フジタ技術研究報告㻌第㻡㻟号㻌 㻌 㻞㻜㻝㻣年㻌㻌㻌㻝㻥㻥㻡年兵庫県南部地震で被災した杭基礎建物の損傷要因に関する検証㻌㻌㻌土佐内㻌 優介㻌㻌

小 林 㻌 勝 已㻌㻌

佐 々 木 㻌 仁㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌概㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 要㻌㻌

近年、杭基礎部材の耐震性能に関する実験・研究が盛んに行われており、設計指針等の整備も進められている。筆者らは、建物‐杭基礎‐地盤の一体解析にこれらの成果を活用して、兵庫県南部地震で被災した杭基礎建物の損傷要因について検証を行っており、地震時に作用した外力の評価や杭基礎建物の損傷要因の評価を試みている。本報告では、それらの検証結果について示す。㻌
検討では建物－杭－地盤を立体フレームにより、一体でモデル化した。一体モデルによる解析を用いて、地震力および地盤変形と、杭基礎建物の損傷について検討を行った。はじめに上部構造の弾性応答解析と地盤の有効応力解析を行い、一体モデルの上部構造に与える地震力と一体モデルの地盤に与える変形を算定し、つぎにこれらの外力を一体モデルに同時に作用させる増分解析を行った。その結果、杭頭および杭地中部の曲げ破壊には地盤変形による外力が大きく寄与したこと、地盤変形による外力は、基礎梁よりも上部の損傷にはほとんど影響しなかったことが確認できた。㻌
㻌㻌㻌

A study of cause of damage to pile foundation buildingsin the 1995 Hyogoken Nanbu Earthquake㻌㻌Abstract
A great deal of studies on the seismic performance of the pile foundation structure are being carried out,
and seismic design code is improving. We attempted an evaluation of the causes of damage to pile foundationbuildings in the 1995 Hyogo-ken Nanbu Earthquake to estimate the seismic force on buildings. This reportshows the results of numerical analysis using a 3D frame model that included the buildings, the piles, andthe surrounding ground. Analysis of this model was used to consider the combination of inertial force andground deformation.
㻌 First, we conducted elastic response analysis of the upper structures and effective stress analysis of thesurrounding ground and estimated the seismic force and the deformation caused to the surrounding ground.
Then, we used the model to simultaneously conduct an incremental analysis of these forces on operation.
Based on push-over analysis, it was confirmed that seismic force caused by ground deformation contributed
greatly to the bending failure of pile-heads and underground piles and that ground deformation does not havean impact on damage to the upper structures.
㻌キーワード：㻌立体フレーム、一体モデル㻌

㻌

応答変位法、液状化㻌
㻌 㻌
㻌

−63−㻌

㻌

フジタ技術研究報告㻌 第㻡㻟号㻌§１㻚㻌 はじめに㻌

あり、杭頭付近の砂、礫混り砂、シルト質砂、砂質シルト層

㻌のN値は2～14の範囲である。

1.1 背景㻌

1994 年兵庫県南部地震や 2011 年東北地方太平洋沖

1

㻌
㻌D

かわらず、杭の損傷により建物が傾斜したために継続使

㻌用ができなくなった事例が報告されている。また、地震直㻌

後には建物傾斜が見られずに継続使用されていたが、本㻌B報告で対象とした兵庫県南部地震で被災した建物のよう㻌Aに、被災から数十年経過後の免震レトロフィット工事の際

㻌に地下を掘削したことで被害が明らかになった事例 2)もあ㻌ZCり、杭基礎建物の被災事例は、現状で把握されている事
㻌㻌3)

究 が盛んに行われており、設計指針 の整備も進められ㻌ている。筆者らは、建物‐杭基礎‐地盤の一体解析にこ㻌

れらの成果を活用しつつ、兵庫県南部地震で被災した杭㻌

基礎建物の損傷要因について検証を行っており、地震時㻌に作用した外力の評価や杭基礎建物の損傷要因の評価

㻌を試みている。本報告では、それらの検証結果について㻌示す。

㻌789

凡例
○：杭径1,200○：杭径1,100

図㻝㻌 杭伏図㻌

<方向（北が正）

近年では、杭基礎部材の耐震性能に関する実験・研4)

5656,000
＠7,0004㻌

それらの中には、上部構造には補修が不要であるにもか例数よりも多く存在している可能性が考えられる。

327,200
9,650 7,900 9,650。

212,000

地震では、杭基礎建物の被災事例が報告されている

1)等;方向（東が正）

132546789DC
BAZ㻌 㻌

地上8階、地下1階の耐震壁付SRC造の事務所建物であ㻌る。対象建物は1973年に竣工した庁舎で、地上9F、地下1F、塔屋1Fの鉄骨鉄筋コンクリート造である。建物の平面形

㻌㻌状は南北方向が28m、東西方向が57mの長方形であり、階㻌

高は、3.55m～4.50mである。

㻌GL▽

上部構造の形式は、長辺、短辺方向共に耐震壁付ラーメ

㻌ン構造である。スパンは長辺方向が7m×8スパン、短辺方向

㻌

が7.9m～12mが4スパン(うち1スパンは地下階のみ)である。

㻌WW

＠3,550

㻌

EW

EW

W

EW

EW

W

EW

W

EW

EWW

EW

W

EW

EW

W

EWW23EW

EW

W

EW

EW
W
EW

EW

W

EW

EW

EW

EW

W

EW

W

W

78EW

W

＠7,00056,000564㻌

基礎構造は場所打ちコンクリート杭による杭基礎形式で㻌ある。本建物の杭の断面図を図5(a)に示す。杭径φ1100(主㻌筋16-D19、フープ筋φ13@250)の杭が91本、φ1200(主筋㻌14-D19、フープ強筋 φ13@250)の杭が33本である。材料強㻌

度は、主筋がSD30、せん断補強筋がSR24、コンクリートの㻌

設計基準強度Fcは210kg/cm2である。図5(b)に示すように、

㻌

杭先端は砂礫層に支持されており、杭頭はGL-6m付近で3,850 3,150

㻌

42,0003,700 4,500

㻌

W
EW
EW
EW

EW
EW

＠3,550近に配置されている。使用材料は、鉄骨がSM50A、SS41、Fcは210～240kg/cm である。

EW

W

EW

EW
EW
EW

GL▽

EW

4,000 4,500
100

㻌

2EW

W

EW

図㻟㻌㻮通り軸組み図㻌

は、連層耐震壁であり、コ字形、またはI字形に平面中央付鉄筋がSR24、SD24～SD35、コンクリートの設計基準強度

W
EW

W

W

1W
EW

W

W

本建物の主な伏図、軸組図を図１から図4に示す。耐震壁

WW

W
EW

W

4,000 4,500
100

本報告で対象とする杭基礎建物は、1973年に竣工した

42,0003,700 4,500

1.2 対象建物
㻔㻝㻕 建物概要㻌

3,850 3,150

図㻞㻌 地下一階伏図㻌

W

EW

W

Z

A

B

C図㻠㻌 㻌 ７通り軸組み図㻌
−64−－㻞－㻌

D

9兵庫県南部地震で被災した杭基礎建物の損傷要因に関する検証㻌
兵庫県南部地震で被災した杭基礎建物の損傷要因に関する検証㻌

設計基準強度とした。柱梁接合部は剛域とし、材端ばねは

㻌

柱フェイス位置に配置して、フェイス位置から0.25D（D：梁㻌せい）入った位置を剛域端とした。フェイス位置から剛域端

㻌までは弾性梁要素とした。材端の曲げ特性はトリリニアでモ㻌

デルし、ひび割れモーメントMc 、剛性低下率αyは建築物の㻌

構造関係基準解説書6)付録1-3に、降伏モーメントMyは鉄骨

㻌鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説 7)に従って算定し㻌た。降伏モーメント算定時の鉄筋・鉄骨の降伏強度は規格値の1.1倍とした。せん断ばねはバイリニアモデルとし、せん㻌
杭断面
㻔㼍㻕杭断面㻌

断耐力Quの算定は文献6)の付録1-4に従った。

㻌㻌

㻌

㻌㻌

㻌

㻌

㻌

㻌

㻌㻌

㻌

㻌

㻌㻌㻌

㻌

㻌

㻌

㻌
周辺地盤と杭㻔㼎㻕周辺地盤と杭㻌㻌

杭姿図と周辺地盤のＮ値
図 杭姿図と周辺地盤のＮ値㻌
図㻡㻌
㻌解析モデル
図 解析モデル㻌図㻢㻌㻌㻔㻞㻕 被害状況の概要
被害状況の概要㻌㻔㻞㻕 柱のモデル化
柱のモデル化㻌

各杭の損傷パターンは既往の文献 5)で報告されている柱の曲げ変形、軸変形は材端のマルチスプリングでモデとおりである。杭は合計 124 本であり、今回の掘削により、ル化する。図7(a)は断面分割例を示している。コンクリートの杭頭接合部から 1D（D：杭径）の範囲に曲げ破壊が見ら

応力-ひずみ関係は図7(b)のような剛性低減型トリリニアで、れた杭が全体の 90%以上、杭頭付近にせん断破壊を生鉄筋・鉄骨は図7(c)のような降伏強度を折れ点とするバイリじた杭が 9 本、杭頭接合部にずれを生じた杭が 4 本あっニアでモデル化した。は梁のフェイス位置にマルチスプリンた。地震直後に行われた調査においては、上部構造にはグを配置し、0.25D（D：柱せい）内側を剛域端とする。部材

外壁、柱梁、耐震壁にひび割れは生じたが、軽微な補修の塑性ヒンジ長さは0.1×L0（L0：部材内法長さ）とした。せんが必要な程度で、耐震性能上、大きな問題はないとされ断ばねはバイリニアモデルとし、せん断耐力Quの算定は文ている。杭周辺の掘削時、建物直下の地盤には液状化の献6)付録1-4節に従った。コンクリート強度は設計基準強度、痕跡が確認されている。

鋼材の降伏強度は規格値の1.1倍とした。
㻌㻌

㻌

㻌

2.1 各部材のモデル化

㻌

ここでは、解析モデルについて示す。図６に示すモデル

㻌のように、立体フレームにより建物と杭基礎をモデル化し㻌た。上部構造の各層は剛床とし、部材や材料の降伏後剛性

㻌

は初期剛性の1/1000とした。

㻌㻌㻔㻝㻕 梁のモデル化
梁のモデル化㻌
梁は、材端に曲げばね、せん断ばねを配置したはり要素㻌㻌㻌

でモデル化した。ばね特性の設定では、コンクリート強度は

青：コンクリート鉄骨
茶：鉄筋 RU鉄骨(a)断面の分割
柱の断面分割例
D 柱の断面分割例

▲§２ 建物㻙杭㻙地盤の一体モデルによる解析条件㻌
建物 杭 地盤の一体モデルによる解析条件§２㻚㻌(b)ｺﾝｸﾘｰﾄの応力-ひずみ関係

E コンクリート材料のモデル化
コンクリート材料のモデル化(c)鉄筋、鉄骨の応力-ひずみ関係

F 鋼材のモデル化
鋼材のモデル化

図㻣㻌柱のモデル化
図 柱のモデル化㻌
−65−－㻟－㻌－ －フジタ技術研究報告 第号

2.2 地盤のモデル化

壁のモデル化

杭 地盤間の水平地盤ばね

耐震壁は図8に示すように、2本の側柱と壁面を3本柱モ自由地盤の変形によって生じる水平力を杭に伝達するたデルに置換した。軸変形および面内方向曲げ変形は壁面および側柱のマルチスプリング、せん断変形はせん断ばめの地盤ばねは、図5(b)に示すボーリング柱状図をもとに、ね、面外方向の曲げ変形とせん断変形は側柱のマルチス

建築基礎構造設計指針8)を参照して設定した。地盤ばねのプリングによりモデル化している。コンクリートの応力-ひず初期剛性の算定には、N値から推定したヤング係数E0を用

み関係はトリリニアで、鉄筋は降伏強度を折れ点とするバイいた。また、液状化が発生すると想定される層の初期剛性リニアでモデル化した。部材の塑性ヒンジ長さは0.1×L0（L0：は、液状化の影響を考慮して過剰間隙水圧比の平方根に部材内法高さ）とした。せん断ばねはトリリニアモデルとし、応じて低減した初期剛性を解析の初めの段階から用いた。

ひび割れせん断耐力Qc、終局せん断耐力Quの算定は文献本モデルでは地盤ばね間の相互作用は考慮しない。また、

6)

付録の1.3節に従う。壁の側柱の両端は壁面内方向に対し鉛直方向地盤ばねは取り付けておらず、杭先端地盤の鉛てピン接合とした。また、境界梁は剛体とした。

直剛性や杭周面摩擦は考慮していない。

地下階の耐震壁は、付帯柱心と杭心の位置があってい2.3 外力の設定ないことによるプログラム上の制約があるため、マルチスプ自由地盤の地盤変形による外力リングでモデル化できない。そのため、等価なせん断剛性と被災直後の被害調査から、対象建物周辺の地盤には液なるブレースに置換してモデル化した。

状化の痕跡が見られた。そこで、増分解析で自由地盤に与境界梁（剛体）える強制変位は、有効応力解析によって算定した。基盤波には、深部地盤の不整形性を考慮された既往の文献9)によ柱マルチスプリング

柱マルチスプリング

る波形を用いた。図9に杭先端に対する自由地盤の最大相対変位分布を 示す。杭頭深さ位置の最大相対変位は

せん断ばね
壁面マルチスプリング

274mmであった。
上部構造に作用する外力

せん断ばね

上部構造への地震力を設定するために、上部構造モデ境界梁（剛体）図 耐震壁のモデル化

ルを用いて、有効応力解析で算定した地表面の応答加速度波形を入力波とした弾性応答解析を行った。このとき、建物頂部における最大応答加速度は5.75m/s2、最大速度は杭のモデル化

0.315m/s、最大変位は0.047mであり、最大層間変形が生じ杭は軸方向に1m程度ずつに分割し、曲げ変形と軸変形たのは7層で、最大層間変形角は0.0016radであった。また、はマルチスプリングでモデル化した。マルチスプリングの数

地下震度は1階層せん断力係数が0.20のときに水平震度は、概ね100個程度とした。マルチスプリングのうち50%の要0.10と仮定した。

素が降伏に達したときを杭の曲げヒンジ形成したと判定する一体モデルの増分解析では上部こととした。せん断変形はバイリニア型せん断ばねでモデル構造に作用する外力と同時に自由階12化し、各杭のせん断耐力Quは杭を矩形の柱とみなして算定

地盤における地盤変形による外力をした。

作用させる。地盤変形分布は、建物10(b)

重量に対する杭頭せん断力の合計

杭頭からの深さ [m]

杭頭と基礎梁の接合部には回転ばねを配した。杭頭回

8

転ばねには建物平面の中心付近に位置するB-5のM-θ関ΣQ0/ΣW が0.285に相当するとき、杭係を用いた。杭頭接合部の終局モーメントMuと原点を結ぶ

6
頭位置の自由地盤変位が274mmと直線の傾きを初期剛性Kr とし、Mu に達した後の剛性をなるように漸増させることとした。
40.001×Krとするバイリニアにモデル化した。M-θ関係の算定

地震力は各層の重心位置に作用では、ほとんどの杭頭付近でコンクリートが脆弱であったこ

2させ、自由地盤変位は、杭の長さ方とを考慮し、コンクリートの圧縮強度σBは21N/mm2と仮定し向1mごとに取り付けた水平地盤ば0た。

ねを介して杭に作用させた。
層せん断力係数00.50.20.4

020 40 6051015(c)120

図 地盤変形−66−－ －N値

地盤変形 [m]00(d)兵庫県南部地震で被災した杭基礎建物の損傷要因に関する検証㻌§３㻚㻌 増分解析による検討㻌

3.3 杭頭曲げヒンジと実被害の比較

㻌

図12にCase1、Case2における5通りとB通りの損傷評価

3.1 解析ケース(ΣQ0/ΣW =0.20時)を示す。地盤変形を考慮しないCase1の外力の与え方について、図10に示す。地震時の外力分場合には、杭には曲げひび割れが生じる程度であるが、上布と杭の破壊性状について考察するため、外力として上部部構造には耐震壁のせん断破壊や梁の曲げ降伏が発生し構造に地震力のみを与える解析(以降、Case1とする)と、地ている。地盤変形と地震力を考慮したCase2では、Case1と震力と地盤変形を与える解析(以降、Case2とする)を行っ

概ね同様の上部構造の損傷に加えて、複数の杭頭およびた。水平力は各階平面の重心位置に、地盤変形は自由地杭中間部にも曲げ降伏が生じている。このことから、掘削調盤に与えた。各Caseの載荷方向は地震動の主軸方向に合査にて多数の杭で観察された杭頭曲げ破壊には、地盤変わせて北西方向とした。

形による外力が大きく寄与したと考えられる。

㻌

また、地盤変形を考慮したCase2では基礎梁の曲げ降伏

㻌

発生のタイミングが遅れる箇所がある一方で、基礎梁より上㻌㻌 &DVH：地震力のみ
㻌 &DVH：同時載荷地震力㻌地盤変形㻌㻌㻌㻌㻌*/▽㻌㻌 載荷方向
㻌㻌㻌㻌㻌△

㻌

載荷方向

㻌自由地盤

㻌

ないCase1と変わらなかった。

))))))))%)㻌㻌

部の柱、梁、耐震壁の損傷発生状況は地盤変形を考慮し3+)△△△㻌△△△△△△△△△

㻌㻌

図㻝㻜㻌 解析で考慮する外力㻌○：曲げひび割れ：曲げ降伏△：せん断ひび割れ：せん断破壊

㻌 載荷方向㻌㻌

3.2 荷重変形関係

㻌

図11にCase1とCase2の増分解析による各層の層せん断㻌

力と層間変位を示す。杭頭位置の変位は、杭頭くい先端に㻌対する杭頭の相対変位を示している。また、図中の○、□、㻌△は前述のΣQ0/ΣW が0.10、0.20、0.30に達した時点にお㻌ける各層の変形分布である。外力として地盤変形も考慮し㻌た場合には、杭先端に対する杭頭の相対変位が大きくな㻌E &DVHＢ通り

D &DVH５通り

F &DVH５通り

り、ΣQ0/ΣW が0.10の時点で95mmに達した。

載荷方向G &DVHＢ通り

図㻝㻞㻌 ヒンジ発生状況㻌 㻔Σ㻽㻜㻛Σ㼃㻌㻩㻜㻚㻞㻜㻕㻌㻌㻌㻌
㻌

208FL
RFL

00P1FLP2FL
20 40 60 80
Story drift [mm]㻌㻌㻌

1FL (b) Case2
80
2FL
3FL 6060
4FL 40
5FL 100
6FL
407FL
8FL
20RFL

§４㻚㻌 慣性力と地盤変形の位相差を考慮した検討㻌

～～

杭頭

㻌

～～

Shear Force [MN]

㻌80～～

㻌

杭頭(a) Case1
1FL
2FL
ΣQ㻜㻛㼃
3FL
60
○：0.104FL □：0.20
5FL △：0.30
6FL
40
7FL80～～

㻌0100 0200P1FLP2FL
20406080
Story drift [mm]図㻝㻝㻌 荷重変形関係㻌

300

地震直後に行われた調査では上部構造に耐震性能上、400

杭頭大きな問題はないことが確認されており、本報告で行った解析は、上部構造の実被害に比べて損傷を過大評価していると考えられる。そこで図13に上部構造の弾性応答解析

100による一階層せん断力と、有効応力解析による自由地盤変位と過剰間隙水圧比を示す。これによると、一階層せん断力の最大応答は9.2秒で生じている。同時刻における液状−67−－㻡－㻌フジタ技術研究報告㻌 第㻡㻟号㻌§５㻚㻌 まとめ㻌化層の過剰間隙水圧比は0.4程度である。地盤変位の最大応答は過剰間隙水圧比が0.8程度に上昇した10.7秒で生じ

本報告では建物－杭－地盤の一体モデルによる増分解ており、この前後のサイクルにおける層せん断力のピーク

析により、地震時の地盤変形と層せん断力に関する検討をは前述の9.2秒時点に比べて0.65倍程度以下になってい行い、以下の知見を得た。
(1)杭頭および杭中部の曲げ破壊には地盤変形による外る。このことから、上部構造の最大層せん断力と地盤の最大力が大きく影響した。

変形は同時には作用していなかった可能性が考えられる。

(2)地盤変形による外力は、基礎梁より上部の損傷にはほ地盤変形による地上一階以上への影響はほぼ見られなかとんど影響しなかった。

ったことから、Case2では上部構造に作用した地震力を過大

今後は時刻歴応答解析も実施し、地震時の外力についに評価していると推察され、これが上部構造の損傷を過大て更に検討を行いたいと考えている。また、地下階の根入評価した一因となった可能性が考えられる。

れ部の地震時挙動も杭損傷に影響を与えた可能性がある

そこで、図14にせん断力を0.65倍に低減した解析の損傷ため、あわせて検討を進めたい。

るものの上部構造にはヒンジが生じる結果となっており、上㻌部構造の損傷を過大評価してしまっていることを確認した。

謝辞㻌 本検討にあたり、北海道大学教授㻌 飯場正紀先㻌生、建築研究所㻌 平出務様には貴重なご意見とご指導を㻌㻌㻌㻌

層せん断力 [MN]

評価を示す。この場合でも、ヒンジ発生のタイミングが遅れ

杭先端からの相対変形 [m]㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌10.7s賜りました。ここに記して感謝いたします。㻌
(a) 一階層せん断力40㻌0参㻌 考㻌 文㻌 献㻌-401)

-80
0.3
0.2
0.1
0.0-0.1-0.2-0.32)(b) 杭頭位置の自由地盤変位3)1.0
過剰間隙水圧比

㻌9.2s

800.8(c) 過剰間隙水圧比0.60.44)

0.2
0.05

1015㻌

202530図㻝㻟㻌 層せん断力と地盤変形の応答波形㻌

6)

㻌7)

㻌㻌㻌5)

時刻 [s]

載荷方向

載荷方向

㻌8)
9)

金子治、中井正一、阿部秋男、飯場正紀、久世直哉、平出務：
2011 年東日本大震災における建築物の杭基礎の被害状況と要因分析、地盤工学会誌、Vol.62、No.1、pp.16-19、2014.1
飯場正紀、植木暁司、田中良一、小林勝已、佐々木聡、柏尚稔、
平出務：1995年兵庫県南部地震による場所打ちコンクリート杭の損傷と被害要因その１、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp.
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向井智久、平出務、長澤和彦、河野進、岸田慎司、金子治、小林勝已、木谷好伸、今井康幸：大地震後の継続使用性を確保するためのコンクリート系杭基礎構造システムの構造性能評価に関する研究 その1~15、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp. 575604、2017.8
日本建築学会：鉄筋コンクリート基礎高造部材の耐震設計指針（案）・同解説、2017.3
田中良一、飯場正紀、小林勝已、佐々木聡、柏尚稔、平出務：
1995年兵庫県南部地震による場所打ちコンクリート杭の損傷と被害要因その２、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp. 549-550、2015
国土交通省国土技術政策総合研究所、建築研究所、監修：建築物の構造関係技術基準解説書
日本建築学会：鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説、
2001.10
日本建築学会：建築基礎構造設計指針、2014.1
永野正行、大野晋、古山田耕司、加藤研一：兵庫県南部地震時の神戸市内における基盤地震動及び地盤増幅特性、日本建築学会構造系論文集、第511号、pp. 77-84、1998㻌㻌

ひとこと㻌

杭基礎の耐震設計に関する実㻌験･研究が盛んになってきていま㻌す。杭基礎建物の損傷要因を明㻌 D 水平力倍地盤変形
㻌５通り

E 水平力倍地盤変形
Ｂ通りらかにして今後の技術開発や設計に活用していきたいと思いま

図㻝㻠㻌 層せん断力低減時のヒンジ発生状況㻌 㻌す。

㻔Σ㻽㻜㻛Σ㼃㻌㻩㻜㻚㻞㻜㻕㻌㻌㻌㻌

土佐内 優介㻌㻌−68−－㻢－㻌