静的載荷実験に基づく杭頭部の損傷度評価法の検討 柏尚稔 ) 坂下雅信 ) 向井智久 ) 平出務 4) ) 正会員国土交通省国土技術政策総合研究所 主任研究員博士 ( 工学 ) e-mail : Kashiwa-h9ta@nilim.go.jp ) 正会員国立研究開発法人建築研究所 主任研究員博士 ( 工学 ) e-mail : m-saka@kenken.go.jp ) 正会員国立研究開発法人建築研究所 主任研究員博士 ( 工学 ) e-mail : t_mukai@kenken.go.jp 4) 非会員国立研究開発法人建築研究所 主任研究員博士 ( 工学 ) e-mail : hirade@kenken.go.jp 要約杭の損傷度評価法を構築するために必要となる実証データの収集を目的として 場所打ちコンクリート杭の杭頭部を模擬した円形断面を有する鉄筋コンクリート造試験体の静的載荷実験を実施した 本報告では 実験における杭試験体の損傷進展性状を示すと共に 杭頭部の損傷評価指標として杭曲率を用いる場合の留意点を示す さらに 杭に作用する軸力比が杭頭部の最終的な破壊形態および杭頭部の損傷に伴う基礎の沈下性状に影響を及ぼすことを示す キーワード : 杭の損傷評価 杭の水平抵抗 静的載荷実験 場所打ちコンクリート杭. はじめに上部構造慣性力に対する杭の耐震性能評価用の解析モデルとして 杭部材を離散はり要素を軸方向に連続させるモデル化をすることが一般的 ) である 大地震に対する杭の耐震設計を考えると 想定する地震外力によっては杭の損傷度評価が必要になるケースが十分に考えられる 部材の損傷度を評価する指標は部材の変形量とすることが一般的であるが 杭の場合には部材性能を - 曲率関係で与えることが多いため 杭に生じる曲率によって杭の損傷度を評価することになる 杭の損傷の進展性状は上部構造の柱など鉛直荷重を受け持つ部材と共通点があるものと思われるが 上部構造の柱の損傷度は層間変形角もしくはで評価されることが一般的であり 曲率で評価されるケースは少ない また 杭部材を対象として杭の損傷度を曲率で評価することを目的とした実証実験例えば ) の数も少ないため 曲率を用いた杭の損傷度評価法が確立されているとは言い難い そこで 杭の損傷度評価法を構築するために 基礎的な実証データを収集することを目的として 場所打ちコンクリート杭の杭頭部を模擬した円形断面を有する鉄筋コンクリート造試験体の静的載荷実験を実施した 本報告では 実験における杭試験体の損傷進展性状を示すと共に 杭頭部の損傷評価指標として杭曲率を用いる場合の留意点を示す さらに 杭に作用する軸力比が杭頭部の最終的な破壊形態および杭頭部の損傷に伴う基礎の沈下性状に影響を及ぼすことを示す. 実験方法図 に試験装置と試験体への作用外力の概要図 表 に実験ケース表 図 に試験体の配筋図およびファ - -
イバー解析による杭の断面性能を示す 試験体は載荷梁を介して本のオイルジャッキにより加力される 機構となっている 試験体は上スタブ 下スタブおよび杭部から成り 下スタブをフーチングと想定し 杭の上下を反転させた形で載荷装置に設置している 鉛直荷重は 下スタブ上端から995mmの位置で 載荷梁にピン接合された鉛直ジャッキにより作用させる 鉛直ジャッキの載荷フレーム側の端部はロー ラ条件になっており 水平載荷に伴って水平方向に可動する 水平荷重は 載荷梁の両端に取り付けら れた本の水平ジャッキにより 変位制御で作用させる 本の水平ジャッキは それぞれに作用する載 荷荷重が同じになるようにコンピュータ制御されており 水平載荷に伴って載荷梁の回転変位が生じて も水平載荷の合力位置はほぼ一定と見なすことができる 図に示すように 本実験での載荷装置セットアップとして 鉛直ジャッキの取り付け位置と杭頭部の 距離が長く 杭頭部に大きなPΔモーメントが作用する特徴がある 水平ジャッキの荷重をP P 水平 ジャッキの合力位置と杭頭部の距離 すなわち シアスパン をl 鉛直ジャッキの荷重をN 杭頭モー N Δ 剛体 スタブ 載荷フレーム l=995 995 P 上スタブ u P +P N 995 載荷梁 M/Q Control point l P 杭部 杭部 下スタブ Qpc Mpc Npc 図 試験装置と試験体への作用外力の概要図 Unit:mm 表 実験ケース ケース 名 N-L N-L N-S M /Qd N/Ny.5.5.4 Ec φy ε co 終局 最大 cσ y knm 変形角 M Pa M Pa (/m) (-) % 7.57 567.48.46 65 6%.77 95.95.44 74 % 9.45 74.9.45 9 降伏曲率は最外縁の鉄筋降伏時でファイバー解析より定義 終局耐力は矩形置換による略算式で計算 N-S Main -D(SD9) Hoop D4(SD95A)@4 (a) 試験体配筋図 Unit:mm (b) 杭部断面図 Unit:mm N-L N-L / y (-) (c) 杭の断面性能 図 試験体の配筋図およびファイバー解析による杭の断面性能 -- 終局曲率 (max c= co) 4
メント 杭頭せん断力 杭頭軸力をそれぞれ M pc Q pc N pc とし 杭頭軸力の作用位置を杭断面の重心位置と仮定すると 杭頭部のモーメントの釣合いより杭頭モーメントおよび杭頭せん断力は次式で計算される M pc = (P + P )l + NΔ () Q pc = (P + P ) + NΔ / 995 () 表 に示すように 本実験ではシアスパン比および軸力比をパラメータとして ケースを実験した N-L は 部材断面を決定する際に想定した建物の長期軸力相当の鉛直荷重 ( 軸力比.5) を作用させ シアスパン比を に設定したケース N-L は長期軸力相当の鉛直荷重 ( 軸力比.5) を作用させ シアスパン比を に設定したケース N-S は側柱直下の杭を想定して極めて大きな鉛直荷重 ( 軸力比.4) を作用させ シアスパン比を に設定したケースである いずれの実験ケースでも試験体も図 に示す共通のディテールを持つ 杭径は mm 杭部長さは mm であり 杭部の主筋は -D(SD9) せん断補強筋は D@4(SD95A) である 表 には 円形断面を矩形置換し 略算式 4) で計算した終局耐力を示す 本実験では 水平加力は漸増振幅で正負交番繰返し載荷とし 載荷振幅は図 の Control Point の変形角として ±/8 / の順に 回ずつ 続いて / / /5 / /5 / /6 の順に 回ずつ繰り返し載荷し 載荷が不能になった時点で実験を終了する 変位制御する位置は 上スタブの下端に取り付けられた水平変位計 ( 図 の u h5 ) とし 杭の部材長さで除した値を載荷振幅とする 杭の断面性能を表している図 (c) はファイバー解析より計算した杭断面の - 曲率関係である 曲率 φ はファイバー解析で最外縁の主筋が降伏した時の曲率 φ y で規準化している なお 引張側 圧縮側それぞれの主筋が降伏した時の曲率のうち小さい曲率を φ y としている また 以降に説明する実験結果における曲率もファイバー解析で評価した φ y で規準化して塑性率として示している ファイバー解析によって評価した ファイバー解析に用いた解析ツールは RESP FT 5) である 鉄筋要素は図 (b) の杭断面の主筋位置に配置し コンクリート要素は半径方向に 6 分割して同心円状に配置した 鉄筋の材料モデルにはバイリニア コンクリートの材料モデルには NewRC モデル 6) を用いた 主筋および補強筋の降伏応力はそれぞれ 9.(MPa) 95.(MPa) とし コンクリート要素の降伏応力および基準ひずみは表 のとおりである u m7- u m6- w di u m7- (l m7 = ) u m6- (l m6 = ) v r l h5 = l sr u h5 u h4 v r u m5- u m5- (l m5 = 75) l h4 = 75 u h u m4- u m4- (l m4 = 75) l h = 75 u m- u m- u m- u m- (l m = ) u m- (l m = ) u m- (l m = 5) L h = l h = 5 u h u h w ei ひずみゲージ (a) 杭部軸方向変位 図 計測計画 (Unit:mm) (b) 杭部水平方向 上スタブ回転変位 - -
図 に計測計画を示す 図 (a) に示す矢印は曲げ変形を計測するための軸方向変位計であり 次式によって杭部に生じる計測区間のたわみ角 θ mi および曲率 φ mi を計算する θ mi = (u mi- - u mi- ) / w di ( i = ~7 ) () φ mi = θ mi / l mi ( i = ~7 ) (4) なお 杭頭から 5mm の区間のたわみ角 θ m には杭部の曲げ変形と杭頭の回転変形が含まれる そこで 当該区間における杭部の曲率 φ m は式 () による曲率 φ m に等しいと仮定し たわみ角 θ m と曲げ変形によるたわみ角の差分を杭頭の回転変形角とする 杭部には杭頭から mm 下スラブ内に入った断面位置と 杭頭から mm, 4mm, 6mm, 8mm の断面位置において最外縁とその両隣の主筋にひずみゲージを貼り付けている また 杭頭から mm, 4mm の断面位置では 本の全主筋にひずみゲージを貼り付けており 水平載荷時の断面の変形状態を評価することができる 図 (b) に示す矢印は杭部の水平変位を計測するための水平方向変位計と上スタブの回転量を計算するための軸方向変位計の位置を示している. 杭曲率による杭頭部の損傷評価以下では 各実験ケースにおける杭のをシアスパンに対する水平ジャッキの合力位置の杭部変位量として定義する. 杭頭部の損傷状態図 4~7 に 繰返し水平載荷に伴う杭部の損傷状況を示したひび割れ図を示す 図 4 は載荷振幅.5% 時 図 5 は.% 時 図 6 は.% 時 図 7 は.% 時の損傷状況を示している 杭部のひび割れ状況は杭部の載荷直交方向半面分に記した幅 mm 高さ mm の 5 個のグリッドごとに記録した 図 4 より 載荷振幅.5% においてはシアスパン比が大きく軸力比が小さい N-L でひび割れの発生領域が大きくなっており 杭頭より 6mm 程度の領域までひび割れが認められる 一方で シアスパン比が小さく 軸力比の大き mm mm (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 4 杭部の損傷状況 - 載荷振幅.5% 時 (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 5 杭部の損傷状況 - 載荷振幅.% 時 なし (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 6 杭部の損傷状況 - 載荷振幅.% 時 (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 7 杭部の損傷状況 - 載荷振幅.% 時 - 4 -
い N-S では杭頭から mm 程度までの領域でひび割れが認められ 杭の損傷領域はシアスパン比と軸力比の影響を受ける 図 5 より 載荷振幅.% においても杭の損傷領域には同様の傾向が認められるが 軸力比の大きい N-S では圧縮側のコンクリート表面に圧壊の形跡と考えられるひび割れが発生する 図 6 より 載荷振幅.% になると 軸力比の小さい N-L N-L でも圧縮側のコンクリート表面に圧壊の形跡と考えられるひび割れが発生し 軸力比の大きい N-S ではカバーコンクリートの剥落が生じる 図 7 より 載荷振幅.% において 軸力比の大きい N-S ではコンクリートの圧壊領域が拡大する. 杭頭部の水平抵抗と軸変形量図 8 に杭頭モーメント ( 図 の M pc )- 関係 図 9 に杭部の軸変形量 - 関係を載荷振幅.% までで示す 図 8 では PΔ モーメントを加算しない結果 (PΔ なし ) も併せて示している 主筋のひずみや杭部の損傷状況から いずれの実験ケースにおいても % までの変位領域で終局状態になっていると判断できるため 本節以降では載荷振幅.% までの変位領域の実験結果より杭頭部の損傷評価法を検討する 図 8 より いずれの実験ケースにおいても 杭頭モーメントに PΔ モーメントを考慮した値 (PΔ 考慮 ) は載荷振幅.% までの変位領域では 荷重低下がほとんど生じていない 図 8(a) (b) の比較より 杭頭モーメントにシアスパン比の影響は見られず 両者の杭頭モーメントはほとんど変わらないが 図 8(b) (c) の比較より 杭頭モーメントに軸力比の影響は認められ 軸力比の大きい N-S は他の ケースよりも大きな杭頭モーメントを負担している 図 9 より 軸力比は杭部の軸変形量にも影響を及ぼしており 軸力比が大きい N-S では載荷振幅の増大による杭部の損傷進展に伴って % での杭部の軸方向縮み量が増大する 一方 軸力比が小さい N-L N-L では 載荷振幅が増大しても % での杭部の軸方向の縮み量が生じていない. 杭の曲げ変形特性図 にファイバー解析による M-N 相関曲線と実験での荷重状態の軌跡を示す ファイバー解析における各ケースの最大杭頭モーメントは N-L:5kNm N-L:55kNm N-S:9kNm であり 表 に示している矩形置換による略算値よりも ~ 割程度小さめの評価値となっている 一方 軸力比の小さい N-L および N-L の最大杭頭モーメントの実験値はそれぞれ 85kNm 6kNm 軸力比の大きい N-S の最大杭頭モーメントの実験値は 99kNm であり 実験値は軸力比の小さいケースでは ~ 割程度 軸力比 杭頭モーメント 引張筋降伏 杭頭モーメント 圧縮筋降伏 杭頭モーメント - - - - - - 引張筋降伏 P なし P 考慮 P なし P 考慮 - - - (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 8 杭頭モーメント- 関係 ( 載荷振幅.% まで ) P なし P 考慮 軸変形量 軸変形量 軸変形量 - - - - - - - - - (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 9 杭部の軸変形量 - 関係 ( 載荷振幅.% まで ) - 5 -
の大きいケースでは 6 割程度 解析値より大きい 軸力比の大きい N-S ではコンクリートの圧壊が先行して最大耐力が決まるため コンクリートの耐力が最大杭頭モーメントに影響を及ぼしていると考えられる 実験での最大杭頭モーメントが解析値より大きくなる現象に対しては コンクリートの材料特性として高強度コンクリート用の NewRC モデルを用いていることや コンクリートの圧縮破壊時におけるせん断補強筋もしくは下スタブによる拘束効果による強度上昇等の原因が考えられるが 明確な要因は不明である 図 に載荷振幅.5% および.% 時について 各ケースの杭部の変位分布を示す 図中の は杭頭回転固定条件で式 () を用いて算出した杭曲率の 階積分により算出した分布 + は の変位分布に回転角に伴う水平変位を加算した分布 は図 (b) に示した杭部水平方向変位計による計測値を示している いずれのケースでも載荷振幅.5% では + の変位はのみの倍程度の変位量になっており 本実験では杭頭における主筋の抜け出し等に伴う回転角が杭変位に及ぼす影響は大きいと考えられる 載荷振幅.% においても回転角の影響が見られるが 軸力比の大きい N-S ではと + の変位分布の差が小さくなっており 杭の損傷が進展することにより杭の曲げ変形が卓越することが分かる 一方 と + の変位分布の差は小さく 載荷振幅.% までの変位領域においては杭のせん断変形は小さいことが分かる 図 にひずみゲージを貼り付けた断面位置である杭頭部より mm および 4mm の位置における杭部主筋のひずみ分布を正側加力時について示す 主筋ひずみは引張を正とする 軸力比の小さい N-L N-L では引張側の主筋ひずみが圧縮側よりも大きく ((a-), (a-), (b-), (b-)) 図 8 と併せて考えると 引張側の主筋の降伏が生じた後で杭頭部の剛性が低下する 一方 軸力比の大きい N-S では圧縮側の主筋ひずみが引張側よりも大きく 4mm の断面においては載荷振幅.% で圧縮側の主筋ひずみの著しい増大が認められる ((c-) の 4mm) このとき 圧縮側のコンクリートについても大きなひずみが生じていると考えられ N-S ではコンクリートの圧壊が先行して杭頭部の剛性が低下すると判断できる このように 軸力比が異なることによって杭頭部の損傷過程が異なる 図 9 の杭部の軸変形量と併せて考えると コンクリートの圧壊が先行して生じる N-S で軸変形量の増大が認められることから コンクリート部の圧壊が基礎の沈下に大きな影響を及ぼすと考えられる 一方 コンクリート部の著しい圧壊が生じない 杭頭モーメント 終局耐力 軸力比 (-) -. -..4.6 - - - 杭頭モーメント 杭頭モーメント 終局耐力 終局耐力 軸力比 (-) -. -..4.6 - - 軸力比 (-) -. -..4.6 - - - - (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 ファイバー解析によるM-N 相関曲線と実験での荷重状態の軌跡 高さ 高さ 高さ 高さ 高さ 高さ + Disp. (a-) N-L.5% + 5 Disp. (a-) N-L.% + Disp. (b-) N-L.5% 図 + 5 Disp. (b-) N-L.% 杭部の変位分布 + Disp. (c-) N-S.5% + 5 Disp. (c-) N-S.% - 6 -
限り 杭部の損傷により基礎はほとんど沈下しないと言える ここで 杭の損傷進展に伴う曲げ剛性の変化を分析する 図 の杭頭から mm の位置におけるひずみ分布に対して最小二乗法で補間し 計算結果としての直線の傾きをひずみゲージによる曲率として評価する さらに当該位置で作用しているを曲率で除することで等価曲げ剛性を計算する そして 表 のコンクリート剛性と図 の杭断面を参照して断面計算より初期剛性を算出し 等価曲げ剛性を初期剛性で規準化することによって剛性低下率を算出する 図 に 正載荷 サイクル目の曲率に対する曲げ剛性低下率を示す 図中の黒破線は円形断面を矩形置換しあて文献 4) の略算式を用いて計算した剛性低下率を示しており 図中の塑性率. の剛性低下率に相当する いずれの実験ケースでも実験の初期剛性は. を超えており 断面計算による値よりも大きい 同様に 塑性率. の実験の剛性低下率は文献 4) の略算値よりも大きくなっており 特に 軸力比の大きい N-S で 倍以上の差となっている.4 杭曲率による杭頭部の損傷評価図 4 に杭頭部の曲率の評価方法を示す 図 (a) もしくは図 (a) に示すように 本実験では杭部の長さ mm の区間を 7 分割して それぞれの区間で曲率を計測している 本実験は片持ち梁形式で載荷しているため 実際は図 (a) の各区間内で曲率が変化することになるが 式 () (4) によって曲率を計算すると 図 4(a) の区間内の平均曲率が算出されることになる これを区間平均曲率と称する 一方 杭の耐震性能評価用の解析モデルとしては 杭部材を離散はり要素の連続体としてモデル化することが一般的 断面位置 -.5% mm 4mm.5% - - - (a-) N-L,.5% まで (b-) N-L,.5% まで (c-) N-S,.5% まで.5% 断面位置 -.5% mm 4mm.5% 断面位置 -.5% mm 4mm mm 4mm mm 4mm mm 4mm 断面位置 y - 断面位置 - 断面位置 y - - - - (a-) N-L,.% (b-) N-L,.% (c-) N-S,.% 図 正側加力時の杭部主筋のひずみ分布 剛性低下率 (-) 剛性低下率 (-) 剛性低下率 (-) 実験値 実験値 実験値 文献 4) の略算値.4 文献 4) の略算値文献 4) の略算値..6.... 5.. 5.. / (-) / (-) / (-) (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 正載荷 サイクル目の曲率に対する曲げ剛性低下率.7 5-7 -
であり 杭頭部に対しても適切な要素長さを持つ離散はり要素でモデル化する場合が多いと考えられる このとき はり要素の非線形特性は - 曲率関係で与えられるが 曲率の評価区間長さは要素長さと同様に重要なファクターとなる 実験結果より解析モデルの設定に資する情報を抽出するため 図 4(b) に示すように 杭頭部からの部材長さを 種類設定し 本実験での曲率の評価がどのように変化するかを分析する なお 図 4(b) により設定した曲率を杭頭平均曲率と称する 図 5 にケース N-L における区間平均曲率との関係を載荷振幅.% までで示す は曲率の各評価区間における中心位置のとしている 杭頭に近い φ m と φ m では正載荷時と負載荷時で履歴形状が大きく異なり いずれも正負で非対称な履歴となっている これは 正載荷時と負載荷時で杭が損傷した区間が異なり それに伴って曲率の集中する箇所が異なることによると考えられる 図 6 にケース N-L における振幅最大変位時の区間平均曲率分布を示す 階段状の実線は変位計より算出した曲率 色丸のプロットはひずみゲージより算出した曲率である 載荷振幅.5% では曲率分布は正負で対称となっているが 載荷振幅.% では杭頭部の損傷のため ( 図 5 参照 ) 損傷個所で杭曲率が著しく増大する箇所が現れて 曲率分布は正負で非対称となる 図 7 に杭頭平均曲率との関係 図 8 に各振幅最大変位時の杭頭平均曲率と曲げモーメ φ m7 () φ m6 () φ m5 (75) φ m4 (75) avgφ m4 (475) m / (-) ひずみ ゲージ - φ m () avgφ m () 杭頭 φ m () φ m () m4 -.5.5 - φ m (5) / (-) / (-) - (a) 区間平均 (b) 杭頭平均 (a).5% 時 (b).% 時図 4 杭頭部の曲率の評価方法図 5 ケースN-Lの区間平均図 6 ケースN-Lの振幅最大 ( 括弧内は評価区間の長さ ) 曲率との関係変位時の区間平均曲率分布 m 負載荷 高さ 正載荷 ひずみ変位計ゲージ 高さ 負載荷 正載荷 変位計 m avg m / (-) - - m avg m / (-) - - m / (-) avg m - - m avg m - - - (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 7 杭頭平均曲率との関係 m avg m m avg m / (-) - -5 5 / (-) - -5 5 / (-) - -5 5 - - - (a) N-L (b) N-L (c) N-S 図 8 各振幅最大変位時の杭頭平均曲率との関係 - 8 -
ントの関係を示す 図中の φ m のように杭頭平均曲率の評価区間長さを小さくすると - 杭頭平均曲率関係は非対称となり ( 図 8) 評価区間で杭に損傷が生じた場合には著しい曲率の増大として評価される ( 図 8) この傾向はシアスパン比や軸力比に因らず認められる 一方 評価区間長さを大きくすると - 杭頭平均曲率関係は対称形に近づき 正負共に同程度の塑性率で評価される ただし φ m と avg φ m4 の比較から明らかなように 評価区間長さを大きくすると評価される曲率はかなり小さくなる 図 9 に各載荷振幅の最大変位時における杭頭部曲率の評価区間長さによる比較を示す まず 軸力比の小さい N-L と N-L には大きな違いが見られない 図 4 で示したように シアスパン比によって杭の損傷領域には差異が見られたが 杭径程度の長さで曲率の評価区間長さを設定した場合では 杭頭平均曲率への影響は小さいと言える 次に 塑性率が. よりも小さい場合には評価区間長さの違いによる曲率の差異が小さい 一方 塑性率が. を超える変形領域では 図 (c) のファイバー解析の結果より 最外縁のコンクリートが圧壊し始める塑性率が N-L や N-L で 程度となっているが 当該ケースにおける avgφ m4 ( 図 9(a) (b)) は % で 程度となっており 実験と解析の塑性率に乖離が生じている 本実験の場合においては ファイバー解析において杭主筋が降伏した時の曲率を降伏曲率と定義して杭の塑性率を計算しているため 曲率の評価区間長さを杭径程度として計算した実験での塑性率と ファ / (-) / (-) / (-) 5 - - 5 - - 5 - - 図 9-5 - m avg m -5 - m avg m (a) N-L (b) N-L (c) N-S -5 - m avg m 正載荷 サイクル目のに対する杭頭部曲率の評価区間長さによる比較 杭頭モーメント 杭頭モーメント -6-4 - 4 6-6 -4-4 6 (a) N-L, -6.% 除荷後 - (a) N-L P なし P 考慮 - (b) N-S P なし P 考慮 図 杭頭モーメント - 関係 ( 載荷振幅.% 以降 ) 8 軸変形量 8 軸変形量 4-6 -4-4 6 4-6 -4-4 6 図 (b) N-S, -.% 除荷時 実験終了時の損傷状況 -4-4 (a) N-L (b) N-S 図 杭部の軸変形量 - 関係 ( 載荷振幅.% 以降 ) - 9 -
イバー解析による塑性率では 同じ杭の損傷状態でも異なる値を示す よって 杭頭部の損傷評価のためには 評価区間長さに応じた塑性率と杭の損傷状態の関係を把握しておく必要がある 4. 大変形時の杭頭部の破壊形態図 に実験終了時の杭頭部の損傷状況 図 に載荷振幅.% 以降の杭頭モーメント - 関係 図 に杭部の軸変形量 - 関係を示す なお ケース N-L では載荷振幅.% を超える載荷を実施していない 軸力比の小さい N-L では 載荷振幅 6.% を経験後 杭頭部が著しく曲げ圧壊した ( 図 (a)) 図 (a) より 載荷振幅 5.% 程度まで杭頭モーメントの低下が見られなかった また図 (a) より 杭部の軸変形量についても 載荷振幅 5.% 程度まで % での杭部の軸方向の縮み量が生じていない 一方 軸力比の大きい N-S では 載荷振幅.% サイクル目の負側で最大振幅経験後 サイクル目の正載荷時に杭部のせん断破壊が生じた ( 図 (b)) 図 (b) より 載荷振幅.% 以降に杭頭モーメントの低下が認められる また図 (b) より 杭頭部にせん断破壊が生じると 杭部の軸方向の縮み量が著しく増大する 5. まとめ本報告では 杭の損傷度評価法の構築を目的として実施した 場所打ちコンクリート杭の杭頭部を模擬した鉄筋コンクリート造試験体の静的載荷実験の結果を示すと共に 杭頭部の損傷評価指標として杭曲率を用いる場合の留意点を明らかにした 以下に 得られた具体的な知見を示す 杭部に作用する軸力比によって杭頭部の損傷過程が異なり 軸力比.5 のケースでは引張側の主筋の降伏が先行し その後 コンクリートの圧壊が生じるが 軸力比.4 のケースでは圧縮側の主筋の降伏およびコンクリートの圧壊が先行し その後 引張側の主筋が降伏する 杭部に作用する軸力比が大きい場合 ( 実験においては軸力比.4) 載荷振幅の増大による杭部の損傷進展に伴って杭部の軸方向の縮み量が増大する 一方 軸力比が小さい場合 ( 実験においては軸力比.5) 載荷振幅が増大しても杭部の軸方向の縮み量はほとんど変化しない すなわち コンクリート部の圧壊が基礎の沈下に大きな影響を及ぼし コンクリート部の著しい圧壊が生じない限り 杭部の損傷により基礎はほとんど沈下しないと言える 杭の損傷状態を曲率で評価する場合 曲率の評価区間長さを小さくすると 損傷が生じた領域を曲率の著しい増大として評価する 上部構造慣性力に対する杭の耐震性能評価用の解析モデルとして 杭部材を離散化したはり要素の連続体としてモデル化することが一般的であるが 損傷領域の杭曲率を一定と仮定してモデル化する場合 同じ損傷状態でも評価区間長さによって杭曲率が異なる よって 杭頭部の損傷評価のためには 評価区間長さに応じた塑性率と杭の損傷状態の関係を把握しておく必要がある 軸力比が大きい場合には 大変形時の杭頭部の破壊形態としてせん断破壊に至る可能性がある 杭頭部にせん断破壊が生じると 杭部の軸方向の縮み量が著しく増大する 謝辞本研究は建築研究所の研究課題 庁舎 避難施設等の地震後の継続使用性確保に資する耐震性能評価手法の構築 (-5) 及び当該課題の共同研究により実施した 関係者に謝意を表します 参考文献 ) 日本建築学会 : 基礎構造設計指針,.. ) 日本建築学会 : 建築耐震設計における保有耐力と変形性能, 99.. ) 金子治, 中井正一, 向井智久, 飯場正紀, 平出務, 阿部秋男 : 大地震時に対する耐震性能評価のた めの既製コンクリート杭の曲げ強度と変形特性, 日本建築学会技術報告集 (47), pp.95-98, 5. (DOI :./aijt..95) 4) 5 年版建築物の構造関係技術基準解説書, 5.6. 5) 構造計画研究所 : RESP-FT 利用者マニュアル,.5. 6) 日本建築学会 : 鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針 ( 案 ) 同解説, 4.. - -