JPS6047117A - Cast-in-place reinforced concrete pile - Google Patents
Cast-in-place reinforced concrete pileInfo
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- JPS6047117A JPS6047117A JP15416583A JP15416583A JPS6047117A JP S6047117 A JPS6047117 A JP S6047117A JP 15416583 A JP15416583 A JP 15416583A JP 15416583 A JP15416583 A JP 15416583A JP S6047117 A JPS6047117 A JP S6047117A
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- E02D5/22—Piles
- E02D5/34—Concrete or concrete-like piles cast in position ; Apparatus for making same
- E02D5/38—Concrete or concrete-like piles cast in position ; Apparatus for making same making by use of mould-pipes or other moulds
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Abstract
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。DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION The present invention relates to cast-in-place reinforced concrete piles.
現在の場所打ち杭の耐震設計においては、第1図に示す
ように、杭頭に水平力Pを作用させ、これにより発生す
る杭の曲げモーメントに基いて設計が行なわれている。In the current seismic design of cast-in-place piles, as shown in FIG. 1, horizontal force P is applied to the pile head, and the design is based on the bending moment of the pile that is generated thereby.
この曲げモーメントは杭頭近傍で大きく、下部では設計
上無視できる小さな値となっている。なお、第1図にお
いて、(、)は杭構造、(b)は杭の曲はモーメント分
布を示す。This bending moment is large near the pile head, and at the bottom it is a small value that can be ignored in terms of design. In Fig. 1, (,) indicates the pile structure, and (b) indicates the moment distribution of the pile.
しかしながら、実際に地震が発生した場合には、上記の
設計法で示される以外の曲げモーメントが発生すること
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中0、深さ約21m以下の洪積層でN〉
50ON値分布を有する地盤に、直杭1aとして径60
0w+、肉厚9−の鋼管杭、斜杭1bとして径600m
m、肉厚12瓢の鋼管杭が第6図(a)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を観測すると、地震の強さが
基盤最大加速度2.4−の場合、直杭1aの深度に対す
る歪は第5図(b)に、また斜杭1bの深度に対する歪
は(c)に示す如くになる。すなわち直杭1aにおいて
は杭頭部の曲げ歪の他に支持層上端部においても最大&
9μの曲げ歪が生じておシ、後者の歪は上記の耐震設計
法では考慮されていないものである。However, it is beginning to be observed that when an earthquake actually occurs, bending moments other than those indicated by the above design method occur. For example, as shown in Figure 2, the upper part is a soft alluvial layer with N of 0, and the upper part is a diluvial layer with a depth of about 21 m or less, where N is 0.
A straight pile 1a with a diameter of 60 mm is installed in the ground with a 50 ON value distribution.
0w+, wall thickness 9- steel pipe pile, diameter 600m as diagonal pile 1b
As shown in Figure 6 (a), a total of 64 steel pipe piles with a wall thickness of 12 mm and a wall thickness of 12 mm were driven, and when the strain in each part of the piles was observed when an earthquake occurred on this foundation, it was found that When the strength is the maximum foundation acceleration of 2.4-, the strain with respect to the depth of the straight pile 1a is as shown in FIG. 5(b), and the strain with respect to the depth of the slanted pile 1b is as shown in FIG. 5(c). In other words, in straight pile 1a, in addition to the bending strain at the pile head, the maximum &
A bending strain of 9μ was generated, and the latter strain was not taken into account in the seismic design method described above.
この観測結果から、地震の強さが基盤最大加速度200
−の場合の歪を推定すると、第1表のようKなる。From this observation result, the strength of the earthquake is 200% of the maximum acceleration of the foundation.
If we estimate the distortion in the case of −, we get K as shown in Table 1.
第 1 表
この場合、庭部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
。Table 1 In this case, the maximum strain at the top of the support layer in garden section 1a is 1058μ
However, the problem arises that the yield point of the pile is exceeded.
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耐震設計法は不十分であること
が判明したので、地震時に杭に生じる歪の特性を模型振
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、上部構造物よりなるものを考え、地盤モデル
が表層、上部軟弱層、N値60程度の砂層からなる中間
層、下部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。In this way, the observation results from actual earthquakes have shown that the currently used seismic design methods for piles are inadequate, so we conducted model vibration experiments to examine the characteristics of strain that occurs in piles during earthquakes. A detailed investigation revealed the following: As an experimental model, as shown in Figure 4,
Considering the ground, piles, and superstructure, the ground model consists of the surface layer, the upper soft layer, the middle layer consisting of a sand layer with an N value of about 60, the lower soft layer, and the supporting layer, the actual ground, the foundation, and the structure. is a structure that satisfies the law of similarity.
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10P+、地盤共振周
波数6.5迅の振動を加えた場合の曲げ歪分布を示し、
(b)は鋼管杭モデルを使用し、入力速度10pIs地
盤共振周波数6.2迅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、現在
の耐震設計法では示すことのできない大きな曲げ歪が生
じている。すなわち、杭の曲げモーメントを発生させる
要因は、第6図(a)に示すような杭頭部の水Y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。このだ
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。Figure 5 shows the above experimental results, where (a) shows the bending strain distribution when using a cast-in-place pile model and applying vibrations with an input acceleration of 10P+ and a ground resonance frequency of 6.5cm;
(b) shows the bending strain distribution when a steel pipe pile model is used and vibration is applied at an input speed of 10 pIs and a ground resonance frequency of 6.2 seconds. In addition, in the figure, the numerical value of Young's coefficient Em is
The Young's modulus of each ground layer used as a ground model is shown. As is clear from Figures 5(a) and 5(b), large bending strains have occurred that cannot be shown using current seismic design methods. In other words, the factors that cause the bending moment of the pile are not only the strain caused by the water force P on the pile head as shown in Figure 6(a), but also the strain caused by the ground displacement during an earthquake as shown in Figure 6(b). Forced displacement also has a large effect. In the seismic design of this pile, as shown in (e), (c
It is necessary to consider the bending moment that is a combination of the bending moment due to ground displacement shown in ) and the bending moment due to the horizontal force on the pile head shown in (d).
ところで、従来の場所打ち鉄筋コンクリート杭は、例え
ば、コンクリートの常時r[容圧縮応力度を6ckg/
賦支持層のN値を50とすると、先端の地盤耐力は25
に9/cdl (1/3X 15 N (t/lri乃
となり、コンクリート強度を全部活用するためには、杭
先端部を69/25中2.4倍程度拡底することが、し
ばしば行われておムこのため杭が支持する常時鉛直荷重
は2倍程度に増大する。By the way, conventional cast-in-place reinforced concrete piles, for example, have a constant r [capacitive compressive stress of 6 ckg/
If the N value of the support layer is 50, the ground bearing capacity at the tip is 25.
9/cdl(1/3 Therefore, the normal vertical load supported by the pile increases by about twice.
耐震設計に用いる杭頭への水平力は、大略(常時鉛直荷
重×水平震度)で表わされるので、常時鉛直荷重が増大
すると水平力も増大するため、杭頭部が、この水平力に
よる曲げモーメントに耐え得るためには、第7図に示す
ように杭頭部を拡径し々いと設計できない場合が往々に
して生じる。したがって、地下室等の如く、上部構造か
らの水平力を軽減するものがある場合以外は、拡底と共
に波頭した杭としなければならない。なお第7図におい
て、1は杭、2はコンクIJ−)、3は拡底部、4は拡
頭部、5は鉄筋である。この拡頭部に対する地震時の地
盤変位によって発生ずる杭頭曲げモーメント分布を計算
でめた一例を、第8図(a)に示す。計算法は日本国有
鉄道「耐震設計指針(案)解説」昭和54.7. P
P 54〜75の方法を準用。図において(イ)は杭径
1250mの非波頭場所打ち鉄筋コンクリート杭の地盤
変位による曲げモーメント分布を−示し、(ロ)は拡頭
部径1750mn、拡頭部の長さ8m、杭径1250+
mの波頭場所打ち鉄筋コンクリート杭の地盤変位による
曲げモーメント分布を示す。なお、杭を設置した地盤は
、(b)図に示すようにN=7の細砂が約5餌、N=3
のシルトが約5餌から約18mの間、それよシ深部はN
=50の砂礫からなっている。The horizontal force on the pile head used in seismic design is roughly expressed as (continuous vertical load x horizontal seismic intensity).As the constant vertical load increases, the horizontal force also increases, so the pile head is affected by the bending moment caused by this horizontal force. In order to withstand the problem, the diameter of the pile head must be enlarged as much as possible, as shown in FIG. 7, and it is often impossible to design the pile head. Therefore, unless there is something to reduce the horizontal force from the superstructure, such as in a basement, the piles should be made with a corrugated crest when the bottom is widened. In addition, in FIG. 7, 1 is a pile, 2 is a concrete IJ-), 3 is an enlarged bottom part, 4 is an enlarged head part, and 5 is a reinforcing bar. An example of the calculated pile head bending moment distribution generated by ground displacement during an earthquake for this enlarged head is shown in Fig. 8(a). The calculation method is from the Japanese National Railways "Earthquake-resistant Design Guidelines (Draft) Explanation" July 1982. P
Apply mutatis mutandis the method on pages 54-75. In the figure, (a) shows the bending moment distribution due to ground displacement of a non-corrugated cast-in-place reinforced concrete pile with a pile diameter of 1250 m, and (b) shows an expanded head diameter of 1750 m, an expanded head length of 8 m, and a pile diameter of 1250 +.
This figure shows the bending moment distribution due to ground displacement of a cast-in-place reinforced concrete pile with a wave crest of m. In addition, the ground where the piles were installed had approximately 5 baits of fine sand with N=7, as shown in Figure (b).
The silt is about 5 meters from the bait to about 18 meters, and the deep part is N.
It consists of =50 gravels.
第8図(a) K示した例では、杭頭曲げモーメントが
非波頭杭においては約130 t −mであるのに対し
、拡頭部では約430t・mとなっている。In the example shown in FIG. 8(a), the pile head bending moment is about 130 t-m for the non-corrugated pile, whereas it is about 430 t·m for the expanded head pile.
すなわち、地盤変位により発生する杭頭曲げモーメント
は、拡頭部の場合は波頭によシ拡頭部の曲げ剛性が大と
なるだめ、非波頭杭の数倍になってしまう。したがって
、従来の場所打ち鉄筋コンクリート杭では、地震時の地
盤変位を考慮すると、杭頭曲げモーメントに抗し得るた
めにはさらに拡頭しなければならないが、波頭の径を犬
にすると杭頭部の剛性はさらに増大するという悪循環が
生ずる。That is, in the case of an expanded pile head, the bending moment of the pile head caused by ground displacement is several times that of a pile without a wave crest, because the bending rigidity of the expanded head is greater than the wave crest. Therefore, when considering ground displacement during an earthquake, conventional cast-in-place reinforced concrete piles must be further expanded in order to withstand the pile head bending moment; This creates a vicious cycle in which the amount increases further.
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
。An object of the present invention is to provide a cast-in-place reinforced concrete pile that solves the above-mentioned problems.
本発明に係る場所打ち鉄筋コンクリート杭は、上記の目
的を達成するため頭部を波頭せず、頭部の鉄筋を減らす
か、又′は無くして、杭頭部を内面に突起の付いた鋼管
によシ鋼管巻き鉄筋コンクリート又は鋼管巻きコンクリ
ートとしたことによシ、杭頭の水平力増大に対処すると
共に、地盤変位による杭頭曲げモーメントを小さく抑え
、さらに鋼管とコンクリート部分の付着応力度の増強を
図るように構成したことを特徴とするものである。なお
突起は圧延によシ成型されたものである。In order to achieve the above object, the cast-in-place reinforced concrete pile according to the present invention does not have a corrugated head, reduces or eliminates reinforcing bars in the head, and replaces the pile head with a steel pipe with protrusions on the inner surface. By using steel pipe-wrapped reinforced concrete or steel pipe-wrapped concrete, it is possible to cope with the increase in horizontal force on the pile head, suppress the bending moment of the pile head due to ground displacement, and further increase the bond stress between the steel pipe and the concrete part. The present invention is characterized in that it is configured so as to achieve the following. Note that the protrusions are formed by rolling.
以下、実施例に基いて本発明を説明する。The present invention will be explained below based on Examples.
第9図は本発明実施例の縦断面図で、(a)は頭部を突
起付き鋼管巻°きコンクリートとした拡底場所打ち鉄筋
コンクリート杭、(b)は頭部を突起付き鋼管巻き鉄筋
コンクリートとした拡底場所打ち鉄筋コンクリート杭を
示し、1は杭、2はコンクリート、5は拡底部、5は鉄
筋、6は内面に突起を有する鋼管である。なお、(a)
の鋼管巻きコンクリートにおいて、鉄筋を鋼管内にのば
して定着させる場合の他、鋼管に直接鉄筋を溶接等にょ
シ結合する場合もある。Figure 9 is a longitudinal cross-sectional view of an embodiment of the present invention, (a) is an expanded cast-in-place reinforced concrete pile with a head made of steel pipe wrapped concrete with a protrusion, and (b) is a cast-in-place reinforced concrete pile with a head made of steel pipe wrapped with protrusion. 1 shows a cast-in-place reinforced concrete pile with an expanded bottom, 1 is a pile, 2 is concrete, 5 is an expanded bottom part, 5 is a reinforcing bar, and 6 is a steel pipe having a protrusion on the inner surface. Furthermore, (a)
In steel pipe-wrapped concrete, in addition to cases in which the reinforcing bars are stretched and fixed within the steel pipes, there are also cases in which the reinforcing bars are directly connected to the steel pipes by means of welding, etc.
以下において、この実施例にょシ、最初に頭部に鋼管を
巻くことによる有利性を示し、次いでこの鋼管の内面に
突起のつくことの必要性についてのべる。In the following, in this embodiment, we will first show the advantages of wrapping a steel pipe around the head, and then discuss the necessity of providing projections on the inner surface of this steel pipe.
第9図(b) K示すような本発明に係る軸径1250
mmの杭1の頭部に、径1250■、肉厚23瓢、長さ
8情の突起付き鋼管6を巻いた拡底場所打ち鉄筋コンク
リート杭の地盤変位による曲げモーメント分布は、第8
図(ハ)に示す通シである。これからも明らかなように
杭頭曲げモーメントが波頭杭の場合(図の(ロ))約4
50 t−mであるのに対し、頭部を鋼管巻き鉄筋コン
クリートとした本発明の場合は約260t−mとなシ、
約40チ軽減することができた。Fig. 9(b) Shaft diameter 1250 according to the present invention as shown in K
The bending moment distribution due to ground displacement of an expanded cast-in-place reinforced concrete pile in which a steel pipe 6 with a protrusion of diameter 1250 mm, wall thickness 23 mm, and length 8 mm is wrapped around the head of the pile 1 of 8 mm is as follows.
This is the passage shown in Figure (c). As is clear from this, the bending moment of the pile head is approximately 4 in the case of a wave crest pile ((b) in the figure).
50 t-m, whereas in the case of the present invention where the head is made of steel pipe wrapped reinforced concrete, it is about 260 t-m.
I was able to reduce the weight by about 40 inches.
第10図は本発明に係る場所打ち鉄筋コンクリート杭と
、波頭した従来の場所打ち鉄筋コンクリート杭とを第8
図(b)に示した地盤に設置した場合について、杭一般
部の径に対する単位長期軸力(1)、単位長さくrrL
)あたシの杭頭部材工費を、昭和58年3月の雑誌「建
設物価」に基いて算出したものの1例である。第10図
の対象となっだ缶径の杭のコンクリートは、圧縮強度F
c = 240 kg/ca 。FIG. 10 shows the cast-in-place reinforced concrete pile according to the present invention and the conventional cast-in-place reinforced concrete pile with a wave crest.
When installed on the ground shown in Figure (b), unit long-term axial force (1) for the diameter of the general part of the pile, unit length rrL
) This is an example of the construction cost of Atashi's pile cap parts calculated based on the magazine "Construction Prices" published in March 1981. The concrete of the pile with the diameter covered in Figure 10 has a compressive strength of F
c = 240 kg/ca.
鉄筋は5D60、鋼管は5TK41を使用し、杭頭に作
用する水平力と、地震時の地盤変位によって発生する曲
げモーメントの和を考慮して設計したものである。なお
、最大鉄筋比は6%、錆化は1閣とした。また、突起付
き鋼板の価格として、平鋼板の価格を用いてお如、ここ
での費用は近似値の性格をもつものである。The reinforcing bars are 5D60 and the steel pipes are 5TK41, and the design takes into consideration the sum of the horizontal force acting on the pile cap and the bending moment generated by ground displacement during an earthquake. The maximum reinforcing bar ratio was set at 6%, and the rusting ratio was set at 1. Further, the price of the flat steel plate is used as the price of the steel plate with projections, but the cost here has the character of an approximate value.
第10図において、に)は頭部を鋼管巻きコンクリート
とした場合、(ホ)、(へ)は頭部を鋼管巻き鉄筋コン
クリートにした場合であシ、(ホ)は下部の鉄筋コンク
リート部分の発生曲げモーメントを50tmとし、これ
に対し配筋した鉄筋を鋼管巻き部分に立上げた場合、(
へ)は同じ(150Lmに対する鉄筋を立上げた場合の
ものである。(ト)は波頭した従来の場所打ち鉄筋コン
クリートの場合である。なお、横軸の杭一般部の径は波
頭部分の下の一般部の径を意味する、図から明らかなよ
うに、波頭した従来の杭(ト)は、杭一般部の径が大き
くなるにしたがって材工費が大巾に増加するのに対し、
本発明に係る杭に)、(ホ)、(へ)は、杭一般部の径
に関係なく材工費はほぼ一定であシ、杭一般部の径15
00震の場合従来の波頭杭のほぼ2/6.1800mm
を超えると172以下になる。In Figure 10, (a) shows the case where the head part is made of steel pipe wrapped concrete, (e) and (f) show the case where the head part is made of steel pipe wrapped reinforced concrete, and (e) shows the bending that occurs in the lower part of the reinforced concrete part. When the moment is set to 50tm and reinforcing bars arranged against this are raised on the steel pipe winding part, (
(F) is the same case when reinforcing bars for 150Lm are erected. (G) is the case of conventional cast-in-place reinforced concrete with a wave crest.The diameter of the general pile on the horizontal axis is the same as that below the wave crest. As is clear from the diagram, the conventional pile with a wavy crest (G) means the diameter of the general part, whereas the material cost increases significantly as the diameter of the general part of the pile increases.
For the piles according to the present invention), (e), and (f), the material cost is almost constant regardless of the diameter of the general pile part, and the diameter of the general pile part is 15
In the case of the 00 earthquake, it was approximately 2/6.1800mm of the conventional wave crest pile.
If it exceeds, it becomes 172 or less.
以上において、頭部に鋼管を巻くことの有利性を示した
。次にこの鋼管の内面に突起をつけることの必要性につ
いてのべる。The advantages of wrapping a steel pipe around the head have been shown above. Next, we will discuss the necessity of adding protrusions to the inner surface of this steel pipe.
極限設計である二次設計において、鋼管とコンクリート
間に必要な付着強度について検討する。In the secondary design, which is the ultimate design, we will examine the adhesive strength required between the steel pipe and concrete.
鋼管に巻いだコンクIJ −ト部分の頭部近傍の崩壊メ
カニズムは、杭頭の水平力のみによる場合、地盤変位の
みによる場合、及び両者が同時に作用する場合で異なっ
たものとなるが、鋼管とコンクリート間に必要な付着強
度に対しては、杭頭に水平力のみが作用するときの崩壊
メカニズムに対する値が最も大きな値と々る。従って杭
頭に水平力のみが作用した状態について考える。The collapse mechanism near the head of a concrete IJ-toe section wrapped around a steel pipe differs depending on whether it is due only to the horizontal force of the pile cap, only to ground displacement, or when both act simultaneously. Regarding the adhesion strength required between concrete, the value for the collapse mechanism when only horizontal force acts on the pile cap is the largest value. Therefore, consider a situation where only horizontal force acts on the pile cap.
杭頭水平荷重による極限状態の曲げモーメント及びせん
断力分布をプロムス(BROMS)の方法でめる。例え
ばN=60の砂地盤(表層)に径1500鴫、肉厚14
m、コンクリート圧縮強度Fc 24 okg/ t:
rlの鋼管巻きコンクリートの曲げモーメント及びせん
断力の分布を示すと第11図のようになる。図において
、(a)は杭の深さに対するせん断力分布を示し、(b
)は杭の深さに対する曲げモーメント分布を示す。この
プロムスの方法によシ、表層がN=10、又はN=60
の砂地盤に、径が1000+e++、1500+m、2
000mmである場合の杭頭曲げモーメン)Mp、杭頭
せん断力Qu及び曲げモーメントが零になる深さtをめ
たものを第2表に示す。The bending moment and shear force distribution in the ultimate state due to the horizontal load on the pile head are calculated using the BROMS method. For example, on a sandy ground (surface layer) with N=60, a diameter of 1500 and a wall thickness of 14
m, concrete compressive strength Fc 24 ok/t:
Figure 11 shows the distribution of bending moment and shear force of steel pipe wrapped concrete of RL. In the figure, (a) shows the shear force distribution with respect to the depth of the pile, and (b)
) shows the bending moment distribution with respect to the pile depth. According to this Promus method, the surface layer is N=10 or N=60
On the sandy ground, the diameter is 1000+e++, 1500+m, 2
Table 2 shows the pile head bending moment (Mp), the pile head shear force Qu, and the depth t at which the bending moment becomes zero when the pile head is 000 mm.
ところで、鋼管6とコンクリート2との間に必要々付着
応力度τ は、第12図に示す条件す彎req・
によ請求めることができる。第12図において、(a)
は鋼管巻きコンクIJ −ト部分の正面図、(b)は同
じく鋼管巻きコンクリート部分の平面図、(c)は杭頭
曲げモーメント分布、(d)は圧縮力が加わっている場
合のコンクリートの応力分布を示す。なお、7は圧縮応
力が作用しているコンクIJ )の断面積、8は中立軸
である。By the way, the necessary adhesion stress degree τ between the steel pipe 6 and the concrete 2 can be requested based on the condition shown in FIG. 12. In Figure 12, (a)
is a front view of the steel pipe-wrapped concrete IJ-to part, (b) is a plan view of the steel pipe-wrapped concrete part, (c) is the pile head bending moment distribution, and (d) is the stress in the concrete when compressive force is applied. Show the distribution. Note that 7 is the cross-sectional area of the conc IJ) on which compressive stress is applied, and 8 is the neutral axis.
曲げモーメントMpが零になるまでの区間tにおいて、
曲げモーメント分布が第12図(c)に示すように直線
分布とし、せん断力分布を一定として、例えば地震時軸
力が(常時軸力×(1±1))と考える。との条件にお
いて、鋼管とコンクリート部分が一体となるに必要な付
着応力度τb−reqをめると次式のようになる。In the section t until the bending moment Mp becomes zero,
Assuming that the bending moment distribution is a linear distribution as shown in FIG. 12(c) and the shear force distribution is constant, it is assumed that the axial force during an earthquake is (constant axial force x (1±1)). Under these conditions, the adhesion stress degree τb-req required for the steel pipe and the concrete part to be integrated is calculated as follows.
ここで、Fcはコンクリートの圧縮強度、Acは圧縮応
力度の作用しているコンクリートの断面積、φは圧縮応
力度の作用しているコンクリート部分と鋼管の接触部分
の長さ、tは曲げモーメントが零になる深さである。Here, Fc is the compressive strength of concrete, Ac is the cross-sectional area of concrete where compressive stress is acting, φ is the length of the contact area between the concrete part where compressive stress is acting and the steel pipe, and t is the bending moment. is the depth at which becomes zero.
上記の杭径が1000m、1500叫、2000鴎であ
る場合について(1)式を適用してめた所要付着応力度
τb、reqを第2表に示す。Table 2 shows the required adhesion stress degrees τb and req obtained by applying equation (1) when the above pile diameters are 1000 m, 1500 m, and 2000 m.
この結果、鋼管とコンクリート部の所要付着応力度は2
0〜60ゆ/−となる。As a result, the required bond stress between the steel pipe and the concrete part is 2
It will be 0 to 60 Yu/-.
以上の所要付着強度も含めて付着応力について次の6つ
の条件が満足されねばならない。The following six conditions must be satisfied regarding adhesive stress, including the above-mentioned required adhesive strength.
■ 所要付着強度は50に9/d以上である。■ Required adhesion strength is 50 to 9/d or more.
■ 二次設計が対象となる激震時においては、第1!1
図(&)に示すように付着応力の強度に達した状態がく
り返し発生するが、この状態に対し、(b)に示すよう
な強度の劣化を起さず、(c)のように強度を維持する
ことが必要である。■ In the event of a severe earthquake where secondary design is the target, 1!1
As shown in Figure (&), a state in which the adhesive stress strength is reached repeatedly occurs, but in contrast to this state, the strength does not deteriorate as shown in (b), and the strength increases as shown in (c). It is necessary to maintain it.
■ コンクリートの経時収縮によシ、コンクリートと鋼
管間の肌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。■ It is thought that skin separation between the concrete and the steel pipe may occur due to the shrinkage of concrete over time, so prevent the deterioration of bond strength due to this.
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
2〜10kg/cflである。また強度に達した後の〈
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υ、コンクリートの経時収縮による付着強度の
劣化を防ぐことは難しい。The adhesion strength between a steel pipe using a normal flat steel plate and concrete is 2 to 10 kg/cfl. Also, after reaching the strength
It is presumed that the properties shown in FIG. 16(b) will be exhibited under reverse loading. Furthermore, unless special measures such as expanding concrete are taken, it is difficult to prevent the adhesive strength from deteriorating due to shrinkage of concrete over time.
一方、上記の6条件は突起付き鋼管を用いて解決できる
ことを以下に示す。突起付鋼管とコンクリート間の付着
応力度は、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シ50kg/dが得られている。On the other hand, it will be shown below that the above six conditions can be solved using a steel pipe with projections. The degree of adhesion stress between the protruded steel pipe and concrete was obtained as an experimental value of 50 kg/d in the steel pipe-concrete adhesion strength test shown in FIG.
すなわち条件■で必要とされる付着強度20 kg /
cdは十分満足している。第14図において2はコン
クIJ−)、9は鋼管、10はコンクリート2と鋼管9
の付着部分であシ、この場合の引抜力は単調に増加した
場合である。In other words, the adhesion strength required under condition ① is 20 kg/
I am fully satisfied with the CD. In Figure 14, 2 is concrete IJ-), 9 is a steel pipe, and 10 is concrete 2 and steel pipe 9.
In this case, the pulling force increases monotonically.
次に条件■で必要とされるくシ返し状態での強度維持に
ついてのべる。第15図に示すようなコンクリート2内
に突起付鋼板11を設けた試験ブロック12において、
突起付鋼板11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。Next, we will talk about maintaining strength in the combed state, which is required under condition ①. In a test block 12 in which a steel plate 11 with protrusions is provided in concrete 2 as shown in FIG.
FIG. 16 shows the degree of adhesion stress when repeatedly applying a pulling force to the steel plate 11 with projections.
第16図においてδpは第15図の試験ブロックの上部
におけるすベシ量を、δfは下部におけるすベシ量を示
す。なお第15図において鉄筋5は縦筋、フープ筋とも
、5R24、径6餌のものを使用した。In FIG. 16, δp indicates the amount of coverage at the top of the test block in FIG. 15, and δf indicates the amount of coverage at the bottom. In FIG. 15, the reinforcing bars 5, both vertical bars and hoop bars, were 5R24 and had a diameter of 6 baits.
第16図に示すように、突起付鋼板とコンクリートの付
着強度は、〈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、両振シの試験でなく
、片振シのものであるが、両振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される。As shown in Fig. 16, the adhesive strength between the protruded steel plate and concrete does not deteriorate even under reverse loads. As shown in FIG. 16, this test was not a double-sided test, but a single-side swing test, but it is easily expected that the same strength could be maintained for both double-side swings.
次に最後の条件■で必要とされるコンクリートの経時収
縮による付着強度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4×10 を考えれば十分である。例として直
径2000mの杭を考えると、第17図(a)に示すよ
うに、一様に中心に向って収縮する場合で、鋼管9とコ
ンクリート2間のすきま16は0.4 tax 、 (
b)に示すように、偏心して収縮する場合で、すきま1
6は0.8瓢となる。ここで、突起の高さ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
付着強度劣化を防止することができる。Next, we will discuss the prevention of adhesive strength deterioration due to shrinkage of concrete over time, which is required in the last condition (2). The amount of shrinkage over time varies depending on various conditions such as the amount of cement, but it is sufficient to consider 4×10 as the maximum volumetric strain. As an example, considering a pile with a diameter of 2000 m, as shown in Figure 17 (a), in the case where it contracts uniformly toward the center, the gap 16 between the steel pipe 9 and the concrete 2 is 0.4 tax, (
As shown in b), in the case of eccentric contraction, the gap is 1
6 is 0.8 gourd. Here, if the height h of the protrusion is set to be equal to or greater than these values as shown in (C), deterioration of the adhesive strength due to shrinkage over time can be prevented.
次に本発明に係る突起付鋼管の一例を示せば第18図の
通りである。図において14は突起である。Next, an example of a steel pipe with projections according to the present invention is shown in FIG. 18. In the figure, 14 is a protrusion.
上記の実施例では、拡底場所打ち鉄筋コンクリート杭に
本発明を実施した場合を示しだが、本発明は拡底しない
場所打ち鉄筋コンクリート杭にも実施し得ることは云う
迄もない。また、突起の一例を第18図に示したが、本
発明はこれに限定するものではなく、他の形状9寸法の
ものも使用することができる。In the above embodiment, the present invention is applied to a cast-in-place reinforced concrete pile with an expanded bottom, but it goes without saying that the present invention can also be applied to a cast-in-place reinforced concrete pile without an expanded bottom. Further, although an example of the protrusion is shown in FIG. 18, the present invention is not limited to this, and other shapes and dimensions of nine dimensions can also be used.
以上の説明から明らかなように、本発明によれば、杭頭
の鉄筋を無くすか、又は減らして突起付き鋼管巻きとし
たことによシ、杭頭を波頭鉄筋コンクリート杭はど剛に
せず、地盤変位による杭頭曲げモーメントを小さく抑え
ることができ、また拡底した場合も拡底により大きくな
った水平力を処理できる。さらに鋼管を突起付きとした
ととによシ、鋼管とコンクリートの付着強度は増加し、
かつ靭性あるものとな夛、また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肌離れが生じても鋼管
の突起によシ、良好力付着力が期待できる。したがって
耐震設計の場所打ち杭に実施して効果顕著である。As is clear from the above description, according to the present invention, by eliminating or reducing the reinforcing bars on the pile head and using a steel pipe wrapped with protrusions, the corrugated reinforced concrete pile does not have to be stiff, and the pile head is not stiffened. It is possible to suppress the bending moment of the pile head due to displacement, and even when the bottom is expanded, it is possible to handle the increased horizontal force due to the bottom expansion. Furthermore, by adding protrusions to the steel pipe, the adhesion strength between the steel pipe and concrete increases.
It is also tough and can be expected to provide good adhesion to the protrusions of the steel pipe even if the concrete and steel pipe become separated due to shrinkage of the concrete over time. Therefore, the effect is significant when applied to cast-in-place piles designed for earthquake resistance.
第1図(a)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図は地震発
生時の杭の歪を観測したときの地盤条件図、第6図(a
)は地震発生時の杭の歪を観測したときの杭構造図、(
b)はそのときの庭部の曲げ歪分布図、(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)は地盤変位による曲げモーメント
分布図、(d)は杭頭水平力による曲げモーメント分布
図、(、)は両者を合成した曲げモーメント分布図、第
7図は波頭した場所打ち鉄筋コンクリート杭の構成図、
第8図(a)は地盤変位による曲げモーメント分布図、
(b)はその地盤条件図、第9図(a) 、 (b)は
本発明実施例の縦断面図、第10図は杭−股部の径に対
する材工費の分布図、第11図(、)はプロムスの方法
でめだせん断力分布図、(b)は同じく曲げモーメント
分布図、第12図(a)は鋼管巻きコンクリートの正面
図、(b)は平面図、(c)は曲げモーメント分布図、
(d)はコ、ンクリートの応力分布図、第16図は付着
応力の特性図で、(a)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
位と付着応力の特性図で、(b)は強度に達した後のく
シ返しに対して強度が劣。
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(a)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図のブロックに繰シ返し引抜力を加えた
場合の付着応力度と相対変位の関係図、第17図(a)
、 (b) 、 (c)は直径2000mmの場合の
コンクリートの経時収縮の状態図、第18図は突起付鋼
管の構成図である。
1;杭、2;コンクリート、6;拡底部、5;鉄筋、6
1突起付鋼管、14;突起。
代理人 弁理士 木 村 三 朗
(o) (b)
第8図
(al lbン
\@1デモ・メート(t、m)→ −Nイ直[+1
鼾15図
1/+1
(べ1.童 1
第17図
(a) (b)
(C)Figure 1 (a) is a schematic diagram of a cast-in-place pile using the conventional design method, (b) is its bending moment distribution diagram, Figure 2 is a diagram of the ground conditions when pile strain was observed during an earthquake, and Figure 6 (a
) is a pile structure diagram when strain of the pile was observed during an earthquake, (
b) is the bending strain distribution diagram of the garden area at that time, (c) is the bending strain distribution diagram of the slanted pile, Figure 4 is the model diagram of the model vibration experiment, and Figure 5 is the diagram of the bending strain distribution of the garden.
Figures (a) and (b) are bending strain distribution diagrams of piles in model vibration experiments, Figure 6 (a) is a schematic diagram of cast-in-place piles, and (b)
is a ground displacement diagram, (c) is a bending moment distribution diagram due to ground displacement, (d) is a bending moment distribution diagram due to horizontal force on the pile head, (,) is a bending moment distribution diagram that combines both, and Figure 7 is a wave crest diagram. Configuration diagram of cast-in-place reinforced concrete piles,
Figure 8(a) is a bending moment distribution diagram due to ground displacement.
(b) is a diagram of the ground conditions, Figures 9 (a) and (b) are longitudinal cross-sectional views of the embodiment of the present invention, Figure 10 is a distribution diagram of material costs with respect to the diameter of the pile-crotch, and Figure 11 ( ,) is a shear force distribution diagram using the Promus method, (b) is a bending moment distribution diagram, Figure 12 (a) is a front view of steel pipe wrapped concrete, (b) is a plan view, and (c) is a bending diagram. moment distribution map,
(d) is a stress distribution diagram of steel pipe and concrete, Figure 16 is a characteristic diagram of adhesive stress, (a) is a characteristic diagram of change in adhesive stress with time, (b) and (c) are the relative relationship between steel pipe and concrete. In the characteristic diagram of displacement and adhesion stress, (b) is inferior in strength to the bending after reaching strength. (c) is a characteristic diagram when no deterioration occurs,
Figure 14 is a block diagram of the steel pipe-concrete adhesive strength test block, Figure 15 (a) is a plan view of the steel plate with protrusion and concrete adhesive stress test block, (b) is a side view, and Figure 16 is the 15 Diagram showing the relationship between adhesive stress and relative displacement when repeated pulling force is applied to the block shown in the figure, Figure 17 (a)
, (b) and (c) are state diagrams of concrete shrinkage over time in the case of a diameter of 2000 mm, and FIG. 18 is a configuration diagram of a steel pipe with projections. 1; Pile, 2; Concrete, 6; Expanded bottom part, 5; Rebar, 6
1 Steel pipe with protrusion, 14; protrusion. Agent Patent Attorney Sanro Kimura (o) (b) Fig. 8 (al lbn @ 1 demo mate (t, m) → -N I direct [+1 snoring 15 Fig. 1/+1 (be1. 1 Figure 17 (a) (b) (C)
Claims (1)
、頭部を鋼管、巻き鉄筋コンクリート又は鋼管巻きコン
クリートにしたことを特徴とする場所打ち鉄筋コンクリ
ート杭。A cast-in-place reinforced concrete pile characterized by using a steel pipe having protrusions formed by rolling on the inner surface, and having a head made of a steel pipe, rolled reinforced concrete, or steel pipe wrapped concrete.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP15416583A JPS6047117A (en) | 1983-08-25 | 1983-08-25 | Cast-in-place reinforced concrete pile |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP15416583A JPS6047117A (en) | 1983-08-25 | 1983-08-25 | Cast-in-place reinforced concrete pile |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS6047117A true JPS6047117A (en) | 1985-03-14 |
Family
ID=15578251
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP15416583A Pending JPS6047117A (en) | 1983-08-25 | 1983-08-25 | Cast-in-place reinforced concrete pile |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS6047117A (en) |
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2012001974A (en) * | 2010-06-17 | 2012-01-05 | Daiwa Odakyu Construction Co Ltd | Pc joint structure between pile and foundation of construction |
CN104018492A (en) * | 2014-06-27 | 2014-09-03 | 海南大学 | Bamboo reinforced concrete pile |
Citations (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JPS5112164U (en) * | 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 |
-
1983
- 1983-08-25 JP JP15416583A patent/JPS6047117A/en active Pending
Patent Citations (3)
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