Microsoft Word - 09根本

Transcription

1 安藤建設技術研究所報 Vol 既製コンクリート杭杭頭部の半剛接合工法 SR パイルアンカー工法 * 根本恒 * 崎浜博史 * 森清隆 ** 八ツ繁公一 Semi-rigid Connection System for Pile Head Condition on Pre-cast Concrete Piles Semi-Rigid pile anchor system by Hisashi NEMOTO, Hirofumi SAKIHAMA, Kiyotaka MORI and Koichi YATSUSHIGE Abstract A number of pile head connection systems have been developed to provide a rational foundation. A new method has been introduced to our company to improve these systems. We conducted structural experiments and a constructional experiment on a new pile head connection system called SR-pile- Anchor-System for SC-piles and confirmed that this system can be applied to not only PHC piles but also SC-piles. This paper presents details of the structural experiment and the constructional experiment. 要旨基礎の合理化を目的とした杭頭接合部が多く開発されている 当社でも既製コンクリート杭を対象とした杭頭半剛接合工法である SR パイルアンカー工法の技術を導入し, 共同開発を進めている この度,SR パイルアンカー工法による SC 杭杭頭接合部の構造実験, 施工性実験により,SC 杭においても半剛接合が実現し, 安全に設計, 施工が可能であることを実証した これにより全種類の既製コンクリート杭に本工法の適用が可能となった ここでは,SC 杭への適用に際して実施した構造実験, 施工性実験について報告する キーワード : 既製コンクリート杭 / 杭頭接合部 / 回転剛性 / 杭頭接合筋 / 丸鋼 1. はじめに既製コンクリート杭は, 長い間, 仕様規定による接合詳細を設計上は回転固定として扱ってきた経緯があり, 回転剛性のみならず, 曲げ耐力, 変形性能に関する情報が乏しいのが現状である 一方, 基礎の合理化を目的として杭頭接合部の回転剛性を低減させる工法が数多く開発されている 一般的には杭頭半剛接合工法と呼ばれており, 杭基礎建物に地震力が作用した際の杭頭部の曲げモーメントを, 杭頭固定状態に比べて低減させる効果がある その反面, 杭頭部の水平変位や地中部の曲げモーメントが増えることとなり, 杭頭部, 杭材の変形能や曲げ耐力の 評価が重要となる接合技術である 本工法 (SRパイルアンカー工法,Semi-Rigid Pile Anchor) は, 杭頭接合筋として定着板を取り付けた丸鋼を用いる工法で, 特別なデバイスを用いることなく半剛接合を簡易に実現する杭頭接合工法である 本工法の外観を図 1に示す 防錆処理を施した丸鋼の先端に定着板を取り付けた定着筋 ( アンボンドアンカーと称す ) を既製コンクリート杭の端板にねじ込みまたはスタッド溶接で設置する アンボンドアンカーが水平力を受けた際に伸び, それで生じる杭頭部の回転変形により杭頭の曲げモーメントを杭頭固定の場合に比べて減じることができる * 技術研究所振動基礎研究室 ** 技術研究所所長 71

2 安藤建設技術研究所報 Vol 図 1 SRパイルアンカー工法の外観杭頭接合部の回転剛性を低減させる工法を実際の建物に用いる場合には, 接合部の曲げ耐力, 剛性の評価が重要である 特に杭頭に加わる軸力が回転剛性に影響するので, 軸力を考慮した解析評価モデルの構築が不可欠である 本工法は単純な回転機構により, 断面曲げ解析を応用した解析で簡易に接合部のモーメント~ 回転角関係の評価が可能であり [1], その結果, 簡易な設計手法が提案されている この度,SRパイルアンカー工法によるSC 杭杭頭接合部の構造実験, 施工性実験により,SC 杭においても半剛接合が実現し, 安全に設計, 施工が可能であることを実証した これにより全種類の既製コンクリート杭 (PHC 杭,PRC 杭およびSC 杭 ) に本工法の適用が可能となった ここでは, SC 杭杭頭接合部の水平加力実験を行い, その挙動を検討した結果, およびカプラーの取り付け方法の妥当性を検討した施工性実験の結果について報告する じ込みとしたもの, 2 がカプラーを介したもの, の2 体である ここで,SC 杭の端板には PHC 杭にあるようなプレストレスを加える PC 鋼材が取り付けられていないので, 端板を介して杭体に伝達されるアンボンドアンカー引張力の伝達要素が不足することとなる そこで,SC 杭の端板に接続して杭体コンクリート内部に定着させる杭中アンカー筋と称する異形鉄筋を設置している カプラー式の場合は, カプラーを SC 杭の外殻鋼管に溶接しており, アンボンドアンカーの引張力はカプラーを介して外殻鋼管に伝達される機構である 試験体の諸元を表 1に示す また, 各試験体の概要を図 2に示す 使用材料は以下である 定着筋にはSNR49B(M27-φ24.88), 定着板にはSM49A(65 65,t=22) を用いた パイルキャップのコンクリートには, 普通コンクリート ( 普通セメント, 配合強度 3N/mm 2 ) を用いた 試験体に用いたSC 杭は, 高強度コンクリート (Fc=15N/mm 2 ), 外殻鋼管にはSKK49 相当 ( 厚さ 6mm), 端板にはSM4A( 厚さ19mm) を用いた パイルキャップに用いたコンクリートの力学的特性を表 2に, 鉄筋および鋼材の力学特性を表 3に示す 2.2 加力および測定方法加力装置を図 3に示す 試験体は杭頭部が下になるように上下を逆転させ, パイルキャップを反力床にPC 鋼棒で固定した片持ち梁形式である 水平荷重をパイルキャップ側と反対の杭体端部に加えることで, 杭頭接合部に曲げモーメントを生じさせている 本実験では, 軸力は導入せず正負の水平力を加えることとした 表 4に示す加力サイクルに従って, 杭頭回転角で加力を制御した 2. 水平加力実験アンボンドアンカーを SC 杭杭頭部に接合する方法を,ⅰ) 端板に取り付ける方法 ( ねじ込み式とスタッド溶接式 ),ⅱ)SC 杭の外殻鋼管を利用し, その周囲に溶接で取り付けたカプラーにねじ込む方法, の2 種類としている それぞれの方法について水平加力実験を実施した 本実験の目的は SR パイルアンカー工法による杭頭接合部の回転剛性, 曲げ耐力, 変形性能を確認することである 2.1 試験体試験体は, 1 がアンボンドアンカーの接合をね 表 4 加力サイクル 荷重段階 回転角 (rad) 繰り返し回数 P1 ±1/1 1 P2 ±1/5 1 P3 ±1/4 1 P4 ±1/2 2 P5 ±1/1 2 P6 ±2/1 2 P7 ±3/1 2 P8 ±5/1 1 P9 終局状態まで 72

3 既製コンクリート杭杭頭部の半剛接合工法 SC 杭 φ5 Fc15 SC 杭 φ5 Fc15 外殻鋼管 SKK49 φ5 ts=6mm 2,9 外殻鋼管 SKK49 φ5 ts=6mm 2,9 杭中アンカー筋 9-M24-D25 PCD42mm 1,3 SR 専用端板 SM4 t=19mm SR 用カプラー SM49A M 試験体立面図 SR パイルアンカー SNR49B 16-M27-φ24.88 PCD45mm 9 SRパイルアンカー SNR49B 12-M27-φ24.88 PCD55mm 9 1,9 加力方向 1,9 加力方向 試験体平面図 1,3 1,3 1,9 1,9 1 2 図 2 試験体概要 表 1 試験体の諸元 (SC 杭, 外殻鋼管厚 6mm) 試験体名 杭径アンボンドアンカー加力時 (mm) 定着筋定着長定着板 (mm) 軸力 (kn) 1 ( ねじ込み式 ) 5 16-M27 25φ 65 65,t=22 2 ( カプラー式 ) 5 14-M27 25φ 65 65,t=22 表 2 パイルキャップコンクリートの力学的性質 試験体 材齢 圧縮強度 ヤング係数 (N/mm 2 ) (N/mm 2 ) 15kN シ ャッキ 加力方向 1 28 日 日 表 3 鉄筋および鋼材の力学的性質 部材名 規格 降伏応力引張強さヤング係数伸び (N/mm 2 ) (N/mm 2 ) (N/mm 2 ) (%) 定着筋 SNR49B 異形棒鋼 SD 端板 SM 外殻鋼管 SKK 加力装置正面図加力装置側面図 図 3 加力装置概要図 73

4 安藤建設技術研究所報 Vol 測定方法は以下である 荷重の測定方法ロードセルにより水平荷重を測定した 水平荷重の測定値を用いて, 杭頭曲げモーメントM, およびせん断力 Qを求めた 杭頭回転角の測定方法杭頭回転角 θは, 杭頭部のパイルキャップ面近傍に取り付けた1 対の杭体最外縁鉛直方向変位計の測定値 δ 1 およびδ 2 とその水平距離 Lから, 式 (1) により求めた 図 4に模式図を示す θ=(δ 2 -δ 1 )/L (1) 鉛直変位 δ1 L 図 4 杭頭回転角の算出 鉛直変位 δ2 6 1 筋の引張降伏は, 杭頭回転角 θ=1/1の加力サイクルであった 定着筋が引張降伏したあとは, 杭頭接合部の曲げ剛性が低下するとともに, パイルキャップのひび割れ, 損傷が増大した No.2では,θ=1/1のサイクルにおいて杭体を中心とした円周上にひび割れが発生した θ=2/1の加力サイクルでひび割れが顕著に増加し, 以降のサイクルではNo.1 同様に細かいひび割れと剥離したコンクリートの浮き上がり量が増えていることが目視にて確認された No.2ではθ=1/1の段階からひび割れが顕著に増加したのは, カプラーが鋼管の外側に取り付けられており, パイルキャップのコンクリートに及ぼす影響が大きかったことによると考えられる b. 杭頭曲げモーメントと杭頭回転角の関係杭頭接合部の曲げモーメント (M)~ 回転角 (θ) 関係を, 実験値と計算値で比較する 計算値は材料の非線形性を考慮し平面保持を仮定した断面曲げ解析から求まる杭頭接合部の曲げモーメント, 中立軸位置および定着筋のひずみ度を式 (2) に代入して求める [1] 2.3 実験結果 a. 概要表 5, 表 6に実験結果の一覧を示す No.1の最大せん断力, 最大曲げモーメントは, 杭頭回転角 θ=±1/1の1サイクル目に生じており, 最終回転角時 θ=+7/1に至ってもこれを上回ることはなかった No.2ではθ=±1/1の1サイクル目をピークに, その後のサイクルでは耐力が低下するものの, 最終段階 θ=±5/1ではθ=±1/1(1) を上回る耐力となった 破壊モードは 1, 2ともに杭頭接合部の曲げ破壊であった No.1 試験体の加力状況を写真 1に, 破壊状況を写真 2に, パイルキャップのひび割れ状況を図 5に示す No.2 試験体についても同様に写真 3, 写真 4, 図 6に示す No.1では,θ=2/1の加力サイクルにおいてパイルキャップ表面に杭体を中心とした円周上にひび割れが発生した θ=3/1の加力サイクルでひび割れが顕著に増加し, 以降の加力サイクルでは細かいひび割れと, 剥離したコンクリートの浮き上がり量が増えていることが目視にて確認された 最外縁定着 θ=δ b /(D p /(2+r s -X n ),Δ b =ε L b (2) ここで,D p : 杭径,r s ; 杭芯から定着筋までの距離, X n : 圧縮縁から中立軸までの距離,ε: 引張側最外縁の定着筋のひずみ度,L b : 定着筋の埋め込み長さである 回転機構の概念図を図 7に示す 図 7 回転機構の概念図断面解析では, 杭頭接合部の断面積は杭体の円環部とし ( 有効断面積 ), コンクリートは圧縮強度の割り増しを考慮したe 関数法に準じ (φ c =3), 定着筋は完全弾塑性型としてモデル化した 74

5 既製コンクリート杭杭頭部の半剛接合工法 表 5 実験結果 ( 1) 表 6 実験結果 ( 2) 定着筋降伏時 最大値 加力 せん断力 曲げモーメント 回転角 方向 (kn) (kn m) (rad) 破壊モード 接合部曲げ破壊 定着筋降伏時 最大値 加力 せん断力 曲げモーメント 回転角 方向 (kn) (kn m) (rad) 破壊モード 接合部曲げ破壊 写真 1 加力状況 ( 1) 写真 3 加力状況 ( 2) 写真 2 破壊状況 ( 1) 写真 4 破壊状況 ( 2) θ=-5/1 図 5 パイルキャップのひび割れ状況 ( 1) θ=-5/1 図 6 パイルキャップのひび割れ状況 ( 2) 75

6 安藤建設技術研究所報 Vol 図 8に実験より得られた杭頭曲げモーメント (M) と杭頭回転角 (θ) の関係を計算値と併せて示す 図中には最外縁の定着筋が降伏した実験値を降伏曲げモーメント (M y ) として, 丸印で示している 各図より杭頭曲げモーメント (M)- 杭頭回転角 (θ) 関係における実験値と計算値は良い対応を示すことがわかる c. 許容曲げモーメントおよび終局曲げモーメントの評価杭頭接合部の降伏曲げモーメントの計算値 (cmy) と実験値 (My) の比較を図 9に示す また, 併せて終局曲げモーメント (cmu) と実験における最終加力サイクル (θ=±5/1) 時の最大曲げモーメント (Mu) の比較を示す 降伏曲げモーメントは, 正側, 負側ともに計算値より最大で1.5 倍程度大きい結果であった また, 終局曲げモーメントの計算値は実験値を安全側に評価していることが確認できた d. ひずみ度分布定着筋のひずみ度を杭体断面方向の分布として示したものが図 1である 端板から5mmに位置するひずみゲージの値で, 荷重段階は定着筋が引張降伏したときである 上記の断面曲げ解析により求められる中立軸位置を併せて示す 同図より, 定着筋の断面方向のひずみ度分布はほぼ直線となっている また, 杭頭部に取り付けた変位計から求まる回転中心位置を示しているが, 実験による回転中心と計算による中立軸が良い対応を示していることが確認できる 以上より,SC 杭の端板に定着筋を接合した場合, 杭頭部に取り付けたカプラーに定着筋を接合した場合ともに, 定着筋のひずみ分布を平面保持仮定として評価できることが確認できた e. 定着筋の付着力杭頭回転角が ±1/4 時点と定着筋の降伏直前における, 引張側最外縁の定着筋の定着筋軸方向ひずみ度分布を 1について図 11に示す 2でも同様のひずみ度分布であった 図より, 定着筋の軸方向のひずみ度分布はほぼ一様であり,SC 杭の端板に定着筋を接合した場合, およびカプラーを介して接合した場合においても, 定着筋とパイルキャップのコンクリート間に付着応力がほとんど生じないことが確認できた f. 杭中アンカー筋による荷重伝達試験体 No.1の定着筋を端板に接合する場合は, 定着筋から杭中アンカー筋を介した外殻鋼管への荷重 定着筋ひずみ ( 1-6) 接合部曲げモーメント M(kNm) 接合部曲げモーメント M(kNm) M-θ 実験値 -6 M-θ 解析結果 定着筋引張降伏 接合部回転角 θ(rad) M-θ 実験値 M-θ 解析結果定着筋引張降伏 接合部回転角 θ(rad) 図 8 杭頭の曲げモーメント ~ 回転角関係 実験値 My, Mu (knm) No 計算値 cmy, cmu (knm) 降伏時降伏ひずみ中立軸解析回転中心 杭中心からの距離 (mm) 端板からの距離 (mm) No.1 降伏曲げモーメント No.2 降伏曲げモーメント No.1 終局曲げモーメント No.2 終局曲げモーメント 図 9 降伏曲げモーメント, 終局曲げモーメントの比較 定着筋ひずみ ( 1-6) No 杭中心からの距離 (mm) 図 1 定着筋降伏時の歪み度分布 定着筋ひずみ ( 1-6) No.1 θ=+1/4 θ=-1/4 正加力降伏時負加力降伏時降伏ひずみ 端板からの距離 (mm) 定着筋ひずみ ( 1-6) No 図 11 定着筋のひずみ度分布 76

7 既製コンクリート杭杭頭部の半剛接合工法 伝達を意図している ここで, 定着筋降伏時における杭中アンカー筋と鋼管の鋼管断面方向のひずみ度分布を図 12に示す 正の値が引張ひずみで, 端板から25mmおよび85mmの距離における断面内の分布を示している 25mm 位置では鋼管のひずみ分布に対して杭中アンカー筋のひずみは若干引張側にシフトしているが, 端板から遠い85mmでは杭中アンカー筋のひずみが減少する傾向にある これは, 定着筋の引張力が端板を介して杭中アンカー筋へ伝わり その後コンクリートとの付着によりその引張力が減少するためと推察される また, 杭中アンカー筋のひずみ分布から求めた付着応力度によれば, 杭中アンカー筋の全長にわたって付着応力が発生し, 最大値は端板に近い位置で生じる 杭中アンカー筋降伏時における付着応力度は最大で7N/mm 2 程度生じているが, これは短期許容付着応力度を下回っている すなわち, 定着筋が降伏に至るまで杭中アンカー筋は降伏せず, 杭体コンクリートとの付着を介して定着筋からの荷重をSC 杭本体に伝達できていると考えられる 2.4 考察 SRパイルアンカー工法のアンボンドアンカーを SC 杭杭頭部に接合する方法として, 端板に取り付ける方法 ( ねじ込み式 ) と外殻鋼管の周囲に取り付けたカプラーにねじ込む方法で杭頭接合部の水平加力実験を実施し, その回転剛性, 曲げ耐力, 変形性能等を検討した結果, 以下の知見を得た 端板へのねじ込み式, カプラー式ともに, 試験体の破壊モードは定着筋の降伏による杭頭接合部の曲げ破壊であることが確認された 平面保持を仮定した断面曲げ解析により得られる 杭頭曲げモーメント (M)- 杭頭回転角 (θ) 関係は, 実験値とよい一致を示すことが確認された 杭頭接合部の降伏曲げモーメントおよび終局曲げモーメントの計算値は, 実験値を安全側に評価していることが確認された 定着筋とパイルキャップコンクリートとの間には付着力がほとんど生じないことが確認された 端板へのねじ込み式における杭中アンカー筋は, 定着筋からの荷重をSC 杭本体に伝達できることが確認された 3. 施工性実験本工法をSC 杭へ適用する場合のアンボンドアンカーの取り付け方法のうちカプラー式はSC 杭の外殻鋼管を利用する方法で, カプラーは外殻鋼管への現場溶接での取り付けとなる 最近では既製コンクリート杭の許容鉛直支持力の増大とともに杭径が細くなり,SC 杭 1 本当たりの水平力の負担が大きくなっている その結果, 杭頭固定工法における接合筋の径, 本数が増え, 現場溶接の信頼性が乏しいのが現状である 本工法では, 半剛接合による曲げモーメントの低減の結果, 接合筋の本数が減ることで施工性の向上が図られるが, さらに確実な現場溶接とするための施工管理方法を採用している これらの妥当性を検証するために, 実際に打設された現位置のSC 杭に対して施工性実験を実施した 3.1 試験手順カプラー式の杭頭部を図 13に示す 接合筋の取り付け時は杭頭部が掘削により露出した直後で, パイルキャップの形状が掘削範囲となる場合がほとんどで, 溶接工の背後は地山である このような現場の ひずみ ( 1-6) 端板から 25mm 杭中心からの距離 (mm) 正加力時外殻鋼管負加力時外殻鋼管正加力時杭中アンカー筋負加力時杭中アンカー筋 ひずみ ( 1-6) 端板から 85mm 杭中心からの距離 (mm) 図 12 杭中アンカー筋と外殻鋼管のひずみ度分布 77

8 安藤建設技術研究所報 Vol 状況では溶接姿勢への制約が大きく 杭頭部を露出 検討の結果 その挙動が明らかになった また 回 させる掘削範囲を規定する必要がある 転機構のモデル化により 接合部の曲げモーメント 本工法では 溶接工の作業空間を確保するために 次ぎの規定を定めた 回転角関係を適切に予測できることを確認した 本 工 法 をSC杭 で 用 い る 場 合 は カ プ ラ ー 溶 接 を 用 平 面 的 に 杭 周 面 か ら 6mm以 上 の 距 離 を 確 保 す いることができる 溶接姿勢の確保を目的とした施 る 工手順を定めたが その施工実験により良好な溶接 深 さ は カ プ ラ ー 下 端 か ら 1mm以 上 を 確 保 す る 品質となる施工であることを確認した カプラー間のあきは45mm以上とする この状況を模擬した試験体での溶接施工性実験を写 真5に示す パイルキャップ周りの背後の地山は 合板を立てて模擬した 溶接終了後に溶接検査でそ の適性を判定した 3,2 実験結果 設定した施工環境でのカプラー溶接の検査結果は 取り付け位置 溶接ののど厚 溶接長さ 仕上がり において所定の品質を満足するものとなった 写真 写真5 6にアンボンドアンカー取り付け後のSC杭杭頭を示 溶接姿勢の確保 す 3.3 考察 施工性実験により 溶接の品質を確保するための 適切な作業空間を設定し 適切な溶接姿勢の確保 溶接性能の確保が確実に行えることを確認した ４ まとめ 本 工 法 を 適 用 し たSC杭 杭 頭 接 合 部 の 水 平 加 力 実 験を実施し その回転剛性 曲げ耐力 変形性能の 写真6 SC杭の杭頭部 カプラー式 パイルキャップ 謝辞 SRパ イ ル ア ン カ ー 工 法 は フ ジ タ 間 組 地山 定着板 アンボンドアンカー 地山 はその成果をまとめたものである 関係各位に深謝 致します 定着筋 カプラー 岡部 ジャパンパイル との共同研究で 本報告 緩衝材 端板 捨コン 砕石 地盤 外殻鋼管 ソイルセメント 78 [1]佐々木聡,小林勝巳,山本秀明,小林恒一,松山俊樹, 内海祥人 アンボンドアンカーを用いた既製コン SC 杭 図 13 参考文献 クリート杭の杭頭半剛接合部の力学的挙動に関す SC 杭カプラータイプ る 研 究, 日 本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 集, 第 62 号, 本工法の杭頭部納まり pp.81 86, 27.1