20179

日本建築学会大会学術講演梗概集（関東） 2006年 9 月

場所打ち杭用杭頭半固定工法の開発
その 5 杭体のせん断実験
杭頭接合部
場所打ち杭正会員○鴨川直昌*1
同
堀越章仁*3
同村田義行*5

杭頭半固定せん断耐力

同同同

宮田 章*2
山浦一郎*4
青山隆行*6から曲げ型へ載荷方法を移行することになるが，荷重を１．はじめに
本工法では，杭頭部の帯筋に高強度スパイラル筋を用いた場合， 1000kNに保ったまま載荷位置②の荷重を除荷することで杭杭体のせん断耐力をウルボン指針 1)によって評価する 2)。本報は， 頭せん断力を高くした。その後，載荷位置①付近のコンク
この評価法の適用性確認を目的に実施した杭体のせん断実験結果にリートの損傷が著しくなり，治具が外れた。載荷を再開しついて述べる。

たが，せん断力を大きく上回ることはなかった。θH=0.01rad

２．試験体
試験体は表 1 に示す 2 体である。パラメータは帯筋量とし，帯筋付近で引張定着筋が引張降伏しているが，治具が外れた時圧縮力(0.2cNs)

比で pw=0.16%と pw=0.33%の 2 ケースとした。試験体 S4534 の形状
杭体模型とし，杭径が 450mm，杭主筋は 12-D22(SD345) (pg=2.92％)，コ

杭主筋12-D22SD345

ンクリートは気中打設とし，強度を Fc27 とした。帯筋にはグと緩衝材(発泡ポリエチレンt=10mm)，モルタル，引張定着筋(8-D22ptt=3.85%)で構成されている。使用材料の力学的性状を表２に示す。

水平力載荷位置 ①－ ＋750

３．実験方法加力は水平載荷位置①の油圧ジャッキをメインにし，水平載荷位置②の油圧ジャッキの水平変位を 0 とした不静定梁形式の載荷方法Bとした。加力パターンは，載荷位置①の変位をスパン 450mm で除2,430高さ 10mm とした。さらに，杭頭部は本工法の特徴である PC リン

900

帯筋U7.1-@50U7.1(SBPD1275/1420)を用いた。杭頭接合部の絞り部は径 320mm，水平力載荷位置 ②＋ －ﾓﾙﾀﾙ

発泡ﾎﾟﾘｴﾁﾚﾝ
t=10450及び寸法を図１に示す。試験体は場所打ち杭を想定した約 1/2 縮小

400450φB

杭頭レ ベル70

PCﾘﾝｸﾞした杭部材角θH で制御した。軸力(0.2cNs,cNs:短期許容圧縮力)を載絞り部
320φ

PCﾘﾝｸﾞ定着筋クルの正負交番載荷を行い，＋0.02rad 以降は単調漸増載荷とした。
４．実験結果及び考察
4.1 荷重-変形関係と破壊経過

610

荷し，杭部材角θH=±0.0025，±0.005，±0.01rad をそれぞれ 1 サイ

引張定着筋 8-D22SD345 （a）A-A断面図 2 に杭頭せん断力 QPT と杭頭回転角θPT の関係を示す。図中にﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ Fc=30は杭部材角θH のピーク時を点線で示し，ウルボン指針 1)で算定したPCﾘﾝｸﾞ

杭体

短期許容せん断力 QAS，終局せん断耐力 QSU1，QSU2 の値を破線，2(外径450)(外径706,内径520)
AA
1,400

点鎖線，1 点鎖線でそれぞれ示す。また，試験終了後のひび割れ状
況を写真で示す。両試験体とも水平力を加力すると，杭体に曲げに起因する横ひび割れ，せん断に起因する斜めひび割れが順に発生した。その後，PC リングがひび割れた。
両試寸法

験体ともθH=0.005rad

37714634003801400

θ H=+0.01rad 時中に

圧 縮 強 度 (N/mm 2 )ャッキが載荷能力に達したため，
せん断型

試験体名
杭 体 ｺﾝｸﾘｰﾄ
杭 頭 ﾓﾙﾀﾙ
PCﾘﾝｸﾞｺﾝｸﾘｰﾄ
ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ

引張定着筋8-D22200

降 伏 点 引 張 強さ
ﾔﾝｸﾞ係 数降伏ひず(N/mm 2 ) (N/mm 2 ) (× 10 3 N/mm 2 ) み (μ)

D22(杭 主 筋 )U7.1
D22(引 張 鉄 筋 )況はほぼ同じであった。
t=3U9.0
試験体 S4534 は，終了時のひび割れ状

載荷位置①の油圧ジ

杭主筋12-D22

表 2 使用材料の力学的性状

S4534
34.7
56.6
51.2
39.9

561
1511
582
483
1484
S4524
34.9
56.3
55.2
40.9

191.9
211.9
192.7
208.1
206.7

帯筋U7.1-@50

2108
7212
2134
18587183

1,900（b）B-B断面

図１ 試験体 S4534 の形状及び寸法
表 1 試験体一覧

ﾔﾝｸﾞ係 数 (× 10 3 N/mm 2 )

S4534
29.65
26.27
31.3430.30S4524
31.20
26.75
31.68
32.60

Development of Semi-rigid Connections for Cast-in-place Pile HeadPart 5 : Experimental Study on Shear Resistance of Pile―357―

杭引張定着筋
鉄筋比帯筋比径配筋
主筋帯筋
Ptt(%)
Pw(%)(mm)
S4534 450 12-D22 U7.1-@50 0.33 8-D223.85
S4524 450 12-D22 U7.1-@100 0.16 8-D223.85
試験
体名

KAMOGAWA Naomasa, MIYATA Akira, HORIKOSHI Akihito
YAMAURA Ichiro, MURATA Yoshiyuki, AOYAMA Takayuki

1200に計測された。θH=0.005rad 時まではθPT は弾性性状を示したが，0.005

S4534

その後θPT はθH 以上に大きく増加している。曲げ型の載荷により

θH 0.040.02

QSU2800
杭頭せん断力QPT(kN)回転が大きくなったものと考えられる。
θH=0.02rad
試験体S4524 は，
θH=0.01rad 時に最大荷重に達した後，付近で杭体の斜めひび割れの開きが拡大し，載荷位置①の治具付近の損傷が激しくなったため，θH=0.04raまでの単調漸増載荷とした。
最終的に，杭頭部の斜めひび割れが開き，被りコンクリートが割裂

QSU1

400

QAS-0.005

00.0025-400破壊した。帯筋が降伏するまでは，θPT は急激に増加しなかった。

-800

4.2 鉄筋のひずみ分布
図 3 に杭主筋のひずみ分布を示す。試験体 S4534 では杭主筋の降-1200-0.01-0.0025

00.010.02
杭頭回転角θPT(rad)伏が認められなかった。また，θH=0.01rad 以降，引張から圧縮へ移
1200行しており，性状がせん断型から曲げ型へ移行している。
試験体S4524の杭主筋はθH=0.02rad 時に降伏ひずみに達した。図 4 に帯筋のひず
杭頭せん断力QPT(kN)ずみには達しておらず，せん断耐力に余裕があったと考えられる。
試験体 S4524 はθH=0.02rad 時に降伏ひずみを超えており，杭頭部のせん断破壊が支配的であったといえる。
4.3 実験結果とせん断耐力との比較
ウルボン指針 1)で算定した短期許容せん断力 QAS，終局せん断耐

0.020.010.005

0.030.04

θH 0.04

S4524800

み分布を示す。試験体 S4534 は約 3000μまで増加しているが降伏ひQSU2
QSU1

400

QAS-0.01

00.0025

最大値

Q杭AS横ひび割れ-400

杭斜めひび割れQSU1

PCリ ン グ ひ び 割 れ

Q帯SU2筋降伏-800杭主筋降伏力 QSU1 と QSU2 の評価値を実験結果と合わせて表 3 に示す。QAS 式の-1200-0.01

f s 値は低減していない値を用いた。終局せん断耐力の評価式は 2 つあるが，本試験体では QSU2＞QSU1 の関係がある。短期許容せん断力

引張鉄筋降伏-0.005

00.010.02
杭頭回転角θPT(rad)

0.03

S4534

S4524
PR5PR5PR3PR3

PR1PR1たが，実験値よりせん断耐力があると考えられる。最大せθ H=0.0025
θ H=0.005
θ H=0.01

ん断力を評価値で除した比で見ると，表 4 に示すように短θ H=0.02

期時 3.3～5.0，終局時 1.2～2.0 であり，安全側に評価できθ H=0.04

降伏歪み01000

2000

3000

PH5S4524

試験結果評価値PH3PH3PH1PH1

記号は参考文献 1)参照

31000

2000

3000

BS4534PR5PR3PR1PH5
水平力載荷位置－ ＋PH3PH1B

PH0 杭頭レベル（a）A-A断面
PH5,3,1,0A

PR5,3,1PH0-3000

PH0

降伏歪み
03000

6000

9000

12000（b）B-B断面

15000-1000

01000

2000

3000

4000 ひずみ測定位置

ひずみ ε(×10-6)

ひずみ ε(×10-6)

図 4 帯筋のひずみ分布(正載荷)表 4 実験結果と評価値の比⎧ 0.053 pt 0.23 (Fc + 18 )⎫QSU 1 = ⎨+ 0.846 p w ⋅ σ wy + 0.1σ o ⎬b ⋅ j⎩ M / (Q ⋅ d ) + 0.12
⎭ν ⋅ Fc0A

Q AS = b ⋅ j { f s + 0 .5 w f t ( p w − 0 .001 )}Q SU 2 = b ⋅ jt ⋅ p w ⋅ σ wy + k1 (1 − k 2 )b ⋅ B ⋅ν ⋅ Fc ≤-1000

ひずみ ε(×10-6)

PH5

表 3 実験結果と評価値
S4534
S4524
396.03 446.33
486.40 -529.66
408.05 446.33
679.70 464.92
794.64 886.85
239.03 178.09
494.28 432.72
665.87 636.145000

図 3 杭主筋のひずみ分布(正載荷)強筋を用いた場合の評価式の妥当性を検証した結果，

せ ん 断 力 (kN)
杭体横ひび割れPCリ ン グ ひ び 割 れ
杭体斜めひび割れ
引張定着筋降伏最大値
短 期 Q AS終 局 Q SU1終 局 Q SU2

4000

ひずみ ε(×10-6)b ⋅ jt*1 (株)長谷工コーポレーション 技術研究所*2 鹿島建設(株) 技術研究所*3 松井建設(株)*4 五洋建設(株) 建築本部 建築エンジニアリング部*5 高周波熱錬(株)*6 三井住友建設(株) 建築本部設計ｾﾝﾀｰ 構造ﾃﾞｻﾞｲﾝﾃﾞｨﾋﾞｼﾞｮﾝ

ケース
短 期 Q AS時
終 局 Q SU1時
終 局 Q SU2時

S4534
3.3
1.6
1.2

S4524
5.0
2.0
1.4

参考文献：
1)高周波熱錬(株)：場所打ちコンクリート杭のせん断補強筋としてウルボンを使用する工法設計指針・同解説，BCJ 評定－FD0157－01，平成 16 年 4 月
2)吉松他：場所打ち杭用杭頭半固定工法の開発 その 1,
日本建築学会大会梗概集,B-1,2006.9（投稿中）*1 Technical Research Institute, HASEKO Corporation*2 Kajima Technical Research Institute, Kajima Corporation*3 MATSUI Construction*4 Engineering Div.,Architectural Divisions Group,Penta-Ocean Construction Co., Ltd.
*5 Neturen Co., Ltd.
*6 Architectural Design Center Structural Design Division, Sumitomo Mitsui Construction―358―

450-1000

70

５．まとめ
杭体のせん断実験を行い，帯筋に高強度せん断補降伏歪み

80 120 150ている。

安全側に評価できることを確認した。

0.04

図 2 杭頭せん断力－杭頭回転角関係

QAS は曲げひび割れ発生時せん断力より小さい値である。
試験体 S4534 は最大せん断耐力を実験では確認できなかっ0.01