ＩＳＳＮ１３４６－７８３２

独立行政法人港湾空港技術研究所

港湾空港技術研究所
報告
REPORT OF
THE PORT AND AIRPORT RESEARCHINSTITUTE

VOL.50No.3 September

2011

NAGASE,YOKOSUKA,JAPANINDEPENDENT ADMINISTRATIVE INSTITUTION,

PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

港湾空港技術研究所報告（REPORT OF PARI）
第 50 巻 第 3 号（Vol. 50,

目

No. 3）,

2011 年9月（September 2011）

次（CONTENTS）

1. 超音波式四次元水中映像及び測量取得システム（4-DWISS）の開発·································································· 松本さゆり，吉住夏輝，片倉景義 ·····

3（Development of Four-dimensional Wide-angle Imaging and Surveying SONAR··············································· Sayuri MATSUMOTO, Natsuki YOSHIZUMI, Kageyoshi KATAKURA）
2. 繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能····································································· 川端雄一郎，岩波光保，松林卓 ····

43

（Residual Punching Shear Capacity of RC Slab Damaged by Repeated Impact Loads············································· Yuichiro KAWABATA, Mitsuyasu IWANAMI, Taku MATSUBAYASHI）

港湾空港技術研究所報告第 50 巻第 3 号(2011.9)

繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能
川端

雄一郎*・岩波要

光保**・松林

卓***

旨

港湾構造物では，設計荷重以上の波力や，消波ブロック，船舶，漂流物の衝突のような衝撃力が作用する場合があり，これらによって損傷に至る事例がある．このうち，消波ブロック被覆堤では，消波ブロックがケーソン前壁に繰り返し衝突し，穴あきに至る局部破壊が発生するケースもある．
しかしながら，現行の港湾の施設の技術上の基準・同解説では，ケーソン前壁の局部破壊については考慮されておらず，耐衝撃設計方法の確立が必要不可欠となっている．
本研究は，繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版（RC 版）の残存押抜きせん断耐荷性能を評価することを目的とし，繰返し衝撃荷重を作用させた四辺支持 RC 版の静的載荷試験を行った．
また，四辺支持 RC 版の試験結果から得られた知見を二辺支持 RC 版の押抜きせん断耐荷性能の評価に適用した．その結果，衝撃荷重を受けた RC 版の残存押抜きせん断耐力は，押抜きせん断破壊面
が明確に形成される前においては健全な場合の 8 割程度以上であり，押抜きせん断破壊面の形成とともに急激に低下すること，また健全な RC 版の押抜きせん断耐力に対する損傷を受けた RC 版の残存耐力比を用いることで，繰返し衝撃荷重を受ける RC 版の残存性能評価ができる可能性があることが分かった．これらの知見を基に，繰返し衝撃荷重を受ける RC 版の性能照査手法を提案し，試設計により照査の流れを示した．
キーワード：港湾構造物，鉄筋コンクリート，繰返し衝撃荷重，押抜きせん断耐荷性能，照査* 構造研究領域 構造研究チーム 研究官** 構造研究領域 構造研究チームリーダー*** 客員研究員（前田建設工業株式会社）〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1
電話：046-844-5059
Fax：046-844-0255

独立行政法人 港湾空港技術研究所
E-mail：kawabata-y@pari.go.jp- 43 -REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.50, No.3 (Sep.2011)

Residual Punching Shear Capacity of RC Slab Damaged by Repeated Impact Loads
Yuichiro KAWABATA*
Mitsuyasu IWANAMI**
Taku MATSUBAYASHI***

Synopsis
Reinforced concrete (RC) structures would be subjected to accidental huge loads infrequently. In
port facilities, accidental huge loads such as earthquake and collision of ships attack incidentally to
RC structures, causing collapse of structural members. It is reported that due to repeated impact
loads, large hole was generated in the caisson wall by repeated collision of concrete blocks.
Therefore the design method of RC structure against such accidental impact loads is necessary to be
developed while it has not been established so far.
This paper reports the residual punching shear capacity of RC slab damaged by repeated impact
loads. In the experiment, residual structural capacity of 2-way RC slabs against punching shear
failure was examined by conducting static loading tests after falling-weight impact loading. Basedon the results obtained from the tests, the proposed method to evaluate residual punching shear
capacity of damaged RC slab was applied to 1-way slab. As the results, it was found that punching
shear capacity of RC slabs damaged by repeated impact loads slightly decreases compared with
non-damaged slabs just before the occurrence of punching shear crack, when no major damage isobserved in the slabs. And, it was found that punching shear capacity rapidly declines after clear
formation of cracks due to punching shear at the bottom surface of the slab. Consequently, theverification method for punching shear failure of RC slab subjected to repeated collision of
concrete blocks was proposed. Furthermore, the practical procedure of the verification was
described in this paper.
Key Words: Port structure, reinforced concrete, repeated impact loads, punching shear capacity,
verification* Researcher, Structural Mechanics Group, Structural Engineering Division** Head of Structural Mechanics Group, Structural Engineering Division*** Visiting Reseacher (Maeda Corporation)
3-1-1, Nagase, Yokosuka, Kanagawa 239-0826, JapanPort and Airport Research Institute
Phone : +81-46-844-5059
Fax : +81-46-844-0255
E-mail : kawabata-y@pari.go.jp- 44 -

目

次

旨 ····························································································································································

43

1. まえがき ······················································································································································

47

2. 繰返し衝撃荷重を受ける四辺支持RC版の残存押抜きせん断耐荷性能 ··········································

48

2.1

実験概要 ··············································································································································

48

2.2

実験結果および考察 ·························································································································

49

3. 繰返し衝撃荷重を受ける二辺支持RC版の押抜きせん断耐荷性能の評価 ········································

52

要

3.1

実験概要 ··············································································································································

52

3.2

実験結果および考察 ·························································································································

54

4. 消波ブロックの繰返し衝突によるケーソン前壁の局部破壊に対する照査方法の提案 ·············

59

4.1

性能照査全体におけるケーソン前壁の耐衝撃性能照査の位置づけ ········································ 59

4.2

耐衝撃設計断面の範囲 ······················································································································· 60

4.3

ケーソン前壁のモデル化 ··················································································································· 61

4.4

消波ブロックのモデル化 ··················································································································· 62

4.5

試設計 ···················································································································································· 63

5. 結論 ································································································································································ 63
謝辞 ······································································································································································· 63
参考文献 ······························································································································································ 63- 45 -繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能

1. まえがき50

港湾構造物では，設計荷重以上の波力や，消波ブロッ

100
50 20 60 20

750
13@50=650D650

ク，船舶，漂流物の衝突のような衝撃力が作用する場合があり，これらによって損傷に至る事例がある 1)．この

750
13@50=650

うち，消波ブロック被覆堤では，消波ブロックがケーソ
ン前壁に繰り返し衝突し，穴あきに至る局部破壊が発生する場合がある．ケーソン壁の穴あき損傷は中詰材の流出を招き，ケーソン本体の重量を減少させるため，滑動に対する安定性も低下し，防波堤の機能低下に至るケー

D6

スもある．

50

現行の港湾の施設の技術上の基準・同解説 2)では，ケーソン前壁の局部破壊については考慮されておらず，耐100
20 60 20

SD295 D6

衝撃設計・照査方法の確立が必要不可欠となっている．
一方，衝撃力を受ける鉄筋コンクリート（RC）部材の挙動については多くの研究成果がある 3)．しかし，その多単位： mm

くは落石の衝突力や爆発力などの単発的な衝撃力を対象にしており，港湾構造物で見られるような繰り返し作用

図-2.1 試験体の形状および配筋

4)する衝撃力を対象としたものは少ない ．
筆者らは，既往の研究の中で，基本的な部材である鉄

表-2.1 実験ケース

筋コンクリートはりや二辺支持された鉄筋コンクリート

試

版の曲げ耐荷性能について，重錘落下による繰返し衝撃験

載荷実験を実施し，その破壊挙動を把握するとともに，体

主に変位応答や荷重応答を算出する方法について検討を

1

静的載荷

行ってきた 5), 6), 7), 8)．しかし，実際に損傷を生じた事例に

2

単一衝撃

おいてケーソン前壁が押抜きせん断破壊のような局部破

3

載荷後に

2.5

1250

壊を生じることを考えると，曲げ耐荷性能だけでなく押

4

静的載荷

3.0

1800

抜きせん断耐荷性能を評価することが必要である．

5

1.5

450

既往の研究において，繰返し衝撃荷重を受ける RC 版

載荷方法

重錘

衝突

衝突

衝突

質量

速度

エネルギー

回数

(kg)

(m/s)

(J)

(回)

-

-

-

2.0

800

-

6

の押抜きせん断耐荷性能に関する検討は少ない 9)．特に，

7繰返し衝撃荷重を受ける場合の RC 版の残存耐力などに

1.79

衝撃荷重を受ける RC 版の押抜きせん断耐荷性能を評価10することは，消波ブロックの繰返し衝突によるケーソン

11

前壁の局部破壊に対する性能照査方法の提案に寄与する12と考えられる．

13

本論は，繰返し衝撃荷重を受けるRC版の残存押抜きせ

578

29

載荷後に

1.8

静的載荷

648

244

17

を行い，残存押抜きせん断耐荷性能を評価し，それらの18

結果を基に局部破壊に対する性能照査を行う上での限界

40
60

16

し衝撃荷重を作用させて損傷を与えた後に静的載荷試験

203
12

繰返し衝撃

15

の影響を極力排除するため，四辺支持RC版に対して繰返

300

270

400

14

ん断耐荷性能を評価することを目的とした．まず，曲げ

100
140

8

ついては十分に明らかにされていない．よって，繰返し

1

200

14

1.9

722

2.0

800

4

2.69

724

27

19

値の設定および照査方法の提案を行った．次に，提案方法をケーソン前壁の2/5モデルとした二辺支持RC版に適撃荷重を受けるRC版の押抜きせん断破壊に対する性能用し，その妥当性について評価した．さらに，繰返し衝

照査方法を提案し，試設計例を示した．

- 47 -

川端

雄一郎・岩波 光保・松林 卓

2. 繰返し衝撃荷重を受ける四辺支持RC版の残存押表-2.2 使用材料の物理的性質

抜きせん断耐荷性能

コンクリート圧縮強度
22.1 実験概要(1) 試験体および実験ケース

鉄筋

ヤング係数

降伏点

2

(N/mm )

(kN/mm )(N/mm2)

46.1

31.3

366

試験体の形状および配筋を図-2.1 に示す．試験体寸法は，750mm×750mm×100mm であり，支間長 600mm で四重錘辺支持した．試験体数は全 18 体である．表-2.1 に実験(質量:400kg or 200kg)

ケースを示す．載荷方法は静的載荷，衝撃荷重を 1 回作

ロードセル(2MN)用させた後の静的載荷および繰返し衝撃荷重を作用させ鉄板
150×150×20mm

た後の静的載荷の 3 種類とした．

載荷板
φ50×30mm
ゴムシート
150×150×10mm

表-2.2 に使用材料の物性値を示す．使用したコンクリ

PC鋼棒

ートは普通コンクリートとした．

ナット(2) 試験装置
衝撃載荷に用いた試験装置の原理は，重錘を所定の高溝形鋼さまでチェーンブロックで引き上げ，ロープを用いてフ試験体ックを解除することにより重錘を自由落下させるものである．実験で用いた重錘の質量は 400kg を基本とし，1ケースのみ 200kg とした．重錘による衝撃荷重は，直径

600mm

50mm の載荷板（厚さ 30mm）を介して試験体上面中央部に作用させた．これは，試験体の支間内に押抜きせん
断破壊面が形成されるよう考慮したものである．また，載荷板と試験体の間には，衝撃荷重が載荷面に一様に作用 す る よ う に ， 硬 度 65 度 の ゴ ム シ ー ト （ 寸 法
150mm×150mm×10mm）を 1 枚敷いた．試験体は，浮き

試験体上がりや設置位置のずれを防止するため，寸法150mm×150mm×20mm の鉄板を試験体上面に 8 箇所設置
し，ナットで締め付けた．本実験に使用した試験体設置部の詳細を図-2.2 に示す．静的載荷については，試験体

ナット
鉄板の支持条件および使用する載荷板は衝撃載荷と同じとし，

載荷板
ゴムシート

ゴムシートは用いずに載荷板を RC 版上面に設置して油
圧ジャッキを用いて静的に荷重を作用させた．なお，載荷板は，試験体へ一様に荷重が作用するように，石膏を介して試験体に設置した．写真-2.1 に静的載荷試験の状

図-2.2 試験体設置部の詳細

況を示す．
(3) 計測方法
衝撃載荷時の計測項目は，重錘部に作用する反力（以下，重錘反力と呼ぶ）および衝突点直下における試験体
下面の鉛直変位（以下，衝突点変位と呼ぶ）とした．重錘反力の計測には重錘部に組み込まれた容量 2MN のひずみゲージ式ロードセルを使用し，衝突点変位の計測に
は非接触型レーザ変位計（最大計測レンジ 750mm，サン
プリング周期 20～1000μs）を使用した．計測機器には，A/D 変換器を内蔵したデジタル動ひずみ計を使用し，専用ソフトを用いて計測・記録用パソコンでデータ収録し写真-2.1 静的載荷試験状況- 48 -

H形鋼

繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能

た．計測間隔は 50μs とし，計測データのフィルタ処理は施さなかった．また，衝撃載荷の終了後，静的載荷試験を行う前に RC 版に発生したひび割れ状況を観察し，スケッチした．
静的載荷時の計測項目は，荷重および載荷点直下におV=2.0m/s

ける試験体下面の鉛直変位（以下，載荷点変位と呼ぶ）とした．荷重の計測には容量300kNのひずみゲージ式ロー

V=2.5m/s

V=3.0m/s

写真-2.2 衝突部の破壊状況

ドセルを使用し，載荷点変位の計測には容量25mmの変位計を使用した．
2.2 実験結果および考察(1) 単一衝撃載荷による破壊状況および残存耐力
V=2.0m/s

単一衝撃載荷を行った試験体（No.2，3，4）の衝撃載
荷後における衝突面の破壊状況を写真-2.2に，試験体下

V=2.5m/s

V=3.0m/s

図-2.3 試験体下面の破壊状況（単一衝撃）

面 の ひ び 割 れ 発 生 状 況 を 図 -2.3 に 示 す ． 衝 突 速 度

0

V=2.0m/sの場合，衝突点における試験体表面のひび割れ

2

衝突点変位(mm)は認められず，試験体下面には衝突点を中心とする放射状のひび割れが確認された．V=2.5m/sの場合は，衝突点に載荷板とほぼ同じ大きさの円形状のひび割れが発生し，V=2.0m/sの場合と比べて試験体下面のひび割れ本数も多462.0m/s
2.5m/s
3.0m/s8
10

かったが，押抜きせん断破壊面の形成は確認されなかっ12
0

た．V=3.0m/sの場合には，衝突点の陥没が顕著となり，

10

20

30
(ms)
経過時間

試験体下面に明確な押抜きせん断破壊面が確認された．
図-2.4に衝突点変位の時刻歴応答を示す．載荷速度の増4050

図-2.4 衝突点変位の時刻歴応答

加に伴い残留変位が大きくなり，特にV=3.0m/sにおける160

残留変位が急激に大きくなっている．これは試験体下面

No.1(無損傷)
2.0m/s
2.5m/s
3.0m/s120
荷重(kN)のひび割れ発生状況と対応している．
衝撃荷重により損傷を与えた試験体に対して静的載荷試験を行い，残存耐力を求めた．図-2.5に静的載荷試験

8040における荷重－変位関係を示す．無損傷のNo.1では，最大荷重148.9kNにて押抜きせん断破壊面の形成によって0

荷重が急激に低下し，その後は荷重40kN程度で一定とな

0

2

4

6

8

10

載荷点変位(mm)った．V=2.0m/s（No.2）および2.5m/s（No.3）では，最大荷重はそれぞれ137.1kN，114.1kNとなり，無損傷の試験

図-2.5 荷重－載荷点変位関係（静的載荷）

体よりも小さくなった．一方，V=3.0m/s（No.4）では，
1.0

約40kNまで増加した後に頭打ちとなっており，鉄筋のダ

0.8
残留耐力比
残存耐力比

ボ効果で荷重が約40kNまで達したものと思われた．
図-2.6に衝突速度と残存耐力比の関係を示す．なお，残存耐力比とは，各試験体の最大荷重を無損傷の試験体の最大荷重で除した値である．図-2.3にて明確な押抜き
せん断破壊面が認められなかったV=2.0m/s（No.2）およ

0.6
0.4
0.2
0.0

び2.5m/s（No.3）では，残存耐力比が約0.8以上となって0.0

おり，V=3.0m/s（No.4）のような押抜きせん断破壊面の形成後には急激に残存耐力が低下した．

0.5

1.0

1.5
2.0
2.5
衝突速度(m/s)

3.0

図-2.6 衝突速度と残存耐力比の関係- 49 -

3.5

川端

雄一郎・岩波 光保・松林 卓(2) 繰返し衝撃載荷による破壊状況および残存耐力
図-2.7 に繰返し衝撃載荷を行った試験体のうち代表的なものの試験体下面のひび割れ発生状況を示す．また，
図-2.8 に衝突回数と衝撃載荷後に除荷した際の試験体の衝突点変位（以下，残留変位）の関係を示す．No.6（V=1.5m/s，300 回）では，衝撃載荷終了後においても明確な押抜きせん断破壊面は形成されず，最終的な残留
変位も 0.1mm 程度であった．No.8（V=1.7m/s，203 回）

No.6 (V=1.5m/s 300 回)

No.8 (V=1.7m/s 203 回)

No.16 (V=1.9m/s 19 回)

No.17 (V=2.0m/s 4 回)

では，残留変位が衝突回数約 100 回から徐々に大きくなった．その後，衝突回数約 200 回で残留変位が約 1.0mmとなり，それ以上の衝突回数では残留変位が急激に大きくなった．No.16，No.17 も同様に残留変位 1.0mm 程度となる衝突回数をしきい値として，それ以上では急激に残留変位が大きくなった．今回の実験の範囲では，残留変位が 1.0mm 程度で試験体下面に明確な押抜きせん断破
壊面が形成されたことが分かる．
図-2.9 に，表-2.1 に示した試験体の繰返し衝撃載荷

図-2.7 試験体下面のひび割れ発生状況

後の残留変位と残存耐力比の関係を示す．残留変位が（繰返し衝撃）3.5mm 程度までは残留変位と残存耐力比には負の相関0が認められ，それ以上の残留変位では残存耐力比がほぼ
残留変位(mm)

一定値に収束した．ここで，図-2.8 において示した明
確な押抜きせん断破壊面が形成される残留変位が約1.0mm の時点では残存耐力比は 0.8 程度を示していることが分かる．残留変位が 1.0mm 以上となると押抜きせん断破壊面の形成が急激に進行し，急激に押抜きせん断
耐荷性能が低下するといえる．

1
2
3
No.8 (1.7m/s, 203回)
No.16(1.9m/s, 19回)
No.17(2.0m/s, 4回)

45

図-2.10 に衝突回数と残存耐力比の関係を示す．残留

110変位と同様，残存耐力比 0.8 程度となる衝突回数をしきい値として，それ以上では急激に耐力が低下することが100
衝突回数（回）

1000

図-2.8 衝突回数と残留変位の関係分かる．また，衝突速度 1.70m/s では残存耐力比 0.8 と1なるために衝突回数が 150 回程度必要であるのに対し

0.8
残存耐力比

て，衝突速度 1.90m/s では 15 回程度で残存耐力比が 0.8以下となっている．本実験条件では衝突速度 1.80m/s 程
度をしきい値として，残存耐力比が急激に低下するまでの衝突回数が大きく変化していることがわかる．
また，No.18（M=200kg，V=2.69m/s）に着目すると，衝

0.6
0.4
0.2

突エネルギーが同じであるNo.16（M=400kg，V=1.9m/s）の場合と概ね同等な衝突回数で押抜きせん断破壊が生じ，00

残存耐力比が急激に低下した．よって，重錘質量が異なっても衝突エネルギーが一定であれば，押抜きせん断破
壊面が明確に形成されるまでの衝突回数は概ね同等と考246
残留変位 (mm)8

図-2.9 残留変位と残存耐力比の関係

えられる．
(3) 繰返し衝撃荷重を受けるRC版の局部破壊に対する隔室内の中詰砂が流出することによりケーソン本体の重限界状態および性能照査方法に関する考察

量が減少するため，滑動に対する安定性も低下し，防波

ケーソン前壁に押抜きせん断破壊面が形成されると，堤の機能低下に至る．よって，ケーソン前壁の局部破壊- 50 -繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能に対しては，中詰砂が流出しない程度の押抜きせん断破
2.00m/s
1.80m/s
1.50m/s

壊面の開口幅もしくはそれに対応した部材の変位を限界値とすることが理想と考えられる．しかしながら，計算
1.2

最大荷重後においても押抜きせん断破壊面が明確に形成

1.0
残留耐力比
残存耐力比

によるひび割れ幅や変位の算出は容易ではない．ここで，されなければ中詰砂の流出は抑制できると考えられる．
そこで本研究では押抜きせん断破壊面が明確に形成されていない残存耐力比0.8を限界値に設定し，外力作用とし

0.8
0.6
0.4

て衝撃エネルギーを考えることで，残存耐力比0.8を担保0.2するための限界衝突回数を定めることができると考えた．

0.0

図-2.10 にプロットした各点のうち，押抜きせん断破

1

10

壊面が明確に形成されていない点として，残存耐力比が0.7 以上の点のみを図-2.11 に示す．また，それぞれの衝

図-2.10

突速度について，縦軸の切片を 1.0（衝突回数 0 回の時の1.90m/s
1.70m/s
2.69m/s(M=200kg)

100()
衝突回数 回1000

衝突回数と残存耐力比の関係

1.2

残存耐力比が 1.0）とした場合の近似直線をあわせて示し
残留耐力比
残存耐力比

ている．これは，押抜きせん断破壊面が明確に形成されるまでは残存耐力比と衝突回数の間に線形関係が成り立つと仮定したものである．ここで，残存耐力比の限界値を仮に 0.8 に設定すると，これに至るまでの衝突回数，

1.0
0.8
1.50m/s
1.80m/s
2.00m/s0.6

すなわち限界衝突回数がそれぞれの近似直線より求まる．

1.70m/s
1.90m/s

0.4

一方，実験の結果，衝突エネルギーを一定とした場合，

0

押抜きせん断破壊面が明確に形成されるまでの繰返し衝

50

100

150

200

250

衝突回数(回)

突回数は概ね同等であったことから，RC 版の限界衝突回数の評価に衝突エネルギーを用いることができると考図-2.11

衝突回数と残存耐力比の関係（残存耐力比 0.7 以上）えた．具体的には衝突エネルギーが，押抜きせん断破壊
面が形成されるための破壊エネルギーに変換されると考

φ 50mmえ，破壊エネルギーに対する衝突エネルギーの比（エネ

45°

45°

ルギー比）を用いることとした．

仮定した
破壊面

d

ここで，破壊エネルギーGF は，図-2.12 に示すように
載荷面から 45°の破壊面を仮定し，コンクリート上面から 2 方向の平均の有効高さ d の範囲におけるコーン破壊

面積算出部分面の面積を算出し，式(1)の土木学会コンクリート標準示
方書 10) に示された単位面積あたりのコンクリートの破図-2.12壊エネルギーを乗じることにより求めた．

10000⋅ f ck′

1/ 3

(N/m)

ここに， d max : 粗骨材の最大寸法

f ck′: 圧縮強度の特性値

鉄筋比0.79(1)
限界衝突回数（回）G F = 10(d max )1/ 3

仮定した押抜きせん断破壊面(mm)(N/mm2)

図-2.13にエネルギー比と限界衝突回数の関係を示す．

1000

100

10

これによれば，エネルギー比と限界衝突回数には高い相関が認められる．ここで，エネルギー比は100～200程度

1となっている．これは，ゴムシートや試験治具等による

0

エネルギー吸収のほか，鉄筋によるダウエル抵抗やひび

100

200

300

エネルギー比割れ面によるせん断伝達等の影響が考えられる．本方法

図-2.13- 51 -

エネルギー比と限界衝突回数の関係

300

川端

Ｃ
Ｌ
上側配筋
D10
D10

×

×

150×11=1650
D6定着鋼板t=6

130 90
D10

2000
2300

150

100×21=210070160
30 100 30

160
30 100 30

90130

150

定着鋼板t=6

D13

150

種類：B
Ｃ
Ｌ
上側配筋
D10
D6

D10

下側配筋
D16 D161500
125 11=1375

1500
125 11=1375

D6

D10

70

2000
2300

150

種類：A，E××

150×11=1650

定着鋼板t=6

D6

2000
2300

150

130 9090 130D10

200
30 140 30

90130
200
30 140 30

下側配筋
D13
D13

1500
100 14=1400

D10

1500
125 11=1375

D6

雄一郎・岩波 光保・松林 卓

150

150×5=750 75 62.5 125×8=1000

定着鋼板t=6150

D6 D10

2000
2300

種類：D

種類：C

D16

150

（単位：mm）

図-3.1 試験体の形状および寸法により，エネルギー比から限界衝突回数を算出すること

2/5にモデル化して鉄筋比や版厚を変化させた二辺支持ができると考えられ，消波ブロックの繰返し衝突によるRC版に適用し，これらの影響について明らかにするととケーソン前壁の局部破壊に対する性能照査方法として活もに定式化し，繰返し衝撃荷重を受ける二辺支持RC版の用が可能であると考えられる．

押抜きせん断耐荷性能に関する評価方法を提案した．

3. 繰返し衝撃荷重を受ける二辺支持RC版の押抜き

3.1 実験概要

せん断耐荷性能の評価(1) 試験体および実験ケース
図-3.1に試験体の形状および寸法を示す．本研究では4種類の試験体を作製した．Aは一般的なケーソンの前壁を

本章では，2.で考案した方法を，一般的なケーソンを- 52 -繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能表-3.1 実験ケースおよびコンクリートの物性
試験体種類

A

B
C
D

試験体名

衝突速度
(m/s)

A-1

3

A-2

4

A-3

7

B-1

3

B-2

7

C-1

3

C-2

4

D-1

4

鉄筋比

圧縮強度

静弾性係数

2

(%)
0.31

1.03
0.24
0.98

(N/mm )

(kN/mm2)

44.3

30.4

32.9

28.4

44.3

30.4

44.3

30.4

44.3

30.4

35.0

28.1

39.6

29.8

37.1

29.7

2/5でモデル化した試験体である．モデル化は既報と同様

備考

基準

鉄筋比大
版厚大
版厚大・鉄筋比大表-3.2 鉄筋の物性の計算により行った9)．その他の試験体については，Bは

呼び名

Aよりも鉄筋比を大きくしたもの，CはAと同一鉄筋量として試験体の版厚のみを大きくしたもの，DはAよりも鉄筋比，版厚ともに大きくしたもの，である．

D6

表-3.1，表-3.2に使用したコンクリートの力学特性，
鉄筋の力学特性を示す．また，表-3.3に上記の材料物性から求められる曲げ耐力および押抜きせん断耐力を示す．

D10

これらの耐力は，土木学会コンクリート標準示方書10)に基づき，材料係数および部材係数を1.0，曲げ耐力算出時

降伏点

使用試験体名(N/mm2)365

A-1, A-3

348

A-2, C-1, C-2

359

D-1

384

A-1, A-3, B-1, B-2

393

A-2, C-1, C-2

409

D-1

の有効幅は考慮せずに算出した．なお，押抜きせん断耐

D13

380

B-1, B-2

力算出時の載荷面は直径150mmの円形とした．

D16

389

D-1

試験体の支間長は2000mmとし，衝突速度を3，4，7m/s
として400kgの重錘を衝突させる繰返し衝撃載荷を行っ

表-3.3 曲げ耐力および押抜きせん断耐力の計算値

た．
(2) 試験装置

試験体種類

試験体名

曲げ耐力

本実験では，2.1(2)にて示した衝撃試験装置を使用した．二辺支持RC版の支点部には，試験体の浮き上がりや脱落を防止するため，跳ね上がり防止治具を備えている．

A

この治具は，支点片側あたり4本のPC鋼棒を介して試験
体の上側からナットで締め付ける構造となっている．なB

お，試験体の支点近傍に切欠きを設けているが，これはPC鋼棒を通すためのものである．ナットにより締め付け

Cる力は支点片側あたり約120kNとなるように調整した．
なお，支点部における試験体の回転は自由としている．

D

また，重錘落下点には，四辺支持RC版の場合と同じ材質

押抜きせ
ん断耐力

(kN)

(kN)

A-1

96.5

200.8

A-2

93.5

191.9

A-3

96.5

200.8

B-1

184.6

291.1

B-2

184.6

291.1

C-1

121.3

286.1

C-2

123.3

290.1

D-1

298.3

448.3

のゴムシート（寸法300mm×300mm×10mm）を敷いて実
反力は，支点部に組み込まれたひずみゲージ式ロードセ

験を行った．
(3) 計測方法

ル（容量200kN，片側6点ずつ）による計測値の合計を指本実験における計測項目は重錘反力，支点反力，支間すこととする．図-3.2に支点反力およびRC版下面の変位

中央部におけるRC版下面の載荷点変位，鉄筋のひずみでの計測位置を示す．また，RC版に発生したひび割れ状況

ある．重錘反力および変位の計測に用いた機器は2.1(3)を適宜観察し，スケッチした．

で示したものと同じである．また，本論文において支点- 53 -

川端

雄一郎・岩波 光保・松林 卓

3.2 実験結果および考察

回目には完全に押抜きせん断破壊した．載荷点変位は，(1) 試験体の破壊過程

衝突回数 10 回目程度以降（図-3.4 中の b），増加の勾配図-3.3 に，A-1 試験体および B-1 試験体の，試験体下が一旦緩やかとなり，25 回目程度以降（同図中の c），再面におけるひび割れ発生状況を示す．また，図-3.4 に，び急になった．最大重錘反力は，衝突回数 10 回程度まで

A-1 試験体および B-1 試験体の載荷点変位，最大重錘反（同図中の a）の低下が顕著であり，その後は一旦横ば力および最大支点反力と衝突回数の関係を示す．

いとなり（同図中の b），25 回目程度以降（同図中の c）

A-1 試験体は，衝突回数 1 回目から曲げひび割れおよ
び載荷点を中心とした放射状のひび割れが発生し，衝突※斜線はかぶりコンクリートの剥落部を示す．

回数の増加とともにひび割れ本数も増加した．曲げひび
割れおよび放射状のひび割れの発生は衝突回数 10 回程
度で概ね収束し，その後は既に発生したひび割れ幅が版の曲げ変形とともに大きくなった．衝突回数 25 回目には，
1回目

1回目

25回目

100回目

35回目

150回目

レーザ変位計
ロードセル
d-1
T-1
725

1500

75 250 300 250 300 250 75

載荷点直下付近のかぶりコンクリートが剥落し始め，35

T-2
d-2

1000

1000
単位：mm

2000

a) A-1 試験体

図-3.2 計測位置b) B-1 試験体

c

-40
-60
最大変位
残留変位

-80
-100
0

10
20
30
衝突回数（回）

a

b

a

500
400

b

300
200
100
0

40

0

10
20
30
衝突回数（回）

0
-20
-40
-60

最大変位
残留変位

-80
-100
0

50
100
衝突回数（回）150

最大重錘反力（kN）

載荷点変位（mm）a)
cc

最大支点反力（kN）

b

500
400

b

c

300
200
100
0
50
100
衝突回数（回）

b)

b

c

300
200
100
0
0

10
20
30
衝突回数（回）

a

b

0

50
100
衝突回数（回）

40

A-2試験体
1

a

0

a

500
400

40

150

最大支点反力（kN）

a

0
-20

最大重錘反力（kN）

載荷点変位（mm）

図-3.3 試験体下面の破壊状況

500
400
300
200
100
0

B-2試験体1

図-3.4 衝突回数と載荷点変位，最大重錘反力，最大支点反力の関係- 54 -c150繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能

再び大きく低下した．最大支点反力は，衝突回数の少なA

試験体い段階（同図中の a）で一旦増加し，その後横ばいとなり（同図中の b），25 回目程度以降（同図中の c）若干低

押抜きせん断破壊面

下する傾向が見られた．載荷点変位，最大重錘反力およ

T1

び最大支点反力ともに，衝突回数 10 回程度と 25 回程度
T2で，計測値の発生傾向が変化している．ひび割れ発生状A

況の観察結果と比較すると，前者は新たなひび割れの発
A - A 断面

生が収まる時期と一致しており（同図中の a と b の境界），重錘

新たなひび割れの発生に伴い試験体の剛性が徐々に低下したことで最大重錘反力と最大支点反力の発生傾向が変化したものと推測される．また，後者（同図中の b と c
T2T1の境界）は押抜きせん断破壊面の形成時期と一致していることから，これが影響要因の 1 つと考えられる．

図-3.5 押抜きせん断破壊した RC 版の模式図
衝突回数（回）

B-1試験体は，A-1試験体と比較して全般的にひび割れ
0の本数が多く，また，衝突回数130回程度から押抜きせん

10

20

30

40

-2

断破壊に移行していることがわかる．押抜きせん断破壊

0
変位( mm)に移行した衝突回数は，A-2試験体より4倍程度多く，そのときの曲げ変形量は1/3程度であった．しかし，新たなひび割れ発生の収束（同図中のaとbの境界）および押抜

2mm
以上

2
4
T1（載荷点直下）
T2（版端部）

きせん断破壊面の形成（同図中のbとcの境界）とともに，

6

載荷点変位，最大重錘反力および最大支点反力が変化す

8

る傾向はA-2試験体と同様であった．

図-3.6 衝突回数と残留変位の関係(A-1)

他の試験体についても，鉄筋比や版厚によらず，上述
したような載荷点変位，最大重錘反力および最大支点反

1回目衝突

力が変化する傾向を示し，程度の差はあるものの，破壊

2回目衝突

時

3回目衝突

間

過程は同様の傾向を示した．
累積した残留変位

各試験体の押抜きせん断破壊に対する抵抗性を定量的位に比較するため，押抜きせん断破壊が明確に形成される

変(2) 限界状態の設定

1回ごとの
残留変位

1回ごとの
最大変位

までの繰返し衝突回数を用いることとした．ここで，押抜きせん断破壊が明確に形成されたことを判断するため

図-3.7 変位の時刻歴応答の模式図

1回ごとの残留変位(mm)

1回ごとの残留変位(mm)の指標について説明する．2.では，残留変位が1.0mm，

0

T
D-1
T
D-2

2
4
6

2.61

8
10
0

1

2
3
衝突回数（回）

-0.5
0.0
0.5
1.0

2.22
D-1
T
T
D-2

1.5
2.0
2.5
0

4

39
5 10 15 20 25 30 35 40 45
衝突回数（回）a) A-2 試験体b) D-1 試験体

図-3.8 衝突回数と 1 回ごとの残留変位の関係- 55 -

川端

雄一郎・岩波 光保・松林 卓

残存耐力比が0.8となった時点で押抜きせん断破壊面が試験体の場合，衝突回数 2 回で T1 と T2 の計測値の差が明確に形成されたと判断した．しかしながら，残留変位

2mm となった．一方，鉄筋比および版厚を大きくしたに基づく基準は試験体寸法や支持条件等の影響を受ける

D-1 は衝突回数 35 回まで一体的に挙動し，その後急激にため，ケーソン前壁の2/5モデルとした二辺支持RC版には

押抜きせん断破壊面の形成が進行し，衝突回数 39 回で直接的には適用できない．そこで，ここでは押抜きせん

T1 と T2 の計測値の差が 2mm となった．表-3.4 にそれ

断破壊面の内外における残留変位差を用いて押抜きせん

ぞれの試験体における限界衝突回数 Nu を示す．同一衝突

断破壊面の形成状況を判断した．

速度で比較すると，鉄筋比を増加させた B シリーズは A

図-3.5に，押抜きせん断破壊したRC版を模式的に示す．

シリーズよりも限界衝突回数が大幅に多くなっている．

押抜きせん断破壊が明確に形成されると，押抜きせん断

一方，版厚を大きくした C シリーズの限界衝突回数は A

破壊面内外の縁が切れるため，T1とT2の箇所で計測してシリーズとほぼ同等であった．これは，版厚を増加させいる残留変位の差が大きくなると考えられる．図-3.6に，たものの，鉄筋量を A シリーズと同等にしているためと衝突回数と1回ごとの残留変位の関係の一例（A-1試験体）

考えられる．鉄筋比，版厚ともに大きくした D シリーズを示す．ここで，1回ごとの残留変位とは，図-3.7に示す

では限界衝突回数が最も多かった．

ように，着目した衝突回数における残留変位からそれま2.2(3)にて提案した考え方に基づいて，二辺支持 RC

でに累積した残留変位を除いた値を意味する．図-3.6に版の実験データを式(2)で近似した．また，エネルギー比

は，載荷点直下における残留変位（図-3.5におけるT1）

R の算出にあたっては，試験体の実際の破壊状況を踏まおよび版端部における残留変位（同図中のT2）の値を示

え，衝突面の半径は 50mm，押抜きせん断破壊面が RCしている．これによると，図-3.4で示したように，押抜版となす角度は 45°とした．鉄筋比および版厚の異なる 4

きせん断破壊面の形成が観察された衝突回数25回目以降
表-3.4 各試験体の限界衝突回数 Nuに，T1とT2の計測値の差が急激に増加している．各試験
体の破壊状況の目視観察によれば，T1とT2の計測値の差

試験体種類が2mm程度以上になると，版の底面において押抜きせん
断破壊面の形成が明確に確認できた．そこで，T1とT2の計測値の差が2mmを超えた時の衝突回数を，押抜きせん

A

断破壊面が明確に形成されるまでの衝突回数，すなわち
限界衝突回数Nuと設定した．
B(3) 提案方法の適用
上述した方法により，各試験体の限界衝突回数 Nu を求Cめた．図-3.8 に A-2 試験体，D-1 試験体の衝突回数と 1
回ごとの残留変位の関係を示す．A-2 試験体，D-1 試験

D体に対する重錘の衝突速度は 4 m/s である．図より，A-2

押抜きせん断破壊に至るまでの衝突回数 Nu (回)

1000

試験体名

限界衝突回数
（回）

A-1

33

A-2

2

A-3

1

B-1

143

B-2

1

C-1

24

C-2

4

D-1

39

鉄筋比0.24%，版厚200mm
A(pw =0.31%,版厚160mm)

Nu =

100

鉄筋比0.31%，版厚160mm
B(pw =1.03%,版厚160mm)

1

鉄筋比0.98%，版厚200mm
C(pw =0.24%,版厚200mm)(α ⋅ R )4

鉄筋比1.03%，版厚160mm
D(pw =0.98%,版厚200mm)

10

1
0

200

400

600

800

エネルギー比 R

図-3.9 押抜きせん断破壊に至るまでの衝突回数 Nu とエネルギー比 R の関係- 56 -繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能

種類の二辺支持 RC 版について，押抜きせん断破壊に至0.005

るまでの衝突回数 Nu とエネルギー比 R の関係を図-3.9
1

0.003

(2)

(αR) βn ⋅ pw(n − 1) + p w

α

Nu =

α = 1 − (1 − k1 × 10 −3 )⋅

0.004

に示す．

0.002

係数 β を一定とし，α を変数として 4 種類の試験体について繰返し計算を行うと，β＝4 程度で一定とした場合

0.001に，鉄筋比および版厚の違いによらず実験値と曲線が概0ね一致した．これより，係数 β は，RC 版の諸元には依普通コンクリート
短繊維補強コンクリート
00.5

存せず，RC 版の支持条件や拘束条件に依存するものと

11.5

鉄筋比 p w

推測される．この推測が成り立てば，係数 α は，RC 版
図-3.10の諸元に依存するものと考えられる．RC 版の諸元のうち，版厚およびコンクリート強度については，エネルギ

α と鉄筋比 pw の関係

START

ー比 R を算出する際に考慮されているため，係数 α は鉄筋比に依存すると考える．図-3.9 によれば，鉄筋比が大部材条件

きくなるほど，同一エネルギー比に対する押抜きせん断破壊に至るまでの衝突回数が多くなる傾向，すなわち曲エネルギー比R の算出

線が右側に移動する一定の傾向が見られる．よって，係
数 α および β にかかる上記推測は概ね妥当と考えられる．

鉄筋比およびPVA短繊維の影響を
鉄筋比を考慮する係数αの算出考慮する係数αの算出

本研究で衝撃実験を行った二辺支持RC版は，検討対象
構造物をモデル化したものであるため，検討対象構造物について検討する際にはβ＝4として考えてよいものとし，

β＝4のもとで，鉄筋比の異なる各試験体の実験値に，そ破壊衝突回数N
限界衝突回数 u の算出

れぞれ計算による曲線が一致するような係数αを繰返し
計算により求めた．鉄筋比とαの関係を図-3.10に示す．

NO

なお，ここで用いている鉄筋比は，二方向の引張鉄筋比

安全性の照査Nu ≧ Neの平均値である．これによれば，鉄筋比が小さいほど，αは大きくなる傾向にあることがわかる．ここで，無筋コYES

ンクリートの場合を考えると，エネルギー比R＝1.0の時

ENDに押抜きせん断破壊に至るまでの衝突回数Nuが1回とな
図-3.11

るためには，αは1.0でなければならない．したがって，

押抜きせん断破壊に対する性能照査フロー

鉄筋比pw＝0の時には，理論上α＝1.0となると考えられる．
6.30

港外側

16.00

1.00
0.20 5.80
8.80

上部コンクリート

検討対象部位

蓋コンクリート+5.70
H.W.L +1.500
L.W.L +0.270
34/
1:-14.40

1:3.

港内側

0.20

消波ブロック(50t型)
乱積み

中
詰
砂

ケーソン
L15.0m×B16.0m×H14.5m
根固ブロックL4.0m×B2.5m×H1.5m

0

被覆石(1000kg/個)

図-3.12

基礎割石(100～300kg/個)

検討対象とした構造物の概要- 57 -（単位:m）

川端

雄一郎・岩波 光保・松林 卓

これを考慮し，係数αと鉄筋比pwの関係を式(3)，(4)のよこの限界衝突回数Nuに対して，作用として消波ブロッ

うに定式化した．

α = 1 − (1 − k1 × 10 −3 ) ⋅(クの衝突回数を設定する必要がある．しかしながら，実構造物において損傷が生じた衝突回数などは不明である．

n ⋅ pw(n − 1) + p w(3)

そこで図-3.12に示す過去に消波ブロックの衝突により損傷を受けたことがある防波堤ケーソンを対象として，)提案した方法により押抜きせん断破壊に至る衝突回数をn = k 2 × 10 −4 ⋅ 1 + k1 × 10 −3 + 1(4)

算出すると10回となった．よって，対象とした穴あき現
象は数回で発生するレベルにあったと推測される．

ここに，
pw

：二方向の引張鉄筋比の平均値（%）

k1, k2：実験定数（k1=2，k2=6）

また，2.の実験では，実験データが非常にばらついた
衝突速度1.8m/s付近を境に，これよりも衝突速度を0.1m/s

以上より，係数αと鉄筋比pwの関係を求めることによっ前後させるだけで，数回で破壊する場合と100回程度以上て任意の鉄筋比に応じた係数αを設定することができ，想で破壊する場合に明確に分かれた．上述したように現状定される衝突エネルギーと押抜きせん断破壊面におけるとして消波ブロックの衝突回数の設定が困難であること

コンクリートの破壊エネルギーの比を用いることで任意から，ブロック衝突回数Neは，ケーソン壁が押抜きせんの衝突エネルギーおよび版厚に対する限界衝突回数Nuを断破壊に耐えうる衝突回数のレベルを，数回のレベルか設定することができる．この限界衝突回数Nuとブロックら数百回程度のレベルに引き上げることが，経済的な耐の衝突回数の設計値Neを比較することで，図-3.11に示す

衝撃設計を行う上で重要であると考える．これより，本消波ブロックの繰返し衝突によるケーソン前壁の局部破研究では暫定的にブロック衝突回数の設計値Neを100回壊に対する性能照査が可能になるものと考えられる．

と設定することとする．

配置の決定
設計条件の決定
断面諸元の仮定
作用の評価
性能照査
波浪に関する変動状態

直立部の滑動，転倒，基礎の支持力に関する照査
レベル1地震動に関する変動状態No

耐震性能照査の必要性判定Yes

直立部の滑動，転倒，基礎の支持力に関する照査
直立部の変形量の照査

津波及び波浪に関する偶発状態

直立部の安定性に関する照査
レベル2地震動に関する偶発状態

変形量の照査永続状態

基礎地盤のすべりに対する照査
断面諸元の決定
構造部材に関する照査

図-4.1 混成堤の性能照査順序の例- 58 -繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能

設計条件の設定
ケーソン各部材の形状寸法の仮定
作用の評価
性能照査
永続状態，波浪及びレベル1地震動に関する変動状態

側壁の終局限界状態，使用限界状態及び疲労限界状態の照査
隔壁の終局限界状態及び使用限界状態の照査
底版の終局限界状態，使用限界状態及び疲労限界状態の照査
フーチングの終局限界状態，使用限界状態及び疲労限界状態の照査

付属物の照査形状寸法の決定

図-4.2 ケーソンの性能照査の順序の例

設計条件の設定
ケーソン各部材の形状寸法の仮定
作用の評価
性能照査
永続状態，波浪及びレベル1地震動に関する変動状態

側壁の終局限界状態，使用限界状態及び疲労限界状態の照査
隔壁の終局限界状態及び使用限界状態の照査
底版の終局限界状態，使用限界状態及び疲労限界状態の照査
フーチングの終局限界状態，使用限界状態及び疲労限界状態の照査

衝撃荷重による偶発状態

衝撃荷重による側壁の局部損傷に対する照査

付属物の照査形状寸法の決定

図-4.3 衝撃力に対する照査を含めたケーソンの性能照査の順序
案する．

4. 消波ブロックの繰返し衝突によるケーソン前壁の局部破壊に対する照査方法の提案

4.1

性能照査全体におけるケーソン前壁の耐衝撃性
能照査の位置づけ

3.では，消波ブロックの繰返し衝突によるケーソン前耐衝撃設計を行うにあたっては，現行の防波堤ケーソ

壁の局部破壊に対する照査方法を提案した．ここでは，ンの照査方法の中における耐衝撃設計の位置づけを明確

より実務的な点に着目して，消波ブロックの繰返し衝突にしなければならない．ケーソン式混成堤の一般的な性によるケーソン前壁の押抜きせん断破壊に対する性能評

能照査の順序は図-4.1に示す通りである2)．この中におけ

価方法を用い，実務における性能照査方法の考え方を提る「構造部材に関する照査」は，一般的に図-4.2に示す- 59 -

川端

雄一郎・岩波 光保・松林 卓

順序で行われる．本研究における衝撃力に対する性能照上部コンクリート

査の位置づけは，現行の性能照査によって決定された部
ケーソン天端材断面に対して行う，すなわち，図-4.3に示す順序によって行うものと考えている．そして，この照査手順を守るためには，現行の性能照査において決定された部材寸

耐衝撃性
L.W.L
が必要
とされる
消波ブロック範囲
1個分の高さ法は変更しないことを標準と考えた．これは，耐衝撃設計を行う段階において部材の形状寸法が変更されると，ケーソン全体の安定性に対する基本設計段階に戻らなけ

中
詰
材

中
詰
材

ればならない可能性があり，このような設計上の手戻りが発生すると実務に適さなくなるおそれがあるためである．

図-4.4 耐衝撃設計が必要とされる範囲の一例

したがって，ケーソン前壁の耐衝撃設計は，現行の設計において行われる構造部材の性能照査において，永続状態，波浪およびレベル１地震動に関する変動状態に対して性能を満足したものに対して追加的に行うこととし，かつ部材寸法を変更しないことを標準とした．
4.2 耐衝撃設計断面の範囲
耐衝撃設計を行うにあたっては，対象構造物全体の中：消波ブロック積み上げ箇所

における耐衝撃設計の対象範囲を定めなければならない．
対象構造物全体の中における耐衝撃性が必要とされる範：衝突の危険のある箇所

図-4.5 消波ブロックの被覆区間のイメージ

囲は，消波ブロックの衝突による損傷が予想される範囲を適切に考慮した上で設定することが，経済的な設計を

消波ブロック
耐衝撃性
が必要
とされる
範囲

行う上で望ましい．過去の穴あき損傷事例によれば，損傷が生じる高さは海面付近が多く，海中部における損傷事例は比較的少ない．これは，通常，上部コンクリートの天端まで被覆された消波ブロックが繰り返す波の影響で沈下し，上層部に積まれた最も動揺しやすい消波ブロ

:3

ケーソン壁

事務所の既往の成果11）による予防工法設計例によれば，～1られる．例えば，東北地方整備局仙台港湾空港技術調査

壁厚の3倍
以上
1: 1

押抜きせん断破壊面

ックが海面付近に位置することになるためであると考え

耐衝撃
設計断面
の範囲

図-4.6 耐衝撃設計断面の範囲の一例

上記のような消波ブロックの衝突現象を考慮し，耐衝撃性が必要とされる範囲を，ケーソン天端から下方に静水面（L.W.L）以下消波ブロック1個分の高さまでと設定し以上より，耐衝撃性が必要とされる範囲の設定は，消ており，耐衝撃性が必要とされる範囲を設定する際の参波ブロックの衝突が想定される範囲を考慮して適切に設考になる（図-4.4）．ただし，図-4.5に示すように，消波定することとした．

ブロックによる被覆を行う区間から行わない区間に変化

また，耐衝撃性が必要とされる範囲の最下部に消波ブする区間が存在する場合には，転落やロッキングなどにロックが衝突した場合，押抜きせん断による破壊面が，より消波ブロックの衝突が発生することが懸念される．

耐衝撃性が必要とされる範囲の外側におよぶ可能性があしたがって，このような区間については，耐衝撃性が必る．したがって，このような破壊面をカバーする範囲を要とされる範囲をケーソン前壁全面とするなどの適切な耐衝撃設計断面として設定する必要がある．既往の衝撃範囲の設定が必要である．また，対象となる防波堤や近実験におけるRC版の押抜きせん断破壊状況によれば，押傍の防波堤において，過去にケーソンの穴あき損傷の記

抜きせん断破壊面がRC版となす勾配は，1:1～1:3程度と録がある場合には，その結果も考慮して耐衝撃性が必要なっている．そこで，例えば図-4.6に示すように，耐衝とされる範囲を設定することが望ましい．

撃性が必要とされる範囲の下側に壁厚の3倍以上を加え- 60 -繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能表-4.1 消波ブロックの衝突パターンおよび衝突速度
衝突速度

衝突パターン

有川らによる提案値13)

山口らによる提案値 14)

砕波時

0.04C

－

非砕波時

4 H / 6T－

転落

(0.1C＋自由落下速度) / 4

－

水平移動

0.15C

(1/20～1/13)C

ロッキング

表-4.2 設計条件
自然条件

ケーソン前壁の構造

砕波時の波速 C

12.5 m/s

支間長 l

5.00 m

壁厚 h0.40 m

かぶり外側 80 mm，内側 60 mm

コンクリートの設計基準強度 f'ck

24 N/mm2

コンクリートの静弾性係数 Ec

25 kN/mm2
20 mm

粗骨材の最大寸法 dmax
鉄筋の引張降伏強度の特性値 fyk

345 N/mm2

鉄筋のヤング係数 Es

200 kN/mm28.0

ヤング係数比 n
消波ブロック（50t 型）

消波ブロック質量 M

46,000 kg

脚の先端半径 r

0.455 m

消波ブロック高さ H

4.155 mた範囲（図-4.7）を耐衝撃設計断面の範囲として設定す
+2.50

耐衝撃設計
断面の範囲

な余裕を持った範囲を設定することとした．

耐衝撃性が必要とされる
範囲

L.W.L +0.27
4.155の設定は，耐衝撃性が必要とされる範囲の外側に，適切7.600

る必要がある．これらを踏まえ，耐衝撃設計断面の範囲

側壁厚（0.4m）の3倍以上

4.3 ケーソン前壁のモデル化（単位:m）

耐衝撃設計を行うにあたっては，対象とする防波堤ケーソンの前壁を適切にモデル化する必要がある．そこで，

図-4.7 耐衝撃設計断面の範囲

これまでの研究における衝撃実験によって性能を確認し断面のうち最も配筋が粗な部分を考えることとした．

た実績を踏まえ，支間長と側壁の高さの比が 4:3 の二辺支持された RC 版にモデル化することとした．一般的なまた，防波堤ケーソンの前壁の背面には中詰材が存在

防波堤ケーソンの前壁は，隣接する側壁，隔壁や底版にしており，これが耐衝撃性に影響を与えると考えられる．

よって三辺支持された部材であるが，辺長比が大きいた

既報によると，中詰材が存在している場合，これが存在

め底版による拘束の影響は小さいものと考え，本研究でしない場合と比べて曲げ変形量が小さくなるとともに押は図-3.1 に示したように二辺単純支持された RC 版とし抜きせん断破壊に至るまでの繰返し衝突回数が多くなるてモデル化を行った．また，一般的な防波堤ケーソンの12)

前壁の配筋では，ハンチ部や底版部の鉄筋が側壁部に定われたものであり，中詰材の影響を定量評価することは着されるが，これらの鉄筋の影響は無視し，最も配筋が現状では困難である．そこで，安全側の設計とするため，粗な部分の部材断面を用いて試験体の設計を行った．し中詰材の影響を無視することとした．

たがって，ケーソン前壁をモデル化する際には，前壁の- 61 -．しかし，同実験データは限られた衝突条件でのみ行

川端

雄一郎・岩波 光保・松林 卓

表-4.3 ケーソン壁の諸元
Case 1Case 25.00 m

支間長 l
RC 版の幅 b

5.00×3/4 = 3.75 m

RC 版の質量 m

5.00×3.75×0.4×2.4×1000＝18,000 kg

主鉄筋本数（圧縮側）

3.75／0.2＝18.75 本 (200mm ピッチ)3.75／0.2＝18.75 本 (200mm ピッチ)

主鉄筋本数（引張側）

3.75／0.15＝25.00 本 （150mm ピッチ）2

286.5 mm ×18.75 本＝5371.9 mm2 (D19)

圧縮側主鉄筋量 A's
2

286.5 mm ×18.75 本＝5371.9 mm2(D19)

引張側主鉄筋量 As
RC 版の圧縮縁から

794.2 mm2×25.00 本＝19855.0 mm2（D32）80 mm

圧縮側主鉄筋までの距離 d'
RC 版の圧縮縁から

340 mm

引張側主鉄筋までの距離 d

D13 400mm ピッチで配筋

配力筋（圧縮側）

D13 400mm ピッチで配筋

配力筋（引張側）
コンクリートの種類

D19 400mm ピッチで配筋
普通コンクリートCL

圧縮側配筋
D19@200

配力筋

D13@400400
80 260 60

400
5000

60 260 80

3750
60 260 80

400

主鉄筋
D19@200

引張側配筋
主鉄筋
D32@150400
配力筋
D19@400 80 260 60

3750

主鉄筋

配力筋
D13@400a) Case 1

5000b) Case 2
図-4.8 試設計 RC 版断面（単位：mm）

4.4 消波ブロックのモデル化るように衝突する場合が多いこと，その時の衝突速度は耐衝撃設計を行うにあたっては，対象とする消波ブロ

波速の1/20～1/13であることを確認している 14) ． 表-4.1

ックの運動形態，衝突速度および衝突面の形状を適切にに有川らおよび山口らにより提案された衝突速度の提案設定する必要がある．本研究においては，消波ブロック値を示す．本研究では，消波ブロックによる穴あき損傷の運動形態および移動速度について，既往の研究成果を事例が比較的少ないことを考慮し，山口らの研究により参考に設定した．有川らは，消波ブロックの衝突パター得られた知見のうち衝突速度の上限である，波速の0.08ンを水平移動，ロッキング，転落の3種類に分類し，大型倍の衝突速度で水平衝突すると考え，これをもとに衝突水路を用いた消波ブロックの衝突実験結果から，それぞ

速度を設定している．この考え方を踏まえ，消波ブロッ

れの衝突パターンによる衝突速度を定式化している13)．

クの運動形態は水平移動とし，その衝突速度は砕波時のまた，山口らは，衝撃砕波力が作用した消波ブロック被波速の0.08倍と仮定することとした．

覆堤を模擬した水理模型実験を行い，消波ブロックは波の流体力によって一脚だけが少し浮いたような状態で滑- 62 -繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の残存押抜きせん断耐荷性能

5. 結論

4.5 試設計図-3.12を対象構造物として，試設計を行った．表-4.2に試設計の条件を示す．なお，限界値や性能照査の手法

本論は繰返し衝撃荷重を受けるRC版の残存押抜きせはケーソン前壁の2/5モデルとした二辺支持RC版で得らん断耐荷性能について明らかにし，限界状態の設定や性れた結果を準用できるものと考えた．

能照査方法について提案した．また，提案方法を用いて試設計では，表-4.3および図-4.8に示す2つの断面に対試設計を行い，消波ブロックの繰返し衝突によるケーソ

して照査を行った．Case 1は一般的なケーソン壁の諸元とン前壁の局部破壊に対する照査方法を示した．本研究でし，Case 2は鉄筋比を大きくした断面としている．ここで得られた知見を以下に示す．
(1)

は，Case1における計算例を示す．

は，押抜きせん断破壊面が明確に形成される前に衝突エネルギーは式(5)から算定される．

Ei =

1
2
MV 2 = 23,000 kg・(m/s)
2衝撃荷重を受けるRC版の残存押抜きせん断耐力
おいては健全な場合の8割程度以上であり，押抜(5)

きせん断破壊面の形成とともに急激に低下することが分かった．

また，押抜きせん断破壊面における破壊エネルギーEp は(2)

式(6)により求められる破壊面の面積 Ap と式(1)から求め健全なRC版の押抜きせん断耐力に対する損傷をられる単位面積当たりの破壊エネルギーGF（=84.3 N/m）

受けるRC版の残存耐力比を用いることで，繰返しの積（式(7)）で算出できる．

衝撃荷重を受けるRC版の残存性能を評価できる可能性があることが分かった．

⎛ r
d ⎞⎛
d ⎞
r2
Ap = π ⎜⎜ cos θ + sin θ ⎟⎟⎜⎜ r + tan θ ⎟⎟ − π cos θ
⎝
⎠⎝
⎠

(6)

E p = A p × G F ＝141.6 N・m＝141.6 kg・(m/s)2

(7)

(3)

入力される衝撃エネルギーに対するRC版の吸収可能なエネルギーの比を用いることで，RC版が押抜きせん断破壊に至るまでの繰返し衝突回数を推測することができた．

(4)以上より，エネルギー比Rは162.4と算出される．

消波ブロックの繰返し衝突によるケーソン前壁

次に，平均引張鉄筋比を算出する．支間方向断面の鉄の局部破壊に対して，エネルギー比から限界衝突

筋比は286.5 / (200×340) ＝0.0042＝0.42%，支間直角方向

回数を求め，作用側の消波ブロックの衝突回数の断面の鉄筋比は126.7 / (400×324) ＝0.0010＝0.10%となり，設計値と比較することで性能照査を行う方法を

平均引張鉄筋比は(0.42+0.10)/2＝0.26 %となる．式(3)，(4)

提案した．
(5)

に代入すると，α = 0.00371となり，これを式(8)に代入す

Nu =提案方法を用いた試設計の結果，一般的なケーソ
ン前壁の引張側鉄筋を2倍とすることで，約10倍ることで限界衝突回数Nuが求められる．

の限界衝突回数となった．また，本方法により，

1(8)(α ⋅ R )4

消波ブロックの繰返し衝突によるケーソン前壁の局部破壊に対する耐衝撃設計が可能になるこ

試設計の結果，Case 1では，限界衝突回数Nu = 10回ととが示された．

なりNe = 100回を満足できない．一方，Case 2では限界衝（2011年4月27日受付）

突回数Nu = 102回とCase 1の10倍程度となり，Ne = 100回
謝辞を満足することができた．
上述した通り，新設構造物において消波ブロックの繰

本研究の実施にあたっては，国土交通省東北地方整備

返し衝突によるケーソン前壁の局部破壊を照査すること

局仙台港湾空港技術調査事務所に多大なるご支援，ご助が可能となった．これにより，消波ブロックの繰返し衝言をいただいた．ここに記して謝意を表する．

突によるケーソン前壁の局部破壊が想定される箇所では，耐衝撃性能の改善効果を定量的に評価することが可能と

参考文献

なり，合理的な断面決定等に寄与することができる．今1) 平山克也，南靖彦，奥野光洋，峰村浩治，河合弘泰，

後の課題として，既報にて耐衝撃性能向上効果が認めら

平石哲也：2004年に来襲した台風による波浪災害事

14)

れているPVA短繊維 の効果の定量評価法や作用となる

例，港湾空港技術研究所資料，No.1101，2005年

消波ブロック衝突回数の設定法等を確立する必要がある．

2) 国土交通省港湾局監修：港湾の施設の技術上の基準・同解説，日本港湾協会，2007年- 63 -

川端

雄一郎・岩波 光保・松林 卓

3) 例えば，岸徳光，三上浩，栗橋祐介：低速度衝撃を受ける四辺支持RC版の耐衝撃設計法に関する一提案，構造工学論文集，Vol.55A，pp.1327-1338，2009
年
4) 例えば，山口貴之，別府万寿博，大野友則：消波ブ
ロックの繰返し衝突により防波堤ケーソン壁に生じる局部破壊と防護対策に関する実験的研究，土木学
会論文集，No.759/I-67，pp.381-396，2004年
5) 山田岳史，岩波光保，白根勇二，竹鼻直人：曲げ破壊型RCはりの耐衝撃設計法に関する研究，コンクリ
ート工学年次論文集，Vol.29，No.3，pp.799-804，2007
年
6) 松林卓，岩波光保，横田弘，山田岳史：RCはりの耐衝撃性に影響を及ぼす要因の実験的検討，コンクリ
ート工学年次論文集，Vol.30，No.3，pp.841-846，2008
年
7) 岩波光保，松林卓，横田弘，小野寺美昭：繰返し衝
撃荷重を受ける二辺支持鉄筋コンクリート版の破壊
挙動，コンクリート工学年次論文集，Vol.31，No.2，
pp.799-804，2009年
8) 松林卓，岩波光保，山田岳史，竹鼻直人：二辺支持
鉄筋コンクリート版の耐衝撃性評価に関する検討，
コ ン ク リ ー ト 工 学 年 次 論 文 集 ， Vol.31 ， No.2 ，pp.805-810，2009年
9) 岩波光保，松林卓，川端雄一郎：繰返し衝撃荷重を受ける鉄筋コンクリート版の破壊性状，港湾空港技術研究所資料，No.1216，2010年
10) 土木学会：コンクリート標準示方書設計編，2007年
11) 国土交通省東北地方整備局仙台港湾空港技術調査事
務所：防波堤ケーソンの損傷対策に関する技術マニ
ュアル（案）－消波ブロック衝突による側壁損傷対策－，2007年
12) 松林卓，岩波光保，川端雄一郎：背面に砂層が存在する二辺支持鉄筋コンクリート版の繰返し衝撃実験，
土 木 学 会 第 65 回 年 次 学 術 講 演 会 講 演 概 要 集 ，pp.535-536，2010年
13) 有川太郎，池辺将光，大嵜菜々子，黒田豊和，織田朋哉, 下迫健一郎：消波ブロックによるケーソン壁
面押し抜きせん断破壊に関する研究, 港湾空港技術研究所報告, Vol.44, No.1, 2005年
14) 山口貴之，別府万寿博，大野友則：衝撃砕波を受ける消波ブロックの直立壁への衝突現象に関する実験的研究, 海岸工学論文集, 第50巻, pp.711-715, 2003年- 64 -

港湾空港技術研究所報告第 50 巻第 3 号

２０１１．９

編集兼発行人

独立行政法人港湾空港技術研究所

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行

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独立行政法人港湾空港技術研究所
横 須 賀 市 長 瀬 ３ 丁 目 １ 番 １ 号
TEL. 046(844)5040 URL. http://www.pari.go.jp/

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刷

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株 式 会 社 シ ー ケ ン

C （2011）by PARI
Copyright ○All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of PARI
この資料は、港湾空港技術研究所理事長の承認を得て刊行したものである。したがって、本報告書の全部または一部の転載、複写は港湾空港技術研究所理事長の文書による承認を得ずしてこれを行ってはならない。

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CONTENTS⁛┙ⴕ᡽ᴺੱ᷼ḧⓨ᷼ᛛⴚ⎇ⓥᚲ

1. Development of Four-dimensional Wide-angle Imaging and Surveying SONAR···································· Sayuri MATSUMOTO, Natsuki YOSHIZUMI, Kageyoshi KATAKURA ······· 3

2. Residual Punching Shear Capacity of RC Slab Damaged by Repeated Impact Loads···································Yuichiro KAWABATA, Mitsuyasu IWANAMI, Taku MATSUBAYASHI ······· 43ࢽსߗࢽܿ੅ࡄ‫ݪ‬ਫ਼!
༭࣬!




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