JPS61229018A - 杭頭固定の高強度コンクリ−ト合成杭 - Google Patents

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。

Description

【発明の詳細な説明】 ３、発明の詳細な説明 本発明は，構造物基部に杭頭を剛結する遠心力で成形し
た高強度コンクリート杭（高強度モルタル杭を含む。）
の構造に関し，その目的は地震時の水平力による杭頭拘
束モーメントに耐え得，且つ経済性及び作業性に富む耐
震基礎杭を提供することにある。

構造物基部に杭頭を剛結する場合と，杭頭を自由にする
場合とでは，地震時に杭が受ける曲げモーメントには大
きな差がある。また，地震時に作用する剪断力は，杭頭
条件にかかわらず杭頭に最大に作用する。この最大剪断
力に対応する手段をあわせ考えると，杭は構造物基部に
杭頭を剛結する方法が望ましい。

本発明の対象とする杭頭剛結の基礎杭では，地中深くま
で曲げモーメントを受ける頭部自由の杭とは異なり，そ
の杭頭拘束モーメントは，杭の頭部に局部的に作用し急
傾斜をなして減少するものと分析される。以下の分析に
ついては，建設省建築技術審査委員会，建築基礎小委員
会，昭和５９年６月作成の「地震力に対する建築物の基
礎の設計指針」における（水平力に対する検討・１９ペ
ージないし２４ページ）及びコンクリートポールパイル
協会発行，昭和４１年８月２５日初版発行の「コンクリ
ートパイルハンドブツク」の（２５８ページの表１１・
３０）を参照する要があると思われる。

Ｙ．Ｌ．Ｃｎａｎｇのタワミ理論に基ずくと，杭頭固定
の場合の杭頭拘束モーメントＭｏはＭｏ＝Ｈ／２β−−
−−−−−−−（ａ）Ｈ：地震時の水平力 パイル各部の曲げモーメントＭは Ｍ＝Ｈ／２βｌ−βｘ（ｓｉｎβｘ−ｃｏｓβｘ−−−
−（ｂ）地中部最大曲げモーメントＭｍは Ｍｍ＝−０．２０７９Ｍｏ−−−−−−−−（ｃ）上記
Ｍｍの地中部深さｌｍは ｌｍ＝π／２β−−−−−−（ｄ） 第１図に示す基礎杭１の頭部は，基礎スラブ２に所要長
さ埋設して剛結される。この基礎スラブ２と杭１との結
合底面の位置をＰ点と定める。上記（ｄ）式におけるｌ
ｍ点とＰ点との間に（ｂ）式の曲げモーメントをゼロと
するＰ点からの深さｘが必ず一つ存在する。この深さｘ
の点をＱ点とする。このＱ点の曲げモーメントをゼロと
おいて（ｂ）式を解くと，周式の（ｓｉｎβχ−ｃｏｓ
βχ）の複合項がゼロとなることが必要且つ充分な条件
となり，この複合項をゼロとおくと ｓｉｎβχ−ｃｏｓβχ＝０ 従つて　ｓｉｎβχ＝ｃｏｓβχ ∴βχ＝４５°＝π／４ 従つて　χ＝π／４β これを前記ａ，ｂ，ｃ及びｄ式にならつて，曲げモーメ
ントがゼロとなるＱ点の深さｘをｌａと書き替えると，
この深さｌａは，次の新しい公式（Ａ）によつて示され
る。

ｘ＝ｌａ＝π／４β−−−−−−−（Ａ）上記公式（Ａ
）が，本発明の根幹となる重要公式である。本発明では
Ｑ点の深さきでの曲げモーメントを，杭頭拘束モーメン
トの影響域とみなし，この区間のモーメントを便宜上同
一名称の杭頭拘束モーメントと呼称する。

杭１の基礎スラブ２内の埋込み長さをｙとする。本発明
の基本となる技術上の考え方は，上記埋込み長さｙと，
Ｑ点のＰ点からの深さＸとの和の区間を，頭部を基礎ス
ラブ２に剛結した杭の強化すべき必要長さの強化区間と
定めることにある。分析を深めると，０．６ｘの深さに
おける頭部拘束モーメントは，Ｐ点における最大拘束モ
ーメントの１／３以下に低下し，通常の場合高強度ＰＣ
杭で対応できるが，安全を考慮し杭頭拘束モーメントが
ゼロとなるＱ点までの深さを必要長さの強化区間と定め
た。従つて安全を加味した必要強化区間の杭頭からの長
さＬはＬ＝ｘ＋ｙ−−−−−−（Ｂ） 一方，以上に列記したａ，ｂ，ｃ，ｄ及びＡ式における
βは次式で示される。

β＝■（ｃｍ−１）−−−−−（ｌ） Ｋｎ：水平方向地盤及力係数　（ｋｇｆ／ｃｍ３）Ｂ：
杭の外径　（ｃｍ） Ｅ：高強度コンクリートの弾性係数 （４００，０００ｋｇｆ／ｃｍ２） Ｉ：杭の換算断面２次モーメント（ｃｍ４）なお上記Ｋ
ｎの値は，上層地盤（本発明では基硬スラブ２の底面か
ら３メートルないし５メートル，場合によつては８メー
トル内外の深さまでよいう。）が砂質土の場合 Ｋｎ＝０．８ＥＯＢ−３／４−−−−−−（ｈ）（Ｅｏ
＝７Ｎ＝７ｋｇｆ／ｃｍ２ＸＮ）Ｎ：標準貫入試験にお
けるＮ値 他の土質では，地盤の変形係数Ｅｏは地盤の土質試験に
基ずく。

上記Ｋｈは日本道路協会「道路橋示方書・同解説（昭和
５５年）」より導入されたもので信頼性が高い。

以上に述べた基礎的考察に基ずき。本発明を具体的事例
に従つて説明する。第２図に示す外径５０ｃｍの高強度
コンクリート合成杭１（以下合成杭という。）は，外殻
となる鋼管３を装着した上方部のＳＣ部１ｓと，これよ
り下方のＰＣ部１ｐから構成される。鋼管３の内面には
，軸方向線と直角をなす方向，すなわち上部端板４に平
行する方向に，輪状の突条５，５，５−−−−−−−が
多設に突設され，その設置間隔はほぼ等しい。

合成杭１の全長にＰＣ鋼棒６が配筋され，ＳＣ部１ｓの
鋼管３の板厚は９ｍｍとする。鋼管３とコンタリート７
との弾性係数比は，実験値に即した５．２５の値を用い
る。なお，図面ではＰＣ鋼棒６の周りの巻筋は省略して
ある。ＰＣ鋼棒６の下端部は，下杭と接続する通常の定
着板（公知のため図示せず。）に固着するが，ＰＣ鋼棒
６の上端部はコンクリート７に自働走着し，コンクリー
トにプレストレスが導入されるが，このプレストレスは
多段の突条５，５−−−−を介し，鋼管３にも導入され
る。

施工地の上層地盤は，Ｎ値１（Ｅｏ＝７ｋｇｆ／ｃｍ３
）の極めてゆるい砂質地盤と仮定する。以上の条件に従
つて上記合成杭１の強化すべき必要強化区間の概算値を
求めることとする。鋼管３をコンクリートに換算した板
厚は約４．７ｃｍ，従つて鋼管３の換算断面２次モーメ
ントＩｓはＩｓ＝０．０４９×（５３．８４−４４．４
４）＝２２０，０８４ｃｍ４ＳＣ部Ｉｓのコンクリート
７の断面２次モーメントＩｃ（概算上ＰＣ鋼棒６は無視
する。）はＩｃ＝０．０４９×（４８．２４−３４４）
＝１９８，９９４ｃｍ４従つてＳＣ部Ｉｓの総換算断面
２次モーメントＩは Ｉ＝Ｉｓ＋Ｉｃ＝４１９，０７８ｃｍ４次にＮ値１を（
ｈ）式に代入すると，Ｋｈの値は０．２９７８ｋｇｆ／
ｃｍ３となる。以上のＩ及びｋｈの値を（ｅ）式に代入
し，βの概算値を求める。

β＝■＝０．２１７（ｍ−１） このβの値を（Ａ）式に代入し，杭頭拘束モーメントが
ゼロとなるＱ点のＰ点からの深さｘの値を求める。

ｘ＝ｌ■＝π／４β＝３．１４１６／４×０．２１７＝
３．６１９≒３．６ｍ ＳＣ部１ｓの基礎スラブ２への埋込長さｙを５０ｃｍと
すると，（Ｂ）式のＬの長さはＬ＝ｘ＋ｙ＝３．６＋０
．５＝４．１ｍすなわち，本例の合成杭１のこの上層地
盤における強化すべき必要強化区間の長さは，　約４．
１メートルとなる。特許請求の範囲に記載された必要強
化区間とは，施工地の上層地盤の変形係数Ｅｏ。に基ず
き，以上の算定方法を用いた場合の杭頭からの強化区間
の長さをいうものである。但し，合成杭１の実用に際し
ては，格別に軟弱な地盤が深く続く場合などでは，杭頭
拘束モーメントの影響が計算値より更に深部に達するこ
とが想定され，上層地盤の変形係数Ｅｏが，２０ｋｇｆ
／ｃｍ２（ほぼＮ値３に相当する。）以下の場合は，特
殊な場合とし，Ｐ点からの深さを計算されたｘの値の１
．５倍までを強化区間として鋼管３の装着長さとするこ
とが望ましい。

上層地盤の変形係数を２０ｋｇｆ／ｃｍ２としたときの
Ｋｈ値は０．８５１ｋｇｆ／ｃｍ３，βの値は０．２８
２ｍ−１となる。従つて，杭頭拘束モーメントがゼロと
なるＱ点の深さは ｘ＝３．１４１６／４×０．２８２＝２．７８ｍまた，
地震時に作用する水平力を１６トンとした場合，杭頭変
位ｙｏは ｙｏ＝Ｈ／４ＥＩβ３ＲＹｏ ＝１６×１０３×１．０／４×４．０×１０５×４．１
９×１０５×０．００２８２３＝１．０６４ｃｍ 杭頭変位は比較的小さく，変形係数２０ｋｇｆ／ｃｍ２
の地盤の抵抗力はかなり有効に働らく。

本発明の実施に際しては，合成杭のＳＣ部とＰＣ部との
剛性に差があるので，両者の境界部に有害なタワミの急
変が生ぜぬよう鋼管の装着長さを充分に設計する手段，
又は境界部近傍のＰＣ部を補剛する手段によつてタワミ
の急変の影響を和らげる。次に例示合成杭における量産
化容易な製作設計を示す。

（１）上層地盤の変形係数が２０ｋｇｆ／ｃｍ２以上の
場合規格品として鋼管の長さを５．０メートルとし，同
係数が上記未満の場合は特別に鋼管の長さを６．５メー
トルとする。

（２）鋼管の長さを一律に５．０メートルとし，変形係
数が２０ｋｇｆ／ｃｍ２未満の地盤では，ＰＣ部１ｐの
上方部に長さ２．０メートル内外の無応力鋼材を所要量
配設し，ＳＣ部１ｓとＰＣ部１ｐとの境界近傍のＰＣ部
１ｐを補剛する。

（３）全製品を軟弱地盤用として製作する。

もちろん，上記（１）及び（２）における変形係数の値
は３０ｋｇｆ／ｃｍ２を境い目としてもをく，鋼管の装
着長さは多少長めにして安全性を高めるなど，実施企業
の技術者の適切な判断によつて定の得る。なお，長尺鋼
管の自動切断装置及び短尺鋼管の自動溶接装置が完備す
る場合は，設計に即応する最も合理的な合成杭が得られ
るので，上記便法は必ずしも必要としない。これらのこ
とは，第３図に示す合成杭にも適用される。また上記の
計算では，鋼管３の板厚には腐食を見込まなかつたが，
腐食の進行に従つてＳＣ部１ｓの換算断面２次モーメン
トＩが減少し，βの値が増し，Ｑ点の深度が浅くなり安
全側に推移することとなる。

次に，第３図に示される合成杭１の特長を説明する。Ｓ
Ｃ部１ｓの鋼管端部に連結した上部端板４の板厚を厚く
し，これに所要数のネジ穴８を設ける。また，定着板９
に円筒１０を連結した金具を，銅管３の他端に挿入し，
この円筒１０の端部と鋼管３とを溶接連結し，この定着
板９にＰＣ鋼棒６を定着させる。コンクリート７にプレ
ストレスを導入する手段は，当業界の技術者には明細な
説明及び図面を要せず容易に理解が得られるであろう。

すなわち製法を略説すれば，ＳＣ部１ｓの上部端板４の
ネジ穴８に所要数のネジ付き鋼棒をねじ込み，この鋼棒
群を一方の端面型枠にナツトで取付け上部端板４を一方
の端面型枠に固定し，ＰＣ部１ｐの端部に設けた鋼棒定
着板を，引張り装置に固定し，外面型枠を反力体として
この引張り装置てＰＣ鋼棒６を引張り，この引張り装置
を他方の端面型枠に固定し，この状態でコンクリートポ
ンプなどを用いて鋼管３及び外面型枠内にコンクリート
を供給し，そののち遠心力成形を行う。コンクリートの
クリープその他の損失を見込み，外径が５０ｃｍのＣ種
（有効プレストレス１００ｋｇｆ／ｃｍ２）のＰＣ杭を
得るには，初緊張力は１２５，０００ｋｇ内外を必要と
する。緊張工程時，この合成杭１ではＰＣ鋼棒６及び鋼
管３が緊張される。板厚９ｍｍの鋼管３の断面積は約１
３８．８ｃｍ２で，初期緊張時の鋼管３の引張応力度は
約９００ｋｇｆ／ｃｍ２となる。従つて，合成杭１にプ
レストレスを導入する工程時，ＰＣ部１ｐのコンクリー
ト７だけでなく，鋼管３の引張応力にみあつたプレスト
レスがＳＣ部１ｓのコンクリート７にも導入される。

鋼管３の初緊張時の状態を微細にみれば，鋼管３の板厚
は原寸法より薄くなり，その外径は縮小し，逆にその内
径は拡大する。コンクタートはこの拡大された鋼管３の
内周面に密着し硬化する。次にプレストレス導入時には
，コンクリートの圧縮抵抗力と鋼管の引張抵抗力とが平
衡してＳＣ部１ｓのコンクリート７にプレストレスが導
入されるが，この工程時鋼管３の引張応力はプレストレ
スの導入に消費され，初緊張時の引張応力度からいつき
に減少し，コンクリート７には軸方向及び軸心に向う方
向（向心方向）の両方のプレストレスが作用する。この
時点からコンクリート７のクリープ及び乾燥収縮が進行
する。鋼管３に残留する７００ｋｇｆ／ｃｍ２内外の軸
方向の引張応力と平衡するコンクリート７のプレストレ
スが，コンクリート７のクリープ及び乾燥収縮の作用で
減少する過程で，鋼管３の軸方向の伸びが低下するとと
もに，鋼管３の内径が漸次縮小し，鋼管３とコンクリー
ト７との接面部に，鋼管３の弾性復元力による強制的圧
着力が作用する，すなわち，第３図に示された合成杭は
，鋼管３の弾性復元力を活用し，鋼管３の内径の縮小に
よつて鋼管３とコンクリート７との長期的一体化を保持
させる特殊手段を講じたものである。鋼管の初期緊張時
の引張応力度を１２００ｋｇｆ／ｃｍ２内外に上昇させ
内部コンクリートにプレストレスを導入し，この鋼管コ
ンクリートを戸外に放置する場合でも，比較的短期間に
コンクリートの軸方向プレストレスがほとんど消失し，
鋼管の軸方向引張応力がゼロに近く低下することは，コ
ンクリートのクリープ及び乾燥収縮の進行状況から推し
て当然のことである。しかも，直ちに地下に埋設され，
上部構造物の軸力が更に加わる本合成杭では，鋼管３の
軸方向残留引張圧力は，極く短期間に消滅することが予
測される。

以上述べた鋼管３とコンクリート７との圧着手段を講じ
た場合，現行のＳＣ杭のコンクリートに用いる膨張材そ
の他の混和材を必要とせず，オートクレーブ養生によつ
て圧縮強度・８００ｋｇｆ／ｃｍ２以上の高強度コンク
リートを得ることができる。第３図に示された鋼管３を
緊張し，鋼管内のコンクリートに一時的ブレストレスを
導入し，鋼管とコンクリートとの圧着■を長年月維持さ
せる上記手段は，現行慣用のＳＣ杭にそのまま用いて有
効であり，膨張材その他の混和材を要せぬ上記手段の有
用性は高い。更に第２図に示された突条５を設けた鋼管
３に，上記手段を講ずると，鋼管３とコンクリート７と
の密着性が格別に増大し，現時点までには得られない恒
久的一体度の高いＳＣ杭が得られる。地震時の曲げモー
メントによつて引張側のコンクリートに毛状ひびわれが
発生しても，そのひびわれは多数の突条５，５−−−−
−−の構成によつて拡大せず，健全な大部分のコンクリ
ートの引張抵抗力が有效に働らき，ＳＣ杭の抵抗曲げモ
ーメントを顕着に増大させ，地震時の許容曲げモーメン
トの高揚を図り得る。

以上に説明した本発明の合成杭は，施工現場の上層地盤
の硬軟に応じ変化する変形係数に基ずき，杭頭拘束モー
メントがゼロとなるＱ点の深さを求め，杭の上端からＱ
点に至る長さよ必要にして欠くことのできない強化区間
とし，この区間を強化し得るに足る充分な長さの鋼管を
杭の上方に装着し，このＳＣ部１ｓの構成によつて杭頭
拘束モーメントに対応し，通常の場合，杭頭拘束モーメ
ントの約２０％に過ぎない地中部最大曲げモーメントに
対しては，本合成杭の下方のＰＣ部１ｐの構成によつて
対応するものである。

鋼管の板厚を９ｍｍとした外径５０ｃｍより小径の杭で
はＱ点の深さは本例の場合より浅くなり，外径５０ｃｍ
以上の大径の杭ではＱ点の深さは本例の場合より深くな
り，且つ，同一外径の杭でも鋼管の板厚の変化に応じて
Ｑ点の深さが変化するので，本合成杭に装着する鋼管の
長さは，施工地の上層地盤の状況及び合成杭の種類によ
つてそれぞれ適切に定められる。

長さ４メートルないし６メートルの短かいＳＣ杭（外殻
鋼管付さ高強度コンクリート杭）を製造することは容易
であるが，例えば，長さ３０メートルの継杭を要する施
工地では，この短かいＳＣ杭では継手が２か所になる。

継手を１か所にするには，長さ１５メートルのＳＣ杭が
必要となり，製造原価が高価で経済性に乏しい。

一方この合成杭では，上方に４メートルないし６メート
ルの短かい鋼管を装着した長さ１５メートルの経済性の
高い合成上杭を用い，長さ１５メートルの下杭と接続し
得る。継手か所をできるだけ少くすることは，その結果
として杭の継手部に生ずる曲がりを少くすることとなり
，杭の鉛直支持力上及び地震時の曲げモーメントに対し
力学上有効な手段である。すなわち，杭頭を拘束する本
発明の高強度コンクリート合成杭は，経済性の高い耐震
基礎杭であるとともに，施工地における杭の継手作業を
軽減せしめる特長をもち，その有用性は高い。

【図面の簡単な説明】

第１図は，杭頭を基礎スラプに剛結した杭に作用する曲
げモーメントの変動図，第２図は，内面に突条を設けた
鋼管を上方部に装着した杭の全長にＰＣ鋼棒を配設した
高強度コンクリート合成杭の一部縦断面図，第３図は，
上方部に鋼管を装着し，下方部だけにＰＣ鋼棒を配設し
た高強度コンクリート合成杭の一部断面図である。 図面中，符号Ｐ…杭の剛結部下面の位置，Ｑ…曲げモー
メントがゼロとなる位置，Ｍ…曲げモーメント，１…本
合成杭，３…外殻鋼管，６…ＰＣ鋼棒，７…高強度コン
クリート。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 杭の上端から、杭頭拘束モーメントがゼロとなるπ／（
   ４β）の地中部深さまでの区間を、必要強化区間と定め
   、この区間を強化し得るに足る長さの外殻鋼管を杭の上
   方に装着し、杭の下方又は杭の全長にプレストレスを導
   入することを特徴とする杭頭固定の高強度コンクリート
   合成杭。 （上記必要強化区間の内容については、発明の詳細な説
   明の欄参照。）