奥村組技術研究年報 No.50

2024 年 9 月

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鉄骨を用いた基礎梁とパイルキャップの応力伝達機構に関する研究－部分架構試験体による性能確認－
Mechanism of Stress Transmission Between Steel Frame Foundation
Beams and Pile Caps
- Confirming Performance Using Partial Frame Test Specimens 山上聡＊

和田湧気 ＊

岸本剛＊＊

反町敦＊＊＊

岡靖弘 ＊ ＊ ＊ ＊要 旨
上部構造が鉄骨造の建物では、基礎梁を鉄筋コンクリート造とすることが一般的であるが、基礎梁を鉄骨造として設計できれば、躯体重量の削減による杭基礎のコストダウンや施工性の向上による工期短縮が期待できる。基礎梁を鉄骨造とするためには、地震時に杭頭に生じる応力を、パイルキャップを介して鉄骨基礎梁に伝達する必要があり、その応力伝達機構を実験等により明らかにする必要がある。そこで今回、杭をパイルキャップに杭径と同じ長さだけ埋込む鉄骨基礎梁工法を考案し、部分架構試験体の構造実験を行った。その結果、本工法においては「てこ機構」により杭頭に生じる応力を鉄骨造の基礎梁に伝達することができ、その耐力は既往の計算式で概ね評価できることを確認した。
キーワード：鉄骨構造、基礎梁、パイルキャップ、杭基礎に杭径と同じ長さだけ埋込み、「てこ機構」を利用し、１．まえがき

杭頭に生じる応力を鉄骨造の基礎梁まで伝達させる工法を提案した。本報では、その工法概要と構造実験の結果

近年、電子商取引の拡大などによって、物流施設の需要が増加している。これらの建物は一般的に広い空間をについて報告する。

要するため、上部構造を鉄骨造（以下、S 造）として大スパン構造とすることが多く、より合理的で耐震性のあ２．工法概要

る様々な構法が研究されている。その中で、上部構造がS 造の建物においても、基礎梁は鉄筋コンクリート造

鉄骨基礎梁工法の概要を図－１に示す。本工法は、鉄（以下、RC 造）とすることが一般的であり、上部構造骨造の基礎梁と既製杭およびパイルキャップの下部と上のスパンに合わせて基礎梁を設計すると、RC 造では梁部で構成されている。パイルキャップ下部には、杭頭が断面が大きくなる傾向があった。一方、基礎梁を S 造と杭径と同じ長さだけ埋込まれている。杭頭曲げに対してする工法では、RC 造の基礎梁よりも軽量化することがは、杭頭補強筋と埋込みによるてこ作用で抵抗するが、でき、杭のコストダウンや、配筋・型枠・コンクリート杭頭補強筋は引張軸力が作用する場合を除いて省略でき工事の削減による大幅な工期短縮と施工性の改善、省人る。また、曲げ伝達のために、パイルキャップ下部から化が期待できる。しかし、基礎梁を S 造とすると、フラ鉄骨基礎梁を内包するパイルキャップ上部へ跨って曲げンジ幅が広い場合、杭頭に生じるモーメントを負担する主筋を配置し、上部へ定着させる。パイルキャップ上部ための杭頭補強筋を配筋しづらいという問題が生じる。には S 梁を貫通させ、周囲をふさぎ板で覆っている。ふまた、地震時に杭頭に生じる応力を、パイルキャップをさぎ板は、S 梁のリブプレートに溶接又はボルト接合と介して S 梁へ伝達する機構が不明であり、これを実験等することができ、鉄骨部材にはメッキ処理が可能である。

により明らかにする必要がある。
これらの問題を解決するために、杭をパイルキャップ＊

技術本部技術研究所建築研究グループ＊＊＊

東日本支社建築設計部＊＊

技術本部技術研究所企画・管理グループ＊＊＊＊

建築本部建築設計統括部- 55 -

奥村組技術研究年報 No.50

柱スラブ

柱スラブ

上部

杭頭補強筋

S梁

ふさぎ板

RC 梁

曲げ主筋

下部
S梁

パイルキャップ

既製杭S ブレース

S柱

本研究対象

RC 基礎梁S ブレース

せん断補強筋

パイルキャップ

従来⼯法（基礎梁 RC 造）

対象建物

2024 年 9 月

既製杭開発⼯法（基礎梁 S 造）

図－１ 鉄骨基礎梁工法の概要
３．構造性能の確認

ルキャップ上部には、せん断補強筋の代わりにふさぎ板形式を採用し、S 梁のフランジ上部を押さえるようにか

3.1 実験概要

んざし筋を施した。各試験体の特徴を以下に示す。

本研究では、鉄骨基礎梁工法における、パイルキャッK-1：杭が埋込まれるパイルキャップ下部の破壊を想プの応力伝達機構や設計法の妥当性（パイルキャップの定した十字形の試験体である。ふさぎ板は溶接耐力や架構の破壊形式）を確認するために、部分架構試接合とし、下部パイルキャップの耐力等を確認

験体の繰返し載荷実験を実施した。

する標準試験体である。

試験体一覧を表－１に、代表的な試験体形状を図－２

K-2：K-1 に対して、ふさぎ板をボルト接合に、鉄骨に示す。試験体は、縮尺率を 1/3 とし、S 造の柱、鉄骨部を溶融亜鉛メッキ処理としており、ふさぎ板造の基礎梁（以下、鉄骨基礎梁）、外殻鋼管付コンクの接合方法と鉄骨部の表面処理の違いによる影リート杭（以下、SC 杭）およびパイルキャップからな響を確認する試験体である。

る十字形試験体 3 体と、ト字形試験体 1 体である。パイ

K-3：K-1 に対して、杭芯を柱芯から面内に 100mm 偏

ルキャップ下部の補強には、せん断補強筋と併せ、杭埋心させた試験体である。杭偏心に伴って杭頭補強込み始端に溶接閉鎖型の集中補強筋を施している。パイ筋が設けられないこと、および柱軸力によって付表－１ 試験体一覧
梁試
験体

SC 杭

柱断面(材質)mm

断面(材質)mm

断面(材質)mm

杭頭埋込み長mm

パイルキャップFc 杭ふさぎ板
杭頭補強筋
偏(材質) N/mm2 心 (材質) 接合mm

柱軸力
S 梁幅/ 軸力
軸力
フーチ比ηング幅 kN

想定
破壊形式

特徴

318.5
溶接標準試験体(1.0D) 8-D16
無200 0.04 ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ ふさぎ板ボルト接合
BH-400× B□-200 φ318.5×
K-2 125×9×19 ×200×19 T69×t12.7 (D: (SD390)
ボルト 0.20
下部の 溶融亜鉛メッキ処理
杭径)(SN490B) (SN490B) (STK490)
せん断破壊
PL-3.2478
36K-3－有 (SS400)
800 0.18
杭偏心(1.5D)(T:全厚溶接
BH-325× □-200t:鋼管厚) 318.5 8-D16
梁曲げ降伏設計標準
K-4 100×6×9 ×200×12
無0.16 - 350 - 0.14
(1.0D) (SD390)
破壊
ト字形＋引張軸力(SN490B) (BCR295)
注） Fc：目標コンクリート強度、軸力比η = N / (A・σy) 、N：軸力、A：鉄骨柱断面積、σy：鉄骨柱規格降伏強度
K-183877

杭頭319

杭頭478

CSC杭内ｺﾝｸﾘｰﾄ充填

592

532

100

先端補強筋
□-D6(SD295)

杭頭補強筋
8-D16(SD390)
曲げ主筋
28-D13(SD345)
せん断補強筋(135 °ﾌｯｸ）(□＋ )-D6@40(SD295) へりあき937

杭頭B
せん断補強筋(135 °ﾌｯｸ）

矢示図

加力点まで 1750

1096

A-A3190.5D

杭:φ318.5×T69×t12.7(STK490)

1750

B-B

矢示図

（a）K-1,K-2637
737

下部かんざし筋
4-D10(SD345)（各方向）
集中補強筋（溶接閉鎖）(□＋ )-D6(SD295)

1750
3500

100

C-C

矢示図+

1650

1850
加力点まで

（b）K-3図－２ 試験体形状- 56 -950+

集中補強筋（溶接閉鎖）

791

637

950

2419

かんざし筋
16-D6(SD295)
定着長25dかつ下ﾌﾗﾝｼﾞまで

532

AB
加力点 梁:BH-400×125×9×19(SN490B)
曲げ主筋
C1619

加力点68800

杭頭補強筋
8-D16(SD390)

柱:B□-200×200×19(SN490B)
かんざし筋
A

加力点まで 1750

175068

ひび割れ防止筋
8-D4(SD295)、定着長20d

ピン支承単位(mm)（c）K-4

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表－２ コンクリートの材料試験結果

加曲げモーメントが生じることに対して、パイルσBεco(N/mm2) (×10-3)
下部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
37.7
2.07
K-1
上部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
32.4
1.90
下部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
39.2
1.99
K-2
上部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
32.5
1.96
36
下部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
38.1
2.13
K-3
上部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
33.0
1.93
下部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
38.8
2.09
K-4
上部ﾊﾟｲﾙｷｬｯﾌﾟ
33.0
1.88
Fc：目標圧縮強度、σB：圧縮強度、εco：σB 時ひずみ、
Ec：ヤング係数、σt：引張強度、各 3 本の平均値を示す。
Fc(N/mm2)

キャップに対策（杭頭埋込み長さ、パイルキャップ断面のせいと曲げ主筋の増大）を施した。杭の水平方向の施工誤差により想定される最大杭偏心時の補強方法を採用した下部パイルキャップの耐力等を確認する。
K-4：想定破壊形式を鉄骨基礎梁の曲げ降伏型としたト字形の試験体である。鉄骨基礎梁の曲げ降伏がパイルキャップの降伏より先行する場合の変形性使用試験体能やパイルキャップの損傷状況を確認する。

Ecσt(kN/mm2) (N/mm2)
30.1
3.03
28.3
2.74
31.0
2.97
27.7
2.58
29.7
2.38
29.2
2.46
30.6
3.03
29.52.74

表－３ 鉄筋の材料試験結果

3.2 使用材料
コンクリートの材料試験結果を表－２に、鉄筋の材料

呼び名

材質

D16
D13D10SD390
SD345
SD345

使用部位

使用試験体

Es
σsyεsy(kN/mm2) (N/mm2) (×10-3)
192
460
2.40
1873932.10
1854002.16

杭頭補強筋K-1、2、4曲げ主筋
全試験体
下部かんざし筋
全試験体
せん断補強筋
D6SD295
集中補強筋
全試験体
1803421.90
梁際かんざし筋
D4SD295 ひび割れ防止筋
全試験体183328
1.79
Es：ヤング係数、σsy：降伏点、εsy：降伏ひずみ（=σsy/Es）、各 3 本の平均値を示す。
※降伏点は、D4、D6(SD295)では 0.2%オフセット耐力、他は上降伏点とした。

試験結果を表－３に、鋼板の材料試験結果を表－４に示す。パイルキャップについては、各試験体に共通して、コンクリートの目標圧縮強度 Fc を 36N/mm2 とし、パイルキャップの上部と下部で打ち継いだ。鉄筋は、杭頭補強筋に D16(SD390)を、曲げ主筋に D13 (SD345)を、せん断補強筋と集中補強筋に D6(SD295)を用いた。

表－４ 鋼板の材料試験結果

鉄骨部については、K-1～K-3 の柱に B□-200×200×19 (SN490B)を、梁には BH-400×125×9×19 (SN490B)

公称厚さ材質を用いた。K-4 は、柱に□-200×200×12 (BCR295)を、

PL-19①

SN490B

梁には BH-325×100×6×9 (SN490B)を用いた。また、

PL-19①(めっき)PL-19②
PL-19②(めっき)PL-12

ふさぎ板に PL-3.2 (SS400)を用いた。
杭については、SC 杭を採用し、鋼管に φ318.5×T69×t12.7 (STK490)を用いた。また、コンクリートの設計2 とした。

基準強度を 105N/mm

SN490B
SN490B

PL-93.3 載荷方法
載荷装置を図－３に示す。載荷については、上下柱の端部をピン･ローラーで支持し、上柱に一定軸力 N を加えた状態で、両梁加力部の鉛直変位を逆対称に制御しな使用部位

使用試験体

鉄骨梁
フランジ鉄骨梁
フランジ
鉄骨柱

Es
σsy
εsy
(kN/mm2) (N/mm2) (×10-3)

K-1、K-3

210

360

1.71

K-2

195

370

1.90

K-1、K-3

210

362

1.72

SN490B

鉄骨柱K-2206359

1.74

BCR295

鉄骨柱
鉄骨梁
フランジ
鉄骨梁
ウェブ
鉄骨梁
ウェブ
鉄骨梁
ウェブ
ふさぎ板

K-4

216

400

1.85

212363

1.71

K-2

218

369

1.69

K-4

2123951.86

SN490B

PL-9(めっき)

SN490B

PL-6

SN490B

K-4
K-1、K-3PL-3.2
SS400
K-1、3、4
211
319
1.51
PL-3.2
SS400
ふさぎ板
K-2
210392
1.87(めっき)
Es：ヤング係数、σsy：降伏点（0.2%オフセット耐力）、
εsy：降伏ひずみ（=σsy/Es）、各 3 本の平均値を示す。
※溶融亜鉛めっき試験片の応力度は、めっき処理前の断面寸法を用いて算定。

がら、梁せん断力 Qg を与えた。なお、梁の横座屈の防止と上柱端支持部の面外変位を抑制するために、梁のスパン中央部近傍と加力部近傍および柱上部支持治具に振れ止め装置を設けた。
柱への一定軸力 N については、K-1､K-2 では曲げ耐力軸力受け用大梁への影響が小さくなるように、S 柱の降伏軸力に対して軸力比 η＝0.04（圧縮 200kN）とした。また、K-3 では実建物における中柱の長期軸力を想定して η＝0.18（圧油圧ジャッキピン支承して η＝-0.14（引張 350kN）とした。なお、試験体 K-3

振れ止め装置＋N振れ止め装置 柱上部支持治具＋Qc時において、柱と杭には杭偏心に伴う付加曲げモーメン

800

では、杭芯が柱芯に対して偏心しているため、軸力導入試験体＋ Qg(Qg2)

梁への載荷については、層間変形角 R によって制御し、加力方向は、図－３中において右側の梁を上向きに、左＋Qg(Qg1)1619

トが作用する。

2419 (H)

縮 800kN）、K-4 では短期における隅柱での引張を想定

ロードセル

ロードセル
油圧ジャッキ側の梁を下向きに加力する方向を正加力とした。載荷履

ピン支承＋Qc＋Ncb

油圧ジャッキ

歴は、層間変形角 R＝2.5､5､10､15､20､30､40×10-3 rad まで 2 サイクルずつの正負交番繰返し載荷を行い、その後、-3 rad まで単調載荷を行った。

正加力方向へ R＝60×10150

1750

3500 (L)1750

図－３ 載荷装置- 57 -150（単位：mm）

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3.4 計測方法

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ａ．荷重－変形関係およびひび割れ状況

荷重については、ロードセルを用いて各梁せん断力

梁せん断力 Qg－層間変形角 R 関係を図－４に、パイQg1、Qg2 を、また油圧ジャッキに設けた油圧計を用いてルキャップの典型的なひび割れ発生状況を写真－１に示柱軸力 N を測定した。梁せん断力 Qg については、式(1)、す。ひび割れは、下部パイルキャップの下面では、杭前(2)によって算出した。

面方向、杭側面方向、杭前面斜め方向に発生した。また、

Qg ＝ (Qg1－Qg2)/2（十字形）(1)

下部パイルキャップ側面には、斜めひび割れと曲げひび

Qg ＝ －Qg2(2)

割れが、上部パイルキャップ上面には曲げひび割れがそ（ト字形）

変位については、柱支持点において、上部がピン支持、れぞれ発生した。

下部がピンローラー支持された計測フレームに設置した

これらのひび割れは、下部パイルキャップ破壊型の変位計を用いて測定した。層間変形角 R は、梁加力点のK-1～K-3 では R=+5.1×10-3 rad 時までに発生し、梁曲げ鉛直変位を柱芯から加力点の距離で除した値とした。

降伏型の K-4 では下部パイルキャップ側面の斜めひび割れを除いて R=+20.1×10-3rad 時までに発生した。

破壊性状については、載荷時にひび割れの発生状況を観察した。また、各目標変形角の 1 サイクル目の到達時

ふさぎ板内コンクリートの状況を写真－２に示す。上において、クラックスケールにてひび割れ幅を測定した。

部パイルキャップふさぎ板内のひび割れ発生状況を確認

3.5 実験結果するため、実験終了後に K-2 のふさぎ板の一部を切断し上部パイルキャップ

上部上面の曲げひび割れ

下部側面の曲げひび割れ
下部側面の斜めひび割れ

下部下面の杭前面方向ひび割れ【上面】
下部下面の杭前面に伸びる斜めひび割れ

下部パイルキャップ

下部下面の杭側面方向ひび割れ

【下面】

【正面】

写真－１ 試験体の典型的なひび割れ発生状況（K-1： R = +15×10-3rad 時）

写真－２ ふさぎ板内コンクリートの状況（K-2）（c）K-3（b）K-2（a）K-1【主な発生現象】[下部パイルキャップのひび割れ]
LFC ：下面の杭前面方向ひび割れ[鉄骨部・鉄筋の降伏]
GY ：鉄骨梁フランジの引張降伏

LLC ：下面の杭側面方向ひび割れ
LDC ：下面の杭前面に伸びる斜めひび割れ

WY ：鉄骨梁ウェブのせん断降伏
HY ：鉄骨柱の圧縮降伏

LSC ：側面の斜めひび割れ

PY

LBC ：側面の曲げひび割れ

SY[上部パイルキャップのひび割れ]
UBC ：上面の曲げひび割れ（d）K-4図－４ 梁せん断力 Qg－層間変形角 R 関係

- 58 -：杭頭補強筋の引張降伏：せん断補強筋の引張降伏
KY ：下部かんざし筋の引張降伏
FY ：パイルキャップ主筋の引張降伏奥村組技術研究年報 No.50

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たが、ひび割れの発生は確認されなかった。
ｂ．各試験体の破壊状況
K-1 と K-2 における鉄筋の引張降伏は、R=7.5×10-3rad４．設計式の検証

時に杭頭補強筋、R=8.5×10-3rad

時にせん断補強筋、

針 2)に示される既製コンクリート杭のパイルキャップのR=9.0×10-3rad 時に下部かんざし筋で発生した。なお、

うち、杭頭部をパイルキャップに埋込む接合法におけるK-1 では R=6.6×10-3rad 時に鉄骨梁フランジの引張降伏限界耐力に杭頭補強筋の耐力を考慮した式(3)を用いる-3rad

下部パイルキャップの耐力(uQup)の算定には、学会指時以降は、下部パこととした。その際、パイルキャップの耐力は、式(4)イルキャップ下面の杭前面に伸びる斜めひび割れの顕著による杭埋込み部前後のコンクリートの支圧による安全も発生した。さらに、R=15×10-3rad 時に最大耐力な拡大を伴い、K-1 では R=30.1×10

限界曲げ強度(uMph)から、式(5)により求まるせん断強度

Qmax=199kN に 、 K-2 で は R=15.1 × 10-3rad 時 に(uQph1)と、式(6)による杭埋込み部前面の安全限界せん断Qmax=193kN に達した。その後、同ひび割れの拡大に伴強度(uQph2)のうち小さい値を使用した。また、杭頭補強い、耐力が低下した。したがって、両試験体ともに、こ筋の耐力は、式(7)による曲げ耐力(uMrb)から式(8)によりれらの鉄筋の降伏状況とひび割れ拡大状況から、下部パ求まるせん断強度(uQrb)とした。その際、杭頭補強筋のイルキャップ杭前面部のせん断破壊によって最大耐力に曲げ耐力は、杭径＋周囲 100mm の円形断面柱を等断面至ったと考えられる。

積の正方形に置換し略算した RC 柱 3）として検討した。

K-1 と K-2 における Qg－R 関係の包絡線の比較を図－uQup=min(uQph1, uQph2)＋uQrb５に示す。K-1 と K-2 の Qg－R 関係は、最大耐力時のR=20×10-3rad までは概ね同様であったが、それ以降で

 D  h2  L M ph   B   6L  4h (4)uQph1  u M ph L(5)uQph2  c s  As(6)uは、ふさぎ板をボルト接合して溶融亜鉛めっき処理を施した K-2 の方がやや下回って推移した。
K-3 では、鉄骨梁フランジの引張降伏は、R=8.0×103rad 時に発生した。また、鉄筋の引張降伏は、R=9.0×10-3rad 時にせん断補強筋、R=10.5×10-3rad 時に下部かん(3)ここで、σB ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
D ：杭外径(mm)h ：杭のパイルキャップへの埋込み長さ(mm)L ：杭頭曲げモーメント M とせん断力 Q の比(M/Q)
cσs ：パイルキャップのコンクリートの直接せん断強度(N/mm2)で右式による cσs＝0.335√Fc
As ：水平力作用方向の杭前面のパイルキャップのせん断破壊面の水平投影面積(mm2)で次式による
As＝c･(c＋D) ただし、c/D≦1.0
c ：杭表面とパイルキャップ側面までの距離(mm)

ざし筋で発生した。さらに、S 柱の圧縮降伏が、R=14.0×10-3rad 時に発生した。R=20×10-3rad 以降は、下部パイルキャップ杭前面の斜めひび割れが進展し、R=29.0×10-3rad 時にパイルキャップ主筋で引張降伏が発生し、R=30.1×10-3rad で最大耐力 Qmax=255kN に達した。その後、同ひび割れの拡大に伴い、耐力が低下した。したがって、鉄筋の降伏状況とひび割れの進展状況から、試験体の破壊性状は下部パイルキャップ杭前面部のせん断破壊であると推察される。

 Nmin≦N＜0 の時 K-4 では、R =4.8×10-3rad 時に鉄骨梁フランジの引張降伏が発生し、R =30.2×10-3rad 時に最大耐力 Qmax =u

M rb  0.8at y D  0.4 ND

 0≦N≦0.4bDFc の時 151kN に至るまで、鉄骨梁フランジの塑性ひずみが増加するとともに、Qg－R 関係は安定した紡錘形の履歴性状uを示した。その後、鉄骨梁フランジとウェブの局部座屈N 
M rb  0.8at y D  0.5 ND 1 
Fc bD


が顕著となり耐力が低下した。なお、最終変形時まで、u

パイルキャップ内では鉄筋の降伏は生じず、パイルキャップに生じたひび割れ幅は 0.2mm 以下で明瞭に拡大しなかった。したがって、鉄骨梁の降伏状況から、鉄骨梁の曲げ降伏によって最大耐力に至ったと考えられる。

(7)

Qrb  u Mrb / L

(8)

ここで、Nmin ：中心引張時終局強度（＝-ag・σy）(N)N：軸方向力(N)at：引張杭頭補強筋断面積(mm2)：杭頭補強筋全断面積(mm2)
agb：杭の等価断面幅(mm)D' ：杭の等価断面せい(mm)σy：杭頭補強筋降伏強度(N/mm2)
Fc ：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)
L' ：反曲点から杭頭までの距離（L+h）(mm)

次に各試験体の下部パイルキャップの耐力の計算値を梁端荷重に換算し、実験時の最大荷重(Qmax)と比較したものを表－５に示す。全ての試験体において uQph1 に比図－５ 包絡線の比較- 59 -

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表－５ 下部パイルキャップの計算値 (kN)

べて uQph2 の方が小さい結果となった。また、K-3 は、他の試験体に比べて埋込み長さが 1.5 倍と大きいため余裕試験体

uQph1uQph2

uQrb

uQupQmax

度が大きくなった。K-4 は、梁の曲げ降伏を想定した試

K-1K-2K-3
K-41211262951241081101091107979020187190109130199193255(151)験体であり、梁の降伏荷重(80kN)以上の耐力を確保している。K-1 のひずみ分布の推移を図－６に示す。上部パGi

イルキャップはパイルキャップ面で逆対称の荷重を受けており、杭頭補強筋が降伏域に達している。そのため、パイルキャップが伝達できる荷重に着目し、「てこ機構」と杭頭補強筋による伝達を累加したものを設計値と仮定して実験値（最大耐力 Qmax）と比較した。杭頭補強筋を施して下部パイルキャップの破壊を想定した K-1 と K-2

フーチン(×10-3)
グ面
6420-2-4-6G6 G5

Gi

柱面

uQph1 以上であることを確認したが、設計値に対する余裕度は小さくなった。一方、杭頭補強筋を施していない
K-3 は、uQph2 以上の耐力が得られたものの、uQph1 には至っていない。以上の結果から、杭頭の曲げモーメントを、パイルキャップを通じて鉄骨基礎梁に伝達するにあフーチン
グ面

柱面

G4G5,G9G6,G10G3G2,G8G1,G7(上面)＋Qc

G4フーチン(×10-3) グ面
6420-2-4-6G10 G9では、Qmax となる前に杭頭補強筋が降伏し、実験値はQmax/uQup
1.06
1.022.34(1.16)

G3柱面

G5 G4G6G2 G1＋Qg

フーチン
グ面

柱面

G3 G2G1＋Qg
G10G9G7G8＋Qc(南面)【ひずみ測定位置】
2.5R(×10-3rad) ○5101520△□◇

×30：降伏ひずみ

G8 G7（a）鉄骨梁フランジ（上段：上ﾌﾗﾝｼﾞ、下段：下ﾌﾗﾝｼﾞ）たり、「てこ機構」の効果に杭頭補強筋の効果を累加できると考えられるが、式の精度を向上させることが今後の課題である。

Pi (×10-3)

432
10-1-2-3-4５．まとめ
本実験では、鉄骨基礎梁工法について、パイルキャップの応力伝達機構や設計法の妥当性（パイルキャップのP5,P6,P7P4※(□)R=10×10-3rad時：P5＞4×10-3＋Qg

P7P3P6P2P5P5P4耐力や架構の破壊形式）を確認するために、十字形およP4＋Qg

P1P12.5R(×10-3rad) ○5101520△□◇

×30：降伏ひずみ

びト字形部分架構試験体の繰返し載荷実験を実施し、そP1,P2,P3(上面)＋Qc＋Qc(南面)【ひずみ測定位置】（b）杭頭補強筋の杭断面方向
図－６ ひずみ分布の推移（K-1 正加力目標変形角時）の荷重－変形関係、最大耐力、破壊状況から以下のことを確認した。
ⅰ．下部パイルキャップせん断破壊型十字形試験体

屈によって耐力が低下した。なお、パイルキャッ

K-1～K-3 では、杭頭補強筋、せん断補強筋、下プ内では鉄筋の降伏は生じず、パイルキャップに生じたひび割れ幅は 0.2mm 以下であった部かんざし筋で引張降伏が発生し、パイルキャップ下面の杭前面に伸びる斜めひび割れの拡大に伴ⅵ．提案する鉄骨基礎梁工法について、部分架構試験

い、杭前面部のせん断破壊によって最大耐力に体の構造実験を実施した結果、想定した破壊形式至ったが得られたが、設計式の精度の向上が今後の課題
である

ⅱ．K-2 の上部パイルキャップふさぎ板内において、ひび割れの発生は確認されず健全であった
ⅲ．ふさぎ板を溶接接合した試験体 K-1 と、ふさぎ板６．あとがきをボルト接合し、鉄骨部を溶融亜鉛めっき処理した試験体 K-2 の梁せん断力 Qg－層間変形角 R 関

本研究において芝浦工業大学 岸田慎司教授からご指導とご助言を受けた。ここに感謝を記す。

係は、最大耐力程度までは概ね同様であり、ボルト接合やメッキ処理による影響は小さかった
ⅳ．杭偏心を考慮した試験体 K-3 では、杭のパイル【参考文献】

キャップへの埋込み長さを杭径の 1.5 倍と長くし、

1) 「鉄筋コンクリート柱・鉄骨梁混合構造設計指針」、
日本建築学会、2021

主筋量を増すことで、杭頭補強筋を加えなくとも

2) 「鉄筋コンクリート基礎構造部材の耐震設計指針

杭からの応力をパイルキャップへ伝達できた
ⅴ．S 梁曲げ降伏型のト字形試験体 K-4 では、S 梁の（案）･同解説」、日本建築学会、2017
3) 「2020 年版 建築物の構造関係技術基準解説書」、国

曲げ降伏により、Qg－R 関係は安定した紡錘形の土交通省国土技術政策総合研究所、他

履歴性状を示し、S 梁フランジとウェブの局部座- 60 -