技術研究報告第 41 号

2015.10

戸田建設株式会社

杭頭接合工法の開発（その１）

杭頭接合筋の配置方法の改善とその性能確認のための構造実験および解析
DEVELOPMENT OF PILE HEAD CONNECTION SYSTEM

Part1 Experiments and analysis for investigation of structural performance for the improvement of placement method ofjoining reinforcement bars at pile head

福田 健*1, 金子 治*2, 稲永英治*3，中原理揮*3，佐野大作*1，田口智也*1，前田朋宏*3
Takeshi FUKUDA, Osamu KANEKO, Eiji INENAGA, Masaki NAKAHARA, Daisaku SANO
Tomoya TAGUCHI and Tomohiro MAEDA
This report shows the results of structural experiment of joining reinforcement bars at pile head in order to improve theexcessively - concentrated bar. In the first step, a series of cyclic loading test were carried out to obtain the mechanism of thestructural performance for pile head joint. Next, carried out analysis and compared it with the experimental value. The
following results were obtained.
1) Structural performance of pile head joint section was elucidated by structural experiment.
2) The analysis result and the experimental value showed good correspondence.

Keywords :Pile Foundation, Pile Head Connection, Steel Pipe Concrete Pile, Seismic Design, Structural Experiment杭基礎，杭頭接合部，鋼管コンクリート杭，耐震設計，構造実験

2. 性能向上のための杭頭接合工法の概要

1. はじめに建築物に用いられる鋼管コンクリート杭では，鋼管で負担する杭頭曲げモーメントをパイルキャップに伝えるための杭頭接合筋を鋼管外面に溶接して配置するのが一般的である．近年の高支持力化により
杭 1 本当たりの負担水平力が大きくなっているため，多数の接合筋が必要となることが多い．そのため，杭周長での接合筋の配置が困難となる場合がある．

杭頭接合部は，上部構造と杭体を構造的につなぐ部分であり，上部構造からの軸力（圧縮力・引張力），曲げモーメントおよびせん断力を杭体に伝達するとともに，地盤から受ける力を上部構造に伝える役割を担っている．
近年，杭の高支持力化に伴い，杭 1 本当たりが負担する水平力が大きくなることから，外殻鋼管付きコンクリート杭（SC 杭）や場所打ち鋼管コンクリート杭（耐震杭）（以下，これらの杭を鋼管コンクリート杭という）の適用が多くなっている．鋼管コンク
リート杭の杭頭接合部は剛接合として設計されることが多く，パイルキャップ内の杭の埋込み長さは最小限に留め，杭頭接合筋（以下，接合筋）によって杭頭曲げモーメントを処理する方法が多く採用されている．
鋼管コンクリート杭は杭体の耐力は高いものの，パイルキャップに定着するための杭頭接合筋量が多くなることから，基礎梁主筋との干渉で施工のトラブルが生じたり，過密配筋の解消のために杭径のサイズアップが必要となるケースも見られる．
このような課題に対応するため，杭頭接合部の構造性能と施工性の向上が同時に実現可能な接合筋の配置方法に関する工法開発を進めてきた．本報告では，本接合工法の概要を示した後に，杭頭接合部の性能確認実験と耐力評価方法との対応および有限要素解析の結果について報告する．

充填部空隙(補強プレートありの場合)
充填なし(空隙)

角型プレート

A タイプ

補強プレート接合筋(異形鉄筋)

B タイプ

図‐1 本工法の概要*1 戸田建設㈱技術開発センター 修士（工学）Research and Development Center, TODA CORPORATION, M.Eng.

*2 戸田建設㈱技術開発センター 工学修士

Research and Development Center, TODA CORPORATION, M.Eng.

*3 戸田建設㈱構造設計部

Structural Design Department, TODA CORPORATION, M.Eng.

修士（工学）

7-1

杭頭接合工法の開発（その１）14000

表‐1 実験ケース
12000
10000

試験体接合

No.

タイプ

1

A

なし

あり

グラウト

1000kN(0.1)

2

A

なし

なし

グラウト

1000kN(0.1)

3

A

あり

なし

グラウト

0kN(-)

4

Bなし－－1000kN(0.1)

軸力N(kN)

8000
6000

定着板

4000
2000

補強

軸力充填部

プレート

（軸力比）

00200

400

600

800

1000

1200

-2000

-4000

曲げモーメントＭ（kNm）＊軸力比は，（計測軸力/等価断面積）/実強度より算出＊杭径φ400＋200mm の仮想断面部を断面分割法で計算＊等価断面積は，実測肉厚からコンクリートと鋼管の剛性比で算出＊本工法のモデルは B タイプを使用．接合筋本数は 16 本

＊実強度は表‐2 参照

軸力N(-2000020000
0
円形配置（従来工法）
長方形配置（本工法）
0200曲げモーメントＭ（kNm）
400
600
800
1000 1200

図‐2 曲げモーメントＭ－軸力Ｎ関係
表‐2 材料定数（単位：N/mm2）
充填材

杭（コンクリート）

杭（鋼管）(Fc=105)（グラウト）

12785634.4

22733734.1

32719733.0427815

31.4

変形係数

圧縮強度

22704

64.1

－－(SKK490)(SM490)(SD345)

変形係数

圧縮強度

降伏強度

降伏強度

降伏強度

46690

132.2

380.0

406.0

410.0

交番載荷
変位 A

加力点

702764212250382

L1=1,590mm

そこで，杭頭接合部の性能向上と施工性改善のた交番載荷め，図‐1 に示すような直接杭頭に取り付けた鋼製の変位 A加力点接合プレート（図‐1 中の杭以外のプレートをまとめて接合プレートと呼ぶ）に接合筋を配置することで， 接合筋（定着板）正方形に近い配置にして基礎梁配筋時の干渉を避け杭るとともに，有効せいを大きくすることで曲げ耐力体の向上（図‐2）を目的とした工法の検討を進めてきた．ここで，A タイプは接合プレートを鋼管に溶接定着板使用時する量を最小限にするために，角型のプレートを４Sg-P箇所取り付ける方式で，溶接部の負担を分散させるMgための補強プレートも必要に応じて取り付ける．
Sg-T
B タイプは接合筋配置が完全な正方形になるよう，平らな接合プレートを組合せて取り付ける．なお，杭打設時の施工上の制約から，これらのプレートはすべて杭打設後の現場溶接となる．

L2=1,650mm

圧縮強度

接合筋

L3=1,200mm(Fc=30)変形係数

プレート200No.

パイルキャップ764

試験体1,400mm：ひずみゲージ(Sg-T；杭体，Sg-T；接合筋)：モールドゲージ(パイルキャップ)

3. 構造実験概要
本工法の構造性能の検証のため，接合タイプの違いおよび軸力をパラメータとして，表‐1 に示す構造実験を行った．A タイプは図‐1 中の接合プレート内は全てのケースでグラウト充填し，B タイプは空隙とした．試験体 No.1 は補強プレートを設けたタイプで杭との間は空隙とした．また試験体 No.3 は施工性の向上のために定着板を用いて接合筋の定着長を短くしたケースである．
試験体は，図‐3 に示す実大径の 1/3～1/2 程度を想定した杭径400mm(鋼管厚 6.0mm，コンクリート肉厚 65mm)の外殻鋼管付きコンクリート杭（SC 杭）をパイキャップに 200mm 埋め込んだ形状である．

Sg-T3
Sg-T4
Sg-T1

Sg-L

Sg-T3

Sg-T4

Mg-1
Sg-T1
Sg-T2

Sg-T2

負方向

Mg-2

Sg-H

Mg-3
：ひずみゲージ(Sg-T1～T4；試験体接合筋)：ひずみゲージ(Sg-L；角型プレート)：ひずみゲージ(Sg-H；No.1 補強プレート)：モールドゲージ(Mg-1～3；No.1 パイルキャップ)(No.1)(No.4)
図‐3 試験体概要

7-2

正方向加力方向2015.10

戸田建設株式会社

接合プレート（SM490 板厚 t=9mm）は全長をパイルキャップ内に埋込み，接合筋は D19(SD345)，定着長は 40d（d：鉄筋径）（定着板を用いた場合の定着長は 20d）とし，接合プレートにフレア溶接した．各材料の材料定数を表‐2 に示す．パイルキャップおよび充填材は供試体の圧縮強度であり，杭鋼管，接合プレートおよび接合筋の降伏強度はミルシート，実験時の接合筋の降伏ひずみ（2000µ）時の応力より算定した．
各部位の計測位置は図‐3 に示した通りであり，主な計測項目は水平および鉛直荷重・変位，接合筋，プレートおよびパイルキャップのひずみである．
載荷は図‐4 に示す試験装置を用いて，杭体に一定軸力を加えながら水平力を正負交番繰返しで変位制御により与えた 1)．載荷スケジュールは変形角（載荷点の水平変位/載荷点からパイルキャップ天端までの距離）R=0.125％，0.25％，0.5％，1％，1.5％，2％，3 ％ ， 4％ （ 試 験 体 に よ っ て は 6 ％ ま で 実 施 ） で
R=0.125％，0.25％は 1 サイクル，その他は 2 サイクルとした．
載荷点からパイルキャップ天端までの高さは杭頭固定で一様地盤中（N 値=5 を想定）の弾性支承梁の解より，杭体の曲げモーメントが 0 となる部分を載荷点として 1.65m とした．せん断スパン比 M/Qd は4.1 である．

している．軸力 1000kN を作用させた試験体 No.1，No.2 ， No.4 の 最大 曲げ モーメ ントは R=3％ 時で700kN・m 程度，軸力が 0 である試験体 No.3 は R=3％時で 600kN・m 程度となり，軸力の違いで若干最大曲げモーメントが変動している．
また，これらの試験体はいずれも，杭頭部の鋼管が局部座屈および杭体のコンクリートの圧壊により最大曲げモーメントが決定している（写真‐1）．
試験体 No.3 の最大曲げモーメント後の耐力低下は他の試験体に比べて緩やかである．これは，杭孔内の破壊状況を観察したところ，杭頭部付近でコンクリートの圧壊が局所的であったためと考えられる．

加力ジャッキ（鉛直）

水平力
加力ジャッキ（水平）試験体4. 構造性能確認試験結果
4.1 曲げモーメントМ-部材変形角θ関係
図‐5 に杭頭部の曲げモーメント M と載荷点水平変位を加力点からパイルキャップ上面までの距離で除して算出した変形角 θ の関係を示す．図中に最大曲げモーメントとそれが決定された破壊箇所を併記
800

800

最大：711kN・m（杭体で破壊）600（杭体で破壊）400

曲げモーメント M(kN・m)

曲げモーメント M(kN・m)

図‐4 試験装置

最大：713kN・m

600

400
2000-200-4002000-200No.2-400(a) SC 鋼管座屈状況-600

No.1-600-800-800-8-6-4-20246-88-6-4-202468

変形角 θ(％)

変形角 θ(％)

800

800

最大：603kN・m
600

最大：709kN・m
600（杭体で破壊）400（杭体で破壊）400

曲げモーメント M(kN・m)

曲げモーメント M(kN・m)

軸力2,850mm

技術研究報告第 41 号

2000-200-400

No.3-600

2000-200No.4-400-600-800(b) 杭体コンクリート圧壊状況-800-8-6-4-202

変形角 θ(％)

468-8-6-4-20

変形角 θ(％)

図‐5 曲げモーメントＭ－変形角θ関係7-32468

写真‐1 破壊状況

杭頭接合工法の開発（その１）

4.2 曲げモーメントМ-ひずみε関係（接合筋）
図‐6 に杭頭部の曲げモーメント M と接合筋のひずみ ε の関係を示す．正加力時に加力方向の背面側の接合筋に引張力が発生し，試験体 No.1 は R=3％時のひずみが 2000μ 程度で 4 本全ての接合筋が降伏している．これに対して，試験体 No.2 および No.3 は最大曲げモーメント時であっても，接合筋は降伏に至っていない．試験体 No.4 は R=3％時に Sg-T2 の接合筋のみが降伏している．また，杭中心から離れている接合筋(Sg-T1 および Sg-T2)ほどひずみが大きくなる傾向が全ての試験体で確認できた．
図‐7 に各正載荷のステップでのパイルキャップ内に設置したモールドゲージにより得られたコンクリートのひずみ ε を示す．モールドゲージは試験体No.1 および No.2 にのみ設置している．試験体 No.1では，角型のプレート付近に設置した隅部 Mg-1 および Mg-3 での圧縮ひずみが最大で 350μ 程度に対して，中央部 Mg-2 はほとんどひずみが発生していなく，隅部のひずみが卓越している．一方，試験体 No.2 では中央部の最大圧縮ひずみが 200μ 程度，隅部が 100～150μ 程度となり，試験体 No.1 に比べてひずみが均等に作用している．
図‐6 で試験体 No.1 の接合筋が全て降伏しているのは，試験体 No.1 は角型プレート先端付近のひずみが局所的に作用している為，杭前面の支圧抵抗が小さくなり，その分を接合筋が負担したものと考えられ，接合ディテールの違いによりコンクリートの支圧性状が異なることが示唆される．

4.3 曲げモーメントМ-ひずみε関係（プレート）
図‐8 に試験体 No.1 の杭頭部曲げモーメントＭ－接合プレートひずみεの関係を示す．圧縮側のひずみを負，引張り側のひずみを正として表示している．
Sg-L（鉛直）は最大で-1200程度，Sg-L（水平）は負載荷時に最大で-1500程度であり，終局時には接合筋は降伏しているものの，接合プレートは降伏に至っていない．

5. 耐力評価方法
パイルキャップに接合筋外端＋100mm の正方形仮想断面と杭埋め込み部のコンクリートの支圧抵抗 3)の和から算出した杭頭接合部の終局曲げモーメント，および実測強度から断面分割法 2)を用いて計算した
杭体の終局強度を表‐3 に示す．計算時のコンクリー
トの終局ひずみは 5000μ と仮定した．
800
600

曲げモーメント M(kN・m)

400
2000-200-400-600-800-2000-1500-1000-50005001000

曲ひずみ ε(μ)

Sg-L(水平)

-2000
20000

Sg-L(鉛直)

ひずみ ε(μ)

800

600

600

400

400

曲げモーメント M(kN・m)

曲げモーメント M(kN・m)

図‐8 曲げモーメントＭ－プレートひずみε関係
800

2000-200-400

No.1-600-800
-3000

-2000

-1000

01000

2000

3000

200Mg-20-200-400-800
-3000

Mg-3

No.2

-600

4000

-5000
5000

Mg-1

-2000

ひずみ ε(μ)

-1000

01000

2000

3000

No.1
100

4000

0

800

800

600

600

400

400

-100-200-300-400

ひずみε(μ)ひずみ ε（μ）

曲げモーメント M(kN・m)

2000-200
-400

No.3

-600
-800
-3000

-2000

-1000

01000

2000

3000

200

Mg-20-200
-400

4000

-800
-3000

Sg-T1
-2000
2000
0Mg-3

No.4

-600-2000

-1000

0

1000

2000

3000

No.24000

1000Sg-T2Sg-T3
ひずみ ε(μ)-100-200-300-400

ひずみε(μ)ひずみ ε（μ）

ひずみ ε（μ）

曲げモ

曲げモーメント M(kN・m)

Mg-1

0.125%

Sg-T4

0.25%

ひずみε(μ) 1.5%
1%200 0 -200 -400-3000
2000
図‐6 曲げモーメントＭ－接合筋ひずみε関係

0.5%
2%

図‐7 変形角毎のパイルキャップひずみε分布

7-4

技術研究報告第 41 号

2015.10

戸田建設株式会社

表‐3 実験結果及び終局耐力算定値（単位：kN・m）
試験体
No.
1
234

実験値
（最大耐力）
710.8
713.4
602.6
708.5

杭体の終局強度
592.3
592.3
469.6592.4

杭頭接合部の終局強度
杭側面部の抵抗 Mα
仮想断面部の抵抗 Mβ266.2544.3
263.4
544.1
255.6
226.8
242.3
541.9

軸力が 0 である試験体 No.3 を除き，杭頭接合部の終局曲げモーメントが実験値の最大曲げモーメントを上回り，実験で確認した破壊性状（杭体で破壊）との対応を確認できた．
試験体 No.3 に関しては実験値の最大曲げモーメン
トが杭頭接合部の計算値を上回る結果となった．これは，杭頭接合部の耐力を過小評価しており，実験での仮想断面部の抵抗および支圧抵抗が計算値よりも大きくなるために，実験では杭体で最大曲げモーメントが決定していると考えられる．
以上から，仮想断面の曲げ耐力および杭埋め込み部の耐力評価が実験値に対し安全側となることを確認した．ただし，接合部の耐力には仮想断面の大きさや支圧の影響評価が重要であり，今後有限要素解析等により評価式の精度向上をはかる予定である．

破壊箇所

Mα+Mβ
810.5
807.5
482.4
784.2

杭体
杭体
杭体
杭体イプの試験体 No.4 の 2 体を対象に，有限要素解析による非線形解析を行った結果について述べる．解析には，Soilplus（伊藤忠テクノソリューションズ）を使用し，載荷点に一定軸力を作用させながら水平力を加える静的増分載荷を行った．
実験体は図‐9 のように 1/2 の対称条件でモデル化を行った．コンクリートおよび充填材はソリッド要素，鋼板は板要素，接合筋はバー要素でモデル化した．コンクリートと鉄筋の付着は充分にあり，鉄筋の抜け出しは無いものとしている．また，鋼材と接する部材との間にはインターフェイス要素を設置し，引張強度（2N/mm2）以上の引張力が作用すれば剥離現象を，せん断強度（2 N/mm2）以上のせん断力が作用すればすべり現象を表現している．
杭体のコンクリートは圧縮強度の 0.1 倍の引張力が作用した場合にコンクリート部材が剥離するように設定してコンクリートに引張応力が生じた場合の応力解放を表現している．
降伏判定は全ての材料で Von-Mises の降伏条件を使用し，応力－ひずみ関係はバイリニア型にモデル化した．降伏後の剛性は変形係数の 0.001 倍としている．各材料の物性値は表‐2 の数値を使用した．

6. 有限要素解析
6.1 解析概要
本研究ではφ400mm の杭を対象として実験を行ったが，その他の杭径や軸力，接合筋量を変動させたケースについては解析的に検討することにした．
その手始めとして， A タイプの試験体 No.2，B タ

700

600

軸力
杭鋼管
杭体コンクリート

曲げモーメント M(kN・m)

水平力

500

400

300

200No.2

充填材

100

接合プレート

000.5

11.52

変形角 θ(％)
700

接合筋
パイルキャップ

曲げモーメント M(kN・m)

600

500

400

300

200100（全体）No.4（杭詳細）
000.5

11.52

変形角 θ(％)

図‐9 解析モデル（A タイプ）

曲げ

実験値
解析値0
変形角 θ(rad)図‐10 曲げモーメントＭ－変形角θ関係7-500.005
0.010.0150.02

700700

600

600500500

曲げモーメント M(kN・m)

曲げモーメント M(kN・m)

杭頭接合工法の開発（その１）

400

300

200100No.2

400

300

200100

Sg-T1

No.4

0250

500

750

1000

1250

0

1500

250

700

600

600

500500

曲げモーメント M(kN・m)

曲げモーメント M(kN・m)

700

400

300

200100（塑性域）

No.2

1000

1250

1500

300

200

No.4

Sg-T400

250

500750

試験体 No.4

1000

1250

1500

0ε(μ)

250500750

1000

ひずみ ε(μ)

実験値
解析値0
変形角 θ(rad)図‐12 曲げモーメントＭ－接合筋ひずみε関係
曲げ

図‐11750

400100

Sg-T40ひずみ

試験体 No.2500

ひずみ ε(μ)

ひずみ ε(μ)（弾性域）

Sg-T100

鋼管および接合プレートの塑性化状態

00.005
0.01
0.015
0.02

6.2 解析結果
各試験体の曲げモーメント M－変形角θ関係を図‐10 に示す．試験体 No.2 および試験体 No.4 ともに解析と実験結果の骨格曲線は良い対応を示している．
図‐11 に終局時の杭鋼管および接合プレートの塑性化状況を示す．杭鋼管の圧縮側および引張側で塑性化しており，実験での破壊モードとの対応が見られた．また，接合プレートは鋼管との取り合い部分で局所的な塑性化が見られたが，他に塑性化している部分は見られなかった．
図‐12 に曲げモーメント M－接合筋ひずみε関係を示す．解析と実験結果は概ね対応しているが，Sg-T4 は試験体 No.2 および試験体 No.4 ともに載荷初期の接合筋ひずみが実験結果に比べて小さくなる結果となった．
7. まとめ鋼管コンクリート杭の杭頭接合筋の配置方法に関して構造性能向上および施工性改善を目的として，接合タイプおよび軸力をパラメータとした性能確認実験を行い，杭頭接合部の力学性状を確認した．
また，耐力評価方法および有限要素法による非線形解析を行い，実験結果との対応を確認した．
なお，接合プレートの溶接時の施工性等については，別途施工試験を実施して確認を行う予定である．
参考文献
1) 金子 治ほか：東北地方太平洋沖地震における杭基礎被害の要因分析に向けた検討(その 3 杭基礎の強度・変形特性に関する検討)，日本建築学会大会学術講演梗概集 B-1，pp.699-700，
2014.92) 既製コンクリート杭－基礎構造設計マニュアル－建築編，コンクリートパイル建設技術協会，2009.5
3) 杉村義広ほか：杭頭接合部の力学的挙動に関する研究，建築研究報告 No.129，pp.66‐73，1990.9

7-61250

1500