Part.1

支持杭間に短杭を配置した杭基礎構造（機能分担基礎構造）に関する研究−機能分担基礎における群杭係数−
建築基礎技術委員会
果、競合杭種に対してコスト競争力が1．はじめに低下する状況を招いている。

しかし、これらの評価法は杭径・杭長が同一の場合を想定したものである

近年の建築市場では、鉛直方向の支機能分担基礎とは、建物の基礎構造ため、長杭と短杭が混在する機能分担持力性能を飛躍的に向上させた高支持として杭を用いる際に、柱直下に配置基礎では、新たな群杭効果の評価法が力杭工法が基礎杭の主流になっていされる支持杭のほかに地震時の水平力必要となる。

る。この高支持力杭工法は、高い支持を負担する短杭を配置した構造形式で力性能をもとに、柱下に打設する杭のある（図 2 参照）。短杭に地震時水平力本数を減じるまたは杭を小径化するこを負担させることで、柱直下の支持杭とで杭工事のコストを削減しようとすの応力を軽減しようとするものであるものである。反面、高支持力杭工法

る。

が発生する傾向にある。

支持杭基礎における水平方向の群杭係数の評価法はいくつかあるが、そでは、建物全体に配置される杭断面の減少に伴って、杭頭部には過大な応力

3．既往の群杭係数評価式の検証の評価値には若干の差がある。ここで2．機能分担基礎における技術課題

は、FEM 解析結果をもとに既往の群杭係数評価式との比較を行った。

現行の基礎杭設計では、建物を安全機能分担基礎では、柱直下の支持杭に支持するために、常時・地震時にお間に短杭を配置するため、従来の支持いて鉛直・水平荷重が杭基礎に作用し杭基礎に比較して群杭による影響（群解析モデルは 1 列配置の群杭とし、た際の構造安全性を検証することが義杭効果）がより大きくなることが予測

杭 径 1000mm、板 厚 20mm、長 さ 20m

務付けられている。このため、建物のされる。の鋼管杭に対していくつかの地盤要（1）FEM 解析の概要

鉛直荷重に対して最小限の杭断面にて群杭効果を表す定数としては群杭係素モデルを設定した。杭本数は 2 本、基礎杭を配置できたとしても、地震時数が一般に知られているが、その評価3 本、10 本 と し、杭 間 隔 は 2m、3m、水平力に対して安全性が確保できなけ

法については、従来から『建築基礎構6m、9m と し て 汎 用 構 造 解 析 コ ー ド1）

れば、杭断面・杭本数を増す等で対処

造設計指針 』
（以下、基礎指針）や『建ABAQUS にて解析を実施した（図 3 参しなければならない（図 1 参照）。特に物と地盤の動的相互作用を考慮した応照）。表 1 に解析条件を示す。

2）

高支持力鋼管杭工法では、杭材強度や答解析と耐震設計 』（評価法−1：以

ただし、双曲線モデルについては以

工場での製造限界から本数を増さなけ

下、「護らによる評価法」）等に記され下の考え方を適用し、地盤特性を設定れば対処できない場合が多く、その結ている。

した。
地盤の応力－ひずみ関係は Duncan& Chang による双曲線にて近似すると（σ1－σ3）＝ε［1/Ei＋ε（σ1－σ/3）ult］（σ1－σ3）：地盤要素に生じる主応力差
ε：ひずみ
Ei ：双曲線近似された地盤の応力－ひずみ関係の初期勾配（σ1－σ3）
ult：双曲線モデルの極限強度
図17

従来の杭基礎構造

図2

機能分担基礎構造の関係式が得られる。

表1

FEM 解析の条件

表2

地盤特性

種別

地盤要素モデル

地盤剛性

弾性1000kN/m2（N 値 1 相当）

弾性モデル

1000kN/m2（N 値 1 相当）

接触要素
モデル

10000kN/m2（N 値 10 相当）

弾性杭表面に接触要素

10000kN/m2（N 値 10 相当）
水平方向ひずみ＋100μにて引張剛性は1/1000に低下

引張剛性低下モデル

杭本数

杭間隔（m）

記号26.0弾性

破壊比 Rf26.036.0

接触1000kN/m2

36.0

接触10000kN/m2

2.02

3.06.0引張剛性低下9.02.02

杭頭変位 10mmより算定

双曲線
モデル

106.0

双曲線
10mm

3.06.0

杭頭変位 100mmより算定

この式の Ei に Janbu の実験式、三軸6.0

双曲線
100mm

3.0

備

考

0.85

最大主応力と双曲線モデルの極限強度との比

内部摩擦角φ（ °）19.47

φ＝ 20N＋15

粘着力c（MN/m2）

0.00625c＝0.00625N（N＝1の地盤と仮定）

パラメータK

94.25（σ1－σ3）とεとの関係から算定

大気圧 Pa（MN/m2）0.1

係数 n0.6

実験等から求まる係数（0.6と仮定）

また、杭頭変位δは同一であるのでとなる。ここで、βi を構成するηを変化させ、左右両辺が一致するときのηを群杭係数とする。

6.0（2）解析結果にもとづく群杭係数の算出

圧縮試験における最大主応力差（σ1－σ3）f に Mohr-Coulomb の破壊基準を適

3.09.010

設定値

Hall /δ ＝ 4E・ΣI・i βi32.02

地盤の要素特性3.09.0双曲線（Duncan & Changモデル）
N 値 1 相当
自重による剛性増加考慮

変数名

解析結果をもとに、以下の考え方を適用し、群杭係数ηを算出した。

（3）簡易評価式と解析結果の比較
杭が 2 本の場合の群杭係数と杭間隔／杭径の関係を図 4 に示す（注：シン

用して整理すると、応力－ひずみ関係

まず、支持杭の各杭 i に作用する水

ボル記号は各記号の重なり部分を見やの接線弾性係数 Et として下式が得ら平力を Hi、水平変位をδ、曲げ剛性をすくするため、若干ずらして表記）。これる。

EIi、弾性床上のはり理論による特性の図から、値をβi とすると、下式が与えられる。

①杭間隔が大きくなっても群杭の影響

R（1－sinφ）（σ1－σ3）f−2

σ3
Ei ＝ 1−K・PaPa2・c・cosφ＋2・σ3・sinφnが認められる。

Hi ＝ 4EIi・βi3・δ

②杭間隔／杭径が 6 の場合で比較する

地盤剛性は応力－ひずみ関係の接線

ここで、1 本の杭に対する地盤反力弾性係数であるので、上式に表 2 の値係数を k、群杭係数をη、杭径を Bi とを代入しこれを算出する。なお、地盤すると特性値βi はの単位体積重量はγ＝ 16kN/m3、ポアソン比はν＝ 0.45 とし、地盤の深さ方

βi ＝向による剛性変化を考慮するため、自と、群杭係数は弾性＜接触＝引張剛性低＜双曲線の順となる。
③双曲線モデルで比較すると、同一の杭間隔／杭径においては水平変位が4 ηkBi

大きい方が群杭係数は大きい。

4EIi④既往の群杭係数評価式（基礎指針の重解析による応力を初期応力σ1、σ3となる。全水平力を Hall、各杭に作用方法、「護らによる評価法」、道示 3）とした。

する水平力を H1、H2、…とするとの方法、JR4）の方法）と解析結果をHall ＝ H1 ＋ H2 ＋… ＝ ΣHi

図3

FEM 解析モデル（2 本杭の場合）

適比較すると、「護らによる評価法」が解析結果に最も近い。

図4 群杭係数と杭間隔／杭径の関係（杭 2 本の場合）

8

図6検討モデルのイメージ

係数η支持 と短杭も含めた全杭で評価した群杭係数η全杭 の間にあるものと考えη ＝ η支持 －χ（η支持 －η全杭 ）とした。ただし、βを求めるときの杭径・曲げ剛性は全杭の平均値、L は短

図 5 解析結果から算出した群杭係数と「護らによる評価法」との比較

杭の長さとし、η支持 、η全杭 は「護らにことがわかる。

れ大きくなり、最大値（＝ E）に至る

また、図 5 は解析結果から算出した性状を示す。この E となる L（＝ LE）

群杭係数ηと「護らによる評価法」とが隣接杭に及ぼす影響が最も大きいたの比較である。双曲線 100mm の場合め、これを長い杭と評価される限界長では、解析結果が大きめの値を示すもさ（＝ 0.75π・1/β）と同等として隣接のの、両者の算定結果は概ね等しい。

杭への影響を検討した。

4．機能分担基礎の群杭係数評価式

を隣接杭に与える影響度合い χ と考え、χ とβ・L（＝ 0.75 π・L/LE）の関た。

係を示すと図 8 の通りとなる。この図から隣接杭に与える影響度合いχは（1）FEM 解析の概要

いま、σx /（p/D）を E で除したもの（1）短杭の長さが隣接杭に及ぼす影響
弾性地盤中において、地表面から深さLの区間に一様な線荷重 p が水平方χ＝ β・L/1.5向に作用するとき、地表面に生じる載荷＝ 1.0方向の応力度σx はミンドリン第Ⅱ解より算定できる。この地表面に生じる載荷β・L ＜ 1.5β・L ≧ 1.5と評価できる。

方向の応力度σx は、遠方になるに従って小さくなる傾向にある（図 6 参照）。

5．機能分担基礎における
群杭係数評価式の検証
機能分担基礎を模擬した FEM 解析により、群杭係数評価式の検証を行っ解析モデルは1 列配置の杭群とし、杭径 1000mm、板厚 20mm、長さ20m の支持杭（鋼管杭：杭間隔＝6m）に対して中間に短杭が設置される配置とした。
いくつかの地盤要素モデルに対して支持杭は 2 本、3 本、10 本配置、短杭は（2）機能分担基礎の群杭係数評価式

杭 径 600mm、1000mm、1200mm、 長

図 7 は 位 置 x0（ ＝ 4 ～ 8m）で のσx /機能分担基礎における群杭係数η

さ 3m、5m、10m として汎用構造解析（p/D）と深さ L との関係の試算例であは、短杭の長さが隣接杭に及ぼす影響

コード ABAQUS にて解析を実施したるが、σx /（p/D）は L が長くなるにつを考慮し、支持杭のみで評価した群杭（図 9 参照）。解析ケースを表 3 に示す。

図 7 σx /（p/D）と深さLとの関係の一例

9よる評価法」により算出する。

図 8 χとβ・L の関係

表3地盤特性
δ：杭頭変位量弾性δ＝10mm
接触地盤剛性
1000kN/m2
δ＝10mm

解析ケース

Hj ＝ η・k・Bj・Lj・δ

全杭本数本数

短杭径B（m）

長さL（m）

3

10.6, 1.0, 1.25.031520.6, 1.0, 1.20.61.0
1.20.61.0
1.2

5.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0
3.0, 5.0, 10.0

接触地盤剛性10000kN/m2
δ＝10mm52

引張剛性低下
δ＝10mm

31

1.0

5.0

311993

1

19

9

1.0
0.6
1.0
1.0
0.6
1.0

5.0
5.0, 10.0
5.0, 10.0
5.0
5.0, 10.0
5.0, 10.0

双曲線
δ＝10mm双曲線
δ＝100mmとなるが、全水平力を Hall、各機能分担基礎は、支持杭間に短杭を杭に作用する水平力を H1、H2、配置することで支持杭応力を低減させ…とするとる基礎形式である。本基礎形式は、杭Hall＝ H1 ＋ H2 ＋ H3…
＝ΣHi ＋ΣHj

における群杭係数の評価法を提案した

Hall /δ ＝ 4 E・ΣI・・k・i βi 3＋ηΣB・j Lj

機能分担基礎の群杭係数ηは、FEM

FEM 解析による機能分担基礎の群杭係数とする。と各杭の杭頭水平力 H からわみ変形または剛体変形と仮定する。

（3）機能分担基礎の群杭係数
FEM 解析による群杭係数と評価式での算定値との比較を図 12 に示す。

②たわみ変形の場合は弾性床上の半無FEM 解析による群杭係数は、地盤限長ばりの杭頭水平力 HChang、剛体特性を弾性とした場合では評価式によ変形の場合は剛体変形の杭頭水平力る算定値より若干小さいものの、地盤H剛体 に従う。の非線形性の影響が大きくなるほど③短杭の杭頭水平力は、杭頭水平力はβ・L に応じてが、今後は実験等でその妥当性を検証することも必要である。
〈参考文献〉
1）日 本 建 築 学 会、建 築 基 礎 構 造 設 計 指 針、
2001.102）日本建築学会、建物と地盤の動的相互作用を考慮した応答解析と耐震設計、2006.2（本文献において、群杭係数の評価法 -1 を引用）
3）日 本 道 路 協 会、道 路 橋 示 方 書・ 同 解 説、
2002.34）鉄道総合技術研究所、鉄道構造物等設計標
準・同解説 基礎構造物・抗土圧構造物、
2000.6

群杭係数は大きくなる傾向にある。また、非線形性の影響が比較的小β・L ≦ 1：H剛体

さ い 変 形 時（ δ ＝ 10mm）か ら

β・L ＞ 1：HChang

求めた群杭係数は、評価式によとする（図 11 参照）。

る算定値と概ね一致することがとして、以下のように算出した。

多くの発展性を備えている。本研究でδは同一であるからせ、左右両辺が一致するときのηをし、短杭の変形性状は図10に示すたもに、耐震補強にも応用できるなど、は、FEM 解析結果から機能分担基礎（2）解析結果にもとづく群杭係数の算出①支 持杭の変形性状はたわみ変形と基礎のコスト低減に有用であるととが成立する。ここで、杭頭変位が導出される。このηを変化さ解析より得られた杭群の杭頭変位量δ

6．おわりにわかる。

ま ず、1 本 の 杭 に 対する地盤反力係数を kとし、β・i Li ＞ 1 な る 杭
i の 径 を Bi、断 面 二 次モーメントを Ii とする

図 11 β・LとH剛体 /H有限長 、HChang/H有限長と、杭 i に作用する水平力は
Hi ＝ 4EIi・βi3・δ

図9

杭配置

このとき、杭の特性値
βi はβi ＝4 ηkBi
4EIiと な る。次 にβ・j Lj ≦ 1なる杭 j の径を Bj、長さを Lj と す る と、杭 j に作用する水平力は

図 10短杭の変形

図 12

群杭係数の比較

10Part.2

ハット形鋼矢板の重防食被覆の耐久性に関する研究
鋼矢板技術委員会

1．はじめにハット形鋼矢板は、経済性、施工性、る被覆層の膜厚保証範囲は、継手かん施されている箇所の鋼材の防食性能

合部端部から 20 ± 10mm および 60 ±は、U 形鋼矢板と同等の性能を持つと10mm の範囲となる。

考えられる。

構造信頼性の向上を目的に近年開発さこの継手かん合部に関しては無防食れた鋼矢板であり、港湾構造物に適用に近い状態となるため、一般的には、する際には、適用できる防食対策を確端部シール材を被覆することで、継手立させる必要がある。そこで、鋼管杭・かん合部の防食を行っている。

3.1

鋼矢板協会では、港湾空港技術研究所
らとともに、ハット形鋼矢板に重防食3．重防食鋼矢板の劣化進展に関する耐久性評価

2.3

防食層の物性重防食鋼矢板の耐久性評価方法（1）重防食被覆の劣化進行メカニズム

被覆工法を適用した場合の鋼材の防食

ハット形重防食鋼矢板に適用される

重防食被覆層は非常に高い環境遮断及び重防食被覆の耐久性について定量

ウレタンエラストマーの物性は、従来性を持つため、被覆層が健全である場な評価を実施した。

より使用されている U 形重防食鋼矢合には腐食は発生しないと思われる。

板と同様のもので、表 -1 に示す性能をしたがって、重防食鋼矢板の劣化は、満足したものである。

重防食被覆端部または疵部などの鋼材本研究では、被覆端部及び疵部の劣化進展及び鋼材腐食について検討し、耐久性を評価するとともに、ハット形重防したがって、基本的には被覆防食が食鋼矢板の構造性能評価を行い、ハット露出部の腐食に伴う被覆層の剥離によって生じると考えられる。

形重防食鋼矢板の維持管理方法および重防食被覆端部で発生する腐食は、具体的な点検診断方法の提案を行った。

露出した鋼材表面がアノードとなり、ここでは、1）重防食鋼矢板の劣化進その周囲の重防食被覆層下の鋼材表

行モデルおよび耐用年数予測式、2）被面がカソードとなると考えられる。こ

覆内部への劣化進展速度、3）ハット形
重防食鋼矢板の腐食量の設定についてその概要を示す。

表 -1 ウレタンエラストマーの物性値
図 -1 ハット形重防食鋼矢板の断面構成

2．ハット形重防食鋼矢板の防食仕様
2.1

防食の層構成被覆層の構成は図 -1 に示すように従来の U 形鋼矢板で使用された防食図 -2 ハット形重防食鋼矢板（SP-10H）の被覆範囲

項目

数値

比重（JIS K6911）

1.0g/m3 以上

引張強さ（JIS K7113）

785N/cm2 以上

伸び（JIS K7113）

30％以上

硬さ（JIS K7215）

HDD 50 以上

吸水率（JIS K7209）0.35％以下

体積抵抗率（JIS K 6911）

1.0×1012Ω・cm 以上

鋼材との接着力（DIN 30671 プルオフ法）

295N/cm2 以上層と同様の構成となる。防食層の厚みは、U 形鋼矢板と同様に 2.0mm 以上の厚みとなる。
2.2

断面方向の重防食被覆範囲

ハット形重防食鋼矢板の断面方向の被覆範囲を図 -2 に示す。継手かん合部の詳細な被覆範囲を図 -3 に示す。継手かん合部のウレタンエラストマーによ11

図 -3 ハット形重防食鋼矢板の継手部の被覆範囲

のため、被覆層下では酸素還元反応端部の剥離が開始する時期から徐々に（カソード反応）で生成される水酸基剥離が進行し、劣化進展距離の限界値（OH － ）の加水分解作用によって剥離（被覆防食の性能の限界値）に達する

ここで、が生じると推定される。ただし、鋼材までの期間とした。この限界値は、既t ：重防食被覆鋼矢板の被覆防食の寿表面の溶液がアルカリ性を保つことも往の研究結果から急激な劣化進展が起命（劣化度 a に達するまでの期間）あり、被覆層に剥離が生じても、鋼材きない範囲として 55mm とする。

（年）

が不動態化するために、腐食は生じな「劣化期」は、被覆防食の性能の限界

Ti：実 構造物で観察された劣化進展いと考えられる。その後、被覆層の剥値を上回った時期からとした。すなわ（剥離）が始まるまでの期間。潜伏離が進展することで被覆端部に浮きがち、早急に被覆防食の補修または更新期間（＝ 7 年）生じ、防食効果が失われた時点で被覆が必要となる期間である。これら 3 期

端部から徐々に腐食が内部へ進行するに分割することで、重防食被覆の寿命と考えられる。

を推定することとした。

ここで、重防食被覆層の劣化進行に

t ＝ Ti ＋Wv

（式 .1）

W：劣化度 a に達する時の劣化進展距
離（mm）
v ：重防食層の劣化進展速度（mm/ 年）

寿命評価手法の基本的な考え方を以（3）耐久性評価のための試験ついて、被覆層の剥離が生じている距下に示す。

離を「劣化進展距離」とし、被覆端部

1）無防食鋼材の腐食速度と重防食被覆から進行する鋼材腐食の距離を「錆進端部の劣化進展速度は比例関係にあ展に対する長期耐久性を評価するため、入距離」とする。したがって、劣化進るため、鋼材の腐食速度から劣化進劣化促進試験を実施し、その促進倍率

展距離と錆進入距離は異なる。

展速度を推定することができる。しを定量的に評価した。促進倍率の決定

重防食被覆端部の剥離による劣化進たがって、実験で得られる鋼材の腐は、供試体の被覆端部の劣化進展速度（2）重防食被覆の寿命評価手法の考え方

食速度および劣化進展速度をもとを測定するとともに、無被覆鋼材の腐既往の研究における寿命推定の考えに、実環境下における劣化進展速度食速度を測定し、これらの関係から実を予測する。

環境下での劣化進展速度を推定する。

方 を踏襲し、重防食被覆材端部の劣1）化進展に伴う被覆防食の寿命予測を行尚、劣化進展速度は一定とする。

劣化促進試験は、海水中・干満帯のう。重防食被覆材端部の劣化進行モデ

2）
ハット形重防食鋼矢板と、U 形重防促進試験として空気吹き込み塩水浸漬ルを図 -4 に示す。重防食鋼矢板の劣化

食鋼矢板の端部シール材の効果は同試験（図 -5）を、飛沫帯に相当する試は、被覆端部となる継手かん合部付近等とみなし、ハット形重防食鋼矢板

験として（独）港湾空港技術研究所のおよび鋼材まで達する疵部からの被覆の劣化進行モデルでの劣化潜伏期間

暴露試験施設を用いた海水シャワー試防食層の剥離によって生じるが、経年は、既往の研究結果から 7 年とする。

験（写真 -1）を行った。

的な劣化進行による耐久性の評価を行

3）補 修が必要となうにあたっては継手かん合部からの劣る被覆防食の寿化が主たる劣化要因と考える。

命は、劣化進行重防食被覆の劣化進行は、図-4に示す

モデルの潜伏期

ように、「潜伏期」「進展期」「劣化期」の3間を7 年とし、そ期に分けることができると考えられる。

れに劣化進展期「潜伏期」は、被覆端部の保護のため間を加えたものに施した端部シールの劣化が進行するとして推定する。

期間とした。

式 .1 に重防食被覆「進展期」は、端部シールの寿命によ防食の寿命推定のり鋼材の腐食発生に伴い、重防食被覆予測式を示す。

図 -5

空気吹き込み塩水浸漬試験装置概略図

図 -6

継手かん合部（標準：端部シールあり）

図 -4

重防食被覆防食の性能低下曲線

写真 -1

供試体の暴露状況

12尚、試験体はハット形重防食鋼矢板を切断加工し、継手かん合部を模擬している（図 -6）。
（4）劣化進展速度の推定結果

v：劣化進展速度（mm/ 年）
vcorr：鋼材の腐食速度（mm/ 年）

4．ハット形重防食鋼矢板の腐食海中部の場合、鋼材の腐食速度の標

ハット形鋼矢板は、継手が矢板壁の準 値 が 0.1〜0.2mm/ 年 と な る こ と か外縁に位置するため、重防食被覆が劣ら、劣 化 進 展 速 度 は 0.7mm〜1.3mm/化し腐食が進展した場合には矢板壁の今回実施した試験結果及び既往の試年と推定できる。また、飛沫帯、干満帯断面性能も低下する。

験結果からアレニウスプロットによるの場合は、鋼材の腐食速度が 0.1mm〜そこで、前章までの知見から、重防劣化進展速度の推定式は（式 .2）で表0.3mm/ 年となることから、劣化進展速

食鋼矢板の性能低下曲線は図 -11 に示

わすことができる（図 -7 参照）。

度は 1.1mm〜3.2mm/ 年と推定できる。

す値とし、ハット形重防食鋼矢板のそこれらの結果から、安全側の耐久性れぞれの部位ごとの腐食量は図 -12 に評価となるように、海中部、干満帯、示す値を用いることで、供用中の腐食飛沫帯の環境に関わらず、被膜端部か量が推定できると考えられる。

1ln（v）＝− 4.86・
× 1000 ＋ 17.75
T

（式 .2）

ここで、ら剥離する速度である劣化進展速度
は、3.2mm/ 年とする。

v ：劣化進展速度（mm/ 年）（5）重防食層内部への腐食の進展

T ：絶対温度（K）

5．おわりにハット形重防食鋼矢板について、既

これより、20℃の環境下における劣海水シャワー試験結果から得られた

往の U 形重防食鋼矢板に関する研究

化進展速度は 3.2mm/ 年と推定される。

劣化進展距離と錆進入距離の時間変化

成果と合わせ、被覆材の劣化進展ならまた、腐食速度と劣化進展距離の関より、干満帯、飛沫帯における鋼材のびに鋼材腐食についての評価を紹介し係は、海水中の場合は（式 .3）によって、腐食量分布を図 -9 に、海中部におけるた。本研究成果により計画的な維持管

干満帯・飛沫帯の場合は（式 .4）によっ鋼材の腐食量分布を図 -10 に示す。

理に貢献できるものと考えられる。て予測できると考えられる。
（図 -8 参照）
v ＝ 6.6 × vcorr （式 .3）

v ＝ 10.7 × vcorr （式 .4）

ここで、被覆損傷部については、同様の試験結果から被覆端部の劣化進展と同程度かそれ以上の速度で進行することが判明した。被膜損傷部は速やかに補修する必要がある。

図 -9 干満帯、飛沫帯の鋼材の腐食量分布

図 -7 ア レニウスプロットによる最大劣化進展速度の推定結果（供試体切断端部の結果）

図 -8 無 被覆鋼材の腐食速度に対する最大劣化進展速度の関係（供試体切断端部の結果）

図 -12 ハット形重防食鋼矢板の腐食

13

図 -10 海中部の鋼材の腐食量分布

図 -11 重防食鋼矢板の性能低下曲線