コンクリート工学年次論文集，Vol.42，No.2，2020

論文

内部固定定着部を用いたポストテンション方式プレストレス補強工法における小径緊張材の引抜き耐力に関する検討
三原孝文*1・安居紗奈子*2・小野雅樹*3・吉武勇*4

要旨：既設コンクリート構造物の内部補強，あるいは新旧部材の一体化を図るために，既設コンクリート部材の内部に緊張材用の固定定着部を構築し，プレストレスを導入する補強工法が開発された。本稿では，いくつかの小径緊張材を用いた引抜き試験を実施し，適用可能なコンクリート部材厚さを調べた。さらに，炭素繊維複合材ケーブルを用いた引抜き実験を通じて，最適な緊張材の先端加工方法について検討を行った。
その結果，加工が容易な解撚式による先端加工を用いても引抜き耐力が緊張材の補償規格荷重以上であることを確認した。
キーワード：補強，プレストレス，緊張材，炭素繊維，引抜き耐力
1. はじめにである。固定定着部の構造を図－２に示す。

コンクリート構造物を含めた社会インフラの老朽化

コア削孔した最深部を専用削孔機で円錐状に拡径削や災害に対する対策は，現在の社会資本整備において重孔し，そこにリングナットによる突起を設けた緊張材を点施策に位置付けられている。そうしたなか，既存コン挿入し，高強度充填材で固定定着する。硬化した充填材

クリート構造物を有効活用していくための技術として，を介して緊張材に装着したリングナットと既設コンクリ

既設コンクリート構造物の内部補強，あるいは新旧部材ートが噛み合い，内部くさびとなって引抜き力に対しての一体化を図るために，既設コンクリート部材の内部に定着部として機能する。本工法は，この固定定着部を用あと施工によって内部くさびを構築するコンパクトな固いて既設コンクリート部材にプレストレスを導入する補定定着部を構築し，そこに定着した緊張材を用いたポス強法である。

トテンション方式プレストレス補強工法（図－１）を開発し 1)-4)，実構造物への適用を進めている 5)。

既設コンクリート

しかしながら，本工法において現在適用できる緊張材

リングナットは，PC 鋼棒φ23 B 種 1 号に限定され，コンクリートの部材厚さは 400 mm 以上が必要であった。そのため，床緊張材版等の薄肉部材への適用が課題とされてきた。
そこで本研究では，薄肉部材への適用にむけて，小径充填材緊張材を用いた引抜き試験を実施し，その適性部材厚を調べるとともに，炭素繊維複合材ケーブルの先端加工方法について検討を行った。

固定定着部(内部くさび)図－２ 固定定着部の構造

緊張材

3. 引抜き試験の概要

固定定着部

緊張

薄肉部材を想定するため，部材寸法を変化させたコン新設コンクリート

既設コンクリートクリート供試体に，異なる先端加工方法を施した各種の小径緊張材を固定定着し緊張材の引抜き試験を実施した。

図―１ 本工法の概要図

試験ケースの一覧を表―１に示す。
3.1 試験ケース

2. 内部固定定着部を用いたプレストレス補強工法(1) 緊張材種別

本工法の特徴は，既設コンクリート部材の内部に緊張材の先端部を固定するための固定定着部を構築すること*1 極東興和株式会社

営業本部

補修部 （正会員）*2 極東興和株式会社

営業本部

補修部

本検討では，小径緊張材として，φ13 mm およびφ17mm の 2 種類の PC 鋼棒（B 種 1 号）に加えて，PC 鋼材*3 東京製綱インターナショナル株式会社

CFCC*4 山口大学大学院

博(工) （正会員）

創成科学研究科准教授

土木建築事業部- 1111 -

表－１

試験ケース

PC 鋼棒

緊張材

炭素繊維複合材ケーブル

種別

φ13φ171×7-10.5φ

1×7-12.5φ

規格荷重*補償破断荷重

143.3 kN

245.2 kN

141 kN *184 kN *□150

リングナット式
L 30 mm
1体リングナット式
L 30 mm
1体スリーブ式
L 300 mm－

解撚式一房L 140 mm1体解撚式二房L 350 mm－

スリーブ式
L 300 mm
1体

□200

1体

1体1体1体1体1体

□250

1体

1体1体1体1体1体

先端加工
断面寸法

より高い引張強度を有し，酸やアルカリに対しても優れた耐久性が期待できる 1×7-10.5φ，1×7-12.5φの 2 種類の炭素繊維複合材ケーブルを対象とした。
(2) 緊張材先端部の加工方法
引抜き力に抵抗するためには，緊張材先端部の加工は非常に重要な要素となる。PC 鋼棒では，既往の研究 1)～

図－６

解撚式（12.5φ二房）

5)と同様に，緊張材の先端部をネジ切り加工し，そこにリングナット（L 30 mm）を装着する方法を採用した。炭素3.2 供試体

繊維複合材ケーブルでは，このようなネジ切り加工が困

本研究では，基礎的実験の位置付けとして多様なケー難なため，ストランドを解いて房を形成する 2 種類（一スについて検討するため，ケース毎に各１体のコンクリ

房-L 140 mm，二房-L 350 mm）の解撚式とスリーブ式ート製供試体を製作した。標準高さを 350 mm としたう（L300 mm）を対象として検討を行った｡ここで，スリーえで，断面 150×150 mm，200×200 mm，250×250 mm

ブ式は，定着部の加工としては一般的ではあるが，加工の 3 タイプの供試体とした。また，先端部の加工方法がおよび設置に費用と時間を要する。一方，解撚式は，現スリーブ式・解撚式-二房の供試体では，固定定着部の埋場で容易に形成・加工が可能なため，実用的な方法の一め込み長 300 mm，350 mm が必要なため高さを 600 mmつと考えられる。それぞれの先端部加工について図－３とした。供試体構造図を図－７に示す。

～６に示す。

リングナット式（PC 鋼棒φ13,φ17）

断面図150･200･250

150･200･250

φ34

鉄筋 D1330150･200･250
30 30

図－３H:350･600

削孔

側面図

φ45
図－７30

鉄筋 D13@100【単位：mm】

供試体構造図市場で一般的に使用されているφ34.1 mm(1-1/4 in.)のコアドリル径を標準径として，拡径 34 mm～45 mm の削図－４スリーブ式（10,5φ,12.5φ）

孔形状とした。削孔形状を図－８に示す。実際の施工と同じくダイヤモンドコアドリルを用いて削孔した。削孔状況を図－９に，拡径用削孔ビットを図－１０に示す。
拡径削孔部に，各緊張材を挿入して充填材により固定定着した。各緊張材の固定定着要領を図－１１に，製作した供試体を図－１２に示す。

図－５

解撚式（12.5φ一房）- 1112 -3.3 使用材料(1) コンクリート
本研究では，RC 床版を想定し，設計基準強度 30 N/mm2程度のコンクリートを使用した。配合を表－２に，載荷試験時の物性を表－３に示す。
表－２
W/Cs/a53.0 %

48.0 %

コンクリートの配合
単位量（kg/m3）
CSG
330887978W175AD
1.16（スランプ：12.0 cm）
表－３
図－８

削孔形状

圧縮強度38.7 N/mm2

コンクリート物性(載荷試験時)割裂強度
3.16 N/mm2

ヤング係数30.5 kN/mm2

ポアソン比0.19(2) 充填材
充填材には，既往の研究で性能を確認したプレミック
スタイプの専用特殊高強度モルタルを使用した 4)。配合を表－４に，載荷試験時の物性を表－５に示す。
表－４

充填材の配合（プレミックス材）
単位量（kg/袋）

W/B

W
1.1

11.0%

図－９

削孔状況

図－１０

B
10.0

拡径削孔用ビット表－５
圧縮強度116.1N/mm2

充填材物性(載荷試験時)

割裂強度
7.26MPa

ヤング係数39.2kN/mm2

ポアソン比0.23(3) 鋼材
本研究では，D13（SD345）の鉄筋を使用するとともにリングナットには，SS400 丸鋼φ28 mm，32 mm，t=30 mm（M14, 18 ピッチ 2 タップ加工）を使用した。
(4) 緊張材
PC 鋼棒には，SBPR1080/1230 丸鋼 C 種 1 号 φ13 mm，17 mm（ヤング係数 201 kN/mm2）を使用した。これは，
図－１１固定定着要領適用を想定している丸鋼 B 種 1 号の規格引張強度以上の引抜き力を作用させるため，丸鋼 B 種 1 号より引張強度や降伏耐力が高い丸鋼 C 種 1 号を使用したものである。
炭素繊維複合材ケーブルには，1×7-10.5φ，12.5φ（ヤ表－６

緊張材の諸元

PC 鋼棒
緊張材
種別

図－１２供試体（緊張材定着後）

規格降伏荷重 Py
規格引張荷重 Pu- 1113 -B種1号(C 種 1 号)
φ13123.4 kN
(144)

B種1号
(C 種 1 号)
φ17211.1 kN(246)

143.3 kN
(164)

245.2 kN(280)

炭素繊維複合材
ケーブル
1×710.5φ

1×712.5φ－－141 kN184 kN

ング係数 150 kN/mm2）を使用した。緊張材の諸元を表－4. 引抜き試験の結果と考察

６に示す。

引抜き試験の最大荷重一覧を表－７に示す。全ての試3.4 引抜き試験方法

験で，緊張材の規格荷重以上の引抜き耐力を有している

図－１３に示すように，供試体の中心に固定定着したことを確認した。以下にそれぞれの緊張材について考察

緊張材を，油圧センターホールジャッキ（350 kN 用）をする。

用いて規格引張荷重まで載荷し引抜き力を作用させた。

4.1 PC 鋼棒φ13実施工を想定し，充填材の材齢 10 日にて載荷した。

荷重－変位グラフを図－１５に示す。3 体全ての供試

また，緊張材の伸びと端部すべりを調べるため変位計体において B 種 1 号の規格荷重 143.3kN までは線形挙動を設置した。抜け出し量計測用の変位計は，緊張材を固を示しており，充分な引抜き耐力を有していることを確定定着した後に，底面から削孔し計測孔を設けて配置し認した。規格荷重以降も載荷を継続したが，150kN を超た。抜け出し量の計測については，PC 鋼棒（φ13,φ17）

えたところで降伏挙動を示したため，安全上の理由からおよび炭素繊維複合材ケーブル 1×7 10.5φのスリーブ載荷を終了した。なお最大荷重まで端部すべりは，発生式にて実施した。

しなかった。
300

300□150 端部すべり

250□150 伸び250□200 端部すべり□200 伸び□250 端部すべり□250 伸び200

荷重(kN)

2000.8Pu

100

1005050000

図－１３Pu150

1500.20.4 0.6
変位(mm)

0.8

1

図－１５

載荷試験要領051015変位(mm)202530

緊張材の変位（φ13）

4.2 PC 鋼棒φ17同様に荷重－変位グラフを図－１６に示す。□200 mm，250 mm の供試体においては，B 種 1 号の規格荷重 245.2
kN までは，線形挙動を示し，充分な引抜き耐力を確認した。その後 250 kN を超えたところで降伏挙動が確認されたため載荷を終了した。一方，□150 mm の供試験体においては，載荷荷重 190 kN 付近で母材コンクリートに割裂ひび割れが発生した。ひび割れ発生後も載荷を継続し，規格荷重までの載荷し試験を終了した。ひび割れの発生状況を図－１７に示す。この結果から，φ17 mm のPC 鋼棒を用いる場合，少なくとも 200 mm 以上の部材厚図－１４載荷試験状況

さがあれば割裂ひび割れは生じないと判断される。
表－7

最大荷重

PC 鋼棒

緊張材

炭素繊維複合材ケーブル

φ13

φ171×7-10.5φ

1×7-12.5φ

143.3 kN

245.2 kN

141 kN*

184 kN*

先端加工

リングナット式
L 30 mm

リングナット式
L 30 mm

スリーブ式
L 300 mm

解撚式一房L 140 mm

解撚式二房L 350 mm－199.6 kN

－断面寸法

種別
規格荷重
*補償破断荷重□150163.8 kN

259.2 kN
(ひび割れ発生)□200165.6 kN

269.5 kN

150.7 kN

200.2 kN

190.1 kN

□250164.2 kN

269.3 kN

151.3 kN

200.2 kN

200.4 kN

- 1114 -スリーブ式
L 300 mm200.6 kN
184.0 kN
(抜け出し発生)200.2 kN

また，□150 mm，250 mm 供試体では，緊張材の端部おいても補償破断荷重 141 kN を超えても線形挙動を示

すべりは，ほとんど発生しなかったものの，□200 mm 供しており，充分な引き抜き耐力を確認した。なお最大荷試体では，最大荷重時に 0.68 mm の端部すべりがみられ重まで端部すべりは，発生しなかった。

た。これは，緊張材の降伏後に端部すべりが大きく進行

4.4 炭素繊維複合材ケーブル 1×7-12.5φスリーブ式したものであるが，断面寸法との相関はうかがえない。

12.5φのスリーブを装着した炭素繊維複合材ケーブル

ただし，実際の緊張時（0.8Pu 相当）の端部すべりは，0.08の荷重－変位グラフを図－１９に示す。□150 mm，250mm と極めて小さく，適用を想定する緊張材長さ 2 m にmm の供試体においては，補償破断荷重 184 kN を超えておける影響は 1 %未満で，ほぼ無視できるものと考えらも線形挙動を示し，充分な引抜き耐力を確認した。一方，れる。

□200 mm の供試体では，荷重 110 kN を超えたところで緊張材に約 2 mm の伸びが突然発生し，荷重が 50 %まで荷重(kN)低減した。その後，再び荷重を増加でき，規格荷重まで

300300250250200200150150100100□150 端部すべり50載荷できた。

Pu

試験後に，荷重が急減した原因を調べるため，固定定0.8Pu

着部を切り出して内部の破損状況を確認した（図－２０）。
固定定着部の内部では，スリーブ部の不具合や充填材の圧壊等はみられなかったもののスリーブ端部に空隙が観察された。これは，先端部充填材を注入後，緊張材先端□150 伸び50部を孔内に配置する際に空気を巻き込み空隙が発生した□200 伸び□200 端部すべり□250 端部すべり□250 伸び0000.20.4 0.6変位(mm)0.801

図－１６51015変位(mm)202530

ものと推察する。スリーブ式は先端加工部の充実断面延長が長くなるため，拡径削孔部内への挿入が困難となる

緊張材の変位（φ17）

ため注意が必要である。
300□150 伸び250□200 伸び荷重(kN)□250 伸びPu:補償破断荷重

20015010050

図－１７

ひび割れ発生状況(φ17-□150 190kN)

004.3 炭素繊維複合材ケーブル 1×7-10.5φスリーブ式

図－１９10.5φのスリーブを装着した炭素繊維複合材ケーブル

51015変位(mm)202530

緊張材の変位（12.5φ-スリーブ式）の荷重－変位グラフを図－１８に示す。いずれの試験に
空隙充填材

300

300

□200 伸び□200 端部すべり
250

200

200

荷重(kN)

250150150

100

1005050□250 伸びPu:補償破断荷重

スリーブ
図－２０0000.20.4 0.6変位(mm)図－１８0.8

1051015変位(mm)2025

緊張材の変位（10.5φ-スリーブ式）

30

炭素繊維複合材
ケーブル

内部状況（12.5φ-スリーブ式-□200）

4.5 炭素繊維複合材ケーブル 12.5φ解撚式一房解撚式炭素繊維複合材ケーブル（一房）の荷重－変位グラフを図－２１に示す。他の試験と同様に全ての供試- 1115 -体において補償破断荷重 184 kN を超えても線形挙動をmm では部材厚さ 150 mm～250 mm，φ17 mm では同示した。最大荷重 200 kN 程度と充分な引抜き耐力を確200 mm～250 mm への適用性がうかがえた。

認した。この結果は，緊張材の先端加工として，解撚式・ スリーブ式の炭素繊維複合材ケーブルの場合，1×7-一房でも充分な引抜き耐力を発現することを意味してお10.5φでは部材厚さ 200 mm～250 mm，1×7-12.5φでり，現場で容易に形成・加工が可能なため，実用性に優は同 150 mm～250 mm への適用性がうかがえるものれるものと考えられる。の，施工性に課題があり，固定定着部に空隙が発生する等の懸念がある。

300・ 解撚式の炭素繊維複合材ケーブルの場合，一房でも部材厚さ 150 mm～250 mm への適用性うかがえ，充250分な引抜き耐力が得られたこと，また現場での加工Pu:補償破断荷重

荷重(kN)

200の容易性や経済性の観点から，この方法が望ましいものと判断された。

150

今後は，小径緊張材を用いたプレストレス補強工法の10050□150 伸び実用化に向けて，ここで得られた知見を基に，水平方向□200 伸びへの適用性も含め実施工を想定した実物大試験を実施す□250 伸びる予定である。

005

図－２１

1015変位(mm)202530

謝辞

緊張材の変位（12.5φ-解撚式一房）

本研究は，(株)シブヤ，日本スプライススリーブ(株)の2 社に多大なご協力を頂いた。ここに記して感謝の意を4.6 炭素繊維複合材ケーブル 12.5φ解撚式二房表します。

解撚式炭素繊維複合材ケーブル（二房）の荷重－変位グラフを図－２２に示す。一房でも充分な引抜き耐力を示した結果から推察されるように，二房においても補償破断荷重 184 kN を充分に超過でき，優れた引抜き耐参考文献1)

三本竜彦，溝垣道男，山根隆志，吉武勇: 中間定着部を用いたプレストレス導入工法に関する実験的力を確認した。これらの結果より，解撚式一房でも先端検討，コンクリート工学年次論文集，Vol.35，No.2，加工として充分であることが分かった。

pp.1357-1362，2013.
2)

300

Mimoto, T., Sakaki, T., Mihara, T. and Yoshitake, I.：
Strengthening system using post-tension tendon with an250

internal anchorage of concrete members, Engineering

荷重(kN)

Structures, Vol.124, pp.29-35, 2016.

Pu:補償破断荷重

2003)
150

Mimoto, T., Yoshitake, I., Sakaki, T. and Mihara, T.：Fullscale flexural test of jointed concrete members
strengthened with post-tension tendons with internal

10050□200 伸びanchorage, Engineering Structures, Vol.128, pp.139-148,□250 伸び2016.
4)00

図－２２51015変位(mm)202530

三原孝文，三本竜彦，児島大輔：固定定着体を有する既設構造物プレストレス導入工法の水平施工適用実験報告，プレストレストコンクリートの発展に緊張材の変位（12.5φ-解撚式二房）

関するシンポジウム論文集，Vol.24，pp.445-448，2015.
5. まとめ5)

三原孝文，三本竜彦，倉富芳朗，虻川真大，吉武 勇：

本研究では，このプレストレス内部補強工法を薄肉部内的固定定着部を用いたポストテンション方式プ材にも適用できるようコンクリートの必要部材厚さを調レストレス導入工法の実構造物への適用と先端部べるとともに先端部加工方法を変えた小径緊張材の引抜充填材に関する検討，コンクート構造物の補修，補き試験を実施した。得られた知見を以下に列挙する。

強，アップグレード論文報告集，Vol.17，pp.587-592，

・ リングナット式の PC 鋼棒（B 種 1 号）の場合，φ13

2017.

- 1116 -