組杭試験体による杭頭結合構造の正負交番水平載荷実験
道路・鉄道技術委員会
られている。しかし、本杭頭結合構造で1. はじめには、現場溶接における施工条件管理や道路橋における杭基礎およびその周辺品質確認を確実に行うことは困難であり、技術の高機能化をはかるため、鋼管杭・必ずしも十分な品質保証がなされていな

鋼矢板技術協会では、土木研究所らとといのが実情である。

もに共同研究を進めており、その中の重この問題への対処として、①杭頭結合要課題として、鋼管ソイルセメント杭 や部に用いる中詰め補強鉄筋の材質（強回転杭 1）等の大支持力鋼管杭実用化に度）を現状最大のSD345（降伏点 345N/伴う杭頭反力増大に対応するための新しmm2 以 上 ）からSD490（ 降 伏 点 490N/

い杭頭接合構造の開発が急務となっていmm2 以上）へ高強度化、②杭頭結合部る。の耐力評価方法（フーチング内に鉄筋コ1）

従来の道路橋基礎における鋼管杭とンクリート断面を仮定した仮想 RC 断面にフーチングの結合方法としては、実施工よる評価）の合理化（拡大）、により、構においてはフーチング内配筋の施工性確造性能とコスト性を維持しつつ、現場溶保などの理由から、フーチング内の杭の接レス化する方法（図 2）を提案している。

埋込みは最小限度（100mm）に留め、主筆者らは、まずは単杭実験による杭頭結として中詰め補強鉄筋で補強することによ

合部水平耐力の実験 3）を実施し、SD490

り杭頭反力に抵抗する方法（方法Ｂ）が鉄筋を用いた場合の杭頭結合部の水平採用される傾向にある2）。

耐力および変形性能を明らかにした。

写真 1組杭試験状況

縁端距離

フーチングD

鋼管杭（既製杭）図 3 フーチング縁端距離

その一方で、前述の大支持力鋼管杭

一方、単杭実験では杭体に作用するに対しては、結合方法Ｂの中詰め補強鉄変動軸力を再現できないことから、結合構造性能を確認した。なお本実験では、筋だけでは十分な杭頭部耐力が確保で部が軸圧縮力および軸引張り力を繰り返

フーチング端部の杭表面からフーチングきないことから、現状では補強鉄筋を鋼し受けた場合の杭頭結合部の性能につ縁端までの距離（以下、縁端距離）の異管杭外周にも現場溶接（フーチングへのいては未確認であった。このため、2 本なる供試体での載荷を実施しており、杭埋込み部 10cm 範囲のフレア溶接）して杭組杭の供試体による正負交番の水平載頭結合部の耐力評価とあわせてフーチン頭部耐力を高める方法（図 1）が広く用い荷実験を行い（写真 1）、杭頭結合部のグ縁端部の損傷過程にも着目し、現行設計法の規定（鋼管杭径の0.75 倍以上）を短縮することが可能であるかを検討した。

2. 実験条件
本実験は、図 4に示すように、橋脚基部からフーチング、杭体までを模擬したもので、実スケールの1/2 程度を想定しており、軸力、曲げモーメント、せん断力が同時に杭頭結合部に作用する構造とし
図1現状の鋼管杭頭結合構造（中詰め＋杭外周溶接鉄筋）

図 2 高強度鉄筋を用いた杭頭構造（溶接レス）

た。また、杭頭水平力による杭縁端部で10

Case 1Case 2杭種

鋼管杭杭径508 mm

スケール

1／2

載荷高さ

1500 mm（約 3D）

鋼管肉厚

7.8 mm

鋼管杭材質

STK400軸 力

1200kN

コンクリート設計 杭 体
基準強度
フーチング

30N/mm2

鉄筋種類

30N/mm2

軸方向SD490

その他

SD345

杭の軸方向鉄筋（鉄筋比）
フーチング下面の主鉄筋

D29-12 本（0.0393）
D22＠125 mm

D22＠125 mm

168 mm（0.33D）

375 mm（0.75D）

杭の縁端距離側面鉄筋
フーチング側の鉄筋定着方式

無 し
PileA：一般的定着
PileB：機械式定着

機械式定着

図4

コンクリートが負担する押抜きせん断抵抗

表1

鋼管杭杭頭結合部

組杭実験概要鉄筋の材料強度（Case 1，Case 2共通）
降伏応力（N/mm2）

降伏ひずみ（μ）

最大応力（N/mm2）

弾性係数（kN/mm2）

杭軸方向鉄筋
SD490，D29526.2

2698708.8

195.0

フーチング主鉄筋
SD345，D22364.9

1890569.5

193.1

面積が最も小さくなる45°方向に載荷した。
供試体は、Case1では縁端距離を現行規定よりも縮小した0.33D（D：杭径）とした。 一 方、Case2では、 現 行の道路橋示方書で規定されている最小距離0.75Dとした。また、杭頭補強鉄筋として

表2

杭頭結合部 コンクリート強度はいずれも高強度鉄筋（SD490）を使用しており、フーチングコンクリートの圧縮強度は、鉄筋との付着性能を向上させる目的でσck=30N/mm2を用いた。
杭頭補強鉄筋の定着に関して、杭側の定着長については単杭実験結果 3）をもCase 1（0.33D）
Case 2（0.75D）

圧縮強度（N/mm2）

弾性係数（kN/mm2）

ポアソン比

割裂強度
（N/mm2）

材齢（日）

フーチング

33.72

26.89

0.191

3.294

31

杭体（中詰め）

27.94

25.07

0.194

2.473

38

フーチング

29.74

25.45

0.175

2.900

30

杭体（中詰め）

31.99

26.97

0.204

3.001

37

表3 フーチングの配筋情報
Case 2（縁端距離 0.33D）

Case 2（縁端距離 0.75D）とに、Lo＋10φ（φ：鉄 筋 径、Lo：現 行

フーチング厚1400 mm

1620 mm

設計法における定着長）として設定した。

下面鉄筋（SD345）

D22＠125 mm（pt＝0.23％）

D22＠125 mm（pt＝0.23％）

フーチング側について、Case1では両杭ともに機械式定着体（写真 2）を用いて材料強度を表 1および表 2に示す。また、び割れが発生しないかを確認するため、

定 着 長を2/3×Lo＋10φとした。Case2

フーチングの配筋情報を表 3に示す。

レベル1 地震動相当荷重として0.75Pyをでは片方の杭を機械式定着体（定着長：杭体の降伏荷重 Py の設定については、2/3×Lo＋10φ）、もう片方は機械式定着実験供試体に用いた材料の規格下限強体なし（定着長：Lo＋10φ）とした。

度を用いて、押込み側で死荷重相当の実験に用いた鉄筋およびコンクリートの軸力を引抜き側では軸力ゼロとし中詰めコンクリートを考慮した杭体モデルによる非線形フレーム計算により算定した。また、10 回繰り返すこととした。

3. 実験結果
図 5、6に各ケースの載荷点における荷重－変位関係を示す。

実験において降伏荷重 Py に到達した時点の載荷点変位を（1δy）とした。

写真 211

杭頭補強鉄筋の機械式定着体（１）水平荷重と変位の関係

なお、本載荷に先立ち、杭頭補強鉄いずれの試験体も載荷ステップ2δy 付筋の高強度鉄筋がレベル1 地震動に対近において、引張り側最外縁に位置するしてその性能を発揮するのか、有害なひ杭頭補強鉄筋が降伏した後、8δy 載荷

図5

載荷荷重位置での荷重－変位関係（Case 1）（縁端距離 0.33D）

図6

載荷荷重位置での荷重－変位関係（Case 2）（縁端距離 0.75D）

ば、鉄筋抜け出しによる破 壊 は生じないことが確認 できた。また
機械式定着体を有する場合、定着 長 を2/3×Lo＋10φとしても有
図7効に機 能してい全杭降伏までの剛性比較ることが確認できた。
図 8に各 載 荷
図8

各載荷ステップごとの引張側最外縁鉄筋（引張杭）の歪み分布（Case 2）

ステップごとの引張側最外縁鉄（２）変形性能

写真 3 フーチング被りコンクリート脱落筋（引張杭）の歪み分布を示す。なお同いずれのケースでも8δy 程度に至るま図より基礎の塑性率が 4 程度（4δy）の場で荷重が増加し、軸力変動を考慮した合、杭頭結合面からフーチング側、杭体組杭実験においても杭頭結合構造の変内側ともに10φ程度で杭頭補強鉄筋が形性能に問題ないことが確認できた。い塑性化していることから、この区間ではずれのケースも最大荷重到達後の荷重付着切れが生じていると考えられる。した低下要因は、押込み杭内側コンクリート

がって、フーチング内、杭体内ともに現行の圧壊が進行し、フーチング被りコンクリー設計法における定着長 Loに加え、10φトが脱落したことによる（写真 3）。の余裕分を見込むのが妥当であると考えなお、被りコンクリート脱落により剥き出られる。

しになった杭頭補強鉄筋は、その後の載写真 4

荷サイクルにおいて、繰り返し塑性変形鉄筋の破断（４）仮想ＲＣ断面径の評価を受け、最終的に14～16δy に至って破実験における杭頭降伏荷重（杭頭鉄時に最大荷重に到達し、14～16δ にお断が生じた（写真 4）が、これはフーチン筋が降伏応力度に達するときの水平荷いて破壊に至った。杭頭結合部におけるグ被りコンクリート圧壊後の現象であること重）に対して、計算による仮想 RC 断面の軸方向鉄筋の降伏荷重およびその時のから、フーチングの健全性が保たれてい降伏耐力値と一致するように逆算した（仮変位、並びに最大荷重および変形性能

れば、杭頭補強鉄筋に致命的な損傷が想 RC 径－杭径）の値について、杭径とについては、縁端距離の違いによる明確生じることは無いと考えられる。の対比として整理したものを図 9に示す。

yな差は無いことが確認できた。さらに、図7に示すように基礎の降伏までの剛性比較から杭頭剛結度は変わらないことが分かった。

同図中には、既往の実験結果 3）〜6）を同（３）杭頭補強鉄筋の定着性様に整理したデータも記載した。

本実験より、SD490 高強度鉄筋を用い組杭試験の仮想 RC 柱径評価についた場合、鉄筋定着長が Lo＋10φであれては、非線形フレーム計算結果（押込み12側で死荷重相当の軸力を引抜き側では軸力ゼロとし中詰めコンクリートを考慮した杭体モデルによる）をもとに各杭の水平分担力を決定し、引抜き側の杭頭結合部で評価を行った。今回の組杭実験における結果は、杭基礎設計便覧 1）で設定されている200mmを上回っており、既往の単杭実験結果によるフィッティング線（0.25D＋100mm）と概ね一致することが確認できた。
（5）フーチングの損傷発生について
表 4にCase1（縁端距離 0.33D）およびCase2（縁端距離 0.75D）におけるフーチ
ングの損傷発生時点について、比較して示す。フーチングのひび割れについて、縁端距離の短いCase1において、フーチ

図9杭径と仮想RC柱径との関係（降伏荷重時）表 4 フーチングの損傷発生比較
Case 1（縁端距離 0.33D）

ング下面ひび割れと側面までの進展がより早い段階で発生するとともに、フーチング下面鉄筋の一部が降伏したことが確認された。一方、前述のとおり、降伏および最大荷重、変形性能については、縁端距離の違いによる明確な差は無く、押込み杭内側のコンクリートの圧壊、およびフーチング被りコンクリート脱落の発生時点は同じであったことから、フーチングのひび割れ発生等が杭頭結合部の構造性能に及ぼす影響は小さいことがわかっ

0.75δy 時③ -0 フーチング下面にひび割れが発生（押込み側）③ -1 フーチング側面に破壊ひび割れ
4〜14δy 時（せん断ひび割れ）が発生※フーチング側面のせん断ひび割れが進展するものの破壊までには至らず

5〜6δy 時フーチング下面鉄筋の一部が降伏（引抜き側）※フーチング下面鉄筋は降伏せず

10δy 時⑤フーチング被りコンクリートが脱落（引抜き側）

10δy 時⑤フーチング被りコンクリートが脱落（引抜き側）

14δy 時③ -2 鉛 直押抜きせん断によりフーチング上面のかぶりコンクリート剥落

14δy 時

実験供試体破壊時（杭の軸方向鉄筋破断）

0.25δy 時

2δy 時③ -0 フーチング下面にひび割れが発生（押込み側）

Case 2（縁端距離 0.75D）た。したがって、縁端距離を現行規定（0.75D）よりも縮小することは可能である壊は生じないことが確認できた。またと考えられる。

機械式定着体を有する場合、定着長を2/3×Lo＋10φに縮小しても有効に4. まとめ
組杭による正負交番載荷試験により以下のことが確認できた。

機能することが確認できた。

法 Bにおいて、中詰め補強鉄筋の強現行の規定値を上回るとともに、組の仮想 RC 断面径評価であったことが確認できた。

強度が確実に向上するとともに、軸力（４）縁 端 距 離を現 行 規 定（0.75D）より変動を伴う繰り返し載荷に対しても十も小さくした場 合（0.33Ｄ）、フーチ分な変形性能を保持していることが確

ングのひび割れ発生等は早まるもの認できた。の、杭頭結合部の剛性、耐力、変形性能は変わらないことが確認でき131月2）（ 社）日本道路協会：道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編、2002
合構造の正負交番水平載荷実験、土木学会第64 回年次学術講演会、2009
4）建設省土木研究所：杭頭部とフーチングの結合部の設計法に関する検討、土木研究所資料、第3077 号、1992
5）建設省建築研究所：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、1990

度をSD490に高めることにより結合部（２）SD490 高強度鉄筋を用いた場合、杭た。したがって縁端距離を現行規定側の鉄筋定着長がLo＋10φ（φ：鉄（0.75D）よりも縮小することは可能で筋径、Lo：現行設計法における定着あると考えられる。

長）であれば、鉄筋抜け出しによる破1）（社）日本道路協会：杭基礎設計便覧、平成 19 年

3）恩田、中谷、白戸ら：高強度鉄筋を用いた杭頭結（３）杭 頭結合部の耐力評価について、杭実験において既往単杭実験と同等（１）道 路橋示方書における杭頭結合方＜参考文献＞

6）小林ら：くい頭結合部の耐荷特性に及ぼす埋込み型補強筋のかご径の影響、土木学会第 42 回年次
学術講演会、1987.9