JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）p. 51–58

拡頭構造を有する大支持力鋼管杭工法
High Bearing Capacity Steel Pipe-Piles with Enlarged Pile-Head
脇屋泰士

WAKIYA Yasushi

JFE スチール

建材センター

建材技術部土木技術室

主任部員
（課長）

市川和臣

ICHIKAWA Kazuomi JFE スチール

建材センター

建材技術部土木技術室

主任部員
（副課長）

林正宏

HAYASHI Masahiro

JFE 技研土木・建築研究部

主任研究員
（課長）

要旨
JFE スチールでは大支持力鋼管杭工法である「つばさ杭工法」と「Super KING 工法」に対して，杭頭部の水平耐力を向上させるために 2 種類の拡頭杭構造を開発した。拡頭杭の製作においては直径の異なる杭を接続するが，その接続方法として，つばさ杭工法には円盤継手を，Super KING 工法においてはリブプレート継手を採用した。それぞれの拡頭杭構造に対して軸圧縮試験，曲げ試験および FEM 解析を実施し，必要性能を満たす継手仕様を明らかにした。円盤継手については円盤板厚を増加させた場合，リブプレート継手についてはプレート枚数が 12 枚以上の場合に杭体部以上の継手耐力が得られることが確認された。

Abstract:
JFE Steel has developed two types of enlarged pile head structures, to improve the horizontal resistance of the pile, especiallyfor “Tsubasa Pile Method” and “Super KING Method” that have high bearing capacity. Piles with different pile diameter are
joined together in the production of the enlarged pile head structures. Joining methods employed are: disk plate joint for
Tsubasa Pile Method and the rib plate joint for Super KING Method. Axis compression tests, bending tests and FEM analysis
are carried out to confirm the performance of each enlarged pile head structures, and appropriate joint specifications areclarified. When the disk plate thickness increases and the number of rib plates is more than 12 pieces, the joint strength islarger than that of the pile.

そこで，曲げ耐力を増加させるために，杭頭部の杭径を1. はじめに大きくして断面性能を高めた拡頭杭を開発した。拡頭杭は軸部と拡頭部の杭径や板厚を任意に設定することが可能と杭基礎の分野では，杭本数を削減し，経済性を高めるたなるため，鉛直および水平荷重に対して最適な杭構造を与めに，より大きな支持力を得ることのできる杭工法の開発えることができる。拡頭杭は直径の異なる杭を接続して製が継続的に行われてきた。特に近年においては，鋼管杭や作するが，その接続方法は施工方法を考慮して，つばさ杭既製コンクリート杭の大支持力化が積極的に進められ，新工法には円盤継手を，Super KING 工法においてはリブプ1)工法が相次いで市場に投入されている 。JFE スチールにレート継手を採用した。

おいても，大支持力かつ，低排土施工が可能で環境に優し
2)いという特長を合わせ持つ「つばさ杭工法」 と「Super3)

本論文ではつばさ杭工法と Super KING 工法に対して採用した拡頭杭構造の特徴を述べるとともに，その構造性能

KING 工法」 を開発し，それらは現在，建築基礎分野にを実験および解析により確認した結果を示している。さらおける JFE スチールの主力商品となっている。に拡頭杭を適用した設計事例についても紹介し，その有効つばさ杭工法は，杭先端に鋼製平板を取り付けた翼付き性を明らかにした。

回転貫入鋼管杭であり，Super KING 工法は，杭先端部に大型の根固め球根を有する埋込鋼管杭である。これらの工

2. つばさ杭工法

法は，従来の鋼管杭工法に比べ 2 倍以上の先端支持力を有2.1

していることから，杭の本数を減らすことができる一方，1本の杭が負担する荷重が非常に大きい。特に，杭頭部には工法概要

つばさ杭工法は Fig. 1 に示すように杭先端に半円形の鋼鉛直荷重のみでなく，水平荷重も同時に作用するため，従製平板を交差させて取り付けた翼付き鋼管杭であり，杭体来以上に大きな曲げ耐力が求められる。

を回転させ，翼の推進効果によって地盤に貫入させる工法− 51 −

拡頭構造を有する大支持力鋼管杭工法

Pile diameter: d

Semicircularflat plate

Block plate

Excavationbit

Toe wing, Dw1.5d~2.5d

Fig. 1

Composition of Tsubasa Pile

この継手構造の性能を明確にするために，軸圧縮試験，

MotorTsubasa
Pile

Basemachine

FollowerCasingmachine

曲げ試験および FEM（有限要素法）解析を実施した。
2.2.1 軸圧縮特性
拡頭継手部の軸圧縮特性を確認するために軸圧縮試験をWeight実施した。試験体の諸元を Table 1 に，試験方法の模式図

GuideFollowerを Fig. 4 に 示 す。拡 頭 継 手 部 試 験 体 は，拡 頭 部 鋼 管 径

Tsubasa Pile

φ800 mm，一般部鋼管径 φ500 mm の組み合わせで，円板Softlayer

Softlayer

Supporting layer

Supporting layer

Piling machine with 3 point stay

継手板厚を 50 mm および 70 mm とした。また，比較のた

Turning and pushing machine
DhFig. 2 Construction method

Enlarged pile headthである。
「環境にやさしい鋼管杭」として，完全無排土，セメントミルク不使用，低騒音・低振動の施工を実現し，都Djtj

市部や地下水利用地区での施工が可能であるとともに，杭径の 1.5〜2.5 倍の先端翼を利用して大きな先端支持力を得tp

Disk plate joint
Pile shaft

ることができる。

Dp

つばさ杭工法は杭径に応じて 2 種類の施工機械を使い分

Fig. 3

け て い る。 杭 径 318.5〜600 mm（ 地 盤 条 件 に よ っ て は600 mm 超も可能）の場合には 3 点式杭打ち機を用い，杭Load

径 500〜1 200 mm の場合には全周回転機を用いて施工すComposition of enlarged pile head
unit: mmLoadunit: mm

時の杭体には大きなトルクが作用する。よって，拡頭継手部もトルクに対して強い構造が必要であり，鋼管以上のトφ500

φ800

ルク強度を有する平板継手を採用した（Fig. 3）。

Fig. 4

Table 1
Pile shaft
CaseCompression test

Test piece of compression test

Enlarged pile head

Disk plate joint

Specification

Dp (mm)tp (mm)Dh (mm)th (mm)Dj (mm)tj (mm)

Pipe

1500

9800

980050SKK400

2500

9800

9800

70

SKK400

3500

9––––

SKK400

JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）

1 000

つばさ杭工法は杭体を回転させて施工を行うため，施工

φ500

500

拡頭杭の構造特性

500

2.2

1 050~1 070

る。各施工機械および施工方法について，Fig. 2 に示す。

− 52 −σy (N/mm2)(Measurement)

Joint
SM490A

264SM490A–

拡頭構造を有する大支持力鋼管杭工法

5 000
Yield load3 666 kN
φ800φ500
tj503 000

φ800φ500tj70

2 000

φ500
800/500-t9-tj70
800/500-t9-tj50
500-t9Yield load

1 000

051015202530
Vertical displacement (mm)35Fig. 640Fig. 5 Load-displacement curve

5 000

FEM model

800/500-t9-tj70

Experiment

Load (kN)

4 000

Yield load3 666 kN

3 000

FEM analysis

2 000
1 000

Photo 1 Deformed shape

Experiment
FEM analysis
Yield load
0210121468
Vertical displacement (mm)Fig. 7Comparison of FEM analysis with experiment

4161820

FEM 解析により拡頭継手部の軸圧縮特性を評価できることめに一般部鋼管（素管）の試験も実施した。

が示された。
2.2.2 曲げ特性

荷重〜軸方向変位（載荷板位置で測定）関係を Fig. 5 に示す。杭の要求性能として，一般部の鋼管と同等以上耐力拡頭継手部の曲げ特性を確認するために，4 点曲げ試験を有することが求められるが，円盤継手板厚が 50 mm の場および 3 次元弾塑性 FEM 解析を実施した。試験体の諸元合では，円盤継手の曲げ変形の影響が大きいため，最大耐を Table 2 に，試験体の形状・寸法を Fig. 8 に示す。円盤力，剛性ともに素管より小さくなる結果であった。一方，継手の板厚は，十分な軸圧縮耐力を有する 70 mm を用い円盤継手板厚が 70 mm の場合では，最大耐力が降伏荷重た。

3 666 kN（鋼材の引張試験結果から求めた素管の降伏応力

Fig. 9 に 各 荷 重 段 階 に お け る 試 験 体 の 変 形 挙 動 を，度 σy より算出）を上回る結果であった。円盤継手板厚を増Photo 2 に試験終了後の試験体の状況を示す。最大変形が加させることにより，曲げ変形の影響が小さくなり，素管生じているのは，一般部鋼管 φ500 mm 側の拡頭継手部からとほぼ同等の軸圧縮耐力を確保することができた。なお，

500〜600 mm の位置であり，一般部鋼管の圧縮側が座屈す

試験終了後の破壊形状は，Photo 1 に示すように一般部鋼管の座屈となっている。

Load

次に，軸圧縮試験体をモデル化して FEM 解析により試験を再現した。杭体をシェル要素，円盤継手をソリッド要素でモデル化し（Fig. 6），3 次元弾塑性 FEM 解析を実施

4 000

験結果の比較を Fig. 7 に示す。両者ともよく一致しており，

Pipe shaft

Enlarged pile head

unit: mm800535した。円板継手板厚 70 mm の場合の解析結果と軸圧縮試

Table 2Load

3 000500

Load (kN)

4 000

708 070

Fig. 8535

4 000

Bending test

Test piece of bending test
Disk plate joint

Specification

Dp (mm)tp (mm)Dh (mm)th (mm)Dj (mm)tj (mm)Pipeσy (N/mm2)(Measurement)

joint

500

9800

9800

70

SKK400384SM490A− 53 −

JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）

拡頭構造を有する大支持力鋼管杭工法

Vertical displacement (mm)Photo 2

Deformed shape

FEM 解析における鋼材の応力〜ひずみ関係は，鋼材のDistance from center point (mm)
4 0003 0002 0001 000 0
1 000 2 000 3 000 4 0000引張試験結果を一般的なバイリニア型でモデル化しており，

50

試験結果と解析結果で剛性の相違は多少見られるが，最大100

Fully plastic load833 kN
Maximum displacement
Residual displacement

150200荷重は実験結果と一致する結果となり，一般部鋼管の全断面降伏荷重を上回る結果が得られた。したがって，FEM解析により軸圧縮特性と同様に，拡頭継手部の曲げ特性をFig. 9評価できることが示された。

Deformation of test piece

2.2.3 円盤継手仕様
拡頭継手部の仕様は，軸圧縮試験で妥当性が確認された

1 000

800/500-t9-tj70

FEM analysis

FEM 解析を用いて決定した。拡頭倍率（（拡頭部鋼管径）

Fully plastic load833 kN

Load (kN)

800／（一般部鋼管径））を 1.2〜1.6 倍として，杭径や板厚ごとに円盤継手板厚を変化させて計算し，最大耐力が一般部鋼

600

管の降伏荷重を上回る円盤継手板厚を算定し，仕様を決定

Experiment

した。

4003. Super KING 工法

Experiment
FEM analysis
Fully plastic load

200020100120406080
Vertical displacement at joint (mm)140

3.1160工法の概要

Super KING 工法は支持層において最大で鋼管径の 2 倍の根固め球根を築造し，先端外周に 3 段のスパイラル突起Fig. 10 Load-displacement curveを取り付けた鋼管（Fig. 11）を根固め球根内に回転圧入しる挙動を示した。て，鋼管と根固め球根の一体化を図り大きな支持力を発現

Fig. 10 に継手位置（支間中央部）における荷重〜変位させる工法である。掘削を併用しながら杭を回転貫入させ関係を示す。図中には FEM 解析によるシミュレーションる施工方法であるため，施工が速く，高い鉛直精度も確保結果も合わせて示した。拡頭継手部の曲げ耐力は一般部のすることができる。本工法には，インサイドボーリング方

鋼管の曲げ耐力（鋼材の引張試験から求めた素管の降伏応式およびプレボーリング方式の 2 つの施工方法がある。

力度 σy より算出）と同等以上であることが確認できた。

Bearing ring
(Reinforcement)

インサイドボーリング方式は，Fig. 12(a) に示すようにSpiralprojection(Flat bar/Reinforcement)

Dp

Dp

Fig. 11
JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）

Composition of Super KING Pile
− 54 −

拡頭構造を有する大支持力鋼管杭工法

う に， 杭 内 外 に 泥 土 が 流 入 す る 必 要 が あ る。 そ こ で，Fig. 13 に示すように，拡頭継手部の円周方向に等間隔にリブプレートを配置し，継手をスリット状にした構造を採用した。
この継手構造の性能を明確にするために，軸圧縮試験，曲げ試験および FEM 解析を実施した。

Position-ingof pileExcavation water

Preboring hole with Pile withenlarged
foot protection
pile head(b) Preboring

Foot protection(1.25d~2.0d)(a) Inside boring

Fig. 123.2.1 軸圧縮特性
軸圧縮試験の試験体の諸元を Table 3 に，試験方法の模式図を Fig. 14 に示す。拡頭部鋼管径 φ762 mm，一般部鋼
管径 φ508 mm とした拡頭継手部試験体 2 体と，比較のための一般部鋼管 φ508 mm（素管）1 体の試験を実施した。拡
頭継手部試験体は，リブプレート枚数を 8 枚，12 枚とした。

Construction method

荷重〜軸方向変位（載荷板位置で測定）関係を Fig. 15
鋼管内に掘削ロッドを挿入し，掘削ビットの先端から掘削に示す。杭の要求性能として，一般部の鋼管と同等以上の水を噴出しながら，掘削した土砂を泥土化させ，杭を回転耐力を有することが求められるが，リブプレート 8 枚の場貫入させる施工方式であり，地上への排出土を極力抑える

合には，最大耐力が降伏荷重 4 190 kN（鋼材の引張試験結ことが可能となる。

果から求めた素管の降伏応力度 σy より算出）を若干下回る

プレボーリング方式は，Fig. 12(b) に示すように，あらか結果となった。一方、素管およびリブプレート 12 枚の場合

じめ杭を沈設するための地盤を掘削し，泥土化した掘削孔は，最大耐力が降伏荷重を上回る結果であった。試験体はを築造した後に杭を建て込む方式であり，杭長 40 m 未満

Photo 3（リブプレート 12 枚の場合）に示すように一般部の比較的短い杭に適する工法である。さらに，このプレの座屈で破壊に至っている。Fig. 16 にリブプレート 12 枚

ボーリング方式では拡頭杭の施工が可能であり，杭頭部のの場合の一般部鋼管，拡頭部鋼管およびリブプレートにお径に合わせて地盤を掘削し，その掘削孔に拡頭杭を建て込ける軸方向ひずみの挙動を示す。4 000 kN を超えるあたりむ方法で施工する。

から一般部鋼管のひずみが急激に増加しているのに対し3.2て，拡頭部鋼管，リブプレートのひずみは小さくいずれも拡頭杭の構造特性弾性域にあることが分かる。以上の結果より，拡頭継手部

Super KING 工法における拡頭杭の施工は，プレボーリング方式で行うため，杭沈設時には，浮力が発生しないよはリブプレートが 12 枚の場合に，一般部鋼管の軸圧縮耐力以上の性能が得られることが確認できた。
次に，軸圧縮試験体をモデル化して FEM 解析により試験を再現した。解析は，Fig. 17 に示すシェル要素を用い

12 Rib platestr

た 3 次元弾塑性 FEM 解析とした。リブプレート 12 枚の場

DhDp

Load

L
Enlarged
0.3 Dppile headθ30°

φ762

1 000425

φ508

1 000L1575

Rib plate

Loadunit: mm

φ508

Pile shaft

Fig. 13 Composition of enlarged pile head

Table 3
Pile shaft

Fig. 14Compression test

Test piece of compression test

Enlarged pile head

Case

Dp(mm)

tp(mm)

Dh(mm)th(mm)

1508

9762

2508

9762

3508

9–

Rib plates

Specification

Numbertr(mm)

Pipe

9812

SKK40091212

SKK400–––SKK400− 55 −σy (N/mm2)(Measurement)

Rib plates
SS400

297 (φ508)
290 (φ762)

SS400
–

JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）

拡頭構造を有する大支持力鋼管杭工法

5 000

φ508

Yield load4190 kN

Load (kN)4 000
3 000
φ762φ5088Ribs

2 000

φ762φ50812Ribs
762/508-t9-12Ribs
762/508-t9-8Ribs
508-t9Yield load

1 000051015
Vertical displacement (mm)20

Fig. 17

25

Fig. 15 Load-displacement curve

5 000

FEM model

762/508-t9-12Ribs
Experiment

4 000
Load (kN)

3 000Experiment
FEM analysis

FEM analysis

2 000
1 000

0Fig. 18

Photo 3 Deformed shape
5 000

Rib1015
Vertical displacement (mm)20Comparison of FEM analysis with experimentおよび 3 次元弾塑性 FEM 解析を実施した。試験体の諸元

φ762

を Table 4 に，試験体の形状・寸法を Fig. 19 に示す。リφ508

4 000

ブプレート枚数は十分な軸圧縮耐力を有することが確認された 12 枚とした。

3 000

Fig. 20 に 各 荷 重 段 階 に お け る 試 験 体 の 変 形 挙 動，
Photo 4 に試験終了後の試験体の状況を示す。最大変形が2 000生じているのは，中央から 1 m 程度，一般部鋼管 φ508 mm

Ribφ762
φ508

1 00005 000Fig. 16

10 000
Strain (µ)

15 000側の位置であり，一般部鋼管の圧縮側が座屈する挙動を示した。
Fig. 21 に継手位置（支間中央部）における荷重〜変位

20 000

Load-strain curve

Load508

合の解析結果と軸圧縮試験結果の比較を Fig. 18 に示す。
両者とも解析と実験結果は良く一致しており，FEM 解析の7 000妥当性が検証された。

4 150

4 150

3.2.2 曲げ特性

Fig. 19

拡頭継手部の曲げ特性を確認するために，4 点曲げ試験

Table 4
Pipe shaft

unit: mm

8 150
3 000Load
150762

Load (kN)

5Bending test

Test piece of bending test

Enlarged pile headRib plates

Specification

Dp (mm)tp (mm)Dh (mm)th (mm)Numbertr (mm)Pipeσy (N/mm2)(Measurement)

Rib plates

508

11.4762

11.3

1216

SKK400313

SS400

JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）− 56 −

拡頭構造を有する大支持力鋼管杭工法

Photo 4

Deformed shape

Vertical displacement (mm)Distance from point (mm)
4 000 3 000 2 000 1 000 0
1 000 2 000 3 000 4 000
50100150200250300

Fully plastic load873 kN
Maximum displacement
Residual displacement

4. 適用事例
拡頭杭の適用性を確認するため，15 階建ての共同住宅の事例をもとに，Super KING 工法と場所打ち杭との比較設計を行った。条件を Fig. 22 に示す。このような高層の共同住宅の場合，地震時荷重の変動分が大きくなり，さらにFig. 20

大支持力工法を用いた場合には，杭 1 本当たりの負担するDeformation of test piece

水平力も大きくなるため，杭頭部に大きな耐力が必要とな
1 000

FEM analysis

Fully plastic load873 kN

設計結果としての杭配置，杭仕様をそれぞれ Fig. 23，
Table 5 に示す。場所打ち杭は，拡底・拡頭構造による 1Experiment600

柱 1 基礎の杭配置となっている。一方，Super KING 工法
においては，拡頭構造を用いない場合では水平力に対す400る抵抗が不足するため，一部の柱において 1 柱 1 基礎構造が不可能であった。しかし，φ1 200 mm の杭頭部径をExperiment
FEM analysis
Fully plastic load
50100
150200250
Vertical displacement at joint (mm)300

Fig. 21

Comparison of FEM analysis with experiment

関係を示す。図中には FEM 解析によってシミュレーションした結果も合わせて示した。拡頭継手部の曲げ耐力は，鋼材の引張試験から求めた一般部の鋼管の曲げ耐力と同等以上であることが確認できた。また，解析結果とも非常に5よく一致した結果となった。
FEM 解析における鋼材の応力〜ひずみ関係は，鋼材の10Long term loading (kN)

5 824~10 600

Short term loading (kN)

10~15 200

Type0Depth (m)200Scale (m)Load (kN)800

る。

N-valueSuper KING

Case-in-place
pile

Dh

D1Dp

D2

10 20 30 40 50

4.909.80

S

引張試験結果をほぼ再現したマルチリニアでモデル化した。試験結果と解析結果は良く一致しており，FEM 解析により軸圧縮特性と同様に，拡頭継手部の曲げ特性を評価できることが示された。

1525

3.2.3 リブプレート継手仕様
拡頭継手部の仕様は，軸圧縮試験で妥当性が確認されたFEM 解析を用いて決定した。拡頭倍率（拡頭部鋼管径／一般部鋼管径）を 1.2〜1.5 倍として，杭径や板厚ごとに，リブプレートの枚数，板厚を変化させて計算し，最大耐力が一般部鋼管の降伏荷重を上回るリブプレートの仕様を算C

2027.70

30 31.80 C
35 36.30
40 40.34

定し，仕様を決定した。

SG

Fig. 22− 57 −D3Dg

Drilling log, pile shape and loading
JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）

拡頭構造を有する大支持力鋼管杭工法

法」および「Super KING 工法」の支持力性能をフルに発揮させるため，それぞれの工法に適した拡頭杭の開発を行った。
拡頭杭構造とするための継手には，つばさ杭工法では「円盤継手」を，Super KING 工法では「リブプレート継手」
P1Fig. 23

P2P3を採用し，実験や FEM 解析によってその性能を確認した。
円盤継手については，円盤の板厚を適切に設定することで，Arrangement of piles

また，リブプレート継手についてはリブ枚数を 12 枚とすることで小径部の圧縮および曲げ耐力以上の性能が得られる

Table 5 Composition of piles
Super KING(mm)Diameter

Type

試設計を実施し，拡頭構造によって鉛直支持力と水平抵抗

Enlarged pile headPile shaftTipDhDpDg

P1

φ1 200-t22

φ900-t15, t12

φ1 125P2

φ1 600-t23

φ1 100-t19, t16

φ1 925P3

φ1 800-t25

φ1 200-t22, t20

φ2 100Cast-in-place pile

力のバランスの取れた合理的な設計が可能になることを紹介している。
これらの工法は建設発生土が他工法に比べ極めて少ないという特長を合わせ持っており，今後は本工法を適用する(mm)

DiameterTypeことが明らかとなった。さらに，拡頭杭を適用した場合のことで経済性に優れ，かつ環境負荷の少ない基礎構造を提案できるものと確信している。

Enlarged pile head

Pile shaft

Tip

D1D2

D3

P1

φ2 100φ1 500φ1 500P2

φ2 300φ1 700φ2 3002） 先端翼付き回転貫入鋼管杭（名称：つばさ杭）．国土交通大臣認定．
TACP-0001．

P3φ2 100φ1 500

φ2 5003） Super KING 工法．国土交通大臣認定．TACP-0163，0164．

参考文献1） 最新の埋め込み杭工法．基礎工．vol. 31，no. 9，2003，p. 24–88．

Table 6 Composition of surplus soil
Super KING

Cast-in-place pile

Number of piles

2222

Ratio of surplus soil

0.23

1.00

φ1 800 mm に拡径することにより，全柱において場所打ち
杭 と 同 様 に 1 柱 1 基 礎 化 を 実 現 す る こ と が で き た。
Table 6 に杭本数，残土量を比較した結果を示す。場所打ち杭に対して，Super KING 工法の残土量が非常に少ないことが分かる。

5. おわりにJFE スチールの大支持力鋼管杭工法である「つばさ杭工− 58 −

脇屋泰士

市川和臣

林正宏