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日本建築学会大会学術講演梗概集（九州） 2016 年 8 月

既製コンクリート杭の曲げ変形性能に関する研究（その５ ファイバーモデルの概要）
既製コンクリート杭
高強度コンクリート

断面解析
破壊モード

正会員
同
同

終局時曲げ変形性能
ファイバー解析

1. はじめに2011 年の東日本大震災において、杭基礎の損傷による

田中広夢*1
渡邊秀和*1
大村哲矢*2

同
同○大森淳平*1河野進*1

3. 解析概要
3.1 解析手法

建物の沈下や傾斜といった被害が広範囲で見られた。基

平面保持と鋼管・鋼材の完全付着を仮定した断面解析

礎構造は大地震に対する検討を法的に義務付けられておによりモーメント‐曲率関係を求めた。断面に与えた曲らず 1)、既成コンクリート杭について終局までの変形性率に対して軸方向の力の釣り合いを満たすように中立軸能を確認した実験データは充分でない 。

位置を定め、そのときのモーメントを算出した。

2)

その１～４では杭体の曲げ変形性能を実験により検証

断面は図 1 に示すように円周方向に 36 分割、半径方向した。加えて、解析によって終局までの変形性能を正確にはコンクリートを等間隔に 7 分割（SC6 は 6 分割）しに把握することは、大地震に対する杭体の耐震性能を評た。また、CPRC 杭のコンクリート要素は鋼材による欠価するうえで重要である。

損を考慮していない。材料の応力‐ひずみ関係は 3.2 に建築基礎構造設計指針

3)（以下、基礎構造指針）には平面保持を仮定した断面解析による杭体の曲げ変形性能示すように鋼材はバイリニア型とし、コンクリートは複数のモデルについて計算した。の評価手法が示されている。しかし、既製コンクリート

表 2 に CPRC 杭の計算に用いた有効プレストレス量と杭では破壊の進行によって鋼材の抜出しなどが生じるた鋼材のヤング係数を示す。有効プレストレス量はコンクめ、解析による降伏ヒンジ発生後の評価精度は低下する。

リートの乾燥収縮や PC 鋼材のリラクゼーションを考慮ししたがって現状では断面解析のみで終局までの曲げ変形て計算し、設計値に対しては 1 割ほど小さい値となった。

性能を評価するのは困難であり、最大耐力の評価に用いヤング係数は材料試験による実測値である。SC 杭の鋼管られることが一般的である 3)。のヤング係数はその１を参照されたい。また、スパイラ

本研究では既製コンクリート杭試験体 10 体を対象に断ル筋は無視して計算を行った。

面解析を行った。複数のコンクリートモデルを用いることでモデル化の影響を検証しつつ、特に最大耐力点以降に着目した変形性能評価を試みた。
2. 解析対象
その１～４の試験体のうち中詰め試験体を除いた 10 体を対象として断面解析を行った。試験体はすべて片持ち梁形式で、軸力比を主なパラメータとしている。破壊形式はせん断破壊した CPRC4 を除いてすべて曲げ破壊である。実験についての詳細はその１～４を参照されたい。
表 1 に試験体諸元の実測値を用いて算出した軸力比を

図 1 断面要素の分割図
表 2 CPRC 杭の有効プレストレス量と鋼材のヤング係数示す。軸力比は 0～0.3 程度であり、肉厚や材料強度の差により設計値から 2～3 割ほど小さくなった。
表 1 試験体の軸力比（実測値から算出）
試験体軸力(kN)
軸力比
設計値に対する比SC1001.00
SC42000
0.180.76
SC53000
0.250.73
SC63500
0.330.70
SC72000
0.190.80
CPRC1001.00
CPRC2
2000
0.230.85
CPRC3
3000
0.320.81
CPRC4
3000
0.340.82
CPRC5
2000
0.210.79
Study on flexural deformation of precast concrete piles
Part 1 : Outline of modeling

No.
CPRC1
CPRC2
CPRC3
CPRC4
CPRC5

有効プレストレス(N/mm )

設計値に対する比5.4
5.45.35.5
5.00.920.920.90
0.900.912

ヤング係数 (×105N/mm2)
異形鉄筋PC鋼棒1.851.851.851.82
1.80

1.981.981.981.981.98

3.2 材料構成則
図 2 に基礎構造指針において杭体の断面解析に用いられている材料の応力‐ひずみ関係の一例を示す。コンクリートは引張強度を無視したバイリニア型、鋼材は完全弾塑性と仮定（図の θ=0）している。コンクリートの限Hiromu TANAKA, Junpei OMORI
Hidekazu WATANABE, Susumu KONO, Tetsuya OMURA― 765 ―

界ひずみ εcu を CPRC 杭では 0.0035、SC 杭では 0.005 と定め、圧縮最外縁コンクリートのひずみが εcu に達した点を限界強度とする 4)。
基礎構造指針では、杭体に靭性を期待しない場合は限3.3

終局曲率の定義

界強度に達した時点を終局とし、靭性を期待する場合はリートのひずみによって終局条件を設けなかった。

適切に限界変形を定める必要があるとしている。本研究SC 杭では限界ひずみに達したコンクリートは応力を負担しなi)いとし、限界強度点以降の解析を行った。

CPRC 杭解析結果の終局曲率は杭種に応じて以下のように定義した。SC 杭では鋼管が存在することにより圧縮側外縁コンクリートが圧壊しても杭体が破壊しないため、コンク

本研究ではこれに加え図 3 に示す 2 種類のコンクリー

実験と同様、最大耐力以降 80％耐力低下した点
以下のⅰ) ～ⅲ) のいずれかに到達した時点の曲率

トモデルを用いて解析を行い、モデル化が解析結果に与i)実験と同様、最大耐力以降 80％耐力低下した点える影響を検証した。(a) 三角形モデルは原点から圧縮ii)

圧縮側外縁コンクリートのひずみが限界ひずみ εcu に

強度 f’c まではヤング係数 E の傾きを持つ直線、ひずみ軟化域では同角度の負の傾きを持つ直線で表されるモデル

到達した点iii)である。限界ひずみ εcu は Mander 式 5)におけるプレーン引張側 PC 鋼棒のひずみが限界ひずみ(0.05)に到達した点 4)

コンクリートの終局ひずみである 0.4％とした。
(b) 六車・渡邊モデル 6)は初期剛性 Ei の二次曲線 OA4. 実験値との比較と 2 本の直線 AB, BC で表されるモデルである。モデル

解析により求めたモーメント‐曲率関係を実験値と比の形状決定に用いたコンクリートの単位セメント量、単較した。実験では各試験体とも複数個所で曲率を測定し位水量を表 3 に示す。限界ひずみ εcu には曲げ圧縮限界ひている（その１～４を参照）。比較にあたっては試験体のずみ(B 点)を用いた。また、鋼管やスパイラル筋による破壊状況から破壊断面位置を定め、最も近い計測位置の拘束効果はないものとし、全てプレーンコンクリートと曲率を採用した。モーメントについても採用した計測位して計算を行った。

置に対応し、P-δ 効果を考慮して算出している。表 4 に各

これら 2 種のモデルを用いた解析では鋼材のひずみ硬化試験体の比較断面位置と最大モーメントを示す。

を考慮し、降伏点以後の剛性は弾性域の 1%とした（

変位計 DV1、DV2 を用いた計測では、試験体の固定端

図 2 の θ=0.01E）。

がスタブに沈み込む変形が曲げ変形に加算されているが、補正は行っていない。
表 4 比較断面位置と最大モーメント試験体

図 2 既往の評価法における材料の応力－ひずみ関係

SC1SC4SC5SC6SC7CPRC1CPRC2CPRC3
CPRC4CPRC5

スタブ表面からの高さ (mm)と計測方法
75（ひずみゲージS2下）100（ひずみゲージS2上）125（変位計DV2-DV1）
125（変位計DV2-DV1）
125（変位計DV2-DV1）
100（変位計DV2）
100（変位計DV2）
125（変位計DV2-DV1）
125（変位計DV2-DV1）
125（変位計DV2-DV1）

最大モーメント (kN・m)
590.2
746.1
758.5585.2583.0
241.6
511.6
495.5
619.9467.0

本研究では最大耐力点でのモーメント、曲率の比較に加え、終局時の曲率比較を行った。最大耐力点、終局点での比較とも正載荷側、負載荷側の値を平均して用いることを基本とした。ただし破壊が脆性的な試験体に関しては破壊が生じた載荷方向のみを評価した。また、SC1
図 3 本研究で用いたコンクリートの応力‐ひずみ関係
表 3 コンクリートの単位セメント量、単位水量
33単位セメント量(kg/m ) 単位水量(kg/m )SC杭550149
CPRC杭514123*1 東京工業大学*2 東京都市大学

は最大耐力の 80％まで耐力低下する前に加力を終了しているため、終局曲率の評価は行わなかった。
謝辞、参考文献はその６に示す。

*1 Tokyo Institute of Technology*2 Tokyo City University― 766 ―