JPS6043520A - 場所打ち鉄筋コンクリ−ト杭 - Google Patents
場所打ち鉄筋コンクリ−ト杭Info
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- JPS6043520A JPS6043520A JP15159083A JP15159083A JPS6043520A JP S6043520 A JPS6043520 A JP S6043520A JP 15159083 A JP15159083 A JP 15159083A JP 15159083 A JP15159083 A JP 15159083A JP S6043520 A JPS6043520 A JP S6043520A
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- E—FIXED CONSTRUCTIONS
- E02—HYDRAULIC ENGINEERING; FOUNDATIONS; SOIL SHIFTING
- E02D—FOUNDATIONS; EXCAVATIONS; EMBANKMENTS; UNDERGROUND OR UNDERWATER STRUCTURES
- E02D5/00—Bulkheads, piles, or other structural elements specially adapted to foundation engineering
- E02D5/22—Piles
- E02D5/24—Prefabricated piles
- E02D5/30—Prefabricated piles made of concrete or reinforced concrete or made of steel and concrete
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Structural Engineering (AREA)
- Life Sciences & Earth Sciences (AREA)
- General Life Sciences & Earth Sciences (AREA)
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- Civil Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Piles And Underground Anchors (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は、場所打ち鉄筋コンクリート杭に関するもので
ある。
ある。
現在性なわれている場所打ち鉄筋コンクリート杭の耐震
設］においては、第１図に示すように、杭頭に水平力Ｐ
の作用した状態を考え、これにより発生した曲げモーメ
ントに対し杭断面の設計を行っている。結果的には杭１
の杭頭近傍（例えば杭径１２ｓｏｍ＋の場所打ち杭にお
いては杭頭からほぼ１０ｆｆ！の間）に大きな曲げモー
メントが発生することから、杭頭近傍においてのみ耐震
設計を行い、杭１の中間部及び下部においては実質的に
耐震設計を行なっていなかった。なお第１図において、
（ａ）は杭構造、（ｂ）は杭の曲げモーメント分布を示
す。
設］においては、第１図に示すように、杭頭に水平力Ｐ
の作用した状態を考え、これにより発生した曲げモーメ
ントに対し杭断面の設計を行っている。結果的には杭１
の杭頭近傍（例えば杭径１２ｓｏｍ＋の場所打ち杭にお
いては杭頭からほぼ１０ｆｆ！の間）に大きな曲げモー
メントが発生することから、杭頭近傍においてのみ耐震
設計を行い、杭１の中間部及び下部においては実質的に
耐震設計を行なっていなかった。なお第１図において、
（ａ）は杭構造、（ｂ）は杭の曲げモーメント分布を示
す。
しかしながら、実際に地震が発生した場合Ｋｔｉ、杭頭
近傍以外の場所に、大きな曲げ歪が発生していることが
観測され始めている。例えば第２図のように、上部が軟
弱沖積層でＮキ０、深さ約２１ｍ以下の洪積層でＮ〉５
０のＮ値分布を有する地盤に、直杭１＆として径６００
篩、肉厚９霞の鋼管杭を、斜杭１ｂとして径６００１＋
１１１．肉厚１２１１！１１の鋼管杭が、第６図（、）
に示すように合計６４本打設されておシ、この基礎に対
し地震が発生したときの杭各部における歪が観測されて
いる。
近傍以外の場所に、大きな曲げ歪が発生していることが
観測され始めている。例えば第２図のように、上部が軟
弱沖積層でＮキ０、深さ約２１ｍ以下の洪積層でＮ〉５
０のＮ値分布を有する地盤に、直杭１＆として径６００
篩、肉厚９霞の鋼管杭を、斜杭１ｂとして径６００１＋
１１１．肉厚１２１１！１１の鋼管杭が、第６図（、）
に示すように合計６４本打設されておシ、この基礎に対
し地震が発生したときの杭各部における歪が観測されて
いる。
地震の強さが基盤最大加速度２．４ ｇａｆの場合、直
杭１＆の深度に対する歪社第６図（ｂ）に、また斜杭１
ｂ の深度に対する歪は（ｃ）に示す如くなる。すなわ
ち、直杭１＆の杭頭部の曲は歪は最大１５．４μでちる
が、従来耐震設計上考慮に入れていない支持層上端部に
おいても最大８．９μの曲げ歪が生じている。
杭１＆の深度に対する歪社第６図（ｂ）に、また斜杭１
ｂ の深度に対する歪は（ｃ）に示す如くなる。すなわ
ち、直杭１＆の杭頭部の曲は歪は最大１５．４μでちる
が、従来耐震設計上考慮に入れていない支持層上端部に
おいても最大８．９μの曲げ歪が生じている。
この観測結果から地震の強さが基盤最大加速度２ｏｏ、
、ａｚの場合の歪を推定すると、第１表のようになる。
、ａｚの場合の歪を推定すると、第１表のようになる。
第 １ 表
この場合、直航１ａの支持層上部の最大歪は１０５８μ
となシ、杭の降伏点を超えてしまうという問題が生じる
。
となシ、杭の降伏点を超えてしまうという問題が生じる
。
このように、実際に地震が発生した場合の観測結果から
、現在性われている杭のｔＪ震設計法祉不十分であるこ
とが判明したので、地震時に杭に生じる歪の分布を模型
振動実験により詳細に調査したところ、以下のことが明
らかになった。実験模型としては、第４図に示すように
地盤、杭、上部構造物よシなるものを考え、地盤モデル
が表層。
、現在性われている杭のｔＪ震設計法祉不十分であるこ
とが判明したので、地震時に杭に生じる歪の分布を模型
振動実験により詳細に調査したところ、以下のことが明
らかになった。実験模型としては、第４図に示すように
地盤、杭、上部構造物よシなるものを考え、地盤モデル
が表層。
軟弱層、Ｎ値６ｏ程度の砂層からなる中間層、粘土等の
軟弱層及び支持層からなシ、実地盤、基礎及び構造物が
相似律を満足している構造とした。
軟弱層及び支持層からなシ、実地盤、基礎及び構造物が
相似律を満足している構造とした。
第５図は上記の実験結果を示すもので、（ａ）は場所打
ち杭モデルを使用し、入力加速度ｌ Ｑ ｙｃＬｌ、地
盤共振周波数３．５ Ｈｚの振動を加えた場合の曲げ歪
分布を示し、（ｂ）は鉱管杭モデルを使用し、入力加速
度１ｆ：ＪｇａＪ−、地盤共振周波数３．２ Ｈｚの振
動を加えた場合の曲げ歪分布を示す。なお、図において
、ヤング係数Ｅｍの数値は、地盤モデルとして使用した
各地盤層のヤング係数を示す。第５図（ａ）、（ｂ）か
ら明らかなように、曲げ歪は中間層の上下端、支持層上
端等地層の境界で大きな値を示している。
ち杭モデルを使用し、入力加速度ｌ Ｑ ｙｃＬｌ、地
盤共振周波数３．５ Ｈｚの振動を加えた場合の曲げ歪
分布を示し、（ｂ）は鉱管杭モデルを使用し、入力加速
度１ｆ：ＪｇａＪ−、地盤共振周波数３．２ Ｈｚの振
動を加えた場合の曲げ歪分布を示す。なお、図において
、ヤング係数Ｅｍの数値は、地盤モデルとして使用した
各地盤層のヤング係数を示す。第５図（ａ）、（ｂ）か
ら明らかなように、曲げ歪は中間層の上下端、支持層上
端等地層の境界で大きな値を示している。
以上のように、実際に発生した地震の際の観測結果及び
模型実験の結果から、杭の曲げモーメントを発生させる
要因は、第６図（＆）に示すような杭頭部の水平力Ｐに
よる歪のみならず、（ｂ）に示すような地震時における
地盤変位による杭の強制変位も大きく影響する。このた
め杭の耐震設計にあたっては、（ｅ）に示すように、（
Ｃ）に示す地盤変位による曲げモーメントと、（ｄ）に
示す杭頭部の水平力による曲げモーメントを合成した曲
げモーメントを考慮する必要がある。
模型実験の結果から、杭の曲げモーメントを発生させる
要因は、第６図（＆）に示すような杭頭部の水平力Ｐに
よる歪のみならず、（ｂ）に示すような地震時における
地盤変位による杭の強制変位も大きく影響する。このた
め杭の耐震設計にあたっては、（ｅ）に示すように、（
Ｃ）に示す地盤変位による曲げモーメントと、（ｄ）に
示す杭頭部の水平力による曲げモーメントを合成した曲
げモーメントを考慮する必要がある。
上記の地盤変位による曲げモーメントを場所打ち鉄筋コ
ンクリ−杭について計算でめたものを第７図乃至第９図
に示す。−股部の杭径は１２５０■とする。なお支持層
での最大加速度は２００ ｔａＪＬで必る。また計算法
は、日本国有鉄道「耐震設計指針（案）解説」 （昭和
５４年７月）ＰＰ、５４〜７５の方法を準用した。第７
図乃至第９図において、おのおの（、）は地盤条件、（
ｂ）ａ杭構造、（Ｃ）は地盤変位による曲げモーメント
を示す。。
ンクリ−杭について計算でめたものを第７図乃至第９図
に示す。−股部の杭径は１２５０■とする。なお支持層
での最大加速度は２００ ｔａＪＬで必る。また計算法
は、日本国有鉄道「耐震設計指針（案）解説」 （昭和
５４年７月）ＰＰ、５４〜７５の方法を準用した。第７
図乃至第９図において、おのおの（、）は地盤条件、（
ｂ）ａ杭構造、（Ｃ）は地盤変位による曲げモーメント
を示す。。
第７図はＮ＝６０の中間砂層を有する地盤に、軸径Ｄ＝
１２５０ｗｎ、長さ６０ｍの拡頭した拡底場所打ち鉄筋
コンクリート杭を打設した場合の、地盤変位による曲は
モーメン１ト分布を示す。図から明らかなように中間砂
層の境界近傍で大きな曲げモーメントが発生している。
１２５０ｗｎ、長さ６０ｍの拡頭した拡底場所打ち鉄筋
コンクリート杭を打設した場合の、地盤変位による曲は
モーメン１ト分布を示す。図から明らかなように中間砂
層の境界近傍で大きな曲げモーメントが発生している。
第８図紘軸径り＝１２５０ｍ、長さ２５ｍの場所打ち鉄
筋コンクリート杭を支持層へ約４ｍ根太れした場合の地
盤変位による曲はモーメント分布を示す。この場合は、
図から明らかなように、支持層上端近傍で大きな曲げモ
ーメントが発生している。
筋コンクリート杭を支持層へ約４ｍ根太れした場合の地
盤変位による曲はモーメント分布を示す。この場合は、
図から明らかなように、支持層上端近傍で大きな曲げモ
ーメントが発生している。
第９図ａ、Ｎ＝４、深さ、６０ｍの軟弱層の下に支持層
のある場合を考え、軸径Ｄ＝１２５Ｃ１ｍの拡底場所打
ち鉄筋コンクリート杭が支持層に約ｉｍ根太れされたと
きの地盤変位による曲げモーメント分布を示す。軟弱層
が厚く、中間砂層がない場合、支持層への根入れが小さ
くても図から明らかなように、支持層上端近傍で大きな
曲げモーメントが発生している。
のある場合を考え、軸径Ｄ＝１２５Ｃ１ｍの拡底場所打
ち鉄筋コンクリート杭が支持層に約ｉｍ根太れされたと
きの地盤変位による曲げモーメント分布を示す。軟弱層
が厚く、中間砂層がない場合、支持層への根入れが小さ
くても図から明らかなように、支持層上端近傍で大きな
曲げモーメントが発生している。
以上の結果から、地盤変位にょシ大きな曲げモーメント
の発生する位置は、地層の急変する位置であることが確
認された。
の発生する位置は、地層の急変する位置であることが確
認された。
さらに、軸径が大となった場合の地盤変動にょる曲げモ
ーメント分布を第１０図に示す。第１０図において（、
）は地盤条件、（ｂ）は杭栴造、（Ｃ）は曲げモーメン
ト分布を示す。場所打ち鉄筋コンクリート杭は軸径Ｄ＝
２５００ｍ、長さ６０ｍである。
ーメント分布を第１０図に示す。第１０図において（、
）は地盤条件、（ｂ）は杭栴造、（Ｃ）は曲げモーメン
ト分布を示す。場所打ち鉄筋コンクリート杭は軸径Ｄ＝
２５００ｍ、長さ６０ｍである。
地盤変位による曲げモーメントの大きさは、軸径が１２
５０１１１１１の場合は最大２００ｔ−ｍであるが（第
７図乃至第９図）、軸径が２５００ Ｍｍの場合は最大
１７００ｔ−ｍとなる。この最大曲げモーメントに抗し
得るために必要な鉄筋比は、通常よく用いられる０、４
チに対して軸径１２５０１０１で曲げモーメン）２００
ｔ−ｍの場合は６チとなシ、軸径２５０〇四で曲げモー
メント１７００ｔ−ｍの場合は５．５％となる。このた
め鉄筋コンクリ−ト杭としての設計は不可能ではないが
、鉄筋比が非常に大きな値となυ、材工費が大巾に増加
する。
５０１１１１１の場合は最大２００ｔ−ｍであるが（第
７図乃至第９図）、軸径が２５００ Ｍｍの場合は最大
１７００ｔ−ｍとなる。この最大曲げモーメントに抗し
得るために必要な鉄筋比は、通常よく用いられる０、４
チに対して軸径１２５０１０１で曲げモーメン）２００
ｔ−ｍの場合は６チとなシ、軸径２５０〇四で曲げモー
メント１７００ｔ−ｍの場合は５．５％となる。このた
め鉄筋コンクリ−ト杭としての設計は不可能ではないが
、鉄筋比が非常に大きな値となυ、材工費が大巾に増加
する。
本発明は、上記のような問題点を解決した場所打ち鉄筋
コンクリート杭を提供することを目的とするものである
。
コンクリート杭を提供することを目的とするものである
。
本発明に係る場所打ち鉄筋コンクリート杭は、上記の目
的を達成するため、地震時の地中地盤変位によシ大きな
曲げモーメントが発生する部分例えば地層の急変する部
分に）内面に圧延にょシ成型された突起を有する鋼管を
巻くことによ！、ｌＶＴ面補強を行い、鋼管部分の鉄筋
を無くするか、又は減少すると共に、銅管とコンクリー
ト部分の付着応力度の増強を図るようにしたことを特徴
とするものである。以下実施例に基いて本発す」を説明
する。
的を達成するため、地震時の地中地盤変位によシ大きな
曲げモーメントが発生する部分例えば地層の急変する部
分に）内面に圧延にょシ成型された突起を有する鋼管を
巻くことによ！、ｌＶＴ面補強を行い、鋼管部分の鉄筋
を無くするか、又は減少すると共に、銅管とコンクリー
ト部分の付着応力度の増強を図るようにしたことを特徴
とするものである。以下実施例に基いて本発す」を説明
する。
第１１図は本発明の実し１！１例の正面図を示し、（ａ
）は拡底しない杭、（ｂ）は拡底杭である。第１１図に
２いて１は杭、２は鉄筋コンクＩＪ−１，３はコンクリ
ートに巻いた内面に突起付きの鋼管である。
）は拡底しない杭、（ｂ）は拡底杭である。第１１図に
２いて１は杭、２は鉄筋コンクＩＪ−１，３はコンクリ
ートに巻いた内面に突起付きの鋼管である。
内面に突起１°」きの鋼管６は、地震時の地盤変位によ
シ大きな曲げモーメントが発生ずる部分に巻きつけてい
る。
シ大きな曲げモーメントが発生ずる部分に巻きつけてい
る。
以下においては、最初に鋼管を巻く事の有利性を示し、
次いでこの鋼管の内面に突起がつくことの必要性につい
て述べる。
次いでこの鋼管の内面に突起がつくことの必要性につい
て述べる。
第１２図は、ｌ１ｄｌ ’ｔｌ １２５０ ｍｎ ｔＱ
場合ｔｔｃ ツＩｈ テ、本発明による場所打ち鉄筋
コンクリート杭の一部を鋼管コンクリートとして設計し
た場合と、従来の鉄筋コンクリートとして設計した場合
の材工費を地盤変位により発生する曲げモーメントをパ
ラメータにして比較した一例である。材工費杜鋼管コン
クリートにした部分及びこれに相当する鉄筋コンクリー
ト部分についての費用であシ、雑誌「建設物価」 （昭
和５８年６月）に基いて算出し、単位長期軸力（１）、
単位長さくホ）あたシの値を示す。第１２図において、
（イ）は本発明に係る場所打ち鉄筋コンクリート杭につ
いての材工１−１←）は従来の場所打ち鉄筋コンクリー
ト杭についての材工費、（ハ）はこの従来の場所打ち鉄
筋コンクリート杭についての材工費（ロ）に対する本Ｆ
Ａ明に係る場所打ち鉄筋コンクリート杭についての材工
費（イ）の割合を示したものである。第１２図（ハ）か
ら明らかなように、本発明に係る杭の材工費は、従来の
杭の材工費と比較して、地盤変位の曲げモーメントが大
となるに従い有利となり、曲げモー”メントが２００ｔ
−ｍの旧工費は８０チ程度となる。尚、突起付鋼板の価
格として、平鋼板の価格を用いており、ここでの費用は
近似値の性格のものである。
場合ｔｔｃ ツＩｈ テ、本発明による場所打ち鉄筋
コンクリート杭の一部を鋼管コンクリートとして設計し
た場合と、従来の鉄筋コンクリートとして設計した場合
の材工費を地盤変位により発生する曲げモーメントをパ
ラメータにして比較した一例である。材工費杜鋼管コン
クリートにした部分及びこれに相当する鉄筋コンクリー
ト部分についての費用であシ、雑誌「建設物価」 （昭
和５８年６月）に基いて算出し、単位長期軸力（１）、
単位長さくホ）あたシの値を示す。第１２図において、
（イ）は本発明に係る場所打ち鉄筋コンクリート杭につ
いての材工１−１←）は従来の場所打ち鉄筋コンクリー
ト杭についての材工費、（ハ）はこの従来の場所打ち鉄
筋コンクリート杭についての材工費（ロ）に対する本Ｆ
Ａ明に係る場所打ち鉄筋コンクリート杭についての材工
費（イ）の割合を示したものである。第１２図（ハ）か
ら明らかなように、本発明に係る杭の材工費は、従来の
杭の材工費と比較して、地盤変位の曲げモーメントが大
となるに従い有利となり、曲げモー”メントが２００ｔ
−ｍの旧工費は８０チ程度となる。尚、突起付鋼板の価
格として、平鋼板の価格を用いており、ここでの費用は
近似値の性格のものである。
第１２図は、鋼管コンクリートとした場合のものである
が、鋼管鉄筋コンクリートにした場合も同様の傾向をみ
ることができる。
が、鋼管鉄筋コンクリートにした場合も同様の傾向をみ
ることができる。
杭頭の水平力によって生じる曲げモーメントの影響が小
さくなる部分（杭頭近傍以外の部分）での鋼管板厚の範
囲を第２表に示す。但し板厚は腐蝕式１ｍを含んでいる
。
さくなる部分（杭頭近傍以外の部分）での鋼管板厚の範
囲を第２表に示す。但し板厚は腐蝕式１ｍを含んでいる
。
第 ２ 表
以上においては、鋼管を巻くことの有利性を示したが、
次にこの鋼管が突起付鋼管であるととの必要性について
示す。
次にこの鋼管が突起付鋼管であるととの必要性について
示す。
第７図乃至第９図に示す軸径１２５０ ｍ＋＋の場所打
ち杭においては、最大約８０ｔのせん断力が発生してい
る。鋼管として厚さ９ｍを用いた場合、とのせん断力に
対して、鋼管とコンクリートの一体性を保つために必要
な付着応力は約１０に９／ｄである。これらの値は支持
層での最大加速度が２００ｙａＪＬの場合のものである
が、激震を考えて支持層での最大加速度４００ ｔａＪ
−の場合、せん断力及び必要な付着応力は２倍の１６０
を及び２０ ｋｇｌｃｒ１前後と推定される。これらの
ことを基に、付着応力について次の６つの条件が必要と
なる。
ち杭においては、最大約８０ｔのせん断力が発生してい
る。鋼管として厚さ９ｍを用いた場合、とのせん断力に
対して、鋼管とコンクリートの一体性を保つために必要
な付着応力は約１０に９／ｄである。これらの値は支持
層での最大加速度が２００ｙａＪＬの場合のものである
が、激震を考えて支持層での最大加速度４００ ｔａＪ
−の場合、せん断力及び必要な付着応力は２倍の１６０
を及び２０ ｋｇｌｃｒ１前後と推定される。これらの
ことを基に、付着応力について次の６つの条件が必要と
なる。
■支持層で最大加速度２００９ａＪ−の場合の安全率を
２とし、４００＃ａＪｌ−の場合の安全率を１とすると
、必要な付着強度は２０ｋｇ／ｃｒ１以上である。
２とし、４００＃ａＪｌ−の場合の安全率を１とすると
、必要な付着強度は２０ｋｇ／ｃｒ１以上である。
■激震においては、第１６図Ｃａ）に示すように、付着
応力は強度に達した状態でくり返し発生するが、この状
態に対し、第１６図（ｂ）に示すような強度の劣化を起
こさず、（ｃ）図のように強度を維持することが必要で
ある。
応力は強度に達した状態でくり返し発生するが、この状
態に対し、第１６図（ｂ）に示すような強度の劣化を起
こさず、（ｃ）図のように強度を維持することが必要で
ある。
■コンクリートの経時収縮によシ、コンクリートと鋼管
間の脱離れが起こることが考えられ、これによる付着強
度の劣化を防ぐ。
間の脱離れが起こることが考えられ、これによる付着強
度の劣化を防ぐ。
通常の平鋼板を用いた鋼管とコンクリートの付着強度は
２乃至１０ｋｇ／ｄである。また強度に達した後のくシ
返し載荷に対し、第１６図（ｂ）の性状を示すことが推
測される。さらに膨張コンクリート等特殊な対策を施さ
ない限９、コンクリートの経時収縮による付着強度の劣
化を防ぐこと社難しい。
２乃至１０ｋｇ／ｄである。また強度に達した後のくシ
返し載荷に対し、第１６図（ｂ）の性状を示すことが推
測される。さらに膨張コンクリート等特殊な対策を施さ
ない限９、コンクリートの経時収縮による付着強度の劣
化を防ぐこと社難しい。
これらの６条件を突起付鋼管を用いて解決することを以
下に示す。
下に示す。
突起付鋼管とコンクリート間の付着応力度紘、実験値と
して第１４図に示す鋼管−コンクリート付着強度試験に
より ５０ ｋｇ／ｍが得られている。
して第１４図に示す鋼管−コンクリート付着強度試験に
より ５０ ｋｇ／ｍが得られている。
すなわち条件■で必要とする付着強度２０ ｋｇ／ｉは
十分維持している。
十分維持している。
ｉ１４図において２ｉｔ、鉄筋コンクリート、６は鋼管
、７はコンクリート２と鋼管乙の付着部分であり、この
場合の引抜力は単調に増加した場合である。
、７はコンクリート２と鋼管乙の付着部分であり、この
場合の引抜力は単調に増加した場合である。
次に条件■で必要とするくシ返し状態での強度維持につ
いて述べる。第１５図に示すような鉄筋コンクリート２
内に突起付鋼板９を設けた試験ブロック８において、突
起付鋼板９に繰返し引抜力を加えた場合の付着応力度を
第１６図に示す。第１６図においてｄｐ は第１５図の
試験ブロックの上部におけるすベシ量を、δｆＵ下部に
おけるすベシ量を示す。なお第１５図において鉄筋６は
縦筋、フープ筋とも５Ｒ２４、径６霧のものを使用した
。
いて述べる。第１５図に示すような鉄筋コンクリート２
内に突起付鋼板９を設けた試験ブロック８において、突
起付鋼板９に繰返し引抜力を加えた場合の付着応力度を
第１６図に示す。第１６図においてｄｐ は第１５図の
試験ブロックの上部におけるすベシ量を、δｆＵ下部に
おけるすベシ量を示す。なお第１５図において鉄筋６は
縦筋、フープ筋とも５Ｒ２４、径６霧のものを使用した
。
第１６図に示すように、突起付鋼板とコンクリートの付
着応力度は、＜シ返し荷重に対しても劣化を生じない。
着応力度は、＜シ返し荷重に対しても劣化を生じない。
この試験は、第１６図に示すように、両板シの試験では
なく、片振夛のものであるが、両板りについても同様の
強度維持ができることは容易に予想できる。
なく、片振夛のものであるが、両板りについても同様の
強度維持ができることは容易に予想できる。
次に最後の条件■で必要とされるコンクリートの経時収
縮による付着強就劣化防止についてのべる。経時収縮の
量はセメント量等各種の条件で異なってくるが最大体積
歪として４Ｘ１０’を考えれば十分である。例として直
径２０００■の杭を考えると、第１７図（、）に示すよ
うに、一様に中心に向って収縮する場合で、鋼管６とコ
ンクリート２間のすきま１０は０．４ ｔｕｒｒ、（ｂ
）に示すように、偏心して収縮する場合で、すき′ｉ１
０は０．８１１０１１となる。
縮による付着強就劣化防止についてのべる。経時収縮の
量はセメント量等各種の条件で異なってくるが最大体積
歪として４Ｘ１０’を考えれば十分である。例として直
径２０００■の杭を考えると、第１７図（、）に示すよ
うに、一様に中心に向って収縮する場合で、鋼管６とコ
ンクリート２間のすきま１０は０．４ ｔｕｒｒ、（ｂ
）に示すように、偏心して収縮する場合で、すき′ｉ１
０は０．８１１０１１となる。
ここで突起の富さｈを（ｃ）に示すようにこれらの数値
以上とすると、経時収縮による付着強反劣化を防止する
ことができる。
以上とすると、経時収縮による付着強反劣化を防止する
ことができる。
次に本発明に係る突起付鋼管の一例を示せば第１８図の
通シである。図において１１は突起である。
通シである。図において１１は突起である。
以上の説憾からゆＪらかなように、本発明によれば、地
震簡に地中で大きな曲げモーメントが発生する杭の部分
に鋼管を巻くことにより経済的に補強することができ、
鉄筋比を減らすことができる−また鋼管を突起付きとし
たことによシ、銅管とコンクリートの付着強度と、その
靭性増加し、たとえコンクリートの経時収縮によシコン
クリートと鋼管の間の脱離れが生じても鋼管の突起によ
シ良好な付着力が期待できる。したがって１Ｉｉｌ震設
計の場所打ち杭に実施して効果顕著である。
震簡に地中で大きな曲げモーメントが発生する杭の部分
に鋼管を巻くことにより経済的に補強することができ、
鉄筋比を減らすことができる−また鋼管を突起付きとし
たことによシ、銅管とコンクリートの付着強度と、その
靭性増加し、たとえコンクリートの経時収縮によシコン
クリートと鋼管の間の脱離れが生じても鋼管の突起によ
シ良好な付着力が期待できる。したがって１Ｉｉｌ震設
計の場所打ち杭に実施して効果顕著である。
第１図（、）は従来の設計法による場所打ち杭の模式図
、（ｂ）はその曲げモーメント分布図＜第２図は地鴬発
生時の杭の歪を観測したときの地盤条件図、第６図（、
）は地震発生時の杭の歪を観測したときの杭構造図、（
ｂ）はそのときの直航の曲げ歪分布図、（ｃ）は斜杭の
曲げ歪分布図、第４図は模型振動実験のモデル図、第５
図（ａ） 、 （ｂ）は模型振動実験における杭の曲げ
歪分布図、第６図（ａ）は場所打ち杭の模式図、（ｂ）
は地盤変位図、（Ｃ）は地盤変位による訓げモーメント
分布図、（ｄ）は枕頭水平力による曲げモーメント分布
図、（ｅ）は両者を合成した曲げモーメント分布図、第
７図（ａ） 、 （ｂ） 、 （ｅ）乃至第１０図（ａ
）。 本発明の実施例の正面図、第１２図 ・は劇工費熱布図
、第１６図は付着応力の特性図で（、）は時間と付着応
力の変化特性図、（ｂ） 、 （Ｃ）は鋼管とコンクリ
ート間の相対変位と付着応力との特性図で（ｂ）は強度
に達した後のくシ返しに対し強度が劣化する場合、（Ｃ
）は劣化が起きない場合の特性図、第１４図は鋼管−コ
ンクリート付着強度試験ブロックの構成図、第１５図（
、）は突起付鋼板とコンクリートの付着応力度試験ブロ
ックの平面図、（ｂ）は側面図、第１６図は第１５図の
プ・ロックに繰返し引抜力を加えた場合の付着応力度分
布図、第゛１７図（ａ） 、 （ｂ）。 （ｃ）は直径２０００■のコンクリートの経時収縮の状
態図、第１８図社突起付鋼管の構成図である。 １：杭、２：鉄筋コンクリート、６：コンクリートに巻
いた内面突起付き鋼管、１１：突起。 代理人弁理士 木 村 三 朗 区 へ 派 憾杓 ε ５ １朋肪皿酬− Ｅ 第５図 （０） 曲−丁監 （／″） ２■ ４００ ６００ 第５図 （ｂ） ＠伊°°Ｌ （ル） 第７図 （ａ） （ｂ） （ｃ） Ｎイ直 自１嘲ｆ′モーメシト （１・ｍ）第８図 （ｏ） （ｂ） （ｃ） Ｎ ４ 慣ｒｔ”２−／〉） （ｔ’ｍ ）第９図 （ａ） （ｂ） （ｃ） Ｎ ｄｉ ＃Ｉ’イー６−ｓ＞ｐ 第１０図 （（１） （Ｃ） （ｂ） Ｎ ａＪ ａｔ？”＋−−メジｒ（Ｌｍ）第１１図 （ａ） （ｂ） 第１２図 ”２ｔｎ ｔ＝！Ｂｆ’ｌＦ”ｔ”１−ｘ−Ａ−（１：
、（１１）第１７図 （０） （ｂ） （Ｃ） 第旧図 （ａ） （ｂ）
、（ｂ）はその曲げモーメント分布図＜第２図は地鴬発
生時の杭の歪を観測したときの地盤条件図、第６図（、
）は地震発生時の杭の歪を観測したときの杭構造図、（
ｂ）はそのときの直航の曲げ歪分布図、（ｃ）は斜杭の
曲げ歪分布図、第４図は模型振動実験のモデル図、第５
図（ａ） 、 （ｂ）は模型振動実験における杭の曲げ
歪分布図、第６図（ａ）は場所打ち杭の模式図、（ｂ）
は地盤変位図、（Ｃ）は地盤変位による訓げモーメント
分布図、（ｄ）は枕頭水平力による曲げモーメント分布
図、（ｅ）は両者を合成した曲げモーメント分布図、第
７図（ａ） 、 （ｂ） 、 （ｅ）乃至第１０図（ａ
）。 本発明の実施例の正面図、第１２図 ・は劇工費熱布図
、第１６図は付着応力の特性図で（、）は時間と付着応
力の変化特性図、（ｂ） 、 （Ｃ）は鋼管とコンクリ
ート間の相対変位と付着応力との特性図で（ｂ）は強度
に達した後のくシ返しに対し強度が劣化する場合、（Ｃ
）は劣化が起きない場合の特性図、第１４図は鋼管−コ
ンクリート付着強度試験ブロックの構成図、第１５図（
、）は突起付鋼板とコンクリートの付着応力度試験ブロ
ックの平面図、（ｂ）は側面図、第１６図は第１５図の
プ・ロックに繰返し引抜力を加えた場合の付着応力度分
布図、第゛１７図（ａ） 、 （ｂ）。 （ｃ）は直径２０００■のコンクリートの経時収縮の状
態図、第１８図社突起付鋼管の構成図である。 １：杭、２：鉄筋コンクリート、６：コンクリートに巻
いた内面突起付き鋼管、１１：突起。 代理人弁理士 木 村 三 朗 区 へ 派 憾杓 ε ５ １朋肪皿酬− Ｅ 第５図 （０） 曲−丁監 （／″） ２■ ４００ ６００ 第５図 （ｂ） ＠伊°°Ｌ （ル） 第７図 （ａ） （ｂ） （ｃ） Ｎイ直 自１嘲ｆ′モーメシト （１・ｍ）第８図 （ｏ） （ｂ） （ｃ） Ｎ ４ 慣ｒｔ”２−／〉） （ｔ’ｍ ）第９図 （ａ） （ｂ） （ｃ） Ｎ ｄｉ ＃Ｉ’イー６−ｓ＞ｐ 第１０図 （（１） （Ｃ） （ｂ） Ｎ ａＪ ａｔ？”＋−−メジｒ（Ｌｍ）第１１図 （ａ） （ｂ） 第１２図 ”２ｔｎ ｔ＝！Ｂｆ’ｌＦ”ｔ”１−ｘ−Ａ−（１：
、（１１）第１７図 （０） （ｂ） （Ｃ） 第旧図 （ａ） （ｂ）
Claims (1)
- 場所打ち鉄筋コンクリート杭において地震時に生じる地
盤変位によシ大きな曲げモーメントが発生する部分に、
圧延により成型された突起を有する鋼管を巻く事によシ
断面補強したことを特徴とする場所打ち鉄筋コンクリー
ト杭。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15159083A JPS6043520A (ja) | 1983-08-22 | 1983-08-22 | 場所打ち鉄筋コンクリ−ト杭 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15159083A JPS6043520A (ja) | 1983-08-22 | 1983-08-22 | 場所打ち鉄筋コンクリ−ト杭 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6043520A true JPS6043520A (ja) | 1985-03-08 |
Family
ID=15521836
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP15159083A Pending JPS6043520A (ja) | 1983-08-22 | 1983-08-22 | 場所打ち鉄筋コンクリ−ト杭 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6043520A (ja) |
Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5112164U (ja) * | 1974-07-12 | 1976-01-29 | ||
| JPS5353021A (en) * | 1976-10-25 | 1978-05-15 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | Composite steel pipe and its manufacturing method |
| JPS5768421A (en) * | 1980-10-14 | 1982-04-26 | Hasegawa Komuten Co Ltd | Steel skeleton reinforced concrete pile |
| JPS57150210A (en) * | 1981-03-13 | 1982-09-17 | Fujitsu Ltd | Sine wave phase shifting circuit |
-
1983
- 1983-08-22 JP JP15159083A patent/JPS6043520A/ja active Pending
Patent Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5112164U (ja) * | 1974-07-12 | 1976-01-29 | ||
| JPS5353021A (en) * | 1976-10-25 | 1978-05-15 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | Composite steel pipe and its manufacturing method |
| JPS5768421A (en) * | 1980-10-14 | 1982-04-26 | Hasegawa Komuten Co Ltd | Steel skeleton reinforced concrete pile |
| JPS57150210A (en) * | 1981-03-13 | 1982-09-17 | Fujitsu Ltd | Sine wave phase shifting circuit |
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