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日本建築学会大会学術講演梗概集（中国） 2008年 9 月

場所打ち杭用杭頭半固定工法の開発
そ の１３

実 大杭を 用い たコア 定着 による 引張 定着筋 の引 張試験

場所打ち杭

杭頭半固定

引張定着筋正会員

後施工

コア抜き

付着強度

同

○加藤政利＊１

同

鈴木真吾＊２

実＊３

同

西村憲義＊４＊５

同

植田一義＊６

小林

同

山口克彦

1．はじめに

表１

本報では［その 12］(以降、前報と記す)に引続き、実施

コア径工に限りなく条件を合わせた実大杭にコア定着した引張呼径75mm 呼径100mm

試験体名(外径77.8、 (外径110.0、内径67.8)
内径100.0)

定着筋の引張試験により付着耐力を把握するとともに、前報で報告した縮小モデル試験により確認されている耐力式で評価できることを確認することを目的とする。
2．試験体
本実験で用いた試験体の一覧を表１に、試験杭の形状試験体一覧定着長[L](mm)

試験体数○1,2503

試験杭No.130075US－1～3○300 ※3試験杭No.2

1,250

3

試験杭No.330100UL－1～3○※実際の定着長さを示しているが、杭天端から50mmの深さまではコア内部の付着を切るため、実長は350mmとなる。

1,800
340

径φ1,800)のコンクリート(設計基準強度：Fc30)及び充

1,120

340

引張定着筋

引張定着筋

填モルタル(セメント系高強度無収縮モルタル：50N/mm2)の材料試験結果を表２,３に示す。
実験パラメータは、定着長さ(300mm と 1,250mm)、120°

後施工用コアコンクリート
強度確認用

後施工用コア340

降伏しないよう設定するため、D41 の SD685 を用いた。
図１

この引張定着筋の材料試験結果を表４に示す。
試験体の製作手順は、所定の定着長さまでコアボーリ

表２ングを行い、４日間の期間を経てモルタルの充填後に引張定着筋の挿入を実施した。

2

杭番号

試験体の載荷実験は、図２に示すようにモルタル充填試験杭No.2より 14～16 日の養生期間を経て実施した。30075UL シ

1－133.2
2－141.8
3－137.0

試験杭No.3

リ ー ズ お よ び 30100UL シ リ ー ズ ( 共 に 定 着 長 は
表３1,250mm)試験体の載荷方法は、杭本体に反力が伝わら単位：N/mmないような加力フレームを設け、そのフレーム上に現場封かん養生ドセルをセットして行った。一方、30075US シリーズ
試験体の載荷方法は、ラムチェアと 2,000kN 能力のセ標準養生トして行った。なお、ラムチェア下は細砂を薄く敷き、返し載荷とした。

種類

ネジふし鉄筋

圧縮強度 （N/mm ）1－2
1－3
1－438.6
38.0
34.4
2－2
2－3
2－4
37.3
41.241.83－23－3
3－4
38.2
40.2
43.8

平均36.1
平均40.5平均39.8充填モルタルの材料試験結果

23日強度 7日強度 11日強度 15日強度 16日強度 28日強度
－
45.2
57.1
63.0
65.4
74.0
－
44.3
57.7
64.1
64.6
68.9
－
46.1
58.0
62.2
63.7
68.6
－
45.2
57.6
63.1
64.6
70.5
－
－
－
64.3
68.3
73.5
－
－
－
65.3
66.5
71.2
－
－
－
65.0
67.8
72.3
－
－
－
64.9
67.5
72.3

123
平均
123
平均

表４

水平・鉛直のレベル調整を行いながらセットした。
これら全試験体の載荷履歴は、引張方向のみの 1 回繰900

杭体コンクリートの材料試験結果（コア供試体）

3．実験方法ンターホール型油圧ジャッキ、およびロードセルをセッ560

試験杭の形状および引張定着筋設置位置

試験杭No.1

2,000kN 能力のセンターホール型油圧ジャッキとロー

引張定着筋

120°

60°

杭天端から 50mm の深さまでは表層コンクリートの破実長は 350mm となっている。引張定着筋は、実験中にシースおよび引張定着筋の配置位置

120°

コア径(φ75 と φ100)を組合せた３種類とした。なお、壊を防止することを目的にコア内部の付着を切るため、

考

30075UL－1～3

および引張定着筋設置位置を図１示す。なお、杭体(杭付着長さが 300mm の 30075US シリーズの試験体は、備規

引張定着筋の材料試験結果
格D41 SD685B

降伏耐力2(N/mm )引張強さ2(N/mm )

降伏比(％)

伸び(％)

70291776.5

16.5

Development of semi-rigid Connections for Cast-in-place Pile HeadPart 13 Tension Testing of Reinforcing Bars by Core-Anchorage Method used Full-Scale Pile
KATO Masatoshi. SUZUKI Shingo. KOBAYASHI Minoru. NISHIMURA Noriyoshi. YAMAGUCHI Katsuhiko and UEDA Kazuyoshi.

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4．実験結果と考察
3,500

本実験の結果を表５に示す。同表中、実験値は実験終

ダブルナット2,000kN ジャッキロードセル

了までの最大荷重(kN)を示しており、材料試験結果に基づく計算値は、表２～４に示す材料試験結果を代入して求めた計算値を上段に示している。なお、括弧内の比率

笠材

1,250

は最大荷重を計算値で除した値である。破壊モードについては、鉄筋降伏，鉄筋付着破壊，複合付着破壊(鉄筋付引張定着筋着破壊＋モルタル充填部の付着およびモルタルのコーン破壊)の３種類に分類した。

試験杭340 560
9001,800表５に示す実験結果から、30075UL シリーズおよび30100UL シリーズでは、材料試験結果に基づく最大荷重

図２

引張定着筋の引張試験概要図と計算値の比較において、①および②の比率は約 1.0 と表５引張定着筋の実大引張実験結果ほぼ一致しており、③および④比率は 0.50 以下と小さいことから、引張定着筋の降伏耐力により杭頭部の引抜耐試験体番号力が決定されたと判断できる。
30075US シリーズでは、30075US－1 試験体のみ材料試
験結果に基づく最大荷重と計算値の①の比率が約 1.0 と引張定着筋の降伏耐力に限りなく近く、②の比率が約 3.4と十分大きな付着耐力が得られている。これは写真１－(a)に示すような鉄筋の付着破壊であったためと考えられる。しかし、30075US－2 および 30075US－3 試験体は、材料試験結果に基づく最大荷重と計算値の①の比率が0.61～0.70 と低く、引張定着筋が降伏耐力に達する前に③や④の耐力限界に近づいたことが原因と考えられ、写真１－(b)に示すような複合的な付着破壊が生じたためと考えられる。

材料試験結果に基づく計算値(最大荷重/計算値)
②③④①

実験値
最大荷重(kN)

T ry(kN)941( 1.0494130075UL－2 1,010.2( 1.0794130075UL－3 998.7( 1.0694130075US－1 955.0( 1.0294130075US－2 657.9( 0.7094130075US－3 569.3( 0.6194130100UL－1 969.9( 1.0394130100UL－2 966.3( 1.0394130100UL－3 972.1( 1.0330075UL－1980.6

T bs

T bu

T ms

(kN)

(kN)

(kN)

破壊モード

1,016
2,033
5,122鉄筋降伏) ( 0.96 ) ( 0.48 ) ( 0.19 )
1,016
2,033
5,122
鉄筋降伏) ( 0.99 ) ( 0.50 ) ( 0.20 )
1,016
2,033
5,122
鉄筋降伏) ( 0.98 ) ( 0.49 ) ( 0.19 )2855691,307
鉄筋付着破壊) ( 3.36 ) ( 1.68 ) ( 0.73 )2855691,307
複合付着破壊) ( 2.31 ) ( 1.16 ) ( 0.50 )2855691,307
複合付着破壊) ( 2.00 ) ( 1.00 ) ( 0.44 )
1,016
2,033
7,625
鉄筋降伏) ( 0.95 ) ( 0.48 ) ( 0.13 )
1,016
2,033
7,625
鉄筋降伏) ( 0.95 ) ( 0.48 ) ( 0.13 )1016
2,0337,625
鉄筋降伏) ( 0.96 ) ( 0.48 ) ( 0.13 )① 引張定着筋の引張降伏耐力

T ry ＝σry ･a r

これらの破壊状況から判断すると、引張定着筋の定着長さが極端に短い場合は、複合付着破壊が発生し易く、② 引張定着筋の短期許容付着力

T bs ＝1.5×(1.35＋σm /25)･φ r ･L r

引張耐力にばらつきが生じる傾向にある。しかし、引張③ 引張定着筋の付着耐力

定着筋の定着長さを十分大きく確保することにより、引④ モルタル充填部の短期許容付着力

T bu ＝f bu ･φ r ･L r ， f bu ＝3.0×(1.35＋σm /25)

張定着筋を降伏させることが可能であると判断でき、引T ms ＝3.0×min {1.35＋F c /25, F c /10}･φ m ･L m

張定着筋の降伏耐力のみで検討することが可能であると考えられる。
5．まとめ
前報で示した耐力評価式は、本実験のような実大規模の場所打ち杭に対しても十分評価できることを確認した。
なお、本実験はキャプテンパイル協会(CTP 協会：20 社)の活動の一環として行ったものである。
【参考文献】
1)吉松他：場所打ち杭用杭頭半固定工法の開発その 1～その 9、
日本建築学会学術講演梗概集、B-1、pp.349～365、2006 年 9 月
2)キャプテンパイル協会編：キャプテンパイル工法施工マニュアル、
2006 年 4 月.
*1 五洋建設(株) 建築本部 建築エンジニアリング部*2 (株)奥村組 東京支社 建築工務部 技術課*3 鹿島建設(株) 建築管理本部 建築技術部*4 三井住友建設(株) 建築管理本部 建築技術部*5 (株)淺沼組 東京本店 建築部 品質管理室*6 (株)植木組 東京支店 建築部(a) 鉄筋付着破壊

写真１(b)

複合付着破壊引張定着筋の破壊状況*1 Engineering Div., Architectural Divisions Group, Penta-Ocean Construction Co., Ltd.
*2 Building Department, Tokyo Branch, Okumura Corporation.
*3 KAJIMA CORPORATION.
*4 Sumitomo Mitsui Construction.
*5 Quality Management Office, Building Construction Dept., Tokyo Main Office, ASANUMA Corporation.
*6 Building Construction Department, Tokyo Branch, UEKI Corporation.

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