JP2017197975A - Ｓｃ杭と鉄骨柱の接合構造 - Google Patents

Abstract

【課題】ＳＣ杭と鉄骨柱を好適に接合するためのＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造を提供する。【解決手段】ＳＣ杭２の杭頭部及び鉄骨柱３の下端部を内部に配して内包するように設けられる筒状のリングソケット４と、リングソケット４の内面から内側に突設されたリングソケット側支圧材１１と、ＳＣ杭２の杭頭部の外周面から外側に突設されたＳＣ杭側支圧材１２と、鉄骨柱３の外面から外側に突設された鉄骨柱側支圧材１３と、リングソケット４とＳＣ杭２の杭頭部、鉄骨柱３の下端部との間に充填されて、リングソケット４とＳＣ杭２の杭頭部と鉄骨柱３の下端部を一体にする接合部充填コンクリート６とを備える。【選択図】図３

Description

本発明は、ＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造に関する。

従来、例えば、既設建物の柱部材を新たに構築する建物の柱部材（鉄骨柱）として利用する場合に新設の建物の構築現場に搬入して所定位置に配設した一対の柱部材同士を接合する手法の一つとして、リングパネル工法が用いられている（例えば、特許文献１参照）。また、鋼管杭（支持杭／杭基礎）と柱部材を接合する手段として杭頭リングソケット構法を用いることも提案、実用化されている（例えば、特許文献２参照）。

このような工法では、上方の柱部材の下端部と下方の柱部材の上端部や鋼管杭の杭頭を突き合わせた接合部を内包するように筒状で鋼製のリングソケットを設置し、リングソケットと接合部とリングソケットの間の隙間にモルタルやコンクリートの充填材を注入充填する。これにより、リングソケット及び充填材を介して上下一対の柱部材同士、上方の柱部材と鋼管杭を接合することができる。

特開平０９−１８４２０１号公報 特開２００９−０１３６０２号公報

一方、支持杭の上杭部をＳＣ杭（外殻鋼管付きコンクリート杭）とし、さらに中杭部や下杭部もＰＨＣ杭（プレテンション方式遠心力高強度プレストレスコンクリート杭）等にすれば、支持杭全体が鋼管杭である場合と比較し、大幅にコスト削減（試算例では４０〜５０％程度）することができる。

このため、杭頭リングソケット構法によってＳＣ杭と鉄骨柱を好適に接合できる手法の開発が強く望まれていた。

本発明は、上記事情に鑑み、ＳＣ杭と鉄骨柱を好適に接合することを可能にする接合構造を提供することを目的とする。

上記の目的を達するために、この発明は以下の手段を提供している。

本発明のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造は、支持杭の少なくとも上杭部を形成するＳＣ杭と鉄骨柱を接合するための構造であって、前記ＳＣ杭の杭頭部及び該杭頭部の上に配設される前記鉄骨柱の下端部を内部に配して内包するように設けられる筒状のリングソケットと、前記リングソケットに一体に設けられるとともに前記リングソケットの内面から内側に突設されたリングソケット側支圧材と、前記ＳＣ杭の杭頭部に一体に設けられるとともに前記杭頭部の外周面から外側に突設されたＳＣ杭側支圧材と、前記鉄骨柱の下端部に一体に設けられるとともに前記鉄骨柱の外面から外側に突設された鉄骨柱側支圧材と、前記リングソケットとＳＣ杭の杭頭部、前記鉄骨柱の下端部との間に充填されて、前記リングソケットと前記ＳＣ杭の杭頭部と前記鉄骨柱の下端部を一体にする接合部充填コンクリートとを備えて構成されていることを特徴とする。

ここで、本発明において、鉄骨柱は、円形鋼管、角形鋼管、Ｈ形鋼、ＣＦＴ（コンクリート充填鋼管）のいずれかであるものする。

また、本発明のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造においては、弾性限界耐力が下記の式（１）、式（２）、式（３）、式（４）に従って設定されていることが望ましい。

ここで、Ｐ_ａは弾性限界耐力、_ＩＦ_Ｃ’はＳＣ杭（内鋼管）側支圧材近傍のコンクリートの支圧耐力、_ＩＡ_ＲはＳＣ杭（内鋼管）側支圧材の総面積、_ＯＦ_Ｃ’はリングソケット（外鋼管）側支圧材近傍のコンクリートの支圧耐力、_ＯＡ_Ｒはリングソケット（外鋼管）側支圧材の総面積、Ｆ_Ｃは接合部充填コンクリートの圧縮強度、_ＩＤはＳＣ杭の鋼管の外径、_ＩｔはＳＣ杭の鋼管の板厚、_ＯＤはリングソケットの外径、_Ｏｔはリングソケットの板厚である。

さらに、本発明のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造においては、前記リングソケット側支圧材の数を前記ＳＣ杭側支圧材の数よりも多くして構成されていることが望ましい。

本発明のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造によれば、杭頭リングソケット構法を用いてＳＣ杭と鉄骨柱を好適に接合することが可能になる。これにより、高コストの鋼管杭ではなく、ＳＣ杭を杭頭リングソケット構法の適用範囲に加えることができ、支持杭のコストを例えば４０〜５０％程度削減でき、大幅なコストダウンを図ることが可能になる。

本発明の一実施形態に係るＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造を示す斜視図である。 本発明の一実施形態に係るＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造の支持杭の例を示す図である。 本発明の一実施形態に係るＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造を示す断面図である。 実証実験の（Ａ）部分モデル実験（押抜き実験）で使用した試験体を示す図である。 実証実験の（Ａ）部分モデル実験（押抜き実験）の加力方法（加力装置）を示す図である。 実証実験の（Ａ）部分モデル実験（押抜き実験）の実験結果であり、各試験体の荷重と加力点変位の関係を示す図である。 弾性限界耐力の実験値と計算値を比較した図である。 実証実験の（Ｂ）接合部実験で使用した試験体を示す図である。 実証実験の（Ｂ）接合部実験の加力方法（加力装置）を示す図である。 実証実験の（Ｂ）接合部実験の加力プログラムを示す図である。 実証実験の（Ｂ）接合部実験の実験結果であり、各試験体の杭のせん断力と変形角の関係を示す図である。 実証実験の（Ｂ）接合部実験の実験結果であり、各試験体のスケルトン曲線を比較した図である。 実証実験の（Ｂ）接合部実験の実験結果であり、各試験体の杭の変形角と抜け出し量の関係を示す図である。 杭の抜け出し量の定義を示す図である。 実証実験の（Ｂ）接合部実験の実験結果であり、降伏耐力及び最大耐力の推定値と実験値を比較した図である。 実証実験の実験結果であり、各試験体の初期剛性を比較した図である。

以下、図１から図１６を参照し、本発明の一実施形態に係るＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造について説明する。

まず、本実施形態の支持杭１は、図１及び図２に示すように、本発明に係るＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造を適用する範囲（上杭部１ａ／杭頭部）にＳＣ杭（Steel Composite Concrete Piles；外殻鋼管付きコンクリート杭）２を用い、他の範囲（支持杭１の中杭部１ｂや下杭部１ｃ）にＰＨＣ杭（ストレート杭、節杭）や鋼管杭などを用いて形成されている。なお、中杭部１ｂ、下杭部１ｃがＳＣ杭２であっても構わない。

一方、本実施形態の鉄骨柱３は、円形鋼管、角形鋼管、Ｈ形鋼、コンクリート充填鋼管（ＣＦＴ）のいずれかを用いて形成されている。

そして、本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０は、図１、図２、図３に示すように、ＳＣ杭２の杭頭部及び杭頭部上に配設される鉄骨柱３の下端部を内部に配して内包するように設けられる筒状で鋼製のリングソケット４と、ＳＣ杭２の杭頭部側の内部に中詰め充填される杭頭部充填コンクリート５と、リングソケット４とＳＣ杭２の杭頭部、鉄骨柱３の下端部との間に充填されて、リングソケット４とＳＣ杭２の杭頭部と鉄骨柱３の下端部を一体にする接合部充填コンクリート６とを備えて構成されている。

なお、地盤の状況に応じ、リングソケット４（仕口部）につなぎ梁を一体に設けるようにしてもよい。このとき、つなぎ梁は外ダイアフラム等を用いてリングソケット４に接合すればよい。

ＳＣ杭２の杭頭部上には無収縮モルタル７（あるいはコンクリート）が敷設され、この無収縮モルタル７上に下端部を当接させて鉄骨柱３が上載されている。この無収縮モルタル７によってレベル調整が図られている。

図３に示すように、リングソケット４には、その内面から内側に突出し、周方向に延びて繋がるリングソケット側支圧材１１が一体に設けられている。ＳＣ杭２の杭頭部には、杭頭部（外殻鋼板）の外周面から外側に突出し、周方向に延びて繋がるＳＣ杭側支圧材１２が一体に設けられている。鉄骨柱３には、その下端部に、鉄骨柱３の外面から外側に突出し、周方向に延びて繋がる鉄骨柱側支圧材１３が設けられている。

これら支圧材１１、１２、１３は、応力を部材間で確実に伝達させるため、且つ各部材間のずれ止めのための部材であり、溶接によって各部材に一体に取り付けられている。なお、これら支圧材１１、１２、１３は、工場等で施工前に溶接して取り付けても、現場で溶接して取り付けてもよい。

リングソケット側支圧材１１とＳＣ杭側支圧材１２と鉄骨柱側支圧材１３がそれぞれ、上下方向に間隔をあけ、リングソケット４、ＳＣ杭２の杭頭部、鉄骨柱３の下端部にそれぞれ複数設けられている。さらに、本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０においては、リングソケット側支圧材１１の数をＳＣ杭側支圧材１２の数よりも多くして構成されている。

本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０においては、その弾性限界耐力が次の式（５）、式（６）、式（７）、式（８）に従って設定されている。

ここで、Ｐ_ａは弾性限界耐力、_ＩＦ_Ｃ’はＳＣ杭（内鋼管）側支圧材近傍のコンクリートの支圧耐力、_ＩＡ_ＲはＳＣ杭（内鋼管）側支圧材の総面積、_ＯＦ_Ｃ’はリングソケット（外鋼管）側支圧材近傍のコンクリートの支圧耐力、_ＯＡ_Ｒはリングソケット（外鋼管）側支圧材の総面積、Ｆ_Ｃは接合部充填コンクリートの圧縮強度、_ＩＤはＳＣ杭の鋼管の外径、_ＩｔはＳＣ杭の鋼管の板厚、_ＯＤはリングソケットの外径、_Ｏｔはリングソケットの板厚である。

そして、上記構成からなる本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０を用いて支持杭１と鉄骨柱３を接続する際には、まず、地盤に支持杭１を打設する。なお、既存建物を解体し新設建物を構築するような場合には、既存の杭を利用してもよい。

次に、支持杭１の上杭部のＳＣ杭２の杭頭部に杭頭部充填コンクリート５を必要に応じて中詰め充填する。また、杭頭部上に無収縮モルタル７（あるいはコンクリート）を積層する。このとき、無収縮モルタル７の厚みを調整して鉛直方向の施工誤差を是正する。

次に、杭周囲にレベルコンクリート８を打設し、外鋼管のリングソケット４をセットする。このとき、リングソケット４の位置を調整して水平方向の施工誤差を是正する。なお、つなぎ梁がある場合には、この段階で梁を接続すればよい。

そして、上部の鉄骨柱３を精度良くリングソケット４内に建て込み、ＳＣ杭２の杭頭部（無収縮モルタル７）上に設置するとともに、リングソケット４内に接合部充填コンクリート６を充填する。なお、無収縮モルタル７を用いず、杭頭部との間に隙間をあけて鉄骨柱３を配設し、この隙間にコンクリートを充填するようにすることも可能である。また、このとき、隙間（杭頭部と鉄骨柱３の下端との間隔は１００ｍｍ以上にすることが好ましい。

これにより、本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０（杭頭リングソケット構法）においては、杭１の施工誤差を吸収しながら簡単な作業で支持杭１（杭基礎／ＳＣ杭２）と鉄骨柱３を接合することが可能になる。

また、本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０においては、杭頭リングソケット構法を用いてＳＣ杭２と鉄骨柱３を好適に接合することが可能になる。すなわち、ＳＣ杭２を杭頭リングソケット構法の適用範囲に加えることができる。

よって、本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０によれば、高コストの鋼管杭ではなく、支持杭１の少なくとも上杭部をＳＣ杭２で形成し、支持杭１のコストを例えば４０〜５０％程度削減でき、大幅なコストダウンを図ることが可能になる。

ここで、本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０（杭頭リングソケット構法の接合部）の性能を確認した実証実験について説明する。また、本実証実験では、（Ａ）部分モデル実験（押し抜き実験）と、（Ｂ）接合部実験の２種の実験を行った。

（Ａ）部分モデル実験（押抜き実験）は、支圧材１１、１２、１３による応力伝達機構（ＳＣ杭側支圧材１２による圧縮ストラットの効果）について確認するとともに、上記の式（５）〜式（８）の妥当性を評価するために行った。
（Ｂ）接合部実験は、ＳＣ杭に対する杭頭リングソケット構法の有効性を確認するとともに、上記の式（５）〜式（８）の妥当性を評価するために行った。また、拡大した引張軸力の制限でのＳＣ杭２を用いた構造実験を行い、適用範囲を確認した。

［（Ａ）部分モデル実験（押抜き実験）］
まず、（Ａ）部分モデル実験（押抜き実験）の実験概要について説明する。
試験体として、表１、図４に示す２体を使用した。実験パラメーターはＳＣ杭２に配置した支圧材１２の本数（１本、２本）である。想定する破壊モードはＳＣ杭側支圧材近傍のコンクリート６の支圧破壊であり、リングソケット（外鋼管）側支圧材１１近傍のコンクリート６の支圧破壊が先行しないようにするため、リングソケット側支圧材１１の本数をＳＣ杭側支圧材１２の本数よりも多く（３本）した。

試験体のＳＣ杭２には鋼管○−３１８．５×６．９（ＳＴＫ４９０）、内部コンクリート肉厚７０ｍｍ（Ｆｃ＝１０５Ｎ／ｍｍ^２）を使用し、リングソケット(外鋼管)４には○−φ４５７．２×１２（ＳＴＫ４９０）の円形鋼管を使用した。

また、支圧材１１、１２にはＦＢ−６×６（ＳＳ４００）を使用し、ＳＣ杭２の外側及びリングソケット４の内側の所定の位置に両側隅肉溶接して取り付けた。

ＳＣ杭２の埋込み長さは１．０Ｄｃ（ＳＣ杭外径：３１８．５ｍｍ）とし、二重鋼管部分には呼び強度２４Ｎ／ｍｍ^２の普通コンクリート（２４−１８−１３−Ｎ）を接合部充填コンクリート６として充填した。

使用鋼材の機械的性質を表２に、ＳＣ杭２及び接合部充填コンクリート６の圧縮強度を表３に示す。なお、ＳＣ杭２のコンクリート強度は、試験体と同一ロットで製作したＳＣ杭材からコア抜きしたテストピースを用いた試験結果であり、参考値である。

試験体への加力方法を図５に示す。
加力は静的単調加力とし、加力装置の限界荷重（３ＭＮ）まで行った。 試験体（１０）は下端部（リングソケット４）を水平、回転方向に拘束せずに設置し、試験体上端部（ＳＣ杭２）の上端部に球座を介して油圧ジャッキで加力した。

以下、実験結果について説明する。
（破壊性状）
試験体ＳＣ−１及び試験体ＳＣ−２の荷重と加力点変位の関係を図６に示す。また、表４に各試験体の弾性限界耐力及び最大荷重（加力限界：３ＭＮ）と弾性限界耐力の比を示す。
ここで、弾性限界耐力は、荷重変形関係の接線剛性が初期剛性の１／３に低下した荷重点（１／３スロープファクター法）とした。

試験体ＳＣ−１では２ｍｍ程度、試験体ＳＣ−２では３ｍｍ程度の加力点変位まで弾性挙動を示した後、 剛性低下が顕著となった。両試験体ともに荷重上昇を伴いながら変位が進行し、加力限界である３ＭＮに到達し、加力を終了した。

加力終了後の試験体では、ＳＣ杭近傍の接合部充填コンクリート６が圧壊し、ＳＣ杭２が接合部充填コンクリート６中へ沈み込む様子が観察された。ＳＣ杭近傍以外の接合部充填コンクリート６にはひび割れは観察されなかった。また、ＳＣ杭２及びリングソケット４は健全であり、支圧材１１、１２近傍での半径方向への残留変形は認められなかった。
試験体下側を観察すると、ＳＣ杭２と接合部充填コンクリート６間にずれが発生しており、リングソケット４と接合部充填コンクリート６の間ではずれが発生していなかった。

ここで、図７は、弾性限界耐力の実験値（試験体ＳＣ−１、試験体ＳＣ−２）と、上記の式（５）〜式（８）の評価式を用いて求めた計算値を比較した結果を示している。
この図から、弾性限界耐力の実験値_ｅＰ_ａと評価式による計算値_ｃａｌＰ_ａの比_ｅＰ_ａ／_ｃａｌＰ_ａは平均で１．１１、変動係数（ＣＯＶ）は０．２４となることが確認された。すなわち、上記の式（５）〜式（８）の評価式によって実験結果が精度良く評価できており、上記の式（５）〜式（８）の評価式の適用が妥当であることが確認できた。また、上記の式（５）〜式（８）の評価式は安全側で評価できることも確認された。

したがって、本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０によれば、ＳＣ杭２とリングソケット４に配置した支圧材１１、１２間に生じる圧縮ストラットにより、鋼管杭の場合と同様、軸力を有効に伝達できる。

また、弾性限界耐力は式（５）〜式（８）により精度良く評価でき、ＳＣ杭２に適用した場合においても安全側に評価できる。

［（Ｂ）接合部実験］
次に、（Ｂ）接合部実験は、表５及び図８に示す４体の試験体を用いて行った。なお、比較のため、鋼管杭９を用いた接合部の試験体も加えて実験を行うこととした。

また、全試験体とも杭頭接合部を１／２スケールでモデル化した試験体であり、実験のパラメーターは、杭の埋込み長さを０．７５Ｄ、１．２５Ｄ（Ｄ：杭径)、軸力（圧縮、引張を０．４Ｎ_０（Ｎ_０：杭鋼管の軸降伏耐力)、杭種を３つの試験体をＳＣ杭２、１つの試験体を鋼管杭９とした（Ｎ０．１〜Ｎｏ．３：ＳＣ杭２、Ｎｏ．４：鋼管杭９）。

各試験体のリングソケット４には○−４５７．２×１２（ＳＴＫ４９０）を使用した。リングソケット４内下端部には、柱３をモデル化した円形鋼管○−３１８．５×６．９（ＳＴＫ４９０）を配置し、内部に無収縮モルタル（プレミックスタイプ）５を打設した。無収縮モルタル７が硬化した後、所定の位置に杭（ＳＣ杭２または鋼管杭９）を設置し、接合部内に呼び強度２４Ｎ／ｍｍ^２の普通コンクリート（２４−１８−１３Ｎ）を接合部充填コンクリート６として充填した。

また、支圧材１１、１２にはＦＢ−６×６（ＳＳ４００）を使用し、ＳＣ杭２の外側及びリングソケット４の内側の所定の位置に両側隅肉溶接して取り付けた。

表２に使用鋼材の機械的性質、表６にＳＣ杭２及び接合部充填コンクリート６の圧縮強度を示す。また、リングソケット４及びＳＣ杭２についても表２及び表６に示す。

接合部への加力方法について説明する。
図９は使用した加力装置を示している。また、図１０は加力プログラムを示している。

本実験では、試験体上端部に串型ジャッキを設置して所定の軸力を導入した。そのまま一定軸力を導入したまま水平ジャッキにより正負交番の漸増繰返し加力を行った。
試験体の変形角は、加力点変位を試験体下部の固定位置から加力点までの高さ（ｈ＝１６００ｍｍ）で除した回転角とした。加力プログラムは、θ＝±１／８００の加力により弾性挙動を確認した後、±１／４００、±１／２００、±１／１００、±１／５０で各２回ずつ繰返し加力を行い、θ＝１／２５まで一方向加力して終了とした。

以下、実験結果について説明する。
（破壊性状）
図１１に杭のせん断力Ｑと変形角θの関係を示す。また、表７に各試験体の降伏耐力及び最大耐力の実験値を示す。

なお、初期剛性_ｅＥは最大耐力_ｅＱ_ｕの１／３に対する割線剛性とし、降伏耐力_ｅＱ_ｙは荷重変形関係の接線剛性が初期剛性の１／３に低下した荷重点（１／３スロープファクター法）とした。

試験体Ｎｏ．１はθ＝１／２００まではコンクリートに損傷がなく、健全であった。θ＝１／２００以下の領域において、摩擦に伴い履歴ループを描いているが、コンクリートの損傷に伴うスリップ性状は確認されていない。θ＝１／５０の正負加力１回目において最大耐力に達し、接合部表面のコンクリートの割れが進行した。θ＝１／２５載荷の途中で、水平荷重が低下したため載荷終了とした。杭端部の鋼管部分（圧縮側）の半径方向の変形が観察され、杭鋼管が局部座屈しているものと思われる。加力後の接合部充填コンクリート６の表面には、ひび割れ及び圧壊が観察された。

試験体Ｎｏ．２はθ＝１／２００まではコンクリートに損傷がなく、健全であった。θ＝１／５０載荷の正負加力１回目において剛性が低下し、θ＝１／２５載荷の途中で水平荷重が低下したため載荷終了とした。杭の圧縮側において鋼管の局部座屈を伴う半径方向の変形が観察された。加力後の接合部充填コンクリートには若干のひび割れが見られ、杭とコンクリート間の離間が観察されたが、試験体Ｎｏ．１で見られた顕著な圧壊は観察されなかった。

試験体Ｎｏ．３はθ＝１／２００まではコンクリートに損傷がなく、健全であった。θ＝１／１００載荷において接合部表面のコンクリートにひび割れと抜け出しが生じた。その後θ＝１／５０、１／２５まで加力を行ったが、大きな荷重低下は生じなかった。加力後の試験体において、杭は鉛直方向に約３０ｍｍ抜け出しているが、水平荷重の伝達能力は保持していた。

試験体Ｎｏ．４はθ＝１／２００において表面コンクリートの剥離が生じたが、θ＝１／２００まではコンクリートに損傷がなく、健全であった。変形角θ＝１／２５載荷を行って、載荷終了とした。この変形角においても大きな荷重低下は生じず、水平荷重の伝達能力は保持していた。

ここで、設計上想定される杭の変形角の目安は１／２００ｒａｄ＝０．５％程度と考えられるため、図１１に、設計上想定される杭の変形角の目安として１／２００ｒａｄ＝０．５％の範囲を示す。これらの図から、この範囲においてはいずれの試験体も安定した履歴特性を示すことが確認できる。

次に、弾塑性性状・パラメーターの影響について説明する。
図１２に、杭のせん断力と変形角の関係から求めた各試験体のスケルトン曲線の比較結果を示す。
なお、図中には降伏耐力と最大耐力の実験値、並びに各杭の軸力を考慮した終局曲げ耐力に対応するせん断力の計算値_ｐＱ_ｕ（Ｎ_ｉ）を示す。Ｎ_ｉのＮは軸力考慮の意、ｉは試験体番号を意味する。

_ｐＱ_ｕ（Ｎ_ｉ）の算定においては、表２に示すＳＣ杭鋼管の降伏点（＝４５０Ｎ／ｍｍ^２）、及び表６に示すコンクリートの圧縮強度（＝１１２．４Ｎ／ｍｍ^２）を用いている。なお、図中では縦軸、横軸をそれぞれ鋼管部分の軸力を考慮した全塑性曲げ耐力に対応するせん断力_ｐＱ_ｐ（Ｎ_ｉ）と、その変形角θ_ｐ（Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３：ＳＣ杭、Ｎｏ．４：鋼管杭の曲げ剛性にて算出）で無次元化を行っている。

_ｐＱ_ｐ（Ｎ_ｉ）の算定においては、表２に示すＳＣ杭鋼管の降伏点（＝４５０Ｎ／ｍｍ^２）、及び各鋼管断面の塑性断面係数Ｚ_ｐを用いている。

図１２（ａ）に、リングソケット接合部への杭の埋込長さをパラメーターとした試験体Ｎｏ．１とＮｏ．２のスケルトン曲線の比較を示す。図中には、上記の式（５）〜式（８）に基づいて求めた各試験体のリングソケット接合部の終局耐力の計算値_ｊＱ_ｕ１、_ｊＱ_ｕ２を併せて示す。
接合部で破壊を生じた試験体Ｎｏ．１の最大耐力は、_ｊＱ_ｕ１に概ね一致しており、降伏耐力、最大耐力は共に試験体Ｎｏ．２よりも小さい。ＳＣ 杭の曲げ圧縮側で破壊を生じたＮｏ．２試験体の最大耐力は、概ね_ｐＱ_ｐ（Ｎ_２）に対応している。初期剛性は両試験体で同程度であるが、耐力は接合部への杭の埋込長さに応じた値となることが確認された。

図１２（ｂ）に、杭の軸力をパラメーターとした試験体Ｎｏ．２、Ｎｏ．３のスケルトン曲線の比較を示す。
Ｎｏ．３の降伏耐力は_ｐＱ_ｕ（Ｎ_３）と概ね同等、最大耐力は_ｐＱ_ｕ（Ｎ_３）を上回っており、上記の式（５）〜式（８）を用いた計算値は実験値に対して安全側の評価となっている。
初期剛性については、圧縮軸力を加えた試験体Ｎｏ．２が、引張軸力を加えたＮｏ．３を上回っており、軸力による影響があることが確認された。要因としては、軸力に応じた摩擦力が発生するためであると推察される。

図１２（ｃ）に、杭の種別をパラメーターとした試験体Ｎｏ．３とＮｏ．４のスケルトン曲線の比較を示す。
両試験体の初期剛性は概ね一致している。耐力については、無次元化に用いた_ｐＱ_ｐ（Ｎ_ｉ）は、鋼管部分のみで算定した全塑性曲げ耐力に対応するせん断力であるため、ＳＣ杭である試験体Ｎｏ．３が、鋼管杭である試験体Ｎｏ．４よりも大きく、コンクリート部分が有ることによる差が生じている。

図１３に、実験における杭の変形角θと、杭の抜け出し量δ_ｖの関係を示す。
ここで、杭の抜け出し量δ_ｖは、図１４に示す計測変位から算定した。図１３中には、設計上想定される変形角の目安として、±１／２００ｒａｄの範囲を併せて示している。

圧縮軸力を加えた試験体Ｎｏ．１、Ｎｏ．２では、δ_ｖの最小値は−１．５ｍｍ程度となった。引張軸力を加えた試験体Ｎｏ．３、Ｎｏ．４では、θ＝±１／２００ｒａｄ以下では、δ_ｖ＝５ｍｍ程度であり、構造性能上の問題は少ない。θ＝１／５０以上の大変形領域においては、リングソケット接合部からの杭抜け出し量がδ_ｖ＝約２０ｍｍ〜約８２ｍｍとなり顕著であるが、δ_ｖ＝５２ｍｍ〜８０ｍｍに関しては水平荷重除去後も一定の引張軸力（０．４Ｎ_０−Ｓ）を載荷し続けたことにより、抜け出し量が増加したものである。実際の構造物には引張軸力が作用し続けることは無いため、安全側の実験結果である。

（降伏耐力・最大耐力の評価）
次に降伏耐力・最大耐力の評価について説明する。
既往の耐力評価式により、各試験体の接合部の降伏耐力及び最大耐力を推定した。表８、表９、図１５に、降伏耐力と最大耐力の推定値と実験値の対応を示す。

ここで、接合部の耐力推定には、表２及び表６に示した鋼管、コンクリートの材料試験結果（降伏点４６０Ｎ／ｍｍ^２、圧縮強度１１２．４Ｎ／ｍｍ^２）を用いた。同様に鋼管杭（試験体Ｎｏ．４）の耐力推定には、表２にした鋼管の材料試験結果（降伏点４５０Ｎ／ｍｍ^２）を用いた。ＳＣ杭の降伏耐力_ｐＱ_ｙ、最大耐力_ｐＱ_ｕの推定には表２、表６に示したＳＣ杭鋼管の降伏点、コンクリートの圧縮強度（引張強さ４５０Ｎ／ｍｍ^２、圧縮強度１１２．４Ｎ／ｍｍ^２）を用いた。

試験体Ｎｏ．１は接合部充填コンクリート６の破壊で終局状態となり、_ｅＱ_ｕ／_ｃａｌＱ_ｕ＝１．０２となっており、上記の式（５）〜式（８）の耐力評価式によって接合部耐力を精度良く評価できることが確認された。

試験体Ｎｏ．２はＳＣ杭２の曲げ圧縮破壊で終局状態となり、_ｅＱ_ｕ／_ｃａｌＱ_ｕ＝１．００となっている。実験値と計算値は良好に対応している。

試験体Ｎｏ．３では引張軸力によるＳＣ杭２の抜け出しが観察されたが、せん断力の伝達機構は保持されている。_ｅＱ_ｕ／_ｃａｌＱ_ｕ＝１．８６であり、また終局耐力値から想定されるＳＣ杭２の破壊は生じていない。ここではＳＣ杭２が計算値以上の耐力を有することが確認された。

試験体Ｎｏ．４では引張軸力による鋼管杭９の抜け出しが観察されたが、せん断力の伝達機構は保持されている。_ｅＱ_ｕ／_ｃａｌＱ_ｕ＝１．３７であり、ここでは鋼管杭９が計算値以上の耐力を有することが確認された。

したがって、いずれの試験体においても実験値が計算値と良好な対応を示し、本実施形態のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造１０においては、式（５）〜式（８）により精度良く評価できる。また、引張軸力下でのＳＣ杭の終局耐力の実験値が計算値を１．８倍程度上回ることが確認され、安全側で評価することができる。

（接合部の回転剛性の評価）
次に、本実験で得られた各試験体の初期剛性の評価を基に、接合部の回転剛性について検討した結果について説明する。

ここでは、各試験体について杭の剛接位置をリングソケット上端位置から０〜１．５Ｄまで変化させ、その間を杭のみの剛性に置換した剛性を求め、実験結果の初期剛性と比較した。その対応は表１０に示す通りである。

圧縮軸力を与えた試験体Ｎｏ．１、Ｎｏ．２において、実験結果における初期剛性_ｅＥは、最初に加力した正方向加力時の値_ｅＥ＋が、負方向加力時の値_ｅＥ−を大きく上回っているが、これは初期状態において摩擦の影響が特に顕著に表れるためである。

このため試験体Ｎｏ．１、Ｎｏ．２では、初期剛性_ｅＥは_ｅＥ−の値で評価した。引張軸力を与えた試験体Ｎｏ．３、Ｎｏ．４では、_ｅＥ＋、_ｅＥ−は概ね同等の値であることから、初期剛性_ｅＥは_ｅＥ＋と_ｅＥ−の平均値で評価した。

杭の剛接位置を１．０Ｄ下にした場合と、１．５Ｄ下とした場合の剛性を各試験体のスケルトン曲線と比較した。その結果を図１６に示す。
表１０及び図１６より、回転剛性の値に軸力の影響は認められるが、設計上想定される変形角の目安であるθ＝±１／２００ｒａｄの範囲においては、杭の回転剛性が杭の剛節位置を１．０Ｄ下とした場合に概ね相当することが確認された。

以上、本発明に係るＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造の一実施形態について説明したが、本発明は上記の実施形態に限定されるものではなく、その趣旨を逸脱しない範囲で適宜変更可能である。

１ 支持杭（杭基礎）
１ａ 上杭部
１ｂ 中杭部
１ｃ 下杭部
２ ＳＣ杭
３ 鉄骨柱
４ リングソケット
５ 杭頭部充填コンクリート
６ 接合部充填コンクリート
７ 無収縮モルタル
８ レベルコンクリート
９ 鋼管杭
１０ ＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造
１１ リングソケット側支圧材
１２ ＳＣ杭側支圧材
１３ 鉄骨柱側支圧材

Claims (3)

1. 支持杭の少なくとも上杭部を形成するＳＣ杭と鉄骨柱を接合するための構造であって、
   前記ＳＣ杭の杭頭部及び該杭頭部の上に配設される前記鉄骨柱の下端部を内部に配して内包するように設けられる筒状のリングソケットと、
   前記リングソケットに一体に設けられるとともに前記リングソケットの内面から内側に突設されたリングソケット側支圧材と、
   前記ＳＣ杭の杭頭部に一体に設けられるとともに前記杭頭部の外周面から外側に突設されたＳＣ杭側支圧材と、
   前記鉄骨柱の下端部に一体に設けられるとともに前記鉄骨柱の外面から外側に突設された鉄骨柱側支圧材と、
   前記リングソケットとＳＣ杭の杭頭部、前記鉄骨柱の下端部との間に充填されて、前記リングソケットと前記ＳＣ杭の杭頭部と前記鉄骨柱の下端部を一体にする接合部充填コンクリートとを備えて構成されていることを特徴とするＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造。
2. 請求項１記載のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造において、
   弾性限界耐力が下記の式（１）、式（２）、式（３）、式（４）に従って設定されていることを特徴とするＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造。
   

   

   

   

   

   ここで、Ｐ_ａは弾性限界耐力、_ＩＦ_Ｃ’はＳＣ杭（内鋼管）側支圧材近傍のコンクリートの支圧耐力、_ＩＡ_ＲはＳＣ杭（内鋼管）側支圧材の総面積、_ＯＦ_Ｃ’はリングソケット（外鋼管）側支圧材近傍のコンクリートの支圧耐力、_ＯＡ_Ｒはリングソケット（外鋼管）側支圧材の総面積、Ｆ_Ｃは接合部充填コンクリートの圧縮強度、_ＩＤはＳＣ杭の鋼管の外径、_ＩｔはＳＣ杭の鋼管の板厚、_ＯＤはリングソケットの外径、_Ｏｔはリングソケットの板厚である。
3. 請求項１または請求項２に記載のＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造において、
   前記リングソケット側支圧材の数を前記ＳＣ杭側支圧材の数よりも多くして構成されていることを特徴とするＳＣ杭と鉄骨柱の接合構造。

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