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日本建築学会大会学術講演梗概集（関東） 2006年 9 月

引抜き力を受ける既製コンクリート杭の杭頭半剛接合法に関する研究
その２ 実験結果

１．はじめに２．曲げ損傷限界実験
各試験体について，‑600 〜 2500kN の軸力レベルにおける弾性限界回転角を精査した．本実験において，SNR タイプ（No.1）とｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNR タイプ（No.3）では，鋼棒の最大ひずみが 1 5 0 0 μに達した時点を弾性限界と定義した．
PC 鋼棒タイプでは，PC 鋼棒のひずみが，No.2 の場合 3000μ，No.4 の場合 3300 μに達した時点を弾性限界と定義した．図１に弾性限界回転角と軸力の関係を示す．SNR タイプとｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNR タイプに明確な差異はない．一方，PC 鋼棒タイプは，SNR タイプに比較して，限界回転角が 1.6 〜2.0 倍大きい．図２に鋼棒のひずみ分布の一例を示す．各試験体とも鋼棒のひずみ分布は，全長にわたってほぼ一定に分布しており，ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞ処理を行っていない SNR タイプと PC 鋼棒タイプにおいても付着の影響が殆どないことが分かる．
なお，パイルキャップに発生したひび割れの幅は加力時最大で 0.15mm 以下であり，各試験体とも軽微であった．

限界回転角（×10‑3rad）

前報につづき，実験結果を報告する．

121210rad）

杭基礎
耐震設計

108864SNRタイプ（No.1）
PC鋼棒タイプ（No.2）
ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNRﾀｲﾌﾟ（No.3）
PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.4）

20‑1000642001000

2000

3000

‑100001000

軸力（kN）

図１
S1S2S3S4S55
5

3000

( b ) 負方向加力時

弾性限界回転角と軸力の関係

レベル(mm)700

2000

軸力（kN）（a ）正方向加力時

5島田 博志 **○小林 治男 **同同‑3ＰＨＣ杭半剛接合

限界回転角（×10杭頭接合部
引抜き力

正会員 青島 一樹 *同小室 努 **
非会員 神澤 富章 * * *レベル(mm)700600600500500400400300

30020020055100100

ひずみ（μ）▽杭頭レベル‑3000‑2000‑100001000

2000

3000

（a）SNRﾀｲﾌﾟ（No.1）

３．曲げ終局限界実験

700

ひずみ（μ）

00‑3000‑2000‑1000010002000

3000(b)ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNRﾀｲﾌﾟ（No.3）

レベル(mm)700

600600500500400400300300

レベル(mm)（1）一定軸力条件： SNRﾀｲﾌﾟとｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNRﾀｲﾌﾟは共に200200N=1000kN の条件下で，PC 鋼棒ﾀｲﾌﾟは１体が N=1000kN，100100
ひずみ（μ）
ひずみ（μ）
00
もう１体が N=0kN の条件下で，最大回転角約± 0.03rad‑3000‑100010003000
5000‑3000‑1000100030005000までの加力を行った．図３に杭頭接合部の曲げモーメント（c）PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.2）(d)PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.4）と回転角の関係（Ｍ ‑ θ関係）を示す．図中の（a）,(b)
図２ 鋼棒のひずみ分布から同一条件における SNRﾀｲﾌﾟとｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNRﾀｲﾌﾟのＭ ‑N=1000kN
Ｍ(kN･m)
N=1000kN
Ｍ(kN･m)
800
800
θ関係がほぼ一致していることが分かる．また，（a)〜（c）
600600より，同一条件における SNRﾀｲﾌﾟと PC 鋼棒ﾀｲﾌﾟの差異が400
400200200わかる．すなわち，SNR タイプでは，θ＝ 0.01rad 付近に00比較的明確な降伏点が現れているのに対し，PC 鋼棒タイ ‑40‑2002040 ‑40‑2002040‑200‑200θ（×10 rad）
θ（×10 rad）
プではθ＝ 0.018rad 近傍で緩やかな剛性低下が生じてい‑400‑400‑600‑600る．これは SNR 材と PC 鋼棒の力学特性の違いによると考‑800‑800えられる．次に，（ｃ）と（ｄ）を比較することで，PC 鋼（a）SNRﾀｲﾌﾟ（No.1）(b)ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNRﾀｲﾌﾟ（No.3）
棒タイプにおける N=1000kN 時と N=0kN 時のＭ ‑ θ関係のN=1000kN
Ｍ(kN･m)
N=0kN
Ｍ(kN･m)
800
800
差異がわかる．最大モーメントは，N=1000kN 時が 600kN･600600m 程度であるのに対し，N=0kN では 300kN･m 程度と小さい．
400
400200200
また，N=0kN 時では，N=1000kN 時に比較して，初期剛性00が極端に小さいことが分かる．
‑2002040‑40‑2002040 ‑40‑200‑200θ（×10 rad）
θ（×10 rad）
‑400
パイルキャップのひび割れは，損傷限界実験時に生じた‑400‑600‑600ひび割れが増加・進展したが，ひび割れ幅は最大 0.3mm 以‑800‑800下であった．杭頭の損傷状況については，No. ２試験体で（c）PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.2）(d)PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.4）
のみ，θ＝ 0.02rad 時に軽微な曲げひび割れが発生した．
図３ 一定軸力でのＭ‑ θ関係（2）変動軸力条件： 一定軸力条件での終局限界実験が終‑3‑3‑3‑3Study on Semi-Rigid Pile Head Joint for Precast Concrete Piles under Tension Load, Part2 Results of Tests
AOSHIMA Kazuki, SHIMADA Hiroshi, KOMURO Tsutomu, KOBAYASHI Haruo and KANZAWA Tomiaki―347―

了した後，変動軸力での終局限界実験を実施した．したがって，変動軸力の実験結果は，引抜き抵抗用鋼棒が降伏した状態での結果となる．図４ ‑(a)に主な変動軸力①〜④（Ｎ ‑ θ関係）の概要を示す．変動軸力は，長期軸力を1000kN と仮定し，‑1000 〜 2500kN の範囲で与えた．図4‑（b）〜(f)に杭頭接合部のＭ−θ関係の一例を示す．図４ ‑(b)は，SNR タイプ（No.1）に変動軸力①を与えた結果である．最大引抜き荷重（‑680kN）は SNR 材の降伏荷重の 82 ％に相当するが，Ｍ−θ関係は，繰り返し加力による耐力低下が殆どなく安定した履歴性状を示している．
図４ ‑(c)，(d)に変動軸力②（‑460 〜 1500kN）におけるアンボンド SNR タイプ（No.3）と PC 鋼棒タイプ（No.4）の結果を示す．最大引抜き荷重（‑460kN）は SNR 材の降伏荷重の 55％，PC 鋼棒の降伏荷重の 38％に相当する．どちらのタイプも耐力低下が殆どなく安定した履歴性状を示し，最大モーメントには大きな差異がない．図４ ‑(e)に変動軸力③（2500 〜 ‑1000kN）における SNR タイプ（No.1）の結果を，図 4‑（f）に変動軸力④（‑1000 〜 2000kN）における PC 鋼棒タイプ（No.2）の結果を示す．最大引抜き軸力 ‑1000kN は，SNR タイプの 121％，PC 鋼棒タイプの84％に相当するが，いずれも鋼棒は破断せず，安定した挙動を示している．一方，最大圧縮軸力（SNRタイプ：2500kN，PC 鋼棒タイプ：2000kN，θ≒ 30 × 10 ‑3 rad）時に，どちらの試験体も杭頭部のコンクリートが圧壊した．
４．せん断実験
図５に杭頭接合部のせん断力 Q と水平変位δ h の関係を示す．図示した結果は，最大引抜き力を作用させたケースである．ただし，せん断実験は，曲げ実験完了後に実施しており，引抜き抵抗用鋼棒が降伏した状態での結果である．図５ ‑(a)は，軸力 ‑800kN 時の SNR タイプ（No.1）の結果である．はじめに，PHC 杭頭部がせん断破壊を生じ，その後，SNR 鋼棒が破断しせん断抵抗を失った．同図（b),（c）は ,ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNR タイプ（No.3）と PC 鋼棒タイプ（No.2）の結果であり，それぞれの引抜き荷重（‑700，‑1000kN）は，鋼棒の降伏荷重の 84％に相当する．いずれも，Ｑ ‑ δ h 関係は，耐力低下が少ない安定した履歴性状を示した．また，どちらのタイプも引抜き抵抗用鋼棒が破断し，せん断抵抗を失った．同図（d）は，PC 鋼棒タイプで根入れがある試験体（N o . 4 ）の結果である．実験条件
は No.2 と同様である．No.4 は，初期せん断剛性が比較的高く，パイルキャップが破壊した後に，剛性低下を生じている．初期状態においては，せん断力をパイルキャップ（根入れ部）が大きく負担し，パイルキャップが破壊した
のちに鋼棒のダウエル効果が発揮されると考えられる．表１に各試験体のせん断耐力と水平変位の一覧を示す．
４．まとめ
実験結果から提案した杭頭半剛接合法は，引抜き力が作用した状態においても安定した回転性状とせん断耐力を有することが判明した．
***
***

N（kN）

3000

変動軸力①2500

①2000

④1500

②600
400

1000

200500θ（×10‑3rad）

0‑40‑20‑5000020‑4040‑200‑1500‑400（a ）変動軸力条件（N‑θ関係）
M（kN･m）

800(b)SNRﾀｲﾌﾟ（No.1）
変動軸力②600

400

400200200‑20002040 ‑40θ（×10 ‑3 rad）

‑200‑20‑400(d)PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.4）
変動軸力④M（kN･m）

杭圧壊

600
400002040θ（×10 ‑3rad）‑2002000‑400‑40‑2002040θ（×10 ‑3rad）‑200‑600
杭圧壊M（kN･m）

800

200‑202040θ（×10 ‑3 rad）

‑400400‑400‑200（c）ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNRﾀｲﾌﾟ（No.3）
変動軸力③M（kN･m）

800

6000‑402040θ（×10 ‑3 rad）

‑200③‑1000

変動軸力②M（kN･m）

800‑400‑800（e）SNRﾀｲﾌﾟ（No.1）(d)PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.2）

図４ 変動軸力条件（Ｎ‑ θ関係）とＭ‑ θ関係
N=‑800kN

Q（kN）

500

杭せん断破壊N=‑700kN

500

400

400

300

300

200

200

1001000‑5 ‑100 0‑1005‑200101520 ‑10δh（mm）

鋼棒破断‑5‑400500Q（kN）

N=‑1000kN

400300300

200200100100‑5 ‑100 051015 ‑15δh（mm）‑10‑200‑300‑300‑400

試験体
No.1

SNRﾀｲﾌﾟNo.3

ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNRﾀｲﾌﾟ

No.2

PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ

No.4PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ

51015δh（mm）‑400鋼棒破断

図５表１Q（kN）

0‑5 ‑100 0‑200（c）PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.2）

―348―

500

400‑500

大成建設㈱ 技術センター
大成建設㈱ 設計本部部
高周波熱錬㈱ 製品事業部‑300(b)ｱﾝﾎﾞﾝﾄﾞSNRﾀｲﾌﾟ（No.3）0鋼棒破断

10δh（mm）‑500（a）SNRﾀｲﾌﾟ（No.1）‑105‑400‑500‑15‑100 0‑200鋼棒破断‑300

N=‑1000kN

Q（kN）

‑500

ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ破壊(d)PC鋼棒ﾀｲﾌﾟ（No.4）

杭頭接合部のＱ‑ δh 関係

せん断耐力と最大水平変位の一覧
根入れ（mm）

へりあき（mm）

軸力N（kN）

せん断耐力Qmax(kN)

最大水平変位δh(mm)+14.7‑5.6+4.6200‑700413無し‑5.8+9.8200無し‑1000363‑8.8+7.0（+2.8）**200‑1000100453（406）*‑10.1（‑2.6）*括弧内はパイルキャップ破壊時のせん断力と水平変位を示す‑800399

無し

200

***
***

Technology Center, Taisei Corporation
Design Division, Taisei Corporation
Product Division, Neturen Corporation