技報第 25 号

2010

ASR による劣化を受けた PC 梁部材のせん断耐荷力に関する実験的検討
阪神高速道路(株) 技術部 技術開発課
新名(財)阪神高速道路管理技術センター 企画研究部 調査研究課 久利
阪神高速道路(株) 神戸管理部 保全工事課
佐藤勉
良夫
彰紀

………………………………………………………………………………
要旨

アルカリ骨材反応性を有する骨材を用いて，スターラップの破断本数や部材寸法等をパラメータとした PC 梁供試体を作製し，約 4 年間にわたる自然暴露を行い，ASR 膨張の収束傾向を確認した後，せん断耐荷力の確認試験を実施した．この結果，スターラップ破断の無い供試体は耐荷力の低下が見られないこと，破断本数と耐荷力の低下には相関性があることを確認した．また，既往の評価法によりせん断耐荷力を評価し，計算値が供試体の耐荷力を安全側に評価していることを確認した．
キーワード:アルカリ骨材反応，PC 梁，せん断耐荷力，鉄筋破断実施した．本稿では，これらの供試体におけるはじめにASR の進行状況と，載荷試験結果に対する耐荷力評価について報告する．

阪神高速道路の一部のコンクリート構造物では，アルカリ骨材反応（以下，ASR）が確認されてい１．供試体概要る．少数ではあるが，ASR による劣化を受けた PC
梁部材において，スターラップ曲げ加工部の破断コンクリートの配合は，ASR 劣化により鉄筋破が生じている事例もあり，構造物の安全性も含め， 断が生じた実構造物（1979 年完成の PC 梁橋脚）維持管理上重要な課題と認識されている．スターの配合を参考に決定した． ASR コンクリートにラップの破断は，せん断耐荷力の低下に直接繋が使用した骨材を表‑1 に，配合を表‑2 に示す．設るものであるが，ASR 劣化を受けてスターラップ計基準強度は 35N/mm2 とし，セメントには早強セが破断した PC 梁部材の耐荷力評価に関する研究メントを用いた．反応性骨材と非反応性骨材の割は少なく，現状では耐荷力機構は十分には明らか

表‑1 使用骨材にされていない．
そこで，反応性骨材を用いて，スターラップの破断本数や部材寸法等をパラメータとした PC 梁部材を作製し，約 4 年間の自然暴露により ASR 劣化を発現させた上で，せん断耐荷力の確認試験を

産地
3
表乾密度（g/cm ）吸水率（%）

粗骨材
細骨材
反応性 非反応性 反応性 非反応性
北海道
兵庫県 北海道 兵庫県
2.67
2.62
2.64
2.55
1.99
1.53
0.851.76

表‑2 ASR コンクリートの配合
粗骨材
最大寸法 Slump W/C(mm)(cm) (%)
20845.1

air(%)

s/a(%)

3.043.1

水W
172

単位量（kg/m3）
細骨材
粗骨材
セメント
混和剤 添加アルカリ
非反応性 反応性 非反応性 反応性C
Sn
SrGn
GrA
NaOH381375385494514
3.818.06

表‑3 供試体諸元
分類ASR

健全シリーズ
（寸法：mm）

番号

シリーズⅠ
小型 （300×300×2000）

シリーズⅡ
中型 （600×600×4000）
シリーズⅤ
小型 （300×300×2000）
シリーズⅥ
中型 （600×600×4000）

1234567812121

計画プレストレス
107.5
せん断補強（N/mm２） （N/mm２） 鉄筋比（%）
○
○
○○○
○
○
0.4○
○
○
○
○
○

スターラップ
破断レベルなし
１本
２本
○
○
○

３本

○
○
○
○
○
○
○
○
○
○

合は，ペシマム試験に基づき，粗骨材・細骨材とも 50%とした．また，全アルカリ量（等価 Na2O量）が 8.0kg/m3 となるように NaOH を添加した．
表‑3 に供試体諸元を示す．供試体は，鉄筋破断が生じた PC 梁のせん断耐荷力の確認を目的として，プレストレスレベル，スターラップ破断本数をパラメータとした．反応性骨材を用いた ASR供試体と，比較のため反応性骨材を用いない健全供試体を作製した．供試体の寸法は，シリーズⅠ
およびⅤは 300×300×2000mm（小型供試体），寸法効果の確認を目的とするシリーズⅡおよびⅣは

写真‑1 供試体暴露状況
供試体は全てアンボンドで作製した．

600×600×4000mm（中型供試体）とした．ここASR 供試体は，2004 年 1〜2 月に作製し，写真‑で，供試体名称は，シリーズと供試体番号を組み1 のとおり，京都府八幡市内の屋外敷地において合わせてⅠ‑1，Ⅱ‑2 のように称する．

自然環境下で暴露し，ASR を発現させた．健全供せん断補強鉄筋比は，当社 PC 梁の標準的な値である 0.4%とした．スターラップの破断は，せ試体は 2007 年 12 月に作製し，全供試体のせん断載荷試験を 2008 年 2 月に実施した．

ん断スパン内の引張縁側の曲げ加工部を予め切断

図‑1 に供試体形状とゲージ等の配置を示す．

することにより模擬した．プレストレスは，供試コンクリート表面ひずみの測定用に，コンタクト2体下縁において，シリーズⅠおよびⅤは 10N/mm ， ゲージ測定用のチップを，供試体軸方向の上縁・7.5N/mm2 の 2 水 準 ， シ リ ー ズ Ⅱ お よ び Ⅵ は下縁と供試体中央部の鉛直・軸直角方向に設置し10N/mm2 として，材令 12〜13 日で導入した．なお， た．スターラップには，せん断スパン内に位置す
プレストレスの調整が必要となる状況を想定して， る鉄筋の鉛直方向の上縁・中央・下縁付近の 3 箇

40②① ③50200③ ①②D10φ26ＰＣ鋼棒100300

16@120=1920200200

40300

D1050

シリーズⅠ5010075200
175300

1 800

スターラップ破断なし
①のみ破断
①②破断
①②③破断

50

シリーズⅡ
7@210=1470② ①③D13φ32ＰＣ鋼棒

50170

170430③ ① ②D132@75=150 50
430660500

7@210=1470

600

50 2@75=150600

供試体名
Ⅰ−１Ⅰ−２Ⅰ−３Ⅰ−４：ひずみゲージ(スターラップ)：ひずみゲージ(PC鋼棒)：スターラップ破断位置

2 000

5075

50100

3 300
4 000

供試体名
Ⅱ−１Ⅱ−２500
50200
200 100
600

スターラップ
破断なし①②③破断

図‑1 供試体形状およびゲージ等の配置
所に溶接型ひずみゲージを設置した．PC 鋼棒に18は，同じく溶接型ひずみゲージをスパン中央部に図中に「×」印で示す．

２．ASR の進行状況
図‑2〜図‑9 に代表供試体の材令 45 ヶ月におけるひび割れ，ひずみ，圧縮強度および静弾性係数の経時変化を示す．
図‑2 のひび割れ密度は，ひび割れ幅毎のひび割れ延長を，それぞれ供試体の表面積で除して算出した．ひび割れ密度の合計は材令 750 日あたり

16ひび割れ密度（m/m2）設置した．予め模擬したスターラップ破断位置は140.1mm未満

12100.1mm以上〜0.2mm未満
0.2mm以上

864合計

2005001000
材齢（日）

1500

図‑2 ひび割れ密度の経時変化(Ⅰ‑1)
ち，夏季を経過した時期（材令 570 日，990 日）まで増加し，それ以降は大きな増加は見られない． の測定において，前回測定から大きく進展する傾一方で，材令 1200 日から 1350 日にかけて，向が見られ（図‑3），高温多湿環境により ASR の0.2mm 以上のひび割れ密度が増加し，0.2mm 未満進行が促進したと考えられる．また，測定位置ののひび割れ密度は減少した．

違いによりひずみの値が異なっており，PC 鋼棒

コンクリート表面ひずみは，年 2 回の測定のう位置に最も近い下縁側ではほとんどひずみが発生

3000

軸方向
上縁側

スターラップひずみ（μ）

コンクリートひずみ（μ）

9000
8000
7000
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0‑1000

軸方向
下縁側
鉛直方向
軸直角方
向 上面
0500

1000

2500
2000
1500

上段
中段
下段

1000
500
001500500

材令（日）スターラップひずみ（μ）

3000
2500
2000
1500

上段
中段
下段

1000
500
0500

1500

1000

1500

コンクリート材令（日）図‑5 スターラップひずみ(Ⅰ‑4)
していない．これは，プレストレスにより膨張が図‑4 スターラップひずみ(Ⅰ‑1)
スターラップひずみ（μ）

図‑3 コンクリート表面ひずみ(Ⅰ‑1)

01000

コンクリート材令（日）

8000
7000
6000
5000
4000

上段
中段
下段

3000
2000
1000
00500

1000

1500

コンクリート材令（日）図‑6 スターラップひずみ(Ⅱ‑1)
なる結果となった．

拘束されたことによるものと考えられる．また，

PC 鋼棒ひずみは，材令 160 日時点で圧縮側に寸法の違う小型・中型供試体で，ひずみの大きさ400μ程度まで生じたが，その後，概ね引張側ににそれほど差はなく，最大値はともに 8000μ程推移する傾向を示した（図‑7）．この理由として，度であった．

ASR の膨張圧が作用したことが推察される．

スターラップひずみは，小型供試体でスターラ

ASR 供試体と同時に作製し，同条件で自然暴露

ップ破断のないものは 2000〜3000μ程度（図‑4）， した円柱供試体（φ10×20cm）について，図‑8
最も破断本数の多い供試体で 1000〜2000μ程度に圧縮強度，図‑9 に静弾性係数の経時変化を示（図‑5）であり，降伏ひずみと同等あるいはそれす．圧縮強度は，材令 180 日まで上昇したが，材以上のひずみを生じた．破断があると膨張に対す

令 570 日では前回測定値から減少し，それ以降はる拘束力が小さくなるため，破断のない場合に比30〜40 N/mm2 程度で推移した．静弾性係数は，材べてひずみが小さくなったと考えられる．また，

令 28 日までは増加したが，その後，材令 570 日

中型供試体では，破断のないものは 6000〜8000まで減少し，以降は 40 N/mm2 程度でそれほど変μ程度（図‑6），破断のある供試体で 2000〜4000化しなかった．材令 1440 日時点での圧縮強度はμ程度のスターラップひずみを生じており，小型40.0N/mm2 ，静弾性係数は当初の約 4 割程度の供試体と同様，破断がある場合にひずみが小さく0.93×104N/mm2 であった．

図‑7 PC 鋼棒ひずみ(Ⅰ‑1)
図‑8 圧縮強度の経時変化
以上のコンクリート表面ひずみおよびスターラップひずみの経時変化から，ASR 供試体の膨張が今後著しく増加する可能性は低いと考えられ，これらのひずみの発生量も ASR によるせん断耐荷力を検討するための劣化レベルに達していると判断し，後述する載荷試験を実施した．

３．せん断載荷試験
本供試体は，実構造物を想定して配筋を決定し図‑9 静弾性係数の経時変化たため，せん断破壊が起こりにくいものとなっている．試験の載荷条件は，予備載荷試験 1)から，壊が卓越すると言われているが，写真‑3 に示すせん断破壊が先行するよう，せん断スパン比普通コンクリートで作製し，斜め引張破壊した健

a/d=2.0 に設定した．

全供試体ではスターラップが降伏しており，当該

また，長期暴露に伴うプレストレスの減少が懸念されたため，図‑7 に示す PC 鋼棒ひずみの経時せん断スパン比ではトラス機構が形成されたものと推察される．

変化や，曲げひび割れ発生荷重確認試験より，残図‑10，図‑11 に，支間中央における荷重−変存プレストレスを評価した．その結果，当初のプ

位 関 係 を 示 す ． 図 ‑10 は 計 画 プ レ ス ト レ ス

レストレス導入量はほぼ確保されていた 1)ため，10N/mm2，図‑11 は 7.5N/mm2 のケースである．ス

再緊張によるプレストレスの調整は行わないこと

ターラップ破断のない ASR 供試体（Ⅰ‑1，Ⅰ‑5）とし，載荷試験 4 週間前にシース内にグラウトをと健全供試体（Ⅴ‑1，Ⅴ‑2）の破壊荷重はほぼ同注入した．

等となった．スターラップ破断のない ASR 供試体の剛性は健全供試体に比べて低い傾向にあるが，3‑1 小型供試体

せん断耐荷力は，スターラップで拘束されたコン

Ⅰ‑1 供試体の破壊状況を写真‑2 に示す．供試

クリート断面に ASR 膨張によるケミカルプレスト体は，荷重の増加に伴い斜めひび割れが発生したレスが作用した影響から，健全供試体と同等レベ後，急激に耐力低下を生じ，せん断破壊した．一ルを有する結果になったものと考えられる．また，

般に，a/d=2.0 という比較的小さいせん断スパン

スターラップ破断のある供試体の破壊荷重は，破比では，アーチ機構の形成により，せん断圧縮破断本数が多いほど小さくなる傾向となった．

破線：ひずみゲージ張付スターラップ

写真‑2 供試体破壊状況（Ⅰ‑1）

写真‑3 供試体破壊状況（Ⅴ‑1）：降伏ひずみ発生位置

写真‑2 供試体破壊状況（Ⅰ‑1）

写真‑3 供試体破壊状況（Ⅴ‑1）

1000

1000載荷荷重（kN）

Ⅰ−１600Ⅰ−２Ⅰ−３400

Ⅰ−４Ⅴ−１200載荷荷重（kN）

800

800

600

Ⅰ−５Ⅰ−６Ⅰ−７Ⅰ−８Ⅴ−２400
200000510変位 （ｍｍ）

0155変 位

図‑10 荷重−変位関係(Ⅰ‑1〜4,Ⅴ‑1）

1015（ｍｍ）

図‑11 荷重−変位関係(Ⅰ‑5〜8，Ⅴ‑2）
a/d=1.8 に低下させ，試験を行った．図‑12 に

3‑2 中型供試体
中型の健全供試体（Ⅵ‑1）に対し，小型と同様

Ⅱ‑1，Ⅱ‑2 供試体の支間中央における荷重−変に a/d=2.0 の条件で載荷試験を実施したところ，位関係を示す．スターラップ破断の無い ASR 供試

斜めひび割れは発生せず，上縁コンクリートの圧体（Ⅱ‑1）では，斜めひび割れの発生は見られた壊による曲げ圧縮破壊を生じた．本試験では，供が，最終的には上縁コンクリートの圧壊による曲試体をせん断破壊させる必要があるため，ASR 供げ圧縮破壊に至った．破断を模擬した ASR 供試体

試 体 （ Ⅱ ‑1,Ⅱ ‑2） で は ， せ ん 断 ス パ ン 比 を（Ⅱ‑2）では，斜めひび割れ発生後，急激に耐力低下を生じてせん断破壊した（写真‑4）．

3000

４．せん断耐荷力の評価

載荷荷重（kN）

2500
2000

３．の実験では，各供試体で斜め引張破壊が1500

Ⅱ−１
Ⅱ−２1000生じたことから，土木学会コンクリート標準示方書のせん断耐力算出式に基づく計算値との比較に500

より，せん断耐荷力を評価した．

002040変 位 （ｍｍ）

図‑12 荷重−変位関係(Ⅱ‑1，Ⅱ‑2)

コンクリートの受け持つせん断力 Vc の算出には，二羽ら 2)の提案式を用いた．

表‑4 せん断耐荷力の実験値と計算値の比較結果
供試体分類
健全ASR
小型

健全ASR
健全

中型

ASR

供試体No. a/d
Ⅴ−１
Ⅰ−１
Ⅰ−２
Ⅰ−３
Ⅰ−４
Ⅴ−２
Ⅰ−５
Ⅰ−６
Ⅰ−７Ⅰ−８Ⅵ−１
Ⅱ−１
Ⅱ−２

ﾌﾟﾚｽﾄﾚｽ(N/mm2)

計画 残存ﾌﾟﾚｽﾄﾚｽ
9.2
10.0
2.0 10.0
10.1
8.6
8.6
6.9
8.5
2.0 7.5
7.1
7.4
8.0
2.0 10.0
9.3
1.8 10.0
9.4
1.8 10.0
9.3

Vc = 0.23 f 'c 3 pw 4 1000/ d {0.75 + 1.4 /(a / d )}× bw × d

破壊荷重
破壊形式(kN)
794879780
715
700834834
737750713
24702718
2710

せん断

曲げ
曲げ
せん断

計算値
全スターラップ有効有効付着長考慮耐力(kN) 実験値/計算値 耐力(kN) 実験値/計算値

628646649
615615
576
613
581
588
601
2316
2410
2402

1.26
1.36
1.20
1.16
1.14
1.45
1.36
1.27
1.28
1.19
1.13

600
518
470
532491
457
2190

1.30
1.38
1.49
1.38
1.53
1.56
1.24(1)

ここに，f’c：コンクリート圧縮強度(N/mm2),
pw = 100As /(bw × d ) ， As ： 引 張 鉄 筋 断 面 積 (mm ) ，2

bw：ウェブ幅(mm)，d：有効高さ(mm)，a：せん断スパン(mm)

破線：ひずみゲージ張付スターラップ

また，プレストレスの効果は，池田ら 3)の知見
より，ひび割れ発生モーメントを直接評価し，コ

写真‑4 供試体破壊状況（Ⅱ‑2）

ンクリートの受け持つせん断力に加算した．
(2)
Vcu = Vc + M cr / aを確認した．有効付着長を考慮せず，破断したス

ここに，Vcu：再評価したコンクリートの受け持ターラップを全て有効と考えた場合，破断本数がつせん断力，Mcr：ひび割れ発生モーメント多いほど安全率は低下し，3 本破断させた供試体

このほか，破断を模擬したスターラップの定着Ⅰ‑4，Ⅰ‑8，Ⅱ‑2 の安全率は同程度となった．

長について，破断部から 20φの範囲を無効としまた，有効付着長を考慮した場合には，安全率た場合の影響を検討した 4)．小型供試体は，スタは破断のない供試体に比べ同程度か，高い結果とーラップ径は 10mm のため破断部から 200mm が無なっている．シリーズⅠにおいて，スターラップ効となるが，直線長は 180mm であり，スターラッに破断が生じている供試体では，破断本数が多いプは付着を確保できない．中型供試体では，破断ほど安全率が高くなる傾向があるが，これは有効しても有効付着長が確保できるスターラップは，付着長を安全側に評価しているためと考えられる．

破断させた 3 本のうち，最も載荷点側の 1 本のみとなる．また，破断しても付着が確保できるスタ

５．結論ーラップについては，圧縮合力の作用位置と引張鉄筋の重心位置との距離 Z を，Z＝d/1.15‑20φとし，負担するせん断力を求めた．

反応性骨材を用いて，スターラップの破断本数や部材寸法等をパラメータとした PC 梁供試体を以上の条件で算出したせん断耐荷力を表‑4 に作製し，自然暴露により ASR 劣化を進行させ，約示す．いずれの計算値も実験値を下回る結果とな

4 年にわたってその膨張挙動を追跡調査した．材り，計算値は耐荷力を安全側に評価していること

令 45 ヶ月時点で ASR 膨張の収束傾向を確認し，せん断耐荷力の確認を目的とした載荷試験を実施

ップの破断がせん断耐荷力に与える影響の詳細なした．試験から得られた結果を以下に示す．

評価，本検討の実構造物への適用については，今（1）小型供試体の試験結果より，スターラップ後の検討課題と考えている．

破断のない ASR 供試体は，反応により生じたひび割れで剛性が低下する傾向があるが，健全供試体

謝辞：本検討にあたり，「ASR 構造物の維持管理と同等のせん断耐荷力を有することを確認した．

に関する検討会（委員長：京都大学大学院 宮川この一因には，ASR 膨張によるケミカルプレスト

豊章教授）」においてご指導を賜りました．委員

レスが耐荷力の増加に寄与したことが考えられる． 長はじめ関係各位に深く感謝の意を表します．
（2）小型供試体の試験結果より，スターラップの破断本数が増加するほどせん断耐荷力は低下することが明らかとなった．中型供試体においても，スターラップ破断のある供試体のみせん断破壊を生じたことから，破断が耐荷力の低下に影響を与えることが確認された．
（3）土木学会式および二羽式，池田式を用いてせん断耐荷力を評価し，いずれの供試体も計算値は耐荷力を安全側に評価することを確認した．な参考文献
1) 十名ほか：ASR により劣化した PC 梁供試体のせん断耐荷力実験に関する基礎検討，コンクリート構造物の補修，補強，アップグレード論文報告集，第 7 巻，pp.97‑104，2007.11.
2) 二羽ほか：せん断補強鉄筋のない RC はりのせん断強度 式 の 再 評 価 ， 土 木 学 会 論 文 集 ， No.372/ Ⅴ ‑5 ，pp.167‑176，1986
3) 伊藤ほか：プレキャストセグメント PC はりの曲げせん断挙動，コンクリート工学年次論文報告集，Vol.16，No.2，1994
4) 土木学会：コンクリートライブラリー124，アルカリ骨材反応対策小委員会報告書−鉄筋破断と新たなる対応−，2005.

お，供試体寸法による破壊形式の違いやスターラ

EXPERIMENTAL STUDY ON SHEAR STRENGTH OF PRESTRESSED CONCRETE BEAMSDETERIORATED BY ALKALI-SILICA REACTION
Tsutomu NIINA, Yoshio HISARI and Akinori SATO
An experimental study was carried out on shear strength of prestressed concrete (PC) beams deteriorated
by alkali-silica reaction (ASR). PC beam specimens with varied dimensions and numbers of fractured
stirrups were exposed to a long term exposure (about four years) and tested to evaluate their shear
strengths after ASR-induced expansion. No shear strength decrease was observed in the specimens
without stirrup fracture, and a relationship was found present between the number of fractured stirrups andthe degree of decrease in the shear strength. Shear strength evaluation was also carried out using a
conventional method to confirm adequate safety margin in the calculated values of the specimens.

新名勉

阪神高速道路株式会社
技術部 技術開発課
Tsutomu Niina

久利 良夫(財)阪神高速道路管理技術センター
企画研究部 調査研究課
Yoshio Hisari

佐藤 彰紀

阪神高速道路株式会社
神戸管理部 保全工事課
Akinori Sato