ＩＳＳＮ１３４６－７８４０

港湾空港技術研究所
資料
TECHNICAL NOTEOFTHE PORT AND AIRPORT RESEARCH INSTITUTE

No.1295

December 2014

ＵＨＰ－ＳＨＣＣの巻立てによる桟橋の鋼管杭頭部の構造性能評価
川端雄一郎
忽那
惇
加藤 絵万
岩波 光保
羽渕 貴士
網野 貴彦
田中 亮一
国枝
稔

独立行政法人港湾空港技術研究所

Independent Administrative Institution,

Port and Airport Research Institute, Japan目

次旨 ·························································································································

3

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

4

1.1

背景 ····················································································································

4

1.2

UHP-SHCCの特徴 ·································································································

4

1.2.1

材料特性 ·······································································································

4

1.2.2

耐久性 ··········································································································

4

1.2.3

要

類似材料との比較 ···························································································

5

UHP-SHCCによる鋼管杭頭部の巻立て工法の検討 ·······················································

5

1.3.1

UHP-SHCCを用いた鋼管の補強効果に関する検討 ···············································

5

1.3.2

UHP-SHCCによる鋼管杭頭部の巻立て工法 ·························································

6

本論の目的 ··········································································································

7

1.3

1.4

2．大型鋼管試験体によるUHP-SHCC巻立て鋼管の曲げ耐力の検証 ············································· 7
2.1

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

72.2

荷重－変位関係 ····································································································

9

2.3

UHP-SHCC表面の初期ひび割れ ·············································································

10

2.4

基部におけるひずみ分布 ························································································ 102.5試験体高さ方向のひずみ分布 ················································································· 10

2.6

UHP-SHCCによる鋼管ひずみの抑制効果 ·································································· 13

3．ファイバーモデルによるUHP-SHCC巻立て鋼管の補強効果の評価 ········································· 13
3.1

本工法を適用する条件の設定 ················································································

13

3.2

材料モデルの設定 ·······························································································

14

3.3

実験値と計算値の比較 ·························································································

15

4．まとめ ······················································································································· 15
参考文献 ························································································································· 16
付録.A ···························································································································· 17
付録.B ···························································································································· 19-1-Structural performance of steel pipe pile
jacketed with UHP-SHCC for open-type piers
Yuichiro KAWABATA *Jun KUTSUNA**Ema KATO ***Mitsuyasu IWANAMI ****
Takashi HABUCHI*****
Takahiko AMINO******
Ryoichi TANAKA*******
Minoru KUNIEDA********

Synopsis
In port pier-type structures, steel pipe piles often tend to suffer performance degradation
because they are generally constructed in sever marine environment. The protective coating
system is often applied to the tidal and splashed parts of the piles for preventing the performancedegradation due to corrosion. The performance of the protective coating system, however, isgenerally degraded by material deterioration caused by ultraviolet rays and by deformation due tocollision of driftage. The joint part between steel pipe pile including the protective coating systemand beam of concrete superstructure is one of the most important structural parts in that structure.
The joint part is subjected to the large bending moment due to berthing forces and seismic
motions.
The authors have developed a new protective jacketing system which can ensure theanti-corrosion of steel pipe piles and strengthening of the joint parts by applying the Ultra High
Performance-Strain Hardening Cementitious Composites, UHP-SHCC. In this paper, the large
scale flexural loading test of steel tube jacketed with UHP-SHCC was performed to evaluate thestructural performance of the proposed system. From the results, the UHP-SHCC protective
jacketing system can contribute to improving the structural performance of steel tube．
Key Words : Ultra High Performance-Strain Hardening Cementitious Composite, open-type wharf,
steel pipe pile, protective coating system, structural performance
*
**
***
****

Senior Researcher, Structural Mechanics Group
Research Trainee, Structural Mechanics Group
Head, Structural Mechanics Group
Visiting Senior Researcher, LCM Research Center for Coastal Infrastructures(Professor, Department of Civil Engineering, Tokyo Institute of Technology)*****
Toa Corporation******
Professor, Department of Civil Engineering, Gifu University
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5059
Fax：+81-46-844-0255
e-mail: kawabata-y@pari.go.jp-2-

UHP-SHCC の巻立てによる桟橋の鋼管杭頭部の構造性能評価
川端 雄一郎*・忽那 惇**・加藤 絵万***・岩波 光保****・羽渕 貴士*****・網野 貴彦*****・田中 亮一*****・国枝 稔******

要旨

桟橋の下部工である鋼管杭は，干満帯から飛沫帯にかけて一般的に被覆防食が行われる．しかし，防食材料の紫外線劣化あるいは漂流物の衝突により，想定した期間よりも早期に防食性能が低下することがある．一方で，地震時や船舶の接岸時には，鋼管杭頭部と上部工の接合部付近は曲げモーメントが大きくなる．そのため，鋼管杭頭部および接合部が構造的な弱点とならないよう，適切な耐力を保有していることが求められる．著者らは，高強度繊維補強セメント系複合材料の一つである超高強度ひずみ硬化型モルタル（Ultra High Performance - Strain Hardening Cementitious Composite；
UHP-SHCC）に着目し，UHP-SHCC の鋼管杭頭部への巻立てによる防食および補強の技術開発について研究を行っている．本研究では，桟橋上部工と鋼管杭頭部を模擬した大型鋼管試験体を作製し，鋼管の構造性能の向上効果を検証する載荷試験を行った．鋼管に UHP-SHCC を巻き立てることで，降伏曲げ耐力の向上が確認された．さらに，UHP-SHCC による鋼管の補強効果を評価することを目的として，ファイバーモデルを用いた降伏曲げ耐力の算定を行い，実験結果との比較を行った．
キーワード：超高強度ひずみ硬化型モルタル，桟橋，鋼管杭，被覆防食，構造性能*
構造研究チーム主任研究官**
構造研究チーム依頼研修生（東亜建設工業株式会社）***
構造研究チームリーダー****
ライフサイクルマネジメント支援センター 客員研究官（東京工業大学大学院理工学研究科教授）*****
東亜建設工業株式会社******
岐阜大学工学部教授〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 港湾空港技術研究所
電話：046-844-5059 Fax：046-844-0255
e-mail: kawabata-y@pari.go.jp-3-1.まえがき

公称引張強度 2700MPa，公称弾性係数 88GPa）の架橋効
果により，複数の 20μm 程度以下の微細なひび割れが生

1.1 背景じ，コンクリート系材料の構造上および耐久性上の弱点

港湾構造物の一つである桟橋は，耐震性に優れる構造となるひび割れの局所化が生じにくいことを示している．

である．しかし，海水の作用により構成部材の劣化が早他方で，高強度ポリエチレン繊維の混入率が大きくなる期に生じた事例が数多く報告されており，現在では，維とさらにひび割れ分散性が高くなり，降伏引張強度およ

持管理上で課題の多い構造形式の一つであると認識されび引張強度が増加し，引張応力が低下し始める引張軟化ている．例えば，桟橋の下部工である鋼管杭の干満帯か開始点（終局ひずみ）も大きくなることが報告されていら飛沫帯にかけての部位は，鋼管杭の腐食による耐力低る．

下を防止することを目的として，被覆防食が適用されるのが一般的である．しかし，従来の被覆防食材は紫外線
劣化や漂流物の衝突などによる損傷を受けやすく，想定

1.2.2

耐久性

志水ら

13)

は，UHP-SHCC が優れた遮塩性を有し，物質した期間よりも早期に防食効果が低下する事例が見られ透過抵抗性に優れる材料であることを明らかにした．例ていることから1), 2)，より長期的な耐久性を有する被覆防えば，水結合材比 0.22，繊維混入率 1.5%，低熱ポルトラ

食技術の開発が望まれている．

ンドセメントを使用した UHP-SHCC の塩化物イオンの一方で，地震時や船舶の接岸時には，鋼管杭頭部と上見かけの拡散係数は，普通コンクリート（W/C=0.55）の部工の接合部付近は曲げモーメントが大きくなる．その約 1/50 程度であったことを報告している．また，水結合ため，鋼管杭頭部および接合部が構造的な弱点とならな材比 0.15～0.30，繊維混入率 1.5%，普通ポルトランドセ

いよう，予定した供用期間内で，必要な耐力を保有してメントを使用した UHP-SHCC の透気係数および透水係いることが求められる．近年，耐震化あるいは船舶や荷数は，いずれも普通コンクリート（W/C=0.56）の約 1/100

役機械の大型化による桟橋の機能向上を目的として，当～1/1000 程度と小さいことを示した．

初の設計耐力を上回る性能が必要とされる事例もあるた

松本ら7)は，サンドブラストを用いた耐摩耗性試験によめ，鋼管杭頭部および接合部の確実な補強を可能とする

り，UHP-SHCCは水中不分離性モルタルに比べて耐摩耗工法・技術の開発が求められている．

性 に 優れ る材 料で あ るこ とを 明 らか にし た． ま た，以上のことから，著者らはこれまでに長期的に防食効

UHP-SHCCおよび水中不分離性モルタルにより作製した果を発揮するとともに，鋼管杭頭部の補強を兼ね備えた試験体を飛沫帯環境下に1年間曝露し，海水作用による劣工法の開発を目標として，高強度繊維補強セメント系複化の抵抗性を検証した．その結果，水中不分離性モルタ

合材料の一つである超高強度ひずみ硬化型モルタル 3)ルに比べてUHP-SHCCは耐海水性にも優れる材料である（Ultra High Performance - Strain Hardening Cementitious

ことを明らかにした．

Composite；以下，UHP-SHCCと称す）を用いた防食・補以上のように，非常に耐久性に富む材料である．本論は，

UHP-SHCC に つ い て ， 網 野 ら 8) は ， 鋼 材 に 対 す る

UHP-SHCCによる防食・補強工法を実構造物に適用した

UHP-SHCC の海洋環境下における防食効果を検証して場合を想定して実施した大型鋼管試験体による曲げ載荷いる．鋼材試験片に UHP-SHCC をライニングし，引張応試験の結果から，提案する工法の桟橋鋼管杭頭部の補強力により UHP-SHCC にひび割れを発生させた試験体を効果に関して報告するものである．

作製し，飛沫帯環境下に曝露した．暴露から 3 年が経過

強技術に関する種々の検討を行ってきた4)～11)

したライニング厚さ 30mm の試験体では，鋼材の表面に1.2

UHP-SHCC の特徴

腐食は見られず，UHP-SHCC により防食効果が発揮され

1.2.1

材料特性

たことが窺える．なお，志水ら 13)によると，0.1～0.2%

UHP-SHCC は，シリカフュームの混和によりマトリッの引張ひずみを与え微細ひび割れを発生させた

クスが緻密化し，超高強度化や高物質移動抵抗性を実現

UHP-SHCC 試験体を水中で養生した結果，水中養生 90

12)．文献 12 によれば，

日後にはひび割れ発生前より透気係数および透水係数がUHP-SHCC は圧縮強度 100N/mm2 以上，引張強度 8MPa

小さくなることが確認された．これより，UHP-SHCC は以上の強度が得られるとされている．特筆すべき点とし

ひび割れ発生後も，水分が供給されることで自己治癒すて，優れたひび割れ分散性を有しており，引張応力作用るため，軽微な損傷を受けた場合でも，鋼材に対して長下では高強度ポリエチレン繊維（長さ 6mm，直径 12 m，期的な防食効果を発揮する可能性が高い材料であることしたセメント系材料である-4-

表-1.1 各種繊維補強セメント系材料との比較

塩化物イオンの見かけの拡散係数0.035cm /年○

水中ライニングへの適用性

現場製造可能

○

参考文献等

2

実験データに基づく

ポリビニルアルコール繊維－△

2

150～200N/mm
2
約11～15N/mm（繊維混入率2.0%）
約0.5%（繊維混入率2.0%）○2

現場製造不可（蒸気熱養生が必要）
文献14

TypeA-1
模擬上部コン
クリート側

類似材料との比較

UHP-SHCC のような繊維補強セメントの類似材料として，表-1.1 に示すように超高強度繊維補強コンクリー

鋼管

TypeB-1
模擬上部コン
クリート側

トや複数微細ひび割れ型繊維補強セメントがある．これ
ら繊維補強セメントの高強度，ひび割れ幅の抑制効果を利用し，プレキャスト部材 14)や道路橋の床版の増厚ある
いは鉄道高架橋の表面被覆材 15)として適用した事例がある．表-1.1 より，強度特性の観点からは UHP-SHCC

100

2

40N/mm2
約4～6N/mm（繊維混入率2.0%）
約5%（繊維混入率2.0%）○0.0019cm /年が示された．
1.2.3－○

鋼繊維，有機繊維2

約0.15cm /年△

×

現場製造可能○

文献15

UHP-SHCC
定着鉄筋 D6100

UHP-SHCC
定着鉄筋 D6100
鋼管

普通コンクリート

模擬上部コン
クリート側

繊維補強セメントの中間に位置する材料であることがわかる．著者らは，UHP-SHCC が有する高い防食性能や耐久性能を活用し，桟橋を主な施工の対象と捉え検討を進

○

○

TypeC

は超高強度繊維補強コンクリートと複数微細ひび割れ型△

TypeA-2

UHP-SHCC
定着鉄筋 D6100

TypeB-2

100

鋼管

鋼管ライ
ニング側

○

本工法
への
適用性

UHP-SHCC
定着鉄筋 D6
鋼管

鋼管ライ
ニング側

○

複数微細ひび割れ型
繊維補強セメント
複合材料

普通コンクリート

UHP-SHCC
定着鉄筋 D6
鋼管

100

鋼管ライ
ニング側

－
○

2

100N/mm 以上
2
約8～10N/mm（繊維混入率1.5%）
約2～3.5%（繊維混入率1.5%）

本工法
への
適用性

模擬上部コン
クリート側

引張強度時ひずみ

高強度ポリエチレン繊維

超高強度繊維補強
コンクリート

模擬上部コン
クリート側

引張強度

本工法
への
適用性

鋼管ライ
ニング側

繊維の種類
圧縮強度

超高強度高靭性
モルタル（UHP-SHCC）

鋼管ライ
ニング側

項目

普通コンクリート

めているが，接岸・係留ドルフィンの他，海上・河川・
陸上橋脚の柱基部についても適用が可能であると考えている．UHP-SHCC は現場製造が可能かつ特殊な養生を必要としないことから，施工の対象とする構造形式・条件
によっては，他の材料よりも優位となり得るものと考え
られる．
1.3

UHP-SHCC による鋼管杭頭部の巻立て工法の検討

1.3.1

UHP-SHCC を用いた鋼管の補強効果に関する検図-1.1 小型鋼管試験体による補強断面の検討例
網野ら 9)が作製した小型鋼管試験体の側面図および断討

面図を図-1.1 に示す．実験では，従来のモルタル被覆工

鋼管杭頭部の防食および鋼管杭頭部と上部工の接合部法のように，UHP-SHCC 端部が上部工の下端部と一致すの 補 強 を 目 的 と し て UHP-SHCC を 適 用 す る 場 合 ，る構造（Type-C）とする試験体の他に，巻立て部を上部

UHP-SHCC が防食材として期待される効果は前述の通工と一体化させた構造（TypeA-1, TypeA-2）または上部りである．網野ら 9), 10)は，UHP-SHCC を巻き立てた鋼管

工内部まで連続させて巻き立てた構造（TypeB-1, TypeB-2）

および桟橋の上部工を模擬した小型試験体を作製し，曲についても検討している．これは，接合部付近でげ載荷試験により杭頭部に曲げモーメントが作用する場

UHP-SHCC に生じる曲げひび割れを分散させるととも合の UHP-SHCC による補強効果について検証している．

にひずみ硬化性が発揮されることを期待したためである．

以下にその概要を述べる．

また，従来のライニングでは被覆防食材と上部工の境目-5-

に海水等の浸入を防ぐため樹脂モルタルあるいは水中硬化形樹脂によりコーキングが施されるが，コーキング材

2500
1600

350 100の劣化により鋼管杭の集中腐食が生じた事例もある．こ

軸方向鉄筋
定着鉄筋

のため，接合部において UHP-SHCC のひび割れ分散性が

載荷点

100 350
載荷点

鋼板PL‐19発揮され，局所的なひび割れが生じなければ，鋼管杭頭

パイゲージ
高感度変位計700

部の防食の観点からも UHP-SHCC の巻き立てが優位であることが述べられている．
UHP-SHCC のひび割れ分散性が確実に発揮されるた

端部鋼材（L‐50，L‐75）
700

PI‐1～PI‐7700（純曲げ区間）UHP‐SHCC（厚さ50mm，75mm）

めには，UHP-SHCC と鋼管が一体となって挙動すること※単位：mmが重要である．UHP-SHCC と鋼管の円滑な応力伝達を図

図-1.2 鋼材と UHP-SHCC の一体化に関する検討例

るため，山下ら16)は鋼管軸方向の鉄筋と周方向にスパイ

ラル鉄筋を配置しているが，網野ら 9)は施工の容易性，
溶接量の軽減を考慮して，図-1.1 に示すように，鋼管軸方向のみに異形鉄筋（以降，定着鉄筋と称す）を配置している．定着鉄筋により，鋼管軸方向と直角に生じるひび割れの分散性がより向上するものと想定される．なお，
定着鉄筋の効果を比較検討するため，図-1.1 で定着鉄筋
写真-1.3を配置しない試験体についても実験を行っている．

端部鋼材

その結果，定着鉄筋を配した試験体の方が定着鉄筋無しの試験体よりも部材の曲げ耐力が向上し，さらに図-1.1 の Type-C よりも Type-A や Type-B の巻立て構造の方が曲げ耐力が大幅に向上した．また，巻立て厚さ 21mmと 45mm で試験を行った結果，
巻立て厚さが大きい 45mmの方が，曲げ耐力が向上した．
網野ら 10)は，定着鉄筋の径や鋼管周方向の配置間隔，
端部拘束に着目した検討も行っている．図-1.2 に示すよ
うに鋼板に定着鉄筋を溶接して UHP-SHCC をライニングした試験体を作製し，曲げ載荷試験によりそれらのパラメータの影響を検討した．ここで，端部拘束とは，
UHP-SHCC 巻立て端部の剥がれを防止するための補助

図-1.3

UHP-SHCC を巻き立てた鋼管杭頭部の概念図的な治具であり，写真-1.3 に示すように鋼材を溶接したと上部工の接合部の補強を目的とした UHP-SHCC によものである．
実験結果より，端部拘束の影響は鉄筋比（UHP-SHCCる巻立ての概念図を示す．1.3.1 で示した小型鋼管試験

巻立て断面積に対する鉄筋断面の比）に依存することが体による検討を踏まえて，既設上部コンクリートの一部

示されている．鉄筋比が小さい場合は端部拘束の影響が（図中の斜線部）をはつり取り，巻立て部および上部工窺えるが，鉄筋比が大きい場合は，定着鉄筋がのはつり取った部分に連続的に打設する方法を採用した．

UHP-SHCC と付着を保持するため，端部拘束の効果は見

また，UHP- SHCC は，被覆防食材としても機能させるたられないことが述べられている．

め，L.W.L 付近から鋼管杭頭部に向けて巻き立てる．鋼
管杭の表面には軸方向に定着鉄筋を配する．

定着鉄筋の径や配置間隔については，良好なひび割れ
分散性を発揮する配筋の条件として，異形鉄筋 D16 以上

なお，著者らは，実桟橋の鋼管杭を利用して，定着鉄を用いて配置間隔 200mm または D13 の配置間隔を筋の溶接や UHP-SHCC の打設等についての施工性を確

200mm 以下とすることを提案している 10)．

認し，本工法が問題なく実現できることを確認した．施工試験を行った桟橋の鋼管杭および実施状況を付録.A

1.3.2

に示す．

UHP-SHCC による鋼管杭頭部の巻立て工法

図-1.3 に，桟橋の鋼管杭頭部の防食および鋼管杭頭部-6-

図-2.1 試験体の仕様
表-2.1 実験ケース
UHP-SHCC
鉄筋
載荷方法
端部
(繰返し
備 考
巻立て
本数
拘束
規格
回数3回)
厚さ(mm)
(本)
CASE1
―
―
―
―
両振り
CASE2
D13
8
56.5
あり 片振り 最大荷重到達後
CASE3
D16
8
は単調載荷

1.4 本論の目的

試験体

本論では，UHP-SHCC による防食・補強工法を実際の桟橋の鋼管杭に適用した場合を想定し，大型鋼管試験体
による曲げ載荷試験を行い，UHP-SHCC を巻き立てた鋼管の構造性能の向上効果を検証することを目的とした．

表-2.2 使用材料の力学的性質

さらに，ファイバーモデルで算定される降伏曲げ耐力と材料

実験値との比較から，UHP-SHCC による鋼管の補強効果を評価した．

鋼管(STK400)

項目
降伏点
引張強さ
破断伸び

2. 大型鋼管試験体による UHP-SHCC 巻立て鋼管のUHP-SHCC

曲げ耐力の検証 11)
無収縮
モルタル

UHP-SHCC の桟橋の鋼管杭頭部への適用を目的とし製し，UHP-SHCC による鋼管の曲げ耐力の向上効果を検証する水平載荷試験を行った．本章では，その実験概要

材料および実験結果について述べる．
定着鉄筋(SD295A)

2.1 実験概要

備考

CASE2, 32

365N/mm

353N/mm2465N/mm35%

470N/mm39%

2 試験成績表より
2

2

圧縮強度

―

91.1N/mm

静弾性係数―23.1kN/mm

引張強度

―

引張ひずみ

―

7.16N/mm
1.85%

2
2

2

圧縮強度

圧縮強度
中詰め
コンクリート 静弾性係数て，上部工と鋼管杭頭部を模擬した大型鋼管試験体を作

力学的性質
CASE1

載荷部

58.3N/mm
22

柱基部

57N/mm 52.5N/mm
237.2N/mm

230.8kN/mm

降伏点

力学的性質
D13
(CASE2)
2
356N/mm

引張強さ

501N/mm2509N/mm

破断伸び

30.4%

25.0%

項目

D16
備考
(CASE3)
2
362N/mm 試験成績表より
2

本実験は，図-2.1 に示すように既設桟橋の上部工と鋼管杭の接合部を模擬するため，上下反転させた状態で 3

先溶接とした．試験体の下部は，繰返し載荷に対して強本の試験体を作製した．実験ケースを表-2.1 に，使用材

固な構造とするため二重鋼管方式とした．以降では，上料の力学的性質を表-2.2 に示す．
鋼管は，457.2×t6.4mm，

下反転させた試験体の上部を試験体頭部，下部（底板かl=2,300mm の電縫鋼管を用いた．底板との接触部は，開ら 300mm の二重鋼管部）を基部と称する．CASE1 は，-7-一般的な鋼管杭頭部と上部工を模擬した試験体とした．
CASE2 および 3 は，UHP-SHCC 巻立てによる鋼管杭頭部の補強を模擬した．UHP-SHCC 巻立て厚さは 56.5mm で一定とし，鋼管の周囲に型枠を設置し底板から 1,600mm（基部天端から 1,300mm）まで打設した．ここで，一般的な桟橋の鋼管杭頭部は，図-2.1 に示すように上部工に呑み込まれた状態で施工されている．1.3.2 で述べたよ
うに，実桟橋への本工法の適用にあたっては，上部工の一部と UHP-SHCC 巻立て部を連続させた構造とすることを想定している．本実験では，UHP-SHCC を巻き立てた後に基部に無収縮モルタルを充填する手順で作製した．
さらに，CASE2 および 3 は，底板から試験体上方に向けて長さ 1,550mm の定着鉄筋を鋼管軸方向に配した．定着

写真-2.1

試験状況

鉄筋は，両側全長にすみ肉溶接とした．定着鉄筋は，CASE2 は D13，CASE3 は D16 とし，円周方向に 8 本等間隔に配した．UHP-SHCC の打設天端には鋼材を溶接し，端部拘束を設けた．図-2.1 に端部拘束の詳細図を示す．
写真-2.1 に試験状況を示す．
実際の桟橋では鋼管杭の局部座屈を抑制するため，一般的に上部工から鋼管杭の外径分だけ下方にコンクリー
トが充填される．よって，本実験でも鋼管内部の同等の位置まで中詰めコンクリートを充填した．なお，本実験では載荷部も強固にするため，試験体頭部にも中詰めコンクリートを充填した．
図-2.2 に，試験体に設置した変位計およびひずみゲー
ジの位置に関して，側面図ならびに試験体上方から見た
図-2.2 変位計およびひずみゲージ

断面図を示す．
変位計の設置高さは図に示す通りである．
変位は，各々の高さについて試験体の両側で測定し，そCASE2 および 3 は，
UHP-SHCC
れらの平均値で整理した．
の表面にひずみゲージを貼り付け，鋼管についても
CASE1 と同様の位置に貼り付けた．また，基部付近には
UHP-SHCC および鋼管の周方向にひずみゲージをそれ
ぞれ 6 枚設置した．ひずみゲージの貼り付け位置は，試，45°，
験体上方から見て，反時計周りに 0°（載荷側）
135°，180°，225°，315°である．
載荷試験は，試験体下部に取り付けた底板を PC 鋼棒
で反力床に固定し，壁に設置したアクチュエータ（容量1,000kN，ストローク 400mm）により，試験体頭部に水図-2.3 載荷ステップ（左：CASE1，右：CASE2, 3）

平荷重を作用させる方法とした．載荷点高さは基部から1,900mm とした．載荷は，CASE1 の鋼管のひずみがあるが，CASE2 および 3 は図-2.3 の右に示すように片2,000 に達した時の載荷部の降伏水平変位 16.3mm を基振り載荷（＋）とした．ただし，CASE3 は最大水平荷重

準変位 y とし，図-2.3 の左側に示す±1 y，±2に達した後，一度除荷した後に水平変位が 150mm とな

y，±3

y，

るまで単調に載荷した．

…のように漸増させ，各変位での繰返し回数を 3 回とした．以降では，各変位での載荷ステップを±n y -（繰返し変位およびひずみの計測間隔は，鋼管の降伏荷重に達回数）と表記する．なお，CASE1 は両振り載荷（±）でするまでは荷重制御により 5kN ごと，それ以降は変位制

-8-

600

600

CASE1

400
load (kN)load (kN)

200
0
‐200

+4δy－1+2δy－1400+1δy－1+5δy－1

300
200

‐400

CASE1
CASE2
CASE3

100

‐600
‐100‐80 ‐60 ‐40 ‐20 0 20 40 60 80 100
displacement (mm)
a)

0
0

CASE1

20

40
60
80
displacement (mm)100

図-2.5 荷重－変位の包絡線

600

CASE2
定着鉄筋D13500

下で行うべきであると考えられるが，一般に軸力比は全断面降伏軸力の約 10%程度であり，軸力ひずみに換算す

400
load (kN)+3δy－1500

ると 200 程度である．本実験では，初期ひずみの有無に300よる鋼管の力学的挙動への影響は小さいと判断し，

200

UHP-SHCC を巻き立てた後に試験体に軸力を導入した．

100
2.2 荷重－変位関係

0
0

20

40
60
80
displacement (mm)b)

100

図-2.4に，CASE1～3の載荷点高さにおける載荷履歴曲線を示す．CASE1は，16.3mm（=+1 y -1）変位時に圧縮側の基部から200mmのひずみゲージが2,000 に達した．このCASE2時，水平荷重は184kNを示した．+3 y -1で最大荷重272kN

600

CASE3
定着鉄筋D16500に達した後，圧縮側の基部から約100mm上部で座屈が生じた．その後，座屈の進行により+4 y -1で251kNまで低下
し，-4 y -3で載荷を終了した．CASE2は，+1 y -1で265kN

load (kN)

400を示し，+4 y -1で最大荷重474kNに達した．その後，+4 y300-3から+5 y -1へ進行中にUHP-SHCC表面の引張側でひび200割れが拡大し，荷重が顕著に低下した．+5 y -1変位時の水100

平荷重は389kNまで低下し，載荷を終えた．CASE3は，+1 y0-1で298kNを示した．+3 y -3から+4 y -1へ進行中に505kN

0

20

40
60
80
displacement (mm)c)

100

で最大荷重を示したものの，引張側の基部から100mm付
近でUHP-SHCCのひび割れが進展し，+4 y -1変位時に496kNまで低下した．その後，+5 y -1変位前の70mm変位

CASE3時に引張側で亀裂音がして荷重が396kNまで低下した．水図-2.4 荷重履歴曲線

平変位150mmまで単調に載荷した時の荷重は413kNであった．

御により 0.1mm ごととした．
鉛直方向の載荷（軸力）は，上部工の質量を鋼管断面図-2.5に，CASE1～3の荷重－変位関係の+n y -1におけに一定に負荷させることを想定して，試験体天端に油圧る包絡線を示す．CASE1は正側の結果のみを示す．図中

ジャッキにて 300kN を導入し，±5%以内で管理した．

の白抜きのプロットは，最大荷重あるいは荷重が顕著に

ここで，実際の桟橋において UHP-SHCC 巻立てによる変化した点である．+1 y-1変位時で比較すると，CASE2, 3補強を行う場合，鋼管杭には既に上部工の質量分の初期の水平荷重はそれぞれ265kN, 298kNであり，CASE1に比ひずみが導入されている．本実験においても同様の条件

べてそれぞれ44%, 62%増加した．また，実際にCASE2, 3-9-の鋼管が降伏ひずみに達した時点の水平荷重は，それぞれ333kN, 268kNであり，その時の変位はそれぞれ 24mm,．CASE214mmであった（図中の矢印が該当する点を示す）
および3は，CASE1と比較して曲げ耐力および曲げ剛性の向上したこと，ポストピーク領域でUHP-SHCCが脆性的な破壊の様相を呈し，荷重が顕著に低下する挙動を示す
ことがわかった．
2.3

UHP-SHCC 表面の初期ひび割れ

図-2.6 に，CASE2 および 3 における UHP-SHCC の表面に生じた初期ひび割れの展開図をそれぞれ示す．初期a） CASE2

ひび割れは，UHP-SHCC を打設後，型枠を脱型し載荷試
験までに生じていたひび割れをスケッチした．図中の0°は引張側（載荷側），180°は圧縮側である．図-2.6 a）
より，CASE2 の UHP-SHCC の表面に生じた初期ひび割
れはわずかであった．一方で，図-2.6 b）より，CASE3
は UHP-SHCC の全周にわたって微細な初期ひび割れが多数生じていた．これは，鉄筋量が CASE2 より多く，
UHP-SHCC の収縮を拘束する力がより大きく作用したためと考えられる．
参考として，初期ひび割れ以降，載荷終了時まで各載荷ステップごとに記録したUHP-SHCCのひび割れ展開図を付録.Bに示す．

b） CASE3
2.4

図-2.6

基部におけるひずみ分布

UHP-SHCC表面の初期ひび割れ

鋼管と UHP-SHCC の平面保持の成立の有無を確認するため，図-2.7 に+n y-1 変位時における基部のひずみ分あり，ひずみゲージでは計測できなかった可能性も考え布を示す．CASE1 は正側のみを示す．図中の一点鎖線おられるが，計測結果から判断すると，鋼管と UHP-SHCC

よび破線は，それぞれ UHP-SHCC および鋼管の最外縁をの引張側の応力伝達がなされていなかった可能性が考え示す．鋼管の断面中心から約+160mm の位置のプロットられる． UHP-SHCC の引張側を除くと，CASE2 のひずは，引張側（45°および 315°方向）の鋼管の平均ひず

みは，+5 y -1 変位時までは鋼管の引張縁から UHP-SHCCみである．同様に，約-160mm のプロットは，圧縮側の圧縮縁まで直線分布を形成したことから，応力伝達が（135°および 225°方向）の鋼管の平均ひずみを示す．

成されたものと推察される．ただし，CASE3 においては

圧縮側のひずみについては，いずれも-10,000 までを示

載荷部の変位が+2 y-1 以上になると UHP-SHCC の圧縮

すが，引張側については a）+1 y -1 変位時は 5,000 まで，

ひずみと鋼管断面内のひずみ分布の間で徐々に直線性がb）+2 y -1 変位時は 10,000 まで，c）+3 y -1 変位時は失われる傾向が見られたことから，変位の増加に伴い

15,000 まで，d）+4 y -1 変位時は 20,000 まで，e）+5 y -1

UHP-SHCC と鋼管の一体性が次第に低下したことが考変位時は 25,000 まで示す．なお，CASE1 は最大荷重にえられる．

到達した+3 y -1 変位時までに鋼管の座屈が見られ，その影響によりひずみの測定ができなくなったため，+4 y -1

2.5 試験体高さ方向のひずみ分布

以降は省略する．

図-2.8 に，試験体高さ方向の鋼管および UHP-SHCCa），b）より，CASE1 の鋼管ひずみは，平面保持が成のひずみ分布を示す．各々のプロットは，+n y -1 変位時立すると判断される．CASE2 および 3 は，a）～e）のにおける圧縮ひずみおよび引張ひずみを表す．縦軸の 0

全てで UHP-SHCC の引張ひずみが生じていなかった．基は基部からの高さである．a)より，載荷部の水平変位の部は断面急変部のためひび割れが局所化しやすい部位で増加に伴い，鋼管の圧縮側および引張側ともにひずみが- 10 -

UHP‐SHCC

UHP‐SHCC

300

300

steel tube

steel tube

200

CASE1

distance from the centerof cross section (mm)distance from the centerof cross section (mm)200
tension

100

CASE2
CASE3

0
‐10000 ‐7500

‐5000

‐2500

+1δy ‐1 displacement
cross section of base

0

2500

CASE1

‐100
compression

0
‐5000

0

‐200

‐300

‐300

UHP‐SHCCa） +1 y -1変位時b） +2 y -1変位時

UHP‐SHCC

300

steel tube

300

steel tube
200

200

100

distance from the centerof cross section (mm)distance from the centerof cross section (mm)+2δy ‐1 displacement
cross section of basestrain (μ)

strain (μ)

UHP‐SHCC

10000
compression

steel tube

UHP‐SHCC

5000

‐100

‐200

steel tube

tension0‐10000

‐5000

CASE1

0

5000

10000

15000

‐100
compression

CASE2

‐200

CASE3

steel tube
‐300

UHP‐SHCC

tension
CASE2 100
CASE30‐10000 ‐5000

UHP‐SHCC

200
tension

100

CASE3

0
5000 10000 15000 20000 25000‐100
compression‐200
steel tube

compression+4δy ‐1 displacement
cross section of base

‐300d） +4 y -1変位時

UHP‐SHCC 300

010000 15000 20000

strain (μ)

steel tube

‐10000 ‐5000

5000

‐100

steel tube

strain (μ)

CASE2

0

‐200

+3δy ‐1 displacement
cross section of basec） +3 y -1変位時

distance from the centerof cross section (mm)tension

CASE3‐10000

5000

100

CASE2

+5δy ‐1 displacement
cross section of base

UHP‐SHCC ‐300
strain (μ)e） +5 y -1変位時
図-2.7 基部断面におけるひずみ分布- 11 -

compression

1400

CASE1
（steel tube）

1200

tension+1δy‐1height from the base plate (mm)+2δy‐1+3δy‐11000+4δy‐1

800
600
400
200
0
‐15000 ‐10000 ‐5000

0

5000

10000

15000

strain of steel tube ( )a) 鋼管（CASE1）
compression

1400+2δy‐1+3δy‐1+4δy‐1+5δy‐1

CASE2 （steel tube +D13 + UHP‐SHCC）

1200+1δy‐1height from the base plate (mm)height from the base plate (mm)+1δy‐1compression

tension

1000
800
600
400
200

+2δy‐1

1400

tension1200

CASE2 （steel tube +D13 + UHP‐SHCC）

1000+3δy‐1+4δy‐1800+5δy‐1

600
400
200
0

0
‐15000 ‐10000 ‐5000

0

5000

‐15000 ‐10000 ‐5000

10000 15000

strain of steel tube ( )b） 鋼管（CASE2）

ｃ）

1400

tension

CASE3 （steel tube + 1200
D16 + UHP‐SHCC）+1δy‐1compression+1δy‐1height from the base plate (mm)height from the base plate (mm)compression+2δy‐11000+3δy‐1+4δy‐1800+5δy‐1

600
400
200

5000

10000 15000

UHP-SHCC（CASE2）
1400

tension1200

CASE3 （steel tube +D16 + UHP‐SHCC）+2δy‐1+3δy‐11000+4δy‐1+5δy‐1

800
600
400
200

0
‐15000 ‐10000 ‐50000strain of UHP‐SHCC ( )

0
0

5000

10000 15000‐15000 ‐10000 ‐5000

strain of steel tube ( )

0

5000

10000 15000

strain of UHP‐SHCC ( )e） UHP-SHCC（CASE3）d） 鋼管（CASE3）
図-2.8

試験体高さ方向のひずみ分布- 12 -

増加していることがわかる．圧縮側は，+3 y -1 で鋼管の300

compression

基部から約 100mm の位置で座屈が進行し，ひずみが急

tension

CASE2

250

激に増加した．一方で，CASE2 は，+4 y -1 変位時におけsteel tube

200
load (kN)

る圧縮ひずみは最大でも約 5,000 ，CASE3 で約 7,500
であり，CASE1 に比べて鋼管ひずみの増加を抑制できて
い る こ と が わ か る ． UHP-SHCC 巻 立 て に よ り ，
UHP-SHCC が圧縮応力を負担した可能性が考えられる．

150
UHP‐SHCC

100
steel tube
steel tube(CASE1)

これは，c）, e）の UHP-SHCC の圧縮ひずみの発現から

50
0

窺える．

UHP‐SHCC
steel tube(CASE1)‐2000 ‐1500 ‐1000 ‐500
0500strain (μ)

ここで，CASE2 は変位の増加に伴って，0～300mm 付
近で UHP-SHCC の圧縮ひずみが次第に増加した．一方で，1000 1500 2000a）CASE2

CASE3 はそのような傾向が見られず，0～300mm にかけ

300

compressionて変位の増加に伴う圧縮ひずみの増加は見られなかった．

200に確保されていなかったことが考えられる．これは，図steel tube

load (kN)-2.7 a ），b）にお いて， +1 y-1 変 位時 に CASE3 のUHP-SHCC の圧縮ひずみが大きく増加していた事実か

steel tube

150

UHP‐SHCC50

0‐2000 ‐1500 ‐1000 ‐500
0500strain (μ)と鋼管の一体性が早期に低下しやすい状態となっていた可能性が考えられる．

CASE3

100

らも推察される．この原因としては，2.3 で述べたように，CASE3 は初期ひび割れによって起因して UHP-SHCC

tension250

steel tube
(CASE1)

CASE3 の基部付近では，UHP-SHCC と鋼管の定着が十分

UHP‐SHCC

steel tube
(CASE1)1000 1500 2000b）CASE32.6

図-2.9 基部における水平荷重－ひずみ関係

UHP-SHCC による鋼管ひずみの抑制効果（+1 y -1変位時）

UHP-SHCC 巻立てによる鋼管ひずみの抑制効果を検証するため，基部における+1 y-1 変位時までの水平荷重とひずみの関係を図-2.9 に示す．比較のため，CASE1

鋼管杭のレベル 2 地震動に関する耐震性能照査項目としの結果も示す．CASE2, 3 の引張側および圧縮側ともに，て，耐震強化施設（特定）では，当該桟橋を構成する杭UHP-SHCC 巻立てにより鋼管ひずみが抑制されたことに生じる曲げモーメントのうち，2 箇所以上で全塑性モがわかる．
鋼管ひずみの抑制効果は圧縮側の方が大きく，ーメントに達する杭が存在しないことが，耐震強化施設

例えば水平荷重が 150kN の時，鋼管ひずみは CASE1 に（標準）では，1 箇所のみで全塑性に達しているまたは対して CASE2 で約 42%に減少した．CASE3 の鋼管ひず

全塑性に達していない杭が存在することが照査される．

みは，CASE1 に対して約 34%に減少した．CASE3 が本実験より，鋼管のみに比べて，UHP-SHCC を巻き立て

CASE2 に比べてより鋼管ひずみが抑制されたのは，ることで最大曲げ耐力の大幅な増加が見られたものの，

CASE2 よりも鉄筋量が多いため，定着鉄筋が圧縮応力を

図-2.5 からポストピーク領域で荷重の顕著な低下があ負担したためと考えられる．一方で，引張側の鋼管ひずったこと，図-2.6～図-2.8 より初期ひび割れの発生に起みの抑制効果は圧縮側に比べると小さく，例えば水平荷

因して UHP-SHCC と鋼管の定着に対する課題が明らか

CASE2 の鋼管ひずみは CASE1 の約 60%，
重が 150kN の時，となったことから，耐震強化施設への適用については今

CASE3 は約 72%に減少した．

後検討の必要がある．一方で，通常施設の桟橋においては，レベル 1 地震動に対して鋼管杭が降伏に至らないことが規定される．本実験より，降伏時までにおいても曲

3.ファイバーモデルによる UHP-SHCC 巻立て鋼管のげ耐力の増加が見られたこと，特に，2.4 で述べたよう補強効果の評価に，CASE2 においては+1 y-1 変位時に鋼管と UHP-SHCCの応力伝達が確認されたことから，通常施設においては本工法が適用できる可能性がある．したがって，以降で3.1 本工法を適用する条件の設定
港湾の施設の技術上の基準・同解説

17)は降伏曲げ耐力に着目し，本実験結果を用いてによると，桟橋- 13 -

UHP-SHCC 巻立てによる鋼管の補強効果を評価することを試みた．
3.2 材料モデルの設定
鋼管杭の補強設計法を構築するためには，補強した部
材の構造応答を適切に算定できることが望ましい．それらの応答値を簡易的かつ合理的に算定できる手法として
a）引張応力なし（CASE2, 3）

ファイバーモデルが挙げられる．本論の実験結果より，
UHP-SHCC 巻立てによる鋼管の補強効果を評価するため，図-3.1 に示すように鋼管の基部をファイバー要素に分割し，軸力と曲げモーメントが作用した時の鋼管の曲げ降伏モーメント My の算定を行った．そして，得られた計算値と実験値の比較からその適用性を検討した．以下に，設定条件および仮定を述べる．
1)

ひずみ分布は，図-3.1 a）に示すように中立軸からの距離に比例し，図-2.7 a)の結果を踏まえて，有b）引張応力あり（CASE2 ）

効断面は引張側の鋼管外縁から圧縮側の

図-3.1 断面内の分割要素と応力－ひずみ関係

UHP-SHCC 外縁までを仮定した．また，参考としstressて，UHP-SHCC の引張負担分を考慮し引張側のsteel tubey

UHP-SHCC 外縁までを有効とした場合についても
図-3.1 b）に示す．
2)

各材料の強度は，表-2.2 に示す実強度を用いた．

１

cy

y

compression

なお，鋼材および定着鉄筋の静弾性係数は 210GPaとした．
3)

tensionEystraincyy

鋼管および定着鉄筋の降伏ひずみは表-2.2 から得られる実強度より算出した．CASE1 の降伏点は，

a)

基部における鋼管の圧縮縁が降伏ひずみに達した

鋼管

stress時点と仮定した．CASE2, 2 および 3 は，UHP-SHCC

rebar
y

が圧縮応力を負担することで鋼管の基部の引張縁が先に降伏するとして降伏ひずみを仮定した．
4)

tensionE
１y

鋼管および定着鉄筋の応力－ひずみ関係は，図-3.2

ycompressionに示すように圧縮側，引張側ともに降伏後のひずみ

strain硬化を無視したバイリニア型とした．ただし，鋼管
yの圧縮側は，表-3.1 に示すように細長比 l/r に応じて低減する軸方向圧縮降伏応力度 17)（図-3.2 では

b)

定着鉄筋

cy と表記する）を用いた．表-3.1 は，鋼管杭また

stressは鋼管矢板に適用されるものであるが，表中に示さ

UHP-SHCC
tension(only CASE2 )2

れる公称値 235N/mm は，本実験で用いた鋼管
SS400 の公称値 245N/mm2 と降伏強度が近い．した

yt

E

yc

がって，本論では同表より鋼管の細長比に応じて降
compression

伏応力度を決定した．ただし，実験結果を評価する

１

１ yt

strainEため，表-2.2 の降伏強度を用いて比例配分により
yc

cy を算出した．

5)

UHP-SHCC の応力－ひずみ関係について，CASE2

c)

および CASE3 は，図-3.1 a）に示すように圧縮負UHP-SHCC

図-3.2 各材料の応力－ひずみ関係- 14 -

表-3.1 軸方向圧縮降伏応力度17)担分のみを考慮するバイリニア型を仮定した．また，
CASE2 は，図-3.1 b）に示すように，UHP-SHCC

SKK400, SHK400, SHK400M, SKY400が引張負担分まで考慮するバイリニア型とした．
なお，CASE3 は平面保持の成立が確認されなかったため，ここでの計算値は参考値として示す．
3.3a) l/r ≦18

235b) 18< l/r <92

235-1.38（l/r -18）c) 92>l/r

2.01×10 /(6.7×103+(l/r ) )62

l ：部材の有効座屈長(cm)

実験値と計算値の比較

r ：部材総断面の断面二次半径(cm)

実験値および計算値の比較を表-3.2 に示す．表中の①
表-3.2 実験値および計算値の比較【実験値】降伏時 My は，2.2 で述べた，鋼管が降伏ひずみに達した時の My の実験値である．②【計算値】降伏時 My は，CASE1 は鋼管のみ，CASE2, 2 および 3 は定着試験体

鉄筋および UHP-SHCC を含む My の計算値である．③鋼
管（+鉄筋）の負担分は，鋼管および定着鉄筋（CASE1【計算値】【実験値】 【計算値】 実験値に対する
③鋼管
④UHP-SHCC①降伏時 ②降伏時 計算値の (+鉄筋)
の負担分
比
My
My
の負担分
②－③
②/①

CASE1
CASE2
CASE2'
CASE3

は鋼管のみ）が負担するモーメントである．②および③の計算値の差から④UHP-SHCC の負担するモーメントが推定できる．

350
633
633
(509)

333
513
619
575

0.95
0.81
0.98
(1.13)

333
366
373
395

―
147
246
180
※単位はkN・m

CASE1 より，実験値と計算値の差が 5%と精度良く計算された．
CASE2 は，計算値が実験値に対して 19%小さくなった．

4.まとめ

一方で，CASE2 の計算値は実験値に対して 2%の誤差であった．ここで，CASE2 および 2 の計算値の違いは，

本論は，UHP-SHCC巻立てによる桟橋鋼管杭頭部の補UHP-SHCC 巻立て断面の引張負担分を考慮したか否か

強を目的として，桟橋上部工と鋼管杭頭部を模擬した大である．CASE2 の実験値は CASE2 の計算値に近かった．

型鋼管試験体を作製し，鋼管の曲げ耐力の向上効果を検図-2.7 に示したように，ひずみゲージによる計測の妥当証する載荷試験を行った．さらに，UHP-SHCCによる鋼性については検討の余地があるが，UHP-SHCC の引張負管の補強効果を評価することを目的として，ファイバー担分が実際には発揮されていた可能性も考えられる．現モデルを用いた降伏曲げ耐力の算定を行った．得られた段階では，UHP-SHCC の引張負担分は考慮しない My で知見を示す．

評価しておく方が良いと判断される．しかし，合理的な(1)

鋼管に UHP-SHCC を巻き立てることで，圧縮およ

補強設計を実現するために，UHP-SHCC 巻立て断面の引び引張側ともに鋼管のひずみが抑制され，曲げ剛性

張負担分を考慮するための検討が今後必要と思われる．

および曲げ耐力が向上することがわかった．

一方で，CASE3 は参考値として算出したものであるが，(2)鋼管の降伏時までに曲げ耐力の増加が見られたこと，

計算値が実験値を上回った．これは，前述したように，+1 y-1変位時に鋼管とUHP-SHCCの応力伝達が確認

CASE3 は載荷前から初期ひび割れが多数発生していたされたことから，通常施設における桟橋の鋼管杭頭影響により UHP-SHCC と鋼管の一体性が低下していた部の補強工法として，本工法が適用できる可能性がことが原因と推測される．すなわち，CASE2 に比べある．

CASE3 のように過剰な量の定着鉄筋を配置した場合，鉄(3)降伏曲げ耐力について，UHP-SHCCの引張負担分を筋の拘束力により初期ひび割れの発生が助長されるため，考慮しない条件でファイバーモデルより算出した結期待する曲げ耐力の向上効果を得られない可能性がある

果，計算値は実験値に対して安全側で算出された．

ことが示唆された．このことから，UHP-SHCC と鋼管の効果的な定着方法および UHP-SHCC の初期ひび割れに

本論より，UHP-SHCC巻立て鋼管の降伏曲げ耐力をフ対する抑制策について，今後さらなる検討が必要と考えァイバーモデルにより算出できることを確認した．しかられる．

し，巻き立てたUHP-SHCCの初期ひび割れが補強効果に影響することも確認されたことから，UHP-SHCC巻立て
断面内に生じる収縮に伴う初期応力や初期ひび割れの発- 15 -

pp.411-412, 2012

現に関するデータを蓄積し，初期ひび割れの抑制策と最9)

適なUHP-SHCCと鋼管の定着方法について引き続き検討

網野貴彦, 国枝稔, 岩波光保, 田中亮一：超高強度ひが必要であると考えている．今後，上記の課題を解決し，ずみ硬化型モルタル巻立てによる桟橋鋼管杭の曲げ

UHP-SHCC巻立てによる引張負担分（ひずみ硬化性）を耐力向上効果に関する基礎的研究, コンクリート工

考慮したより合理的な補強設計手法の構築を目指したい．

学年次論文集, Vol.34, No.1, pp.292-297, 201210) 網野貴彦, 国枝稔, 加藤絵万, 岩波光保, 田中亮一：（2014年8月8日受付）

ひび割れ分散性からみた超高強度ひずみ硬化型モル
タルと鋼材の一体化方法に関する基礎的検討, コン
クリート構造物の補修，補強，アップグレード論文

謝辞

報告集, Vol.13, 2013

本研究は平成23～25年度国土交通省建設技術研究開発

11) 忽那惇, 国枝稔, 岩波光保, 加藤絵万, 川端雄一郎,

助成により実施した．ここに記して謝意を表す．

田中亮一, 網野貴彦, 羽渕貴士：超高強度ひずみ硬化型モルタルを巻き立てた桟橋の鋼管杭頭部の補強に関する実験的検討, 海洋開発論文集, 2014（投稿中）

参考文献
1)

12) 国枝稔, 志水康祐, 江口輝行, 上田尚史, 中村光：超財団法人沿岸技術研究センター：港湾鋼構造物補修・防食マニュアル, 20092)

高強度ひずみ硬化型モルタルの基礎物性と補修材料

阿部正美, 福手勤, 山本邦夫：鋼管杭の防食工法に関としての利用法, 土木学会論文集E2（材料・コンクリ

する現地試験（中間報告）, 港湾技研資料, No.675,

ート構造）, Vol.67, No.4, pp.508-521, 2011

1990
3)

13) 志水康祐, 国枝稔, 中村光, 玉越隆史：超高強度ひず

国枝稔, Kamal, A., 中村光, Bruhwiler, E.：超高強度ひみ硬化型モルタルの物質移動抵抗性の評価, コンク

ずみ硬化型セメント系材料の開発, コンクリート工

リート構造物の補修，補強，アップグレード論文報

学年次論文集, Vol.29, No.1, pp.315-320, 2007
4)

告集, Vol.9, 2009

加藤絵万, 川端雄一郎, 岩波光保, 網野貴彦, 田中亮14) 土木学会：超高強度繊維補強コンクリートの設計・

一, 国枝稔：UHP-SHCCの巻立てによる鋼管杭の補強施工指針（案）, コンクリートライブラリー113, 2004

効果に関する実験的検討, 年次学術講演会講演概要

15) 土木学会：複数微細ひび割れ型繊維補強セメント複集, V -207, pp.413-414, 20125)

合材料設計・施工指針（案）, コンクリートライブラ
リー127, 2007

網野貴彦, 国枝稔, 岩波光保, 田中亮一：超高強度ひずみ硬化型モルタルを用いた桟橋鋼管杭の被覆防食

16) 山下賢司, 藤元安宏, 林承燦, 六郷恵哲：複数微細ひおよび補強技術, 繊維補強セメント系複合材料の新

び割れ型コンクリートにより被覆した鋼管の曲げ破しい利用法に関するシンポジウム論文集, pp.393-398,

壊性状とひび割れ性状, コンクリート工学年次論文

2012
6)

集, Vol.27, No.1, pp.301-306, 2005

Ryoichi Tanaka, Minoru Kunieda, Mitsuyasu Iwanami,

17) 社団法人日本港湾協会：港湾の施設の技術上の基Ema Kato, Yuichiro Kawabata, Takahiko Amino：A study

準・同解説, 2007

on strengthening method for pier piles using ultra highperformance - strain hardening cementitious composite,
Proceedings of the 3rd International Conference on
Sustainable Construction Materials and Technologies(SCMT3), 20137)

松本拓也, 岩崎英治, 加藤絵万, 川端雄一郎：海洋環
境における超高性能ひずみ硬化型セメント系材料の長期耐久性の検討, 年次学術講演会講演概要集,
V-008, pp.15-16, 20138)

網野貴彦, 国枝稔, 岩波光保, 田中亮一：ひび割れを有する超高強度ひずみ硬化型モルタルの鋼材防食性能に関する検討, 年次学術講演会講演概要集, V-206,- 16 -

た．対象とした鋼管杭の諸元は，直径 609.7，板厚 12.7mm

付録.A

である．UHP-SHCC の巻立て厚さは 50mm とし，定着鉄

写真 A-1 a）～j）に，UHP-SHCC 巻立てによる桟橋鋼管杭頭部および接合部の補強に関する施工実験の状況を筋は D16 を 10 本使用した．本実験より，施工にあたっ

示す．実験を行った施設は，神奈川県横須賀市内にあるての不具合等はないことがわかった．

東亜建設工業㈱所有の追浜ケーソンヤード桟橋を使用し

a）既設鋼管杭（実験前）b）既設上部工はつり状況

c）既設上部工はつり完了d）定着鉄筋溶接状況e）型枠設置状況
写真A-1f）型枠設置完了
UHP-SHCCの施工手順（施工実験より）- 17 -g）UHP-SHCC打設（製造）状況

h）脱型状況

i）施工完了j）施工完了（鋼管杭頭部）
写真A-1

UHP-SHCCの施工手順（施工実験より）- 18 -

付録.B

じたひび割れを表す．e）および f)の黒線は，初期ひび

図 B-1 に CASE2, 3 における載荷ステップごとの割れおよび+1y-1～+1y-3 変位時までに生じたひび割れ

UHP-SHCC 表面のひび割れ分布の展開図を示す．a）おを，赤線は+2y-1～+2y-3 変位時に生じたひび割れを示

よび b)の黒線は初期ひび割れを示す．c）および d）の黒す．以下，同様にして載荷終了時までに観察されたひび

線は初期ひび割れを，赤線は+1y-1～+1y-3 変位時に生割れ分布の展開図を載荷ステップごとに示す．

a）初期ひび割れ（CASE2）b）初期ひび割れ（CASE3）c）+1y-1～+1y-3変位時（CASE2）d）+1y-1～+1y-3変位時（CASE3）

図B-1

ひび割れ分布図- 19 -

e）+2y-1～+2y-3変位時（CASE2）f）+2y-1～+2y-3変位時（CASE3）g）+3y-1～+3y-3変位時（CASE2）h）+3y-1～+3y-3変位時（CASE3）i）+4y-1～+4y-3変位時（CASE2）j）+4y-1～+4y-3変位時（CASE3）

図B-1

ひび割れ分布図- 20 -

k）+5y-1変位時（CASE2）
図B-1l）150mm変位時（CASE3）
ひび割れ分布図- 21 -

港湾空港技術研究所資料

No.1295

２０１４．１２

編集兼発行人

独立行政法人港湾空港技術研究所

発

独立行政法人港湾空港技術研究所

行所

横 須 賀 市 長 瀬 ３ 丁 目 １ 番 １ 号

TEL. 046(844)5040 URL. http://www.pari.go.jp/

印

刷

所

株

式

会

ワ

コ

ー

C （2014）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。