フジタ技術研究報告第 51 号 2015 年

1995 年兵庫県南部地震で被害を受けた場所打ちコンクリート杭の損傷評価

田中良一

佐々木概小林勝已聡要

1995 年兵庫県南部地震の被害を受けた建物（1973 年 竣工）に対し、地震の 18 年後に免震改修工事が行われた。この工事に伴い、建物を支持する場所打ちコンクリート杭全数が杭頭部約 4m の範囲で露出し、ほぼ全ての杭に地震による損傷が確認された。本報では杭の被害状況調査を実施し、杭の破壊パターンを 杭頭接合部の曲げ破壊、杭軸部の曲げ破壊およびせん断破壊、杭頭接合部のずれ破壊に大別した。
さらに対象敷地の地盤や杭のモデル用をいた解析を行い、杭の水平耐力および被害要因を検討した。その結果、杭頭接合部では、全体として地震時には建物重量の 0.4～0.5 倍程度の水平力を上部構造から受けた可能性があり、この水平力の影響および地震時の地盤の応答変位が杭の損傷に与える影響が大きかったと考えられることが分かった。

Report on damage of cast-in-place reinforced concrete pileduring the 1995 Hyogoken-nanbu Earthquake.
Abstract
This paper reports the cast-in-place reinforced concrete piles of a 8-story SRC building that weredamaged by the 1995 Hyogoken-Nanbu Earthquake in Japan.
The damage of the piles could be observed during the seismic isolation retrofit work of the building 18years after the earthquake. At first, the damages of the piles were investigated and grouped into four types
by considering the crack of concrete and reinforcing bar conditions; the bending failure at pile–pile cap
connection, the bending failure of pile, the shear failure, and the slip failure at the connection. Secondly,numerical analyses were carried out in order to estimate the factors of these damages. Based on theanalytical study, it was found that the maximum total shear force might be about 40 to 50% of thebuilding weight during the earthquake. And the results of numerical analyses show that both theseismic deformation of the ground and the horizontal force from the superstructure had large effects on
the damages of the piles.

キーワード： 場所打ちコンクリート杭、曲げ破壊
せん断破壊、応答変位、杭頭回転ばね－57－フジタ技術研究報告 第 51 号

§１．はじめに液状化による噴砂が見られ、周辺地盤が約 50cm 沈下している。液状化は GL-3～10m の砂分を含む層で発生したと兵庫県神戸市に建つ建物に、1995 年兵庫県南部地推定されている。なお、建物自体の傾斜や沈下は確認され震の 18 年後に免震改修工事が行われ、既存耐圧盤のていない。調査では、杭のコアボーリングの後、ボアホール下端より 3.8～4.4m 程度が掘削され、この建物の場所カメラによる観察が行われ、杭頭部付近で水平および斜め打ちコンクリート杭が全数露出し、地震による損傷がひび割れが観察され、GL-10m よりも深い位置でひび割れ確認された。

が観察されている。

本研究では、場所打ちコンクリート杭の耐震性に関【免震改修工事前】する検討を行うことを目的に、この建物の杭の損傷を調査し被害状況の概要をまとめ、その後解析によってEW は耐震壁を、杭の水平耐力や被害要因の検討を行った。杭の損傷は、W は非耐震壁を示す。

一部を除き掘削直後と被りコンクリートを除去した後に観察した。本報では、まず杭の損傷調査を行った結果について報告し、次に杭および地盤のモデルを作成し解析を行って杭の水平耐力および被害要因を検討した結果を報告する。
なお、図 1 に示すように、本建物は免震改修工事の際に GL-9~15m の範囲の地盤改良を行い直接基礎形式とすることにより、既存の杭の支持力に期待しない建物となっている。
§２．建物概要および既往の報告

既存杭露出部分
掘削範囲（杭調査範囲）（1）建物および杭の概要
対象とした建物は、神戸市 JR 三ノ宮駅の南約 800m に【免震改修工事後】位置する地上 8F／地下 1F の建物である。1973 年に竣工した建物であり、1995 年兵庫県南部地震により損傷を受けている 1)が、補修・補強を行い継続使用されてきた。

新設躯体
地盤改良

図 1、図 2 に軸組および杭伏を示す。構造形式は、X,Y

図 1 免震改修工事前後の軸組（7 通）

方向共に耐震壁付 SRC ラーメン構造であり、X 方向が 7m×8 スパン、Y 方向が 7.9m~12m が 4 スパン(うち 1 スパンは地下階のみ)である。杭は、オールケーシング工法による場所打ちコンクリート杭である。A～D 通り間は地上階を有し、柱 1 本あたり 2～5 本の杭で建物荷重を支持している。

パイルキャップ

基礎梁は幅が 700mm～1400mm、せいが 1500mm～3100mm である。
図 3、図 4 に杭の断面および柱状図を示す。杭長 15.0m～16.6m、杭径φ1200 またはφ1100 で、主筋はそれぞ

コアボーリング調査実施杭れ 16-D19 (SD30) 、 14-D19(SD30) 、 フ ー プ 筋 は φ

地上8階建

13@250 (SR24)で共通である。コンクリートの設計基準強度(Fc)は 210 kgf/cm2 である。

地下1階のみY 方向(北)X 方向（2）地震直後の調査報告
1995 年兵庫県南部地震直後の調査 1)では、上部構造は、
φ1200
φ1100

外壁、耐震壁のせん断ひび割れ、柱および梁の曲げひび割れが確認され、中破と判定されている。また、周辺地盤で、－58－

杭頭接合部曲げ破壊
杭頭部曲げ破壊
せん断破壊
杭頭接合部ずれ破壊

縦ひび割れ
損傷が軽微または不2 つのパターンの複合または中間

図 2 杭伏および杭頭の破壊パターン

1995 年兵庫県南部地震で被害を受けた場所打ちコンクリート杭の損傷評価§３．杭の被害調査結果と被害の特徴
0（1）杭の破壊パターン

0

N値
20 40

60

盛土・As

観察された杭の主な破壊パターンは、a) 杭頭接合部ま砂5

砂礫

たは杭頭部の曲げ破壊、b) せん断破壊、c) 杭頭接合部の砂ずれ破壊またはこれらが複合したものに大別することができ

粘土
砂礫
砂

ターンの例を示す。
a) 杭頭接合部または杭頭部の曲げ破壊：杭頭接合部付近のみが曲げ破壊したパターンと、杭頭接合部から杭径の範囲のコンクリートが曲げ破壊しているパターンが見られた。

Fc：210kgf/cm2
主筋
φ1200 ：16-D19(SD30)
Pg≒0.4%
φ1100 ：14-D19(SD30)
フープ筋 ：φ13@250(SR24) Pw≒0.1%

両パターンとも杭主筋が座屈または塑性変形していた。また、杭のフープ筋で囲まれたコアコンクリートが比較的健全

図 3 杭断面

砂礫

深さ(m)シルトる。図 2 に各杭の破壊パターンを示し、写真 1～5 に破壊パ

1015砂
砂礫
粘土
砂20砂礫

図 4 ボーリング柱状図な場合と斜めひび割れが生じている場合が見られた。
b) せん断破壊：露出部分全長にわたりせん断ひび割れが生じていた場合と杭頭部の限られた範囲でせん断破壊を生じていた場合が見られた。また、曲げ降伏後のせん断破壊と推定される複合パターンも見られた。
c) 杭頭接合部のずれ破壊：杭とパイルキャップの接合面で水平にずれ変位が生じている破壊パターンで、杭主筋が水耐圧盤
捨てコン

平変位に伴い局部変形していた。ずれ変位が大きい場合は主筋の破断も生じていたが、この破壊パターンのコンクリ砕石ートの損傷は局所的であり、概ね杭頭から 20～40cm 程度杭の範囲であった。
なお、一部の杭では、地震直後の調査でも報告があるように、GL-10m（杭頭位置から約 4m）よりやや深い位置で曲げひび割れと思われる損傷が見られた。

図 5 本建物の杭頭接合部施工状態の推定（2）杭被害の特徴
図 2 に示すとおり、全体のうち地下階のみを支持する杭には、杭頭接合部のずれ破壊が多く、地上部を支持する杭では、特に杭頭接合部の曲げ破壊が多く見られた。これは杭頭付近の応力がこれらの杭頭接合部に対して厳しかった
ことの他に、建設当時の設計方法によるところが大きいと考えられる。つまり、杭頭をパイルキャップに飲み込まないとした設計方法を選択しているため、図 5 に示すように、杭コンクリート打設後、杭頭部を斫ってレベルの調整を行ったうえで捨てコンクリートを打設したと推定される。また、曲げ破壊した杭のフープ筋内のコンクリートは被りコンクリートに比べ損傷が少なく、継続的に建物荷重を支持できた要因の一つと考えられる。このほか 9 本と本数は少ないものの、一部の

写真 1 杭頭接合部の曲げ破壊（B-5）

杭にせん断破壊が見られた。その理由として、軸力とシアスパン比の変動の影響が考えられるが、現段階では明確な要因は不明である。

－59－

フジタ技術研究報告 第 51 号

§４．解析による杭の被害要因の検討
前章までに述べた杭の損傷状況について、地震時の応力状態やの杭の水平耐力など、被害要因を検討することを目的に、杭および地盤のモデルを作成し解析を行った。
杭頭部の周囲のコンクリートを撤去

４.１ 解析方法

写真 2 杭頭部の曲げ破壊（A-6）（1）解析対象
本報の解析対象は、124 本の杭のうち、地震時のせん断力および曲げモーメントが負担出来なかったと考えられる杭 7 本を除く 117 本の杭とした。
（2）解析モデル
解析対象の全杭に等しい杭頭強制変位を与え、杭及び杭頭接合部の応力を図 6 に示すような単杭モデルによって計算した。計算に用いた地盤のモデルは免震改修工事に伴い行われた地盤調査の結果をもとに作成した。なお、杭頭接合部については、当時の設計方法によりパイルキャップに飲み込まない形式であったため、図 7 に示す曲げモー写真 3 せん断破壊（C-4）

メントと回転角の関係を杭頭回転ばねにモデル化した。
杭コンクリートと鉄筋の力学的性質は、本建物の杭から採取した供試体の試験結果から表 1 に示す値とした。ただし、実際の被害状況で杭頭接合部の曲げ破壊が多く、一部で杭頭接合部付近にやや脆弱なコンクリートが見られた。そこ
で、杭頭接合部のコンクリートの圧縮強度は、杭頭の曲げ鉄筋のずれ破壊を生じた杭（11 本）については軸部と同じ 45N/mm2 とし、それ以外の杭については 21N/mm2 とした。
（3）解析ケース
解析ケースは、各杭の軸力および地震時の地盤応答変位の有無で分け、表 2 に示す 4 ケースで検討を行った。各
ケースの軸力の範囲およびφ1100 の杭のコンクリート強度写真 4 杭頭接合部のずれ破壊（Z-6）に応じた Mu-N 関係を図 8 に示す。
Case1～3 は地盤の変位を考慮せず、杭頭の強制変位のみを与えたケース、Case4 は、杭頭の強制変位と地震時の地盤の応答変位を与えたケースである。非線形水平地盤
ばね p-y 関係は図 9 に示すように想定した。また、図 10 に
Case4 で想定した地盤の応答変位算出のための加速度波形と応答スペクトルおよび地盤変位分布を示す。この地盤変位は、永野他 3)による二次元差分法を用いた 1995 年兵
庫県南部地震の本建物近傍の工学的基盤上の計算地震動を入力波とし、液状化を考慮した有効応力解析により求めた杭頭位置の地震動において、加速度が最大となるとき（図 10 時刻(a)）の地盤変位分布とした。Case4 においては液状化の影響を考慮し、過剰間隙水圧比の応じた低減を

写真 5 杭頭部の曲げ破壊とせん断破壊の複合（D-7）

行った。

－60－

1995 年兵庫県南部地震で被害を受けた場所打ちコンクリート杭の損傷評価

Acceleration(Gal)

杭頭の水平変位 Y0・コンクリート圧縮強度 45N/mm2

200
1000‐100‐200

時刻（a）の地盤の応答変位分布
杭頭位置の加速度が最大となる時刻（a）

051015Time(cm)

図 6 杭および地盤のモデル概要

Mθ表 1 杭の力学的性質

表 2 解析 Case 一覧
長期荷重時の軸力分布
Y（北）方向正加力時の短期荷重時の分布（C0 0.2、基礎部分の水平震度 0.1相当）

Case3

長期荷重時との変動分をCase2の1.5倍とした分布

Case4

Case3と同じあり（水平地盤ばねは、過剰間隙水圧比の平方根に比例して低減）

1Period(sec)106810121416

記号
記号の説明
W
建物重量N
各杭の軸力
Y0
各杭の杭頭の変位
M0
各杭の杭頭の曲げモーメント
Q0
各杭の杭頭のせん断力ΣQ0 建物全体の杭の杭頭のせん断力の総和
ΣQ0/W ΣQ0のWに対する比Mu
各杭の軸力の応じた曲げ耐力
M0u 各杭の軸力の応じた杭頭の曲げ耐力
Qs
損傷限界せん断力 （図7 (1)式で与える）
Qsu せん断耐力 （図7 (2)式で与える）
Mc
各杭のひび割れモーメント（図8 (3)式で与える）

備考
W = 303,141(kN)
圧縮正、引張負の値
図4に示すN-Mu関係
同上2)
円形断面を等価長方形断面に置換5)

図 11 に Case3 と Case4 の各杭の M0- Y0 関係を、図よび図 12（左）を見ると、地盤変位のない Case1～3 では、全杭の杭頭接合部の曲げモーメント M0 が曲げ耐力 M0uに達するときの Y0 は 2～3cm 程度で、図 12 によればこの

φ1100
圧縮強度21N/mm2

6000

φ1100
圧縮強度45N/mm2

Case3、4Case23000
Case100

2000

4000

ときのΣQ0/W は 0.4〜0.5 程度となっている。また、全体のY0-(ΣQ0/W)関係は、変動軸力が大きいケースほどΣQ0/W がやや小さくなっている。一方図 11（右）および図 12

Case1軸力範囲（φ1100）（右）を見ると、地盤変位のある Case4 では、杭頭接合部にCase2軸力範囲（φ1100）

ほとんどせん断力がかからない状態でも、全杭で M0 がM0u に達していることが分かる。

Case3軸力範囲（φ1100）

‐3000
6000

（2）杭頭のせん断耐力

曲げ耐力Mu(kNm)

顕著なせん断ひび割れが見られた C-4 の杭について、

図 8 各 Case の軸力範囲と φ1100 の杭の Mu-N 関係
水平地盤反力 p0.1

412 に Case1～4 の(Q0/W) - Y0 関係を示す。図 11（左）おなし

9000

軸力N（ｋN)102（1）杭頭および杭頭接合部の曲げ耐力

地盤の変位および水平地盤ばね剛性の低減

Case2

1Period(sec)

h=5%15

表 3 本報で用いる記号とその説明

主筋フープ筋径軸部コンクリート圧縮強度mm
N/mm2
配筋 降伏強度(N/mm2)
配筋
降伏強度(N/mm2)
φ1200
16-D1945360
φ13＠250288
φ1100
14-D19
杭から採取した供試体の試験結果による

Case1

110

本報で用いる記号とその説明を表 3 に示す。

θ各杭の軸力分布

1050４.２ 解析結果

図 7 杭頭接合部回転ばねの M-θ 関係

Case名（cm) 030

図 10 検討用地震動および加速度最大のときの地盤応答変位

ただし
φy ：主筋降伏時の曲率
dbd ：主筋の径α：杭主筋筋（定着筋）降伏時の歪度と主筋径で無次元化した抜け出し量(α= 32 とした)

Mh=5%0.1・主筋降伏発生時の回転角
θy＝(α/2)・φy・dbd

M1001025100pSv(cm/s)

地震時の地盤の応答変位（Case4 のみ）

Sa(Gal)1000

20

杭頭位置からの深さ(m)杭頭接合部回転ばね・コンクリート圧縮強度 21N/mm2または 45N/mm2・図 7 に示すバイリニアのM-θ関係でモデル化

Q0- Y0 関係、Qsu、Qs との対応を図 13 に示す。同図によれば、地盤変位のない Case3 では Y0 が 3cm 付近で、pmax

Case4 では、Y0 が 17cm 付近で Q0 が Qs と近い値となっ砂質土地盤の pmax＝κ
・Kp・z・B

p＝kh・y0.5

Z：深さ
B：杭径

κ＝3.0
Kp：受働土圧係数ている。実際に顕著なせん断ひび割れが発生したことから、地震時にこの程度のせん断力が作用した可能性があり、図12 を見るといずれの Case も、このときのΣQ0/W は 0.4～地盤の変位 y0.5 程度となっていることがわかる。

図 9 地盤の非線形水平地盤ばね p-y 関係－61－

フジタ技術研究報告 第 51 号

４.３ 解析および検討のまとめ（3）杭地中部の曲げモーメント
本検討において地震時の状況に近いと推定される、Σ

地震時に一部を除いたほぼ全数の杭を対象に解析を行

Q0/W が 0.4 のときの曲げモーメント分布（Case3、4）のうち、い、地震時の応力および水平耐力について検討した。曲げ圧縮軸力の大きい C-5 の杭について図 13 に示す。Case3、耐力に関しては、地盤の応答変位を考慮しない場合で、建4 とも杭頭接合部の曲げモーメントは M0u に達しており、地物重量の 0.4～0.5 倍程度の水平力がかかったとき全ての盤変位のある Case4 では地中部の曲げモーメントも大きく杭頭接合部が曲げ破壊する結果となった。地盤の応答変なっている。既往の被害調査でも GL-10m 以深でひび割位を考慮すると、上部構造からのせん断力がほとんど生じれが観察されており、Mc と比較してこの部分で曲げモーメない場合でも全ての杭頭接合部が曲げ破壊する結果となり、ントが大きいことと対応していると考えられる。

地盤変位の影響が大きいことが分かった。せん断耐力に関

4000

4000

3500

3500

【Case4】が杭頭接合部にかかったときせん断耐力に達する結果とな

3000

3000

M0(kNm)M0(kNm)

しては、各 Case とも建物重量の 0.4～0.5 倍程度の水平力

全杭でM0=M0uとなる

1本目の杭でM0=M0uとなる

2500
2000
1500

2500

った。これらの結果から、実際の地震時にもこの程度の水

2000
1500

平力が生じた可能性があると考えられる。

1000
500

10000500‐5000‐1000012345566789 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19§５．おわりにY0(cm)Y0(cm)

図 11 全杭の M0-Y0 関係（Case3、Case4）
補修を行い 18 年間継続使用された建物について、免震【Case4】

0.4

0.5

ΣQ0/W

ΣQ0/W

0.6

【Case1, 2, 3】

0.6

本報では 1995 年兵庫県南部地震の被害にあった後、全杭でM0=M0uとなる

1本目の杭でM0=M0uとなる
0.7

0.4
Case1
0.3
0.2
0.1

0.2

改修工事に伴って露出した場所打ちコンクリート杭につ0いて、地震による被害状況の調査および解析による被害

Case2

‐0.2

Case3

‐0.4

要因の検討を行った。ほぼ全数の杭に損傷があることを確認し、杭の主な破壊パターンを大別した。

‐0.60012345657911Y0(cm)13151719Y0(cm)

図 12 (ΣQ0/W)-Y0 関係

Q0(kN)

-4
2500
2000
1500
10005000‐500‐1000‐1500‐2000Y0(cm）【Case3】
024-26pt ：引張鉄筋比（%）
aw：せん断補強筋比S  0.89 D
a w ：一組のせん断補強筋断面積(mm2)
D ：杭径（mm）

8pw ↓Qsu(M/Qd=2.0)↑Qs【Case3, 4】【C-4】

b  0.89 D （mm）

j  0.875d （mm）

Case3
Case4
M0=M0uとなる曲げ耐力時↓Qs

 B ：コンクリートの圧縮強度（N/mm2）
S ：せん断補強筋のピッチ（mm）↓Qsu(M/Qd=2.0)

579111315Y0(cm）【Case4】17

 0 ：コンクリートの軸応力度（N/mm2）
 wy ：せん断補強筋の降伏強度（N/mm2）
ただし

3Qs   f S  Ac
4 B  45(N/mm2)…(1)式   
f S  min1.5  B  , 1.5  0.49  B 100   30 

ただし-40000

杭頭位置からの深さ (m)2-2000M (kNm)0【Case3, 4】
【C-5】

4)

…(2)式

ひ と こ と本報のように建物全体で地震被害

2000

4000

↑M0u

68
Case4102)
3)

Case3





M C  0 .56  B   0  Z C

Mu (軸部)Mc (軸部)

14Mu(軸部)← Mc(軸部)削を行い、被害を調査した例はない

ただしZ C    D3 / 32

ため、本研究の成果は貴重な技術的資料となると考えています。

 B  45 (N/mm2) (杭軸部)田中 良一

M0u 算出のためのコンクリート圧縮強度：21N/mm216

図 14を受けた場所打ちコンクリート杭の掘…(3)式

M0u

12

日本建築学会近畿支部基礎構造部会、兵庫県南部地震による建築基礎の被害調査事例報告集、1996
社団法人営繕協会、建築共通仕様書（昭和 44 年版）
永野 他、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、1998
林 他、鉄筋コンクリート造円形断面部材のせん断終局強度式の適用性、コンクリート工学、Vol.42、2004

C-4 杭の Q0-Y0 関係（Case3、Case4：▽GL‐10m4

参考文献1)

Ac：杭の断面積 (N/mm2)

 0.053 pt 0.23 (18   B )Qsu   0.85 p w   wy  0.1 0   b  j
M/(Qd)
0.
12


図 13

謝辞
本報告作成にあたり、北海道大学 教授 飯場正紀先生、建築研究所 平出 勉氏 柏尚稔氏には貴重なご意見、ご指導を頂きました。ここに記して、感謝の意を表します。

C-5 杭の曲げモーメント分布（Case3、4：N=6373kN）－62－