変形量

ひずみゲージ（１軸）600
定着長200H

4.2 FPA ボルトの引抜き実験

1300

4.2.1 実験概要

平面

パイルキャップへの FPA ボルトの定着力を検証するた

先端抜け出し量

め，ボルト単体の引抜き実験を行った。

図１１ 試験体および加力装置a) 試験体

表６ 実験結果と計算値の比較

試験体は，表５に示す６体で，No.１を D25 定着長 20d

短期許容付着実験値
最大母材
応力度計算値/計算値
荷重
降伏C
直線部 ナット計算値 実験値
付着力 定着力 =A + B
D(kN) E(kN) E／C E／D
Ａ(kN) B(kN) (kN)の基本試験体とし，定着長，ボルト径を変動因子とした。
なお，本工法では，メートルねじとウィットねじの２種類を試可能としているが，メートルねじのナットの方が支圧面積験が小さく，定着に対し不利であると考え，本実験では，メ体

ートルねじについてのみ行うこととした。

No.１ 197.6

34.4

232.0

191.3

250.2

1.08

1.31

試験体は，箱型枠の底面から所定の定着長さの FPA

No.２ 148.2

34.4

182.6

191.3

240.1

1.13

1.26

ボルトを立て，コンクリートを型枠内に打設したもので，コ

No.３

98.8

34.4

133.2

191.3

206.9

1.55

1.08

ンクリート塊は無筋とした。コンクリートの反力が実験に影

No.４ 152.2

28.0

180.2

149.3

190.1

1.06

1.27

響しないように，定着ナットを頂点とした 45 度コーンより反No.５ 257.9

45.5

303.4

284.7

334.7

1.10

1.17

No.６

35.3

35.3

160.2

164.6

4.66

1.03

力作用点を外側とするため，コンクリート塊の大きさは01300×1300×H（高さ：定着長＋100）とした。
350加力は，試験体を上下反転させ，ボルトを上方向に引300抜く。図 11 に示すように，試験体の４隅を反力作用点とし250

引抜き力P（kN）ｂ） 加力方法た。FPA ボルトは，カプラーを介して PC 鋼棒と連結し，ジャッキにより引抜き力を与えた。

No.1No.2

No.3

200p

150
No.6

100

4.2.2 実験結果

50表６に実験結果と計算値を比較して示す。また，図１２0δ end0に 引張き力－抜け出し量の関係を示す。抜け出し量は，コンクリート内の鉄筋先端（定着ナット部）位置の動きを示

No.4246810変位δ（mm）

図１２ 引抜き力と抜け出し量（鉄筋先端）の関係す。なお，全試験体ともに，ボルトが降伏後も荷重上昇し，その後断面欠損しているカプラーねじ部の伸びが大きく定着長さ 15d，20d とした試験体は，終了時においても定着破壊は生じなかった（すべり量は最大 0.6mm）。

なり，危険なために実験を終了した。したがって，定着耐力は，実験値の最大荷重以上の値である。

4.2.3 検討および考察

丸鋼を用いた No.6 は，初期段階（引抜き力 P が 20kNa) 付着力程度）から，抜け出しを生じた。

図１３に FPA ボルトのナット手前までの直線部の平均付異形棒鋼を用いた試験体の内，D25 を用い定着長さを着応力度の推移を示す。定着長さ L=20d とすることにより，10d とした No.3 は，FPA ボルトの引抜き側の降伏後，コー付着応力度を短期許容応力度程度とすることが出来た。

ン状にコンクリートが浮き，抜け出し量が増し，実験終了

また，短期許容付着応力度計算値は，定着破壊した時では 9mm と大きくなった。No.3 と No.6 の 2 体は定着破No.3 の最大平均付着応力度に対し 1.6 倍の安全率があ壊したものと考えられる。

った。

－39－τbond(N/mm2)

フジタ技術研究報告 第 43 号

109876543210No.1 定着長20dNo.2 定着長15dNo.3 定着長10d
短期許容応力度計算値
母材降伏引抜力計算値

4.4 ＳＣ杭の座板引張試験
4.4.1 実験および結果の概要
SC 杭に関し，座板の引抜き力が杭体内アンカー筋を介してコンクリートの付着により鋼管に伝達される機構を

pτ bond検証した。実験は，SC 杭の杭頭の FPA ボルト全数を同時

ε topに引張り，内部応力状況を測定し，検討した。なお，杭体ε end

内アンカー筋は FPA ボルトの 1/2 の本数とした。
実験結果から，FPA ボルトからの引張力に対して，1/2050100150D25250が杭体内に伝わったことを確認した。さらに，杭体内アン引抜き力 P(kN)

カー筋の定着長さを 30d(=750mm)とすれば，短期許容引200張力時の応力を鋼管へ伝達できた。

図１３ 平均付着応力度の推移

また，鋼管内側にずれ止めを設けることは，鋼管とコンクリートの付着抵抗を増大させ，引き抜きに対して非常にNo.3，No.6
ナット支圧力最大値
252N/mm280効果があった。

2ナット支圧応力度（N/mm ）100§５．まとめ60
短期許容応力度状態（母材降伏引抜力計算値時）

40No.1 D25 L=20d
No.2 D25 L=15d

本工法による杭頭およびパイルキャップ部を模擬した

No.3 D25 L=10d
No.4 D22 L=20d20

水平加力実験を行い，強度および変形性能共に良好な

No.5 D29 L=20d
No.6 Φ25 L=20d

力学性能を有することを確認し，さらに，ＦＰＡボルトの引支圧強度係数α=200.00.51.0

抜き実験，ひょうたん型ネジ接合部の引張実験，SC 杭の1.52.0
先端部変位δ（mm）

座板引抜き試験により，各要素の設計評価法を検証した。
これにより，本工法の耐震性能に対する安全性が検証で

図１４ ナット面の支圧応力度と抜け出し量の関係きた。
b) ナットの負担定着力

謝 辞 今回の改良は、日本コンクリート工業（株）、安藤建

図１４にナット面の支圧応力度と先端での抜け出し量の設（株）、ジャパンパイル（株）との共同研究によって実施し関係を示す。支圧強度係数α＝2 とした許容応力度計算た。貴重なご意見、ご協力をいただきました関係者方々に値が作用したNo.2 において，定着破壊は生じていない。

深謝いたします。

ナット面の支圧応力度最大値は，定着破壊した試験体
No.3，No.6 で，およそ 250N/mm2（≒9×コンクリート圧縮参考文献

強度σB）であった。また，定着長 20dのNo.1,4,5 の短期

1) 1)平成 12 年 5 月 31 日建設省告示 1450 号「コンクリート許 容 応 力 度 状 態 で の ナ ッ ト へ の 作 用 支 圧 応 力 は 20の付着，引張り及びせん断に対する許容応力度及び材N/mm2以下と小さく，ナット定着耐力に対しては大きな余料強度を定める件」

裕があることが確認された。

2) BCJ-審査証明-18：既製コンクリート杭の杭頭接合技術「FPA 工法」，pp.15～18，2002.3

4.3 ひょうたん型ねじ接合部の引張試験

3) 日 本 コ ン ク リ ー ト 工 業 株 式 会 社 ： TECHNICAL

4.3.1 実験および結果の概要

NOTE,pp.173～176，2005

FPA 工法を適用する座板のねじ孔として，２穴の雌ねじが部分的に重なりひょうたん型となる場合がある。このね

ひ と こ とじ部の力学性能に関し，実際に用いる材料を用いて引張FPA 工法は，構造性能・施工性能り試験を行い，低減率βを決定した。

共に合理的な杭頭接合方法であり，βは，ねじ部の降伏耐力 Tty に対する短期許容引張力支援体制も整っており，安心して使えの低減率として設定し，引張試験での実験値に対し 2 倍る工法です。

以上の安全率を確保するようβを設定した。
この結果，ボルト M22-座板 t12 の場合β=0.5，それ以林 和也

外ではβ=0.7 と定めた。

－40－