GBRC Vol. No.. 防止を図っている なお は杭に引張軸力を負担 のコンクリートを打設した また 杭軸部および基礎は させる場合に必要に応じて配筋するものであり 引張軸 Fc相当のコンクリートを打設した 力を負担させない場合は配筋する必要はない 試験体No. はを配さない内柱下接合部 本工

Transcription

1 技術報告 場所打ち杭の杭頭半剛接接合工法 スマートパイルヘッド工法 Semi-Rigid Pile Head Connection Smart Pile Head for Cast-in-Place Concrete Pile 西村 勝尚* 米澤 健次* 福本 義之*. はじめに 接接合工法において求められる必須の性能は 曲げ剛性 杭基礎の建物は 一般に杭頭部と基礎あるいは基礎梁 を低減させながらも 十分な曲げ変形能力を有し 所定 を剛接合として構築している このような構造形式の場 のせん断力および軸力を基礎から杭に伝達できることで 合 地震時に発生する杭の曲げモーメントとせん断力は ある 杭頭部が最大となり 写真-に示すように 杭の損傷は 以上の課題を踏まえ 杭頭剛接接合工法に比べ杭頭曲 杭頭部に集中する さらに この杭頭曲げモーメントを げモーメントを 程度に低減可能な場所打ちコン 基礎梁で負担する必要がある このような損傷を回避す クリート杭を対象とした独自の杭頭半剛接接合工法 以 るためには杭頭部および基礎梁の断面あるいは鉄筋量を 降 スマートパイルヘッド工法と記す を開発し 増やす必要がある 両者の主筋量が多くなることに伴い 年月に 財 日本建築総合試験所の建築技術性能証明を 主筋配置のため断面を大きくする必要が生じる また 取得した 杭頭主筋と基礎梁主筋との交差部では納まりが非常に困 本報では スマートパイルヘッド工法に関する概要 難になり主筋の干渉を避けるため さらに耐力上必要な 性能確認実験 杭頭剛性評価法 実施例について述べ 断面以上に大きくする必要が生じる る なお ここでは基礎梁やフーチング等を総称して 基礎 と記す 杭は除く. スマートパイルヘッド工法の概要 図-に スマートパイルヘッド工法の概要を示す 杭軸径よりも断面が小さいコンクリートで基礎と 杭頭部を接合し 杭主筋を基礎に定着させない工法であ 写真-, 地震による杭頭被害事例 る 断面が小さいコンクリート部で基礎と杭頭部を 接合することで 杭頭部の曲げ剛性を低減させ 支圧効 杭頭半剛接接合工法は 水平力に対して杭頭部の回転 果およびによる拘束効果により杭頭縮小部の回転変 を許容し 杭頭部に生じる曲げモーメントを低減する技 形性能 せん断耐力 軸耐力の向上を図ることを目的と 術である 本技術により 最大曲げモーメントと最大せ している さらに 杭頭接合部の支圧破壊の防止を目的 ん断力の発生位置が重なる杭頭部での曲げモーメントを に杭頭接合部には杭よりも高強度のコンクリートを気中 低減することにより杭の損傷を低減することが可能とな で打設する 高圧縮軸力が作用する場合には 外側フー る さらに 建物の基礎部の断面および配筋等が削減で プに加え杭頭接合部のコンクリート下部に内部フー き 省資源および省力化を図ることができる 杭頭半剛 プを配することで杭頭部の拘束を高め 脆性的な破壊の * * * NISHIMURA Katsuhisa 株 大林組 本社 設計本部 構造設計部 部長 博士 環境科学 YONEZAWA Kenji 株 大林組 技術研究所 構造技術研究部 主任研究員 博士 工学 FUKUMOTO Yoshiyuki 株 大林組大阪本店 建築事業部 構造設計部 担当課長

2 GBRC Vol. No.. 防止を図っている なお は杭に引張軸力を負担 のコンクリートを打設した また 杭軸部および基礎は させる場合に必要に応じて配筋するものであり 引張軸 Fc相当のコンクリートを打設した 力を負担させない場合は配筋する必要はない 試験体No. はを配さない内柱下接合部 本工法により杭および基礎の躯体ボリュームを低減す を想定したもので No.とは軸力の違い No.は主筋 ることが可能であり これに伴い掘削による廃棄土量を 量を増して曲げ耐力を上げせん断補強筋をSD9Aとし 低減できて環境負荷低減に貢献できる てせん断破壊を意図した試験体である No.は内側フー 杭主筋 図- b 試験体杭頭断面 No. Fc8 Fc8 基 礎 基礎 外側フープ スマートパイルヘッド工法の概要図 接合部 杭 8 8 図 コンクリート コンクリート 打ち分け線 打ち分け線 打継部 杭軸部 8 杭頭部 杭軸部 Ｄ 内側フープ 杭主筋 内側フープ 外側フープ 加力位置 杭頭縮小部 杭頭 接合部 気中 コンクリート 基礎 Lc 図- a 試験体形状 図- c 杭頭接合部詳細. 構造性能実験 プを省略した試験体で 内側フープの効果を把握するこ. 実験の概要 とを目的とした 試験体No. は杭軸部の長期許容 本杭頭接合部において 杭頭部の曲げ剛性の低減効果 軸耐力. Fc Ap Ap 杭軸部断面積 に相当 の確認および所定のせん断力 軸力が伝達可能であるこ する一定軸力を載荷した 試験体No. 8は と さらに本杭頭接合部の設計法を確立することを目的 を配した隅柱下接合部を想定したもので No. は軸 に不静定柱加力実験を行った 力を実験変数とし No.は高軸力の影響を把握すること 試験体は 軸力 主筋量 の有無 内側フープ を目的とした No.は引張軸力下の挙動を把握するため の有無を変数として表-に示す計8体とした 試験体寸 にの応力が信頼強度に達する引張軸力を載荷し 法は杭径mm 杭頭縮小部径mm 杭頭縮小部高 た 不静定柱加力形式を採用した場合 杭中腹部水平載 さmmで全試験体共通とし 図- a b に示すよう 荷点の曲げ耐力と杭頭部の曲げ耐力で杭頭部に作用する に実大の/ /程度とした 図- c に示すように各 最大せん断力が決まる そこで できるだけ大きいせん 部位を定義し 部分および杭上部から所定の長さ 断力を加えるため試験体No. の杭主筋は多く配筋し Lc の範囲を杭頭接合部と称し その部分はFc8相当 たが は実物の杭の主筋量を想定し Pg. 程 表- 軸力(kN) No. 9 (.FcAp) No. No. (.FcAp) 試験体一覧 No. No. (.FcAp) 9-D -D(.%) (SD9) D@(.%) (KSS8) No. (aσsas) No. (.FcAp) 無 無 杭主筋 (Pg) -D(.%) -D(.%) -D(.%) (SD9) (SD9) (SD9) (鋼種) 外フープ (pw) D@(.%) D@(.%) D@(.%) (KSS8) (SD9A) (KSS8) (鋼種) 内フープ (鋼種) D@(SD9A) 無 備考 軸力の影響 せん断破壊 軸力の影響 内ﾌｰﾌﾟの影響 杭中腹部 Mu 8 8 杭頭部 Mu 杭頭部せん断力 9 8 せん断スパン比 Fc;杭コンクリート設計基準強度, Ap;杭軸断面積, aσs;降伏強度, As;断面積, Pg 全主筋比, pw せん断補強筋比 Mu;断面解析による曲げモーメント計算値(kNm), せん断力;kN 9-D 8-D(.%) (SD9A) D@(.%) (SD9A) D@(SD9A) 主筋量の影響 8 88.

3 GBRC Vol. No.. 度とした した水平力RF Pと軸力Nおよび軸力載荷点の水平変位 加力形式は 図-に示すように 杭頭固定度を直接評 δtを用いて 幾何学的な付加モーメントを考慮して算 価することが可能であり かつ杭頭部が曲げ耐力に達し 定した た後もせん断力を漸増させることが可能な不静定柱加力. 実験結果 形式とした 載荷は試験体頂部に所定の軸力を保持し 実験結果一覧を表-に示す 上部水平載荷点の変位をゼロに保ちながら中腹部水平載 荷点を押し引きした 水平力の載荷は中腹部の変形制御 最大せん断力 (kn) 杭頭最大 モーメント (knm) 断面縮小部 最大せん断応力 (N/mm) とし 変形角 水平変形 基礎上面から中腹部水平載荷 点までの距離 ±/ / / /を回繰返 した 使用材料の試験結果を表- に示す 計測は軸力用および上下の水平ジャッキ位置の荷重お 表- 実験結果一覧 No. No. No. No. No. No. No 杭頭せん断力 変形角関係と破壊モード よび変形を測定するとともに中腹部水平載荷点より下部 にネジ棒を埋込み各区間の鉛直相対変位を測定し 各位 一例として 軸力及び主筋量を実験変数としたNo. 置での回転角とした また 杭頭曲げモーメントは 図 No. の杭頭せん断力 変形角関係を図-に示す -に示すように 上下水平ジャッキのロードセルで計測 試験体No.は中腹部 中腹部水平載荷点 が曲げ降伏 した後 負側R /radの回目の加力サイク N ルにおいて中腹部がせん断破壊し 軸力を保持 δt RF できない状態に至った その他の試験体は 鉄 筋が降伏した後 変形の増加に伴って中腹部の 水平変位 ０ 曲げ圧壊が生じ中腹部曲げモーメントが低下 R=δh/ha P 曲げモーメント 分布 上部水平載荷点 したことにより杭頭せん断力が徐々に低下す δh る現象が現れた Q 中腹部水平載荷点.. 杭頭モーメント 変形角 回転角関係 ha 一例として 図-に試験体の杭頭モーメ θ ント M と変形角 R および回転角 θ 関係を P M 図- 載荷装置 表- 材料試験結果 コンクリート 表- 径 厚 主筋 せん断 補強筋 D D φ D.mm. 材料試験結果 鋼材 鋼種 SD9 SD SD9 KSS8 SD9A SS No 軸力. Fc Ap Pg.% - - No. 軸力. Fc Ap Pg.% - 変形角R - rad 変形角R - rad 図- 杭頭せん断力(kN) - を基礎面からその載荷点までの高さで除した 計測荷重と変形 接合部 単位N/mm) 杭軸部 単位N/mm) 基礎 単位N/mm ) ヤング係数 圧縮強度 ヤング係数 圧縮強度 ヤング係数 圧縮強度 杭頭せん断力(kN) 杭頭せん断力(kN) No. No. No. No. No. No. No. 図- 示す ここでは 中腹部水平載荷点の水平変位 ヤング係数 (N/mm) 降伏強度 (N/mm) 軸力. Fc Ap Pg.% - 変形角R - rad 杭頭せん断力 変形角関係

4 GBRC Vol. No.. (a)変形角r 変形角R rad No. (a)軸力の影響 (a)軸力の影響 No.. F Ap No.:. Fcc Ap No.:. Fcc Ap Ap No.. F - 図- No. No. (b)の有無 (b)の有無 No.:なし No. あり No.:あり No. なし 曲げモーメント分布 No. No. (c)内側フープの有無 (b)内側フープの有無 No.:内側フープあり No. 内側フープ有り No.:内側フープなし No. 内側フープ無し 回転角θ - rad 回転角θ - rad 図-8 - 曲げモーメント(kNm) 杭頭部 杭頭モーメント(kNm) 杭頭モーメント(kNm). 軸力. F c Ap Pg.% 杭頭曲げモーメント 変形角および回転角関係 No. 水平力. 回転角θ - rad 杭頭モーメント(kNm) - - 図- - 軸力. Fc Ap Pg.% - (b)回転角θ 回転角θ - rad 杭頭曲げモーメント 回転角関係の比較 包絡線 ものを変形角R 杭頭接合部の両側に埋込んだネジ棒の な変形は杭頭接合部の回転に集約されていることがわか 図-に試験体の各変形角時における曲げモーメン 8 高さ位置(mm) ど残留変形が生じない 8 図-より Rとθは概ね同じ値であり試験体の全体的 履歴特性を示し 大きな回転変形を経験した後もほとん 8 鉛直変位より算定したものを回転角θと定義した る また この杭頭接合部のM θ関係は原点指向型の 内側フープ筋 ひずみ測定位置 ントは変形角が大きくなるに従い増大した これらの傾 向は全試験体において共通であった 試験体No.を除く 体の試験体では 杭頭接合部がθ /rad以上の回転 加力方向 R=+/ ト分布を示す 同図より R /以降より中腹部の曲 げモーメントが曲げ圧壊により低下するが 杭頭モーメ 外側フープ筋 ひずみ測定位 実線 内側フープ 点線 外側フープ - R=/ R=/ L θ= δ L-δR L R=/ R=+/ R=δh /h a δr δl R=/. 高さ位置(m) h a 杭頭モーメント(kNm) 杭頭モーメント(kNm) R=/ δh R=+/ R=+/ フープひずみ μ 図-9 内側フープ ゲージ 外側フープ ゲージ 試験体No.の外側および内側フープのひずみ分布 が生じるまで載荷したが 全試験体において杭頭曲げモ ーメントの低下は殆どなく 大きな変形性能を示した 図-8に各影響因子における杭頭接合部のM θ関係の 包絡線の比較を示す M θ関係は 軸力の大きさと芯 鉄筋の有無により変化することが確認できる 軸力が大 力程度の軸力では内側フープは不要であることを示唆し ている.. 高軸力下の外側 内側フープのひずみ 高軸力の試験体No.について 外側 内側フープのひ きくなるに従って回転剛性および耐力が上がり また ずみ分布を図-9に示す これらのひずみは つのフー の存在により 若干ではあるが 回転剛性及び耐 プに対して箇所計測をし そのうちの最大値を示して 力が上がる 内側フープの有無がM θ関係に与える影 いる なお 同図にひずみ測定位置を示す 響は 杭体の長期許容軸耐力程度. F C A p の軸 内側フープのひずみはR /rad時ではμ超 R 力下ではほとんどなかった このことは 長期許容軸耐 /rad時ではμ超であり外側フープひずみより

5 GBRC Vol. No.. 大きい 内側フープは 高圧縮軸力下における支圧力に より杭体を割り裂く破壊に対して有効であると推察する.. 損傷状況 写真-にNo. No. No.のR /時における損傷 状況を示す 高圧縮軸力下の試験体No.の杭頭部におい ては支圧による割裂ひび割れが生じたが 長期許容軸耐 力 程 度 の 軸 力 下 の 試 験 体 No. No. No. No. の杭頭部には実験終了まで大きな損傷はなかった 本杭頭接合部では上下面に離間が生じることで大き な回転を許容できるため 大変形時においても杭頭部の 損傷を抑制できるものと推察する 写真- R /での試験体損傷状況. 曲げモーメント 回転角関係の評価法 本工法における杭頭接合部に生じる曲げモーメント M 回転角 θ 関係の評価法について述べる 地震時に杭に生じる設計応力を算定する解析におい て 杭頭の回転を回転バネで表現する方法と部材を複数 の要素でモデル化する方法が考えられる 実験結果を基 に. 回転ばねによるモデル化 と. 要素による モデル化 の二つの方法を提案する ここで Eh Ecp 杭頭接合部 基礎コンクリートのヤング係数 Dc Dc 杭 頭縮小断面径 外径 杭頭縮小断 θr νcp νh 基 礎コンクリート 杭頭接合部コンクリ 杭頭接合部 θs θ 面径 内径 基礎 ートのポアソン比 θr hs コンクリート高さ Es のヤング係数 杭.. 離間後曲げモーメント 回転角関係 図- 杭頭接合部の曲げモーメント M 回転角 θ 関係は 杭頭回転角の定義 文献 に準じて曲げ断面解析に基づく手法により求め る M θ関係は 基礎内に連続する仮想長さv Lを想定. 回転ばねによるモデル化 杭頭接合部の回転角θを図-に示すように 埋込ま れたの上下面における回転角 θr θr と して算出した v L λ Dc は実験結果より決定した 以下に M θ関係を算定する手順を示す コンクリートの曲げ変形による回転角θsの和として定 図-に示す杭頭縮小断面のA断面における曲げモー 義する メント M 曲率 φ 関係を繰返し計算 曲げ断面.. 杭頭接合部の初期回転剛性 解析 により求め 任意のM φ時において以下の 初期回転剛性は 式による 埋込まれたの の計算によりM θ関係を得る 上下面における回転角 θr θr は 半無限一様弾 A断面における圧縮応力を受ける部分の面積Sを求 性体上にある直径Dcの円盤の回転剛性とし 三角形反 め 杭頭部のコンクリート上下面にSと同一面積の 力分布を仮定した中心点変位評価により 式 式で 支圧面積Aa 円形 を仮定する また σavが円形に 定義する 均等分布するものと仮定する Niyogi等 の提案により支圧効果を考慮した応力 ひずみ関係からεccを求め 応力重心位置における軸変 形δr δrをεccにv L を乗じて求める 上下面の離間による回転角 θr θr を 中 立軸位置X nを回転中心として 応力重心位置X gとx nの

6 GBRC Vol. No.. 差分を回転の腕の長さと考え 次式で定義する を算定し それらの計算値と実験との比較を行う 図 θr δr / Xn Xg 下面 杭頭側 -に解析結果と実験結果の比較を示す 同図より v L θr δr/ Xn Xg 上面 基礎側.D cと仮定することで実験のm θ関係を良好に評 以上より 杭頭接合部のモーメントを材軸方向に沿 価できる って一定と仮定し A断面の任意のM φ関係における この評価法は曲げモーメントに対して回転角を算出し 杭頭回転角θを次式により算定する ているため 一定軸方向力下ではM θ関係を一義的に hs θ θr θr ϕ dhs θr θr ϕ hs 定義することができるが 変動軸力下ではM θ関係を 杭頭接合部におけるM φ関係は A断面において平 定義することは困難である したがって 設計において 面保持を仮定し 各軸力に応じたM φ関係を繰返し計 は変動軸力が小さい場合に適用するか あるいは目標設 算により求める 算定は以下の仮定に基づくものとした 計レベル 短期荷重時 保有水平耐力時等 に応じた軸 コンクリートの応力度 ひずみ関係は 最大応力まで 力を仮定してM θ関係を定義する必要がある. 要素によるモデル化 は修正Ahmadモデルを仮定し 支圧効果及びに よる拘束効果による変形性能の向上を考慮し 上昇係 杭頭接合部に生じるM θ関係を 杭径よりも断面が 数α. また 最大応力以降は最大応力で一定と 小さい縮小断面を有する一つの要素 部材長 h c とし する てモデル化する この要素は部材端に材料の単軸の応力 およびの応力度 ひずみ関係は 完全弾塑 度 ひずみ関係を有する分割されたファイバーモデルに 性モデルを仮定する なお は 圧縮側では より構成する ファイバーモデルのコンクリートの応力 とコンクリート間の相対すべり すべり係数β / 度 ひずみ関係はコンクリート縮小部の基礎あるい を考慮し 引張応力は負担しないものと仮定する は杭へのめり込みによる回転変形を考慮する際に 拘束.. モデル化の妥当性 効果および有効長を考慮して定義する また を 仮想杭長さv Lを変数として杭頭接合部のM θ関係 設ける場合は鉄筋の応力度 ひずみ関係をBi-Linearに よりモデル化する 圧縮応力を受ける 部分の面積S Da 応力重心位置 No. No. 杭体断面 Dc A断面 - σs εcc σcc β:すべり係数 実験 vl=.dc vl=.dc vl=.dc vl=.dc 杭頭回転角θ - rad M θ関係の実験値と計算値の比較 回転バネ No. xn - 図- σs - 杭頭回転角θ - rad σtc 応力分布 - - εtc ひずみ分布 - 実験 vl=.dc vl=.dc vl=.dc vl=.dc εtc =β εcc φ 杭頭モーメントM knm) Sと同一面積の円 支圧面積 杭頭モーメントM knm) No. xg Da σav =N/S σav ε(z) A断面 σav 仮想長さ v L D 杭頭部M θ関係評価法の概念図 - 実験 vl=.dc vl=.dc vl=.8dc - 図 杭頭回転角θ - rad 図- 杭頭モーメントM knm) 仮想長さ v L 杭頭モーメントM knm) 一様ひずみ分布を仮定 z 杭頭回転角θ - rad M θ関係の実験値と計算値の比較 ファイバー要素 実験 vl=.dc vl=.dc vl=.8dc

7 GBRC Vol. No.... コンクリートの応力度 ひずみ関係 杭軸径,mm 杭長 m 縮小部のコンクリートの応力度 ひずみ関係は 拘束 杭のコンクリート圧縮強度 Fc による圧縮強度上昇を考慮できる今井等による強拘束モ 杭軸力は圧縮軸力比 N/ / Ac Fc Ac 杭軸断 デル を用いた 支圧効果及びによる拘束効果によ 面積 Fc 杭コンクリート圧縮強度 で.8. る変形性能の向上を考慮して 最大応力以降は最大応力 とする 杭 体は.節の方法によりファイバー要素によりモデ で一定を保持するものと仮定する.. 有効長さの設定方法 ル化する 杭頭のM θ関係において コンクリート縮小部 想 定地盤は基礎底から m付近までのn値が の基礎あるいは杭へのめり込みによる回転変形を考慮す 程度の良質な地盤 地盤バネ 大 と 基礎底から るため 基礎あるいは杭内部の仮想長さv Lを考慮する mまでが液状化すると想定した地盤 地盤バネ v Lは解析結果と実験結果との対応により決定する 小 の種類とする 水平地盤反力係数は 文献 に.. モデル化の妥当性 基づき 初期剛性の設定およびTri-Linearにモデル化 図-に解析結果と実験結果の比較を示す 基礎およ する 液状化を想定する地盤の水平地盤反力係数は想 び杭内部での仮想長さv Lによる有効長さL e v L + 定しない地盤の/とする 水平地盤反力係数の初期 h c を考慮し コンクリートの応力度 ひずみ関係のヤ 剛性分布を図-に示す ング係数はh c /L e 倍 ひずみはL e /h c倍した 同図より 解析結果の杭頭部の曲げモーメント せん断力 水平 変位を表-に示す 仮想長さv Lは.D cと仮定することで実験のm θ関係 を良好に評価できる 表-. 軸 力および水平地盤反力係数の影響および杭 頭剛接接合工法との比較 杭軸力および水平地盤反力係数をパラメータとした解 析的検討を行い 本工法を適用した場合の杭の曲げモー メント分布等に及ぼす影響について検討した さらに 杭頭剛接接合した場合との比較についても示す 表-. 解析条件 ケース 解析は杭のひび割れ等による非線形性および地盤の非 Case Case Case Case Case Case 線形性を考慮する 解析条件を以下に 解析ケースを表 -に示す 水平地盤反力係数 (kn/mm) 図- 想定地盤の水平地盤反力係数. Case Case Case Case 図-.. 水平変位 (mm) 水平変位 (mm).. 8. Case Case Case Case Case Case Case Case - - (a)曲げモーメント分布 せん断力 (kn) 地盤バネ 小 地盤バネ 大 曲げモーメント knm 杭頭部 杭中間部 せん断力分布 (kn) 曲げモーメント分布 (knm)..... 杭頭部の解析結果.. 解析ケース ケース 水平地盤反力係数 杭頭接合工法 軸方向力(kN) Case 大 SPH Case 大 SPH Case 小 SPH Case 小 SPH Case 大 R Case 小 R SPH スマートパイルヘッド工法 R 杭頭剛接接合工法 (b)せん断力分布 (c)水平変位 杭の軸方向力および水平地盤反力係数の影響

8 GBRC Vol. No... 軸力および水平地盤反力係数の影響 モーメント 杭中間部曲げモーメントおよび水平変位は 図-に杭軸力および水平地盤反力係数を変化させた 場合の曲げモーメント分布 せん断力分布 水平変位を ある 示す. 本工法と杭頭剛接接合工法との比較 軸方向力の影響 図-に本工法と杭頭剛接接合工法の場合の曲げモー 図-のCaseとおよびCaseとを比較すると 杭頭 水平変位が同一でも軸力比が高いほど杭頭曲げモーメン メント分布および水平変位の比較を示す 同 図 の 水 平 地 盤 反 力 係 数 が 同 一 で あ るCaseと トおよびせん断力は大きく 杭頭曲げモーメントは 水 Caseとを比較すると 本工法の場合 杭頭剛接接合 平地盤反力係数の違いに係わらず 約..倍程度と 工法に比べ杭頭曲げモーメントは約..倍 杭中 なっている また 図-のCaseとおよびCaseとを 間部曲げモーメントは..倍 杭頭水平変位は. 比較すると 水平地盤反力係数に係わらず 杭中間部の.倍程度となっている また 本工法において曲げ 曲げモーメントは杭頭部に比べ軸力比が大きい場合約 モーメントが最大となる杭中間部の曲げモーメントは杭.倍 軸力比が小さい場合約.倍程度となっている 頭剛接接合工法の杭頭曲げモーメントの約/である このことより 本工法のような杭頭半剛接接合工法の 以上より 本工法を適用した場合 杭頭水平変位は大 場合 杭軸力が杭の曲げ剛性に与える影響が大きく 軸 きくなるものの 杭頭および杭中間部の曲げモーメント 力を適切に考慮した解析が必要である は杭頭剛接接合工法の杭頭曲げモーメントに比べ大きく 水平地盤反力係数の影響 低減する このことより 杭基礎の損傷が低減され耐震 図-より 水平地盤反力係数が小さいほど杭頭曲げ 水平変位 (mm) 曲げモーメント分布 (knm) Case Case Case Case - および施工例を紹介する Case Case Case Case - オイルダンパー, 工事名称 仮称 神戸海岸通り丁目計画 設計施工者 株式会社 大林組 地下なし 地上階 塔屋階 延床面積, 建物用途 集合住宅 杭仕様 本 代表軸径φ 杭長GL-.ｍ スマートパイルヘッド適用建物の基準階床梁伏図を図, 適用物件の工事概要及び建物規模を以下に示す 建築面積, -に示す 本建物は 建物中央部の立体駐車場を内蔵 する鉄筋コンクリート造連層耐震壁架構と建物外周部の,,,,9,9. 適用建物概要 構造 規模 RC造 - 住宅部からなる鉄筋コンクリート造ラーメン架構 主体 架構 のつの架構からなり そのつの架構を制振装置 で連結した連結制振構造である 地震動を受けた時に, 土量の削減により省資源に寄与することを示唆してい スマートパイルヘッド工法の適用建物をもとに 設計 (b)水平変位 (a)曲げモーメント分布 図- 本工法と杭頭剛接接合工法の比較 このつの架構の振動モードの違いにより両者間には大, ントが低減するため断面の低減につながり 掘削 搬出. 実施例 - 主体架構と連層耐震壁架構 とのクリアランス 連層耐震壁架構,,,,, 主体架構,,, ① ② 図- 8 性能の向上を図ることができる また 杭の曲げモーメ る 大きくなっており 杭頭剛接接合の場合と同様な傾向で ③ ④, ⑤ 基準階床梁伏図 ⑥ ⑦ きな変位差が生じる この変形差により 制振装置は大 きなエネルギーを吸収し 高い制振効果を発揮し建物の 耐震性能の向上を図る構造形式である

9 GBRC Vol. No... スマートパイルヘッドの設計 め方向入力により大きな引張軸力が生ずる杭である 杭.. 杭基礎部分の構造設計概要 は一部を除き拡底杭を用い 拡底径は9 mm 杭軸径はmm mmで 杭本数は本である 適用建物の杭伏図及び杭断面リストを図-8に 接合 部設計例を図-9に示す を有する杭は 杭伏図 杭頭固定度は 杭頭径に大きく依存し 杭頭径 においてハッチのある杭であり 建物四隅および連層耐 を小さくするほど杭頭固定度は低減する 杭頭は設 震壁四隅に位置する杭である これらの杭は地震動の斜 計で想定するせん断力及び軸力を十分に伝達できる範囲 で可能な限り径を小さく設計し 本建物における杭頭鋼 P PA PB PB PA 管径は適用範囲を満たす軸径の約.倍とした 杭頭鋼 P PA PA PB PA, PA PA P P PA P P P PA PA PA PA, ③ 杭符号 P,PA 軸径 拡底径,, PA PB PA PA, ⑤ P,PA PB,, 図-8 PA, ② ①, ⑥ P,PA P,PA,,,, 気中コンクリート 杭頭 杭頭径 約.D P, を平面的に円形配置とすると 基礎梁主筋がＸ のみに配筋した 図-9参照 また の配置はコ ンクリート打設用のトレミー管が挿入できる範囲として 定めた を防止するため 内側フープを配筋した Y i-fiber xi Y my,φy Z mx,φx X yi X mx,φx p, ε my,φy 杭頭部のファイバーモデル 地上部建物 内側フープ 長期鉛直軸方向力 地震時付加軸方向力 内側フープ組立筋 杭フープ ンクリートを打設するものとした 地震時に大きい圧縮軸力が作用する杭には 割裂破壊 d 砕石t=mm クリートは8N/mm とし 杭軸部よりも高い強度のコ 易にするために矩形に配置し 引張軸力を負担させる杭 ja ﾘ S c スタイロ F id フォーム d 捨コン ｔ=mm がN/mm であるのに対して 杭頭接合部の気中コン 可能性が高くなる そのため は基礎の配筋を容 8 8, 杭伏図および杭断面リスト 局時において 杭頭底部の支圧力が各々の許容耐力 Ｙの直交方向に配筋されるため 基礎梁主筋と干渉する ⑦ P,PA PB,,9 気中コンクリートの深さ及び強度は 長期 短期 終, PB PB d d 径 PA mm埋め込み 杭頭縮小部の高さはmmとした 以下になるように定めた なお 杭軸部のコンクリート P PB P P, P, PB PB P P, PA 管の高さはmmとして 杭頭部及び基礎にそれぞれ 杭主筋 mm 側面水平バネ Ｘ方向 杭 地震時 水平力 杭軸径D 杭頭径 約.D 側面水平バネ Ｙ方向 杭 内側フープ 杭芯 気中コンクリート 杭頭 杭軸径D 図-9 杭頭接合部詳細 杭先端バネ 図- 基礎部解析モデル 9

10 GBRC Vol. No.. 杭頭コンクリート部の外周部の杭頭と基礎間に は 杭頭の回転を拘束せず かつ基礎コンクリート打設 時の重量により沈下量が少ない圧縮剛性を有するスタイ ロフォームを選定し 配置した 図より 短期許容曲げ耐力はほぼ弾性限であり 杭頭縮 小部の終局曲げ耐力計算値は過小評価 安全側 である せん断耐力 せん断耐力に関しては 杭頭縮小部 A断面 および.. 基礎部の解析モデル 底部 D断面 において算定する 杭の水平力に対する解析に際して 解析モデルは 図 -に示すように 杭頭部で基礎梁に接続し水平方向地 A断面 AQ a AQ a ηc f s Ac 盤バネが接続したファイバーモデルとした 水平力およ c f s コンクリート許容せん断応力度 び各杭の軸力を漸増荷重として加えた この解析モデル Ac A断面におけるコンクリート断面積 により ひび割れ等による杭 基礎梁の非線形性 地盤 の非線形性 接続する基礎梁の剛性および変動軸方向力.π Dc Dc 内法径 η 拘束効果および支圧効果による割増係数 に対して杭頭部の曲げ剛性を評価することが可能なモデ ルとした のせん断強度は無視 D断面.. 杭頭接合部の許容耐力 終局せん断耐力を以下に示すように定め 終局せん断 解析より得られた杭 耐力に対して 長期許容せん断耐力は/ 短期許容せ AP 頭部の曲げモーメント ん断耐力は/とした AB およびせん断力に対し 圧縮軸力時 圧縮摩擦によるせん断耐力 Mattockの実 AC て 図-に 示 す 各 断 験式によるせん断耐力 杭頭部の押抜きせ 面において以下に示す 方針に基づき算出した 引張軸力時 M attockの実験式によるせん断耐力 杭頭 Dc 許容耐力により検証し hc Lc た LS A断面 D断面 C断面 B断面 LS 曲げ耐力 杭頭縮小部 A断面 図- 部の押抜きせん断耐力のうちの最大値 θ および打ち継面 C断 ん断耐力のうちの最大値 AD 各断面の圧縮領域の仮定. スマートパイルヘッド工法の施工 大まかな施工手順は 杭孔掘削 杭鉄筋セット 杭コ ンクリート打設 杭頭処理 杭頭セット 杭頭部コ ンクリート打設 基礎配筋 コンクリート打設である 面 において 図-に示す圧縮領域の仮定によりRC規 施工状況を写真- に示す 施工上留意した点は 基 準に準じて各曲げ耐力を算定する ただし の曲げ 礎梁主筋と杭主筋との干渉を極力避けるため杭鉄筋セッ 耐力は考慮しない また の拘束効果 支圧効果に ト時のの位置保持 および杭頭部より杭主筋が突 よる強度上昇を考慮する 出することを避けるために杭主筋のレベル管理である 実験結果の杭頭曲げモーメント 変形角関係上 試験 体 における各曲げ耐力計算値を図-に示す 同 杭頭縮小部の 終局曲げ耐力 杭頭モーメントM ｋnm) 杭頭縮小部の 短期許容曲げ耐力 打継面の 短期許容曲げ耐力 写真 杭鉄筋 写真- 杭頭処理後 杭頭設置後 写真- 杭頭部型枠 - - 実験 計算 短期許容曲げ耐力 終局曲げ耐力 - - 変形角R rad 図- 実験結果の杭頭曲げモーメント 変形角関係上での 各曲げ耐力計算値 写真-

11 GBRC Vol. No.. 変位および杭中間部曲げモーメントは大きくなる しかし 杭頭および杭中間部の曲げモーメントは杭 頭剛接接合工法の杭頭曲げモーメントに比べ大きく 低減することが可能であり 杭基礎の損傷軽減によ り耐震性能の向上を図ることができる また 杭の 曲げモーメントが低減するため断面の低減につなが り 掘削 搬出土量の削減により省資源を図ること ができる 本工法は年月に 財 日本建築総合試験所の建築 写真- 杭頭部コンクリート打設後 技術性能証明を取得した 参考文献. まとめ スマートパイルヘッド工法の構造性能の把握及び設計 法の立案を目的とした構造実験を実施し 杭頭接合部の 曲げモーメント M 回転角 θ 関係の評価法を導い た さらに 軸力あるいは水平地盤反力係数が本工法 を適用した杭の曲げモーメント分布に与える影響 およ び杭頭剛接合した場合との比較に関して解析的検討を行 った また 本工法の適用建物を通して 設計における 解析モデル 耐力検証および施工の概要を紹介した 以下に 構造性能実験および解析検討から得られた主 日 本建築学会 地盤工学会 土木学会他 阪神 淡路大震 災調査報告 建築編- p 日本建築学会近畿支部基礎構造部会 兵庫県南部地震によ る建築基礎の被害事例調査報告書 p 今井和正 是永健好 瀧口克己 めり込みと抜け出しを考 慮したRC部材端部の回転変形解析法 日本建築学会構造系 論文集 第89号 pp.9-. N iyogi,s.k. Journal of the Structural Division, ASCE, Vol.99, No.ST, pp.-9, 9. 日本建築学会 建築基礎構造設計指針 pp.-8. 執筆者 な知見を示す 実験の作用軸力及びせん断力下において杭頭接合部 は /radを超える大きな回転変形を受けても耐力 低下はなく 優れた靱性能を有することを確認した 杭頭接合部曲げモーメント M 回転角 θ 関係の 履歴特性は原点指向型を示し 杭頭が大きく回転し ても杭頭部の損傷は少ない * 西村 勝尚 NISHIMURA Katsuhisa * 米澤 健次 YONEZAWA Kenji * 福本 義之 FUKUMOTO Yoshiyuki 回転バネによるモデル化においては v L.D cと 仮定することで実験の曲げモーメント M 回転角 θ 関係を良好に評価できた 要素によるモデル化においては 基礎および杭内部 での仮想長さv Lは.Dcと仮定することにより 実験 結果の曲げモーメント M 回転角 θ 関係を良好 に評価できた 軸力が本工法の杭頭の曲げ剛性に及ぼす影響は大き く 圧縮軸力比がほぼの場合に対して圧縮軸力比が.9程度になると 水平地盤反力係数の違いに係わ らず 杭頭曲げモーメントは約.倍程度となる 従 って 本工法のような杭頭半剛接接合工法の場合 軸力を適切に考慮することが可能な解析が必要であ る 本工法の場合 杭頭剛接接合工法に比べ 杭頭水平