JPS6223715A - 仮性プレストレストｓｃ杭の製造方法 - Google Patents
仮性プレストレストｓｃ杭の製造方法Info
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- JPS6223715A JPS6223715A JP16475985A JP16475985A JPS6223715A JP S6223715 A JPS6223715 A JP S6223715A JP 16475985 A JP16475985 A JP 16475985A JP 16475985 A JP16475985 A JP 16475985A JP S6223715 A JPS6223715 A JP S6223715A
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- concrete
- pile
- stress
- piles
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- Manufacturing Of Tubular Articles Or Embedded Moulded Articles (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、現行慣用の外殻鋼管付きコンクリート杭（以
下ＳＣ杭という）の改良に関し９本発明の特殊手段によ
りて、地中に設置され上部構造物の常時の軸力を受ける
ＳＣ杭の鋼管及びコンクリートの応力状態を望ましい状
態にし、地震時の耐震能力を顕著に向上させることを目
的とする。
下ＳＣ杭という）の改良に関し９本発明の特殊手段によ
りて、地中に設置され上部構造物の常時の軸力を受ける
ＳＣ杭の鋼管及びコンクリートの応力状態を望ましい状
態にし、地震時の耐震能力を顕著に向上させることを目
的とする。
基礎杭として最も重要なことは、地中に設置され構造物
の荷重を受ける杭の耐震保有能力が果してどれだけある
かが鰻重要事であって、地上における杭の曲げ試験及び
圧縮試験は単なる参考資料に過ぎない。コンクリートに
膨張材を混和したＳＣ杭、又は鋼管内面に多数の突条を
設けたＳＣ杭ではコンクリートと鋼管とが一体に挙動し
、鉄筋比の大ぎい鉄筋コンクリートと同一な性質となる
。
の荷重を受ける杭の耐震保有能力が果してどれだけある
かが鰻重要事であって、地上における杭の曲げ試験及び
圧縮試験は単なる参考資料に過ぎない。コンクリートに
膨張材を混和したＳＣ杭、又は鋼管内面に多数の突条を
設けたＳＣ杭ではコンクリートと鋼管とが一体に挙動し
、鉄筋比の大ぎい鉄筋コンクリートと同一な性質となる
。
コンクリートの乾燥収縮及びクリープの作用によって、
鉄筋比の大きい鉄筋コンクリートでは特に鉄筋の圧縮応
力が異状に大きくなり、逆にコンクリートの圧縮応力が
異状に小さくなる現象が生ずることは既に明らかにされ
ている。鋼管とコンクリートとの断面積比すなわち鋼管
比の大きいＳＣ杭にも９以上の現象が生ずることを否定
することはできない。圧縮強度８００￥ｉの高強度コン
クリートの乾燥収縮歪みは０．０００２ないしｏ、 ｏ
ｏ 。
鉄筋比の大きい鉄筋コンクリートでは特に鉄筋の圧縮応
力が異状に大きくなり、逆にコンクリートの圧縮応力が
異状に小さくなる現象が生ずることは既に明らかにされ
ている。鋼管とコンクリートとの断面積比すなわち鋼管
比の大きいＳＣ杭にも９以上の現象が生ずることを否定
することはできない。圧縮強度８００￥ｉの高強度コン
クリートの乾燥収縮歪みは０．０００２ないしｏ、 ｏ
ｏ 。
２５、コンクリートのクリープ係数は１，５ないし２．
０とされているが、コンクリートの品質のバラツキ及び
設置方法、設置場所の湿度などの変化を考慮し、安全上
乾燥収縮歪みを０．０００２５．クリープ係数を２．０
と設定すると、外径５０ｃｒｎ・鋼管の板厚４．５ｆｌ
のＳＣ杭に、材齢７０日ないし８０日の時点で６０トン
の荷重が作用した際の圧縮応力を試算すると、鋼管の腐
食を２閣とした残留鋼管の圧縮応力度は約７６５Ｖ、コ
ンクリートの圧縮応力度は約３０￥ｉと算定され、鋼管
の圧縮応力度は５ＴＫ４１を用いた慣用の鋼管の降伏点
応力度２４００Ｙｉの約３２％、コンクリートの圧縮応
力・度はコンクリートの地震時許容曲げ圧縮応力度４０
０驚の約７．５９６となり、鋼管の圧縮応力度が著しく
先行する。従って地震時に際し、鋼管がさきに降伏点応
力度に達し、高強度コンクリートの抵抗力を充分活用で
きないこととなる。大部分の鋼管の降伏点応力度が、公
称の降伏点応力度を大きく超えていることが実状であっ
ても、バラツキが生じ小数の鋼管の降伏点応力度が公称
の降伏点応力度の近傍にあることも実状であり、単体の
鋼管を用いるＳＣ杭では特に公称の降伏点応力度を基準
としなければならない。
０とされているが、コンクリートの品質のバラツキ及び
設置方法、設置場所の湿度などの変化を考慮し、安全上
乾燥収縮歪みを０．０００２５．クリープ係数を２．０
と設定すると、外径５０ｃｒｎ・鋼管の板厚４．５ｆｌ
のＳＣ杭に、材齢７０日ないし８０日の時点で６０トン
の荷重が作用した際の圧縮応力を試算すると、鋼管の腐
食を２閣とした残留鋼管の圧縮応力度は約７６５Ｖ、コ
ンクリートの圧縮応力度は約３０￥ｉと算定され、鋼管
の圧縮応力度は５ＴＫ４１を用いた慣用の鋼管の降伏点
応力度２４００Ｙｉの約３２％、コンクリートの圧縮応
力・度はコンクリートの地震時許容曲げ圧縮応力度４０
０驚の約７．５９６となり、鋼管の圧縮応力度が著しく
先行する。従って地震時に際し、鋼管がさきに降伏点応
力度に達し、高強度コンクリートの抵抗力を充分活用で
きないこととなる。大部分の鋼管の降伏点応力度が、公
称の降伏点応力度を大きく超えていることが実状であっ
ても、バラツキが生じ小数の鋼管の降伏点応力度が公称
の降伏点応力度の近傍にあることも実状であり、単体の
鋼管を用いるＳＣ杭では特に公称の降伏点応力度を基準
としなければならない。
本発明は、構造物の荷重を受ける地中のＳＣ杭が、コン
クリートの乾燥収縮及びクリープによつい て鋼管とコンクリートとの軸力負担に著し７不均衡が生
ずることに着目し、常時の軸力を受ける鋼管とコンクリ
ートとの圧縮応力を望ましい状態となるように制御する
ものである。この応力制御の手段として本発明では、Ｓ
Ｃ杭の製造時鋼管を緊張した状態にし、鋼管内に供給し
たコンクリートに遠心力成形をほどこし、所要の養生を
行ない。
クリートの乾燥収縮及びクリープによつい て鋼管とコンクリートとの軸力負担に著し７不均衡が生
ずることに着目し、常時の軸力を受ける鋼管とコンクリ
ートとの圧縮応力を望ましい状態となるように制御する
ものである。この応力制御の手段として本発明では、Ｓ
Ｃ杭の製造時鋼管を緊張した状態にし、鋼管内に供給し
たコンクリートに遠心力成形をほどこし、所要の養生を
行ない。
コンクリートの硬化後鋼管の緊張を解いてコンクリート
に仮性のプレストレスを導入する方法を用いる。以下図
面に従って本発明の仮性プレストレス導入時杭（以下Ｔ
ＰＳＣ杭と略称する。）を説明する。鋼管１の両端には
連結金具２が一体に溶接され、連結金具２に所要数のネ
ジ孔３を設ける。
に仮性のプレストレスを導入する方法を用いる。以下図
面に従って本発明の仮性プレストレス導入時杭（以下Ｔ
ＰＳＣ杭と略称する。）を説明する。鋼管１の両端には
連結金具２が一体に溶接され、連結金具２に所要数のネ
ジ孔３を設ける。
この鋼管１を本体型枠４内に収容し２両端の連結金具２
のネジ孔３に所要数のネジ鋼棒５をねじ込み、このネジ
鋼棒５を、固定側端部型枠６及び連結盤７に設けた所要
数の透孔８に差通してナツト９で定着固定する。連結盤
７に一体に突設した緊張棒１０を緊張側端部型枠１１の
透孔８に差通す。
のネジ孔３に所要数のネジ鋼棒５をねじ込み、このネジ
鋼棒５を、固定側端部型枠６及び連結盤７に設けた所要
数の透孔８に差通してナツト９で定着固定する。連結盤
７に一体に突設した緊張棒１０を緊張側端部型枠１１の
透孔８に差通す。
図面では本体型枠４を反力主体として緊張棒１０を引張
るジヤツキ装置は省略しであるが、このジヤツキを作動
して緊張棒１０を引張り、鋼管１に所定の緊張力を加え
、そののち大形ナツト１２を緊 緊張側端部型枠１１上に諦め込んで毀張棒１０を定着固
定する。符号１３は緊張前の鋼管ｌを安定させるリング
スペーサである。膨張材を混和したコンクリートは２以
上の組立緊張前に鋼管内に供給しておいてもよく、緊張
工程後に固定側端部型枠６の中央穴を径て供給してもよ
い。コンクリート１４の遠心機による締め固め、コンク
リート１４の養生は慣用のＳＣ杭と同様に行い、プレス
トレスの導入は慣用のＰＣ杭と同様に行うので説明は省
略する。この製造方法の独特な点は、初期プレストレス
の導入量にあって９本発明ではこれを仮性プレストレス
という。この初期の仮性プレストレスは、その後のコン
クリートの乾燥収縮、プレストレスによるコンクリート
のクリープ、及び構造物の実荷重によるコンクリートの
クリープによって減少し、更に緊張工程時の連結金具２
及び緊張側端部型枠１１などの弾性変形による損失。
るジヤツキ装置は省略しであるが、このジヤツキを作動
して緊張棒１０を引張り、鋼管１に所定の緊張力を加え
、そののち大形ナツト１２を緊 緊張側端部型枠１１上に諦め込んで毀張棒１０を定着固
定する。符号１３は緊張前の鋼管ｌを安定させるリング
スペーサである。膨張材を混和したコンクリートは２以
上の組立緊張前に鋼管内に供給しておいてもよく、緊張
工程後に固定側端部型枠６の中央穴を径て供給してもよ
い。コンクリート１４の遠心機による締め固め、コンク
リート１４の養生は慣用のＳＣ杭と同様に行い、プレス
トレスの導入は慣用のＰＣ杭と同様に行うので説明は省
略する。この製造方法の独特な点は、初期プレストレス
の導入量にあって９本発明ではこれを仮性プレストレス
という。この初期の仮性プレストレスは、その後のコン
クリートの乾燥収縮、プレストレスによるコンクリート
のクリープ、及び構造物の実荷重によるコンクリートの
クリープによって減少し、更に緊張工程時の連結金具２
及び緊張側端部型枠１１などの弾性変形による損失。
並びに杭の設置工程時頭部切りそろえの際鋼管の自動定
着による応力の損失によりて初期プレストレスがほぼ消
滅するか、場合によっては多少残存してもよい仮性のプ
レストレスである。杭頭を基礎スラブに剛結するおおか
たの杭では頭部拘束モーメントが特に大きいので、安全
上切りそろえ時の損失を２０％内外みこむ必要があり、
また杭頭を少くとも６０ｃｍ基礎スラブに埋込むことが
望ましい。
着による応力の損失によりて初期プレストレスがほぼ消
滅するか、場合によっては多少残存してもよい仮性のプ
レストレスである。杭頭を基礎スラブに剛結するおおか
たの杭では頭部拘束モーメントが特に大きいので、安全
上切りそろえ時の損失を２０％内外みこむ必要があり、
また杭頭を少くとも６０ｃｍ基礎スラブに埋込むことが
望ましい。
次に前記算例の杭種におけるＴＰＳＣ杭の設計例を示す
。プレストレス導入時のコンクリートのプレストレスを
８８．７４￥ｉ、鋼管の引張応力を１２５０Ｖとする。
。プレストレス導入時のコンクリートのプレストレスを
８８．７４￥ｉ、鋼管の引張応力を１２５０Ｖとする。
この杭種のコンクリートの断面積は９８６ｉ、鋼管の断
面積は’ｌ０ｃａである。プレストレスの全損失を２０
％とすると、このときの鋼管の引張応力の減少量△Ｓｌ
は △Ｓｌ ＝ １２５０Ｘ０．２＝２５０贅・・・・・・
（１）コンクリートの乾燥収縮は自由に進行するので。
面積は’ｌ０ｃａである。プレストレスの全損失を２０
％とすると、このときの鋼管の引張応力の減少量△Ｓｌ
は △Ｓｌ ＝ １２５０Ｘ０．２＝２５０贅・・・・・・
（１）コンクリートの乾燥収縮は自由に進行するので。
この収縮に対応する鋼管の引張応力の減少量△Ｓ２は
ΔＳ２＝ ０．０００２５Ｘ２１・１０’＝５２５暫・
・・・・・（２）ブレストレスレこよるコンクリートの
クリープは。
・・・・・（２）ブレストレスレこよるコンクリートの
クリープは。
このＴＰＳＣ？よプレストレスが漸次減少するの合で、
最初のプレストレス８８．７４′Ｍが持続する場合のク
リープの６０％と概算する。以上のクリープに対応する
鋼管の引張応力の減少量△Ｓ８はｎ：弾性係数比（５，
２５） ψ：クリープ係数（２，０） δＣｅ：初期プレストレス（８８，７４′￥ｉ）δγｅ
：鋼管の初期引張応力（１２５０Ｍ）上記ｎ、’ ｒ
ＪＣｅ、δγＣの数値を（３゜）式に代入すると、△
ｓａは また算例のＴＰＳＣ杭の材１１１６７０日ないし８０日
に、構造物の実荷重６０トンが作用すると、実荷重を受
けた当初にコノクリートが分担した軸力は、コンクリー
トのクリープによってその一部が鋼管に移行する。軸力
移行量Ｐｔは Ｐｔ ＝ Ｐｃ （１−１”） ＰＣ：コンクリートの最初の分担軸力、試算によれば４
８７０９ ｋｑとなる。
最初のプレストレス８８．７４′Ｍが持続する場合のク
リープの６０％と概算する。以上のクリープに対応する
鋼管の引張応力の減少量△Ｓ８はｎ：弾性係数比（５，
２５） ψ：クリープ係数（２，０） δＣｅ：初期プレストレス（８８，７４′￥ｉ）δγｅ
：鋼管の初期引張応力（１２５０Ｍ）上記ｎ、’ ｒ
ＪＣｅ、δγＣの数値を（３゜）式に代入すると、△
ｓａは また算例のＴＰＳＣ杭の材１１１６７０日ないし８０日
に、構造物の実荷重６０トンが作用すると、実荷重を受
けた当初にコノクリートが分担した軸力は、コンクリー
トのクリープによってその一部が鋼管に移行する。軸力
移行量Ｐｔは Ｐｔ ＝ Ｐｃ （１−１”） ＰＣ：コンクリートの最初の分担軸力、試算によれば４
８７０９ ｋｑとなる。
ｆ：ψ−Ｘ Ｏ，５＝ １
ｖ：ＰＥｓ÷（Ｅｃ 十ＰＥｓ ）
以上３゜よりて（１−１”Φ）の値は０．２８７となる
。従って軸力移行量Ｐ＋は Ｐｔ＝４３７０９Ｘ０．２３７＝１０３５９ｋｆこの軸
力移行ｆｉＰ＋を仮性プレストレスで吸収するために、
鋼管に必要とする引張応力度△ｓ４はΔ５４＝ｌｏｓ５
９；７ ０ ＝ １４８暫・・山・（４）以上に算定し
た１式、２式、３式及び４式は。
。従って軸力移行量Ｐ＋は Ｐｔ＝４３７０９Ｘ０．２３７＝１０３５９ｋｆこの軸
力移行ｆｉＰ＋を仮性プレストレスで吸収するために、
鋼管に必要とする引張応力度△ｓ４はΔ５４＝ｌｏｓ５
９；７ ０ ＝ １４８暫・・山・（４）以上に算定し
た１式、２式、３式及び４式は。
プレストレスの損失を含むコンクリートの乾燥収縮及び
クリープの全量を仮性プレストレスで吸収するために鋼
管に求められるプレストレス導入時の初期引張応力であ
って、初期引張応力ΔＳｔはΔＳｔ＝ΔＳｌ＋△Ｓ２＋
ΔＳ８＋ΔＳ４＝ ２５０＋５２５＋３２０＋１４８＝
１２４９￥ｉ上記△Ｓｔの値と設計値１２５０贅とはほ
とんど等しいとみなされる。すなわちコンクリートの乾
燥収縮とクリープの全量は仮性プレストレスに吸収相殺
される。従ってＴＰＳＣ杭には構造物の実荷重だけが作
用することとなる。実荷重６０トンは鋼管の換算断面積
とコンクリートの断面積との比に配分され、鋼管とコン
クリートとの分担軸力はそれぞれ１６２９１ ｋｆ及び
４３７０９紛となるが、コンクリートでは軸力移行量Ｐ
ｔを差引くと正味分担軸力は８８８５０ ｋｇとなる。
クリープの全量を仮性プレストレスで吸収するために鋼
管に求められるプレストレス導入時の初期引張応力であ
って、初期引張応力ΔＳｔはΔＳｔ＝ΔＳｌ＋△Ｓ２＋
ΔＳ８＋ΔＳ４＝ ２５０＋５２５＋３２０＋１４８＝
１２４９￥ｉ上記△Ｓｔの値と設計値１２５０贅とはほ
とんど等しいとみなされる。すなわちコンクリートの乾
燥収縮とクリープの全量は仮性プレストレスに吸収相殺
される。従ってＴＰＳＣ杭には構造物の実荷重だけが作
用することとなる。実荷重６０トンは鋼管の換算断面積
とコンクリートの断面積との比に配分され、鋼管とコン
クリートとの分担軸力はそれぞれ１６２９１ ｋｆ及び
４３７０９紛となるが、コンクリートでは軸力移行量Ｐ
ｔを差引くと正味分担軸力は８８８５０ ｋｇとなる。
このときの鋼管及びコンクリートの圧縮応力度はそれぞ
れ２３２．７驚及び８８．８９４となる。次に腐食を最
大２順とすると残留鋼管の終局圧縮応力度は２６４．８
Ｍ。
れ２３２．７驚及び８８．８９４となる。次に腐食を最
大２順とすると残留鋼管の終局圧縮応力度は２６４．８
Ｍ。
コンクリートの終局圧縮応力度は４０驚となる。
この終局圧縮応力度は、５ＴＫ４１の鋼管ではその降伏
点応力度２４００″Ｊｉの１１％、コンクリートではそ
の短期許容量曲げ圧縮応力度４００％の１０９６と算定
され、多少のバラツキが生じても両者のつり合いは崩れ
ず、地震時に際しＴＰＳＣ杭の鋼管及びコンクリートは
互に協力してその全力を発揮することが期待される。
点応力度２４００″Ｊｉの１１％、コンクリートではそ
の短期許容量曲げ圧縮応力度４００％の１０９６と算定
され、多少のバラツキが生じても両者のつり合いは崩れ
ず、地震時に際しＴＰＳＣ杭の鋼管及びコンクリートは
互に協力してその全力を発揮することが期待される。
第２図は上杭と接続する側の鋼管端部の一部断面図で、
連結金具２は厚板リングでその内面外側に端面板１５を
取付け、鋼管１に沿う側に押込リング１６を連結し、連
結金具２には上杭と溶接する開先１７を設ける。押込リ
ング１６は鋼管１と連結金具２とを溶接するときの裏当
金となる。第３図は、内面にスパイラル状の突条１８を
突設した鋼管１の上端部の一部断面図で、鋼管１の内面
に長めの角鋼棒からなる所要数の連結金具２を溶接連結
し、その外側に端面板１５をかぶせ、この端面板１５と
鋼管１とを連結する。この場合、緊張工程時の連結金具
２の弾性変形はほとんど無視できる。またＴＰＳＣ杭に
地震時の曲げモーメントが作用した際、杭の引張側のコ
ンクリートに多数のひびわれが発生するが、このひびわ
れは鋼管内面の多数の突条１８の作用によってひびわれ
幅が広がらず、健全な大部分のコンクリートの引張抵抗
力が有効に働き、ＴＰＳＣ−杭の抵抗曲げｊ −メント
が顕著に増大することが期待される。更に杭の頭部切り
そろえの工程時、コンクリートに対する突条１８の食い
込み作用によって鋼管１とコンクリート１４との滑り現
象が抑止され、ＴＰＳＣ杭のプレストレスの損失が減少
する。このスパイラル状突条１８は、格子状突状又は杭
軸と直角方向の輪状突条に変えてよい。
連結金具２は厚板リングでその内面外側に端面板１５を
取付け、鋼管１に沿う側に押込リング１６を連結し、連
結金具２には上杭と溶接する開先１７を設ける。押込リ
ング１６は鋼管１と連結金具２とを溶接するときの裏当
金となる。第３図は、内面にスパイラル状の突条１８を
突設した鋼管１の上端部の一部断面図で、鋼管１の内面
に長めの角鋼棒からなる所要数の連結金具２を溶接連結
し、その外側に端面板１５をかぶせ、この端面板１５と
鋼管１とを連結する。この場合、緊張工程時の連結金具
２の弾性変形はほとんど無視できる。またＴＰＳＣ杭に
地震時の曲げモーメントが作用した際、杭の引張側のコ
ンクリートに多数のひびわれが発生するが、このひびわ
れは鋼管内面の多数の突条１８の作用によってひびわれ
幅が広がらず、健全な大部分のコンクリートの引張抵抗
力が有効に働き、ＴＰＳＣ−杭の抵抗曲げｊ −メント
が顕著に増大することが期待される。更に杭の頭部切り
そろえの工程時、コンクリートに対する突条１８の食い
込み作用によって鋼管１とコンクリート１４との滑り現
象が抑止され、ＴＰＳＣ杭のプレストレスの損失が減少
する。このスパイラル状突条１８は、格子状突状又は杭
軸と直角方向の輪状突条に変えてよい。
以上に本発明のＴＰＳＣ杭の製造方法を例示して説明し
たが、この発明の方法は、外殻となる鋼管に緊張力を加
え、鋼管内部のコンクリートに鋼管の引張応力に基ずく
計画された仮性プレストレスを導入し、コンクリートに
生ずる乾燥収縮及びクリープをこの仮性プレストレスで
吸収するもので、特殊材料を用いることなく地震時にお
けるＴＰＳＣ杭の曲げ抵抗力及び軸圧抵抗力を顕著に高
め得る有用且つ進歩的発明である。なお、終局強度設計
の立場からＴＰＳＣ杭の水平保有耐力を考えると、ＴＰ
ＳＣ杭の曲げ破壊は圧縮側鋼管の降伏に誘発されてコン
クリートに圧縮破壊が生ずる関係上、仮性プレス・ドレ
スを算例の値より大きくし、実荷重が作用したとき、コ
ンクリートの分担軸力を算例より大きくシ、鋼管の分担
軸力を算例より小さくシ、鋼管の圧縮応力をゼロに近く
すると、圧縮側鋼管の降伏がコンクリートの圧縮応力の
増大度より大幅におくれることとなり、それだけＴＰＳ
Ｃ杭の水平保有耐力が増大することとなる。これは高強
度コンクリートの圧縮に強い特長を活かす終局強度設計
でありて、杭の保有耐力の実際に即した考え方である。
たが、この発明の方法は、外殻となる鋼管に緊張力を加
え、鋼管内部のコンクリートに鋼管の引張応力に基ずく
計画された仮性プレストレスを導入し、コンクリートに
生ずる乾燥収縮及びクリープをこの仮性プレストレスで
吸収するもので、特殊材料を用いることなく地震時にお
けるＴＰＳＣ杭の曲げ抵抗力及び軸圧抵抗力を顕著に高
め得る有用且つ進歩的発明である。なお、終局強度設計
の立場からＴＰＳＣ杭の水平保有耐力を考えると、ＴＰ
ＳＣ杭の曲げ破壊は圧縮側鋼管の降伏に誘発されてコン
クリートに圧縮破壊が生ずる関係上、仮性プレス・ドレ
スを算例の値より大きくし、実荷重が作用したとき、コ
ンクリートの分担軸力を算例より大きくシ、鋼管の分担
軸力を算例より小さくシ、鋼管の圧縮応力をゼロに近く
すると、圧縮側鋼管の降伏がコンクリートの圧縮応力の
増大度より大幅におくれることとなり、それだけＴＰＳ
Ｃ杭の水平保有耐力が増大することとなる。これは高強
度コンクリートの圧縮に強い特長を活かす終局強度設計
でありて、杭の保有耐力の実際に即した考え方である。
以下に本発明の方法によつて得られるＴＰＳＣ杭と従来
のＳＣ杭との耐震能力の差違について述べる。５ＴＫ４
１の鋼管を用いた従来のＳＣ杭では、算例の杭種の場合
、鋼管の降伏点応力度２４００ｋＭから常時の軸力を受
けたときの終局圧縮応力度７６５驚を差引いた１ ６８
５ＶＭが、地震時の緊急時に働き得る有効増加圧縮応力
の限界値である。一方、設計例に示した同一鋼管を用い
たＴＰＳＣ杭では、常時の軸力を受ける終局圧縮応力度
は２６５￥ｉであって、降伏点応力度から終局圧縮応力
度を差引いた２１３５υが地震時に働き得る有効増加圧
縮応力の限界値となる。更に上記した終局強度設計に基
ずく設計では、常時の軸力を受ける鋼管の応力度をゼロ
にし得るので、地震時に働き得る有効増加圧縮応力の限
界値は２４００Ｖとなり、この限界値は従来のＳＣ杭の
有効増加圧縮応力の限界値の約１．４７倍に相当し、ま
た設計例に示したＴＰＳＣ杭の有効増加圧縮応力の限界
値は、従来のＳＣ杭の同限界値の１．３倍に相当し。
のＳＣ杭との耐震能力の差違について述べる。５ＴＫ４
１の鋼管を用いた従来のＳＣ杭では、算例の杭種の場合
、鋼管の降伏点応力度２４００ｋＭから常時の軸力を受
けたときの終局圧縮応力度７６５驚を差引いた１ ６８
５ＶＭが、地震時の緊急時に働き得る有効増加圧縮応力
の限界値である。一方、設計例に示した同一鋼管を用い
たＴＰＳＣ杭では、常時の軸力を受ける終局圧縮応力度
は２６５￥ｉであって、降伏点応力度から終局圧縮応力
度を差引いた２１３５υが地震時に働き得る有効増加圧
縮応力の限界値となる。更に上記した終局強度設計に基
ずく設計では、常時の軸力を受ける鋼管の応力度をゼロ
にし得るので、地震時に働き得る有効増加圧縮応力の限
界値は２４００Ｖとなり、この限界値は従来のＳＣ杭の
有効増加圧縮応力の限界値の約１．４７倍に相当し、ま
た設計例に示したＴＰＳＣ杭の有効増加圧縮応力の限界
値は、従来のＳＣ杭の同限界値の１．３倍に相当し。
以上の分析は１本製造方法によって得られるＴＰＳＣ杭
の耐震能力が、従来のＳＣ杭の耐震能力に比較して格別
（こ高いことを示すものにほかならない。また、鋼管の
板厚を算例より厚い杭種に替えても、設計上その杭種に
ふされしい軸力を作用させるので、ＳＣ杭とＴＰＳＣ杭
との有効増加圧縮応力の限界値の差は左程かわらない。
の耐震能力が、従来のＳＣ杭の耐震能力に比較して格別
（こ高いことを示すものにほかならない。また、鋼管の
板厚を算例より厚い杭種に替えても、設計上その杭種に
ふされしい軸力を作用させるので、ＳＣ杭とＴＰＳＣ杭
との有効増加圧縮応力の限界値の差は左程かわらない。
更に鋼管を５ＴＫ５０ （降伏点応力度・３２００贅）
に替えた場合でも、ＳＣ杭とＴＰＳＣ杭との有効増加圧
縮応力の限界値の差は変ることがなく、ＴＰＳＣ杭の耐
震能力の優位性は例外なく維持される。
に替えた場合でも、ＳＣ杭とＴＰＳＣ杭との有効増加圧
縮応力の限界値の差は変ることがなく、ＴＰＳＣ杭の耐
震能力の優位性は例外なく維持される。
第１図は、型枠内に収容した鋼管を緊張し、この鋼管内
にコンクリートを遠心力で成形したときの装置及び外殻
鋼管付きコンクリート杭の縦断面略図、第２図は鋼管端
部装置の一部断面図、第３図は他の鋼管端部装置の一部
断面図である。 図面中、符号１・・・外殻となる鋼管、２・・・連結金
具、３・・・ネジ孔、４・・・本体型枠、５・・・ネジ
鋼棒。 ６・・・固定側端部型枠、７・・・連結盤、９・・・す
、ト。 １０−°°緊張棒、１１・・・緊張側端部型枠、１２・
・・大形ナツト、１４・・・高強度コンクリート、１８
・・・スパイラル状突条。
にコンクリートを遠心力で成形したときの装置及び外殻
鋼管付きコンクリート杭の縦断面略図、第２図は鋼管端
部装置の一部断面図、第３図は他の鋼管端部装置の一部
断面図である。 図面中、符号１・・・外殻となる鋼管、２・・・連結金
具、３・・・ネジ孔、４・・・本体型枠、５・・・ネジ
鋼棒。 ６・・・固定側端部型枠、７・・・連結盤、９・・・す
、ト。 １０−°°緊張棒、１１・・・緊張側端部型枠、１２・
・・大形ナツト、１４・・・高強度コンクリート、１８
・・・スパイラル状突条。
Claims (1)
- 連結金具を両端に一体に取付けた鋼管を本体型枠に収容
し、一端の連結金具を固定側端部型枠に固定し、他端の
連結金具を連結盤に固定し、本体型枠を反力体として連
結盤に取付けた緊張棒を引張って鋼管に所要の緊張力を
加え、この緊張棒を緊張側端部型枠に定着させ、鋼管内
部に供給したコンクリートを遠心力で成形し、コンクリ
ートの養生硬化後、鋼管の引張応力に基ずく所要の仮性
プレストレスをコンクリートに導入し、コンクリートの
乾燥収縮及びクリープをこの仮性プレストレスの減少に
よって吸収することを特徴とする仮性プレストレストＳ
Ｃ杭の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16475985A JPS6223715A (ja) | 1985-07-24 | 1985-07-24 | 仮性プレストレストｓｃ杭の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16475985A JPS6223715A (ja) | 1985-07-24 | 1985-07-24 | 仮性プレストレストｓｃ杭の製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6223715A true JPS6223715A (ja) | 1987-01-31 |
Family
ID=15799383
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP16475985A Pending JPS6223715A (ja) | 1985-07-24 | 1985-07-24 | 仮性プレストレストｓｃ杭の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6223715A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007285019A (ja) * | 2006-04-18 | 2007-11-01 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 基礎杭構造およびｓｃ杭 |
| JP2015052269A (ja) * | 2008-09-29 | 2015-03-19 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 鋼管コンクリート複合杭 |
-
1985
- 1985-07-24 JP JP16475985A patent/JPS6223715A/ja active Pending
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007285019A (ja) * | 2006-04-18 | 2007-11-01 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 基礎杭構造およびｓｃ杭 |
| JP4626562B2 (ja) * | 2006-04-18 | 2011-02-09 | 住友金属工業株式会社 | 基礎杭構造およびｓｃ杭 |
| JP2015052269A (ja) * | 2008-09-29 | 2015-03-19 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 鋼管コンクリート複合杭 |
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