ＩＳＳＮ２４３６－０３５Ｘ

国立研究開発法人 海上・港湾・航空技術研究所

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

VOL. 61

No. 1

June 2022

NAGASE, YOKOSUKA, JAPANNATIONAL INSTITUTE OF
MARITIME, PORT AND AVIATION TECHNOLOGY

総
1.

目

次

伊勢湾シミュレータに実装した領域沿岸データ同化法による通年のデータ同化実験： 沿岸・河口域における適切なアンサンブルを作成するための境界条件の摂動
松崎

2.

義孝，井上

徹教

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発－工場製作部材による省力化施工－
田中

豊，池野

勝哉，石塚

中村

菫，川端

雄一郎，加藤

新太，田中
絵万，岩波

智宏，金枝
光保

俊輔，栗原

勇樹，前

嘉昭，天谷

公彦

港湾空港技術研究所報告第 61 巻第 1 号(2022.6)

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発―工場製作部材による省力化施工―
田中 豊*1・池野
前 嘉昭*3・天谷勝哉*2・石塚
公彦*3・中村新太*2・田中 智宏*2・金枝
菫*4・川端 雄一郎*5・加藤

要

俊輔*3・栗原
絵万*6・岩波

勇樹*3
光保*7

旨

近年，建設現場の担い手不足を背景に，プレキャスト（PCa）部材を活用した現場施工の省力化技術が求められている．とりわけ，港湾工事における桟橋上部工のPCa施工は，海上作業を大幅に省略できるため，工期短縮以外にも，コンクリート構造物の品質確保や安全性向上などの面でメリットが大きい．一般に桟橋上部工のPCa施工では，現場内あるいは近郊の陸上ヤードにおいて，鋼管杭打設と並行して重量100～200t
程度のPCa部材を製作し，鋼管杭打設後に大型起重機船によって架設するサイトPCa工法が用いられている．しかし，サイトPCa工法は比較的規模の大きな陸上ヤードの確保が必要となる事，大型起重機船の調達や入港時の地形的制約を受ける事，それらに伴うコスト増加などの問題点が指摘できる．
そこで，著者らは桟橋上部工を杭頭部材と梁部材の2種類のPCa部材とし，全てのPCa部材を工場製作および陸上運搬，現地でプレストレス（PC）により圧着接合するユニット式プレキャスト桟橋を提案している．本工法は，従来のサイトPCa工法と比べて，現地での更なる省力化が期待できるとともに，PC構造とすることで上部工の軽量化が図れるため，地震時慣性力の軽減による合理的な設計が可能となるものである．本稿では，本工法の技術的課題として①杭頭接合部の曲げ耐力，②部材接合部のせん断耐力，③PCa部材架設時の施工誤差について取り上げ，実験的なアプローチにより確認している．更に，従来の現場打ちおよびサイトPCa
工法を比較対象に，コスト比較や省人化の評価，産業連関表を用いたCO2 排出量の推計を行い，本工法の優位性について示している．
キーワード：プレキャスト桟橋，PC 圧着構造，ユニット式，載荷実験，実物大実験*1 構造研究領域 構造研究グループ 主任研究官*2 五洋建設株式会社*3 株式会社日本ピーエス*4 構造研究領域 構造新技術研究グループ 研究官*5 構造研究領域 構造新技術研究グループ グループ長*6 構造研究領域 構造研究グループ グループ長*7 東京工業大学大学院 環境・社会理工学院 土木・環境工学系 教授〒239-0826 神奈川県横須賀市長瀬3-1-1 国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所港湾空港技術研究所
電話：046-844-5059
Fax：046-844-0255
E-mail：tanaka-yu@p.mpat.go.jp-3-

REPORT OF THE PORT AND
AIRPORT RESEARCH INSTITUTE
Vol.61, No.1 (Jun.2022)

Development of Assembled Precast Pier with Crimped Construction by Prestressing-Quick and Labor-saving Construction Method with Factory-produced Precast Concrete Members-

Yutaka TANAKA*1, Katsuya IKENO*2, Arata ISHIZUKA*2, Tomohiro TANAKA*2
Shunsuke KANAEDA*3, Yuuki KURIHARA*3, Yoshiaki MAE*3, Kimihiko AMAYA*3
Sumire NAKAMURA*4, Yuichiro KAWABATA*5, Ema KATO*6
Mitsuyasu IWANAMI*7

Synopsis
In order to increase the construction productivity, it is required to utilize precast concrete
members at construction sites. In the construction of superstructures of port piers, the utilization of
precast members may conduce the increase of productivity by shortening the construction work andensuring the quality of concrete structures. Moreover, the construction site safety may be also
improved by reducing the amount of work especially for marine construction sites. In this paper, theauthors propose a new construction method for port piers utilizing precast concrete members.
In this method, all precast concrete members are manufactured in the factories and carried to theconstruction site, while the pile head members and the beam members are connected byprestressing to reduce the weight of the superstructure. Though there are many strong points in thismethod, some technical issues exist. In this study, to address these issues, 1/4-scale specimens wereused to examine the flexural capacity of the pile connection and the shear capacity between member
connections, and real-scale specimens were also used to examine the workability considering theconstruction error. In addition, the advantage of the proposed method was confirmed with the lower
construction cost, the effect of labor saving and the less emission of CO2.
Key Words: Precast port pier, Crimped construction by prestressing, Unit type members, Loading
experiment, Real-scale experiment*1 Senior Researcher of Structural Mechanics Group, Structural Engineering Department*2 Penta-Ocean Construction*3 Nippon PS Company*4 Researcher of Frontier Technologies for structures Group, Structural Engineering Department*5 Head of Frontier Technologies for structures Group, Structural Engineering Department*6 Head of Structural Mechanics Group, Structural Engineering Department*7 Professor, Department of Civil end Environmental Engineering school of Environment and Society, Tokyo Instituteof Technology
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 : tanaka-yu@p.mpat.go.jp

-4-

目

次

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

3

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

6

2. PC圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋 ····························································

62.1

PC圧着構造 ···········································································································

6

2.2

設計法の概要 ········································································································

72.3

施工フロー ···········································································································

82.4

桟橋上部工への適用に向けた技術的課題 ··································································

9

3. 杭頭接合部の曲げ耐力に関する交番載荷実験 ·································································

10

要

3.1

実験概要 ··············································································································· 10

3.2

実験結果および考察 ······························································································· 11

3.3

解析的検討による考察 ···························································································· 17

3.4

まとめ ·················································································································· 21

4. 部材接合部のせん断耐力に関する載荷実験 ····································································· 23
4.1

実験概要 ··············································································································· 23

4.2

実験結果および考察 ······························································································· 24

4.3

まとめ ·················································································································· 27

5. 部材組立時の施工性に関する実物大実験 ········································································· 28
5.1

梁部材の切欠き形状に関する実験 ············································································ 28

5.2

杭頭部材の施工誤差が後続工程に与える影響に関する実験 ········································· 29

5.3

まとめ ·················································································································· 31

6. 省人化およびCO 2排出量の推計 ······················································································· 32
6.1

条件設定 ··············································································································· 32

6.2

省人化の評価 ········································································································ 34

6.3

CO 2排出量の推計 ···································································································· 36

7. 結論 ·························································································································· 40
8. あとがき ··················································································································· 40
謝辞 ······························································································································ 40
参考文献 ························································································································ 40

-5-

田中
加藤

豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

1. まえがき

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

的課題を抽出し，杭頭接合部および部材接合部における耐荷性能評価のための模型実験について述べる．さらに，近年，建設現場の担い手不足を背景にプレキャスト（以本工法の施工方法や留意点，実物大実験による架設時の下，PCa）部材を活用した現場施工の省力化技術が求めら

許容誤差について述べるとともに，省人化の効果やCO2排れている．とりわけ，港湾工事における桟橋上部工は，鋼出量の観点から本工法の優位性について示す．

管杭の打設後に潮位や波浪等の外的要因を受けながら，足場・型枠支保工・鉄筋組立・コンクリート打設の海上作

2. PC圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟業を繰り返して構築されるため，上部工のPCa施工は工期

橋短縮以外にも，品質や安全性の向上などの面でメリット
2.1が大きい．桟橋上部工のPCa施工には，一般にサイトPCa
工法が用いられている

PC圧着構造1),2)．サイトPCa工法は，現場内ある

本工法は図-2.1に示すように，2種類のPCa部材（杭頭部

いは近郊の陸上ヤードにおいて重量100～200t程度のPCa

材，梁部材）で構成されており，それぞれ陸上運搬が可能部材を製作し，鋼管杭打設後に大型起重機船によって架な寸法（幅2.5m，長さ12m，高さ2.3m，重量20t以下）で工設・一体化するものである．サイトPCa工法は，天候の影場製作される．杭頭部材と鋼管杭との接続には鞘管方式4)響を受けるものの，作業性の良い陸上ヤードで部材製作を採用しており，鋼管杭への架設後，鞘管と鋼管杭の隙間が行えるため，海上作業の縮減，コンクリート構造物の品には無収縮モルタルが充填される．鞘管の内径は，鋼管杭質確保，技能労働者の労務平準化などのメリットがある．

の平面位置における打設精度±100mmを考慮し，鋼管杭のしかし，サイトPCa工法は岸壁際での陸上ヤード確保が前直径よりも+200mm程度のものを選定することで打設誤提条件であり，大型起重機船の調達や入港時の地形的制差を吸収する．梁部材は，軽量化と施工性に配慮した逆U約を受ける事や，それらに伴うコスト増加などの問題点

字形断面とし，杭頭部材に梁部材を架設した後，シースをが指摘できる．

接続し，20～30mm程度の目地部に無収縮モルタルを充填

そこで著者らは，PCa工法の更なる適用拡大と生産性向する．その後，現地においてポストテンション方式のプレ上を目的に，現地でのPCa部材製作を省略するとともに，ストレスを導入することで，鋼管杭を含む部材同士がPC

全てのPCa部材を工場製作および陸上運搬し，プレストレ

圧着接合される．杭頭部材に張り出し（梁受け材）を設け，スにより部材同士を圧着接合するユニット式プレキャス

逆U字形断面の梁部材を嵌め込むように架設することで，3)している．本工法は，PCa

施工時の波浪や潮流等の影響に対する安定性を確保して部材を全て工場製作するため，施工現場での更なる省力いる．本工法の上部工はプレストレスによる一体構造で化・省人化が期待できる．加えて，プレストレスの導入にあり，梁部材の軽量化・長スパン化が図れるため，地震時より上部工の軽量化が図れるため，PCa部材架設時におけ慣性力の減少により下部工への負担を軽減できる合理的る揚重機あるいは起重機船の調達に自由度が増し，地震な設計が可能となる．本工法の特徴を施工・品質・環境の時慣性力の軽減による合理的な設計が可能となるものである．

それぞれの側面について示す．

ト桟橋（以下，本工法）を提案

本稿では，本工法の桟橋上部工への適用に向けた技術

図-2.1

本工法の概要- 6 -PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発①施工上の側面・・全ての部材をPCa化することで，潮位や波浪等の影

・

大掛かりな型枠支保工の組立解体が不要となり，海杭本数の削減あるいは杭断面の縮小により，鋼管杭製造時および杭打設時のCO2排出量を低減できる

響を最小限に留め，海上作業の稼働率を確保できる・全ての部材をPCa化することで，現地作業での型枠等の廃棄材料が減少する

上作業が省人化されることで工期短縮と生産性の向
・

上が図れる

2.2

不安定な海上作業の減少により，潜在的なリスクを(1) 梁部材および杭頭部材の曲げ耐力

回避できる
・
・

杭頭接合部には，地震時に正負曲げの外力モーメント

軽量化されたPCa部材により，揚重機あるいは起重が作用するため，それぞれに対して断面照査を行う．プ

機船の調達に自由度が増える

レストレスを導入した逆 U 字形梁部材の終局曲げモーメ組立に必要なPCa部材数の搬入により，サイトPCa

ント Mu は，平面保持を仮定したひずみ-応力分布の力の工法と比較して現地ヤードの縮小が図れる

釣合い式から求める（図-2.2）．
(2) 梁部材のせん断耐力②品質上の側面・・・PC構造によるひび割れ制御，工場製作によるPCa部

プレストレスを導入したコンクリート構造物のせん断

材の水セメント比低減および緻密化により耐塩害性

耐力は，修正トラス理論に基づきコンクリートが負担すの向上が図れるるせん断耐力と，鉄筋が負担するせん断耐力の累加によ

作業環境の良好な工場製作および品質管理により，り評価される5)．逆U字形梁部材では，ウェブ厚bwおよび

気象海象の影響による品質低下リスクを低減できる

有効高dを図-2.2に示す通り定義し，式(2.1)によりせん

PC構造による断面の最適化，躯体軽量化により地震断耐力を求める．

時慣性力を低減でき，杭本数の削減あるいは杭断面(3) 接合部のせん断耐力の縮小が図れる

接合部のせん断耐力は，主としてプレストレスによる摩擦力に期待し，式(2.2)より評価する．この際，せん断③環境上の側面・設計法の概要PC構造による上部工断面の最適化により，コンクリ

抵抗係数は平成24年発行の道路橋示方書 6)に倣い0.3としートの生成過程で発生するCO2排出量を低減できる

ている．

b

：部材幅

pe

：PC 鋼材の有効プレストレスによるひずみ

di

：有効高さ

pi

：PC 鋼材の i 段目のひずみ

Api：PC 鋼材の断面積

s：鉄筋のひずみAs：引張鉄筋の断面積

f’ck：コンクリートの設計基準強度

A’s：圧縮鉄筋の断面積

Cc：コンクリートの圧縮合力

x：圧縮縁から中立軸までの距離

Cs：圧縮鉄筋の圧縮合力

：x に対する等価ブロックの高さの割合＝0.8

Tpi：PC 鋼材の i 段目の引張合力

’cu：コンクリートの終局圧縮ひずみTs：引張鉄筋の引張合力

図-2.2

逆 U 字形梁部材のひずみ-応力分布（正曲げの場合）- 7 -田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

に直接架設することができるため，陸上ヤードが限られ

Vu  Vc  Vs

る場合においても適用可能な工法である．また，改修工(2.1)

事など杭位置のずれが大きい場合，杭頭部材の鞘管径をM
Vc  k r bw d  Sd 0
Md各々に設定することで誤差を吸収することができる．
(2) プレ連結架設タイプ
現地に搬入された杭頭部材と梁部材をあらかじめ陸上

Awσsy d (sin s  cos  s ) Vs  k  

1.15a


Vpf   Pe cosp

ヤードあるいは台船上で組み立て（図-2.5 (a)），一方向の緊張作業（1 次緊張）によって連結部材を製作する（図-2.5 (b)）．この連結部材を鋼管杭へ架設し，杭頭部材の(2.2)

鞘管と鋼管杭の隙間に無収縮モルタルを充填する．このVu：斜め引張破壊に対するせん断耐力

工程を繰り返し，すべての連結部材を架設完了後（図-2.5

Vc：コンクリートが負担できるせん断耐力(c)），1 次緊張方向と直交する残りの梁部材を架設し，

Vs：せん断補強鉄筋が負担できるせん断耐力

PC 鋼材の緊張作業（2 次緊張）を行うものである（図-k：補正係数（1.30）

2.5 (d)）．

r：コンクリートが負担できる平均せん断応力度bw：部材断面のウェブ厚あらかじめ組み立てる必要があるため，陸上ヤードあるd：部材断面の有効高

いは台船が必要となる．また，単独架設タイプと比べてMd：部材断面に発生する曲げモーメント

架設重量も大きいため，吊り能力の大きな起重機船が必M0：ディコンプレッションモーメント要となる．しかし，作業性の良い陸上ヤードであらかじ

Sd：部材断面に発生するせん断力

め部材を組み立て，起重機船による一括架設の工期短縮

w：せん断補強鉄筋の断面積効果が期待できるため，大規模現場での採用に適している．

sy：せん断補強鉄筋の降伏強度の特性値a：せん断補強鉄筋の部材軸方向の間隔

s：せん断補強鉄筋が部材軸となす角度

Vpf：摩擦力が受け持つせん断耐力：せん断抵抗係数（一般に 0.3）Pe

：PC 鋼材による有効プレストレス

p：有効プレストレスが接合面となす角度
2.3

プレ連結架設タイプは，PCa 部材を現地搬入した後，PCa部材製作 [⼯場]
単独架設タイプ

プレ連結架設タイプ
運搬※陸上/台船杭頭部材架設⼤組⽴
⽬地部モルタル充填

杭頭部モルタル充填

施工フロー

1次緊張

本工法は，単独架設タイプとプレ連結架設タイプの2種

連結部材架設類の施工方法がある．図-2.3に施工フロー，図-2.4および
図-2.5にそれぞれの施工概要図を示す．

梁部材架設

杭頭部モルタル充填

⽬地部モルタル充填

梁部材架設

1次緊張

⽬地部モルタル充填(1) 単独架設タイプ
鋼管杭打設後に杭頭部材と梁部材のそれぞれを単独に架設する施工方法である．PCa 部材の架設後（図-2.4(a)(b)）は，目地部および杭頭部材の鞘管と鋼管杭の隙間に無収縮モルタルを充填し，一方向の PC 鋼材の緊張
2次緊張作業（1 次緊張）を行う（図-2.4 (c)）．その後，1 次緊
張方向と直交する方向に対し，2 次緊張を行い接合する（図-2.4 (d)）．なお，2 次緊張を行う梁部材は，任意の床版設置・舗装

タイミングでの架設が可能である．
全ての PCa 部材架設・緊張作業が完了した後，床版の設置と舗装工を行う．
単独架設タイプは，部材の最大重量が 20t 程度である

図-2.3

ため大型揚重機を必要とせず，部材搬入車両から鋼管杭

- 8 -

施工フロー

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発(a) 杭頭部材架設(b) 梁部材架設
図-2.4(a) 大組立(d) 2 次緊張

単独架設タイプの施工概要図(b) 1 次緊張
図-2.5

2.4

(c) 1 次緊張(c) 連結部材架設(d) 2 次緊張

プレ連結タイプの施工概要図

桟橋上部工への適用に向けた技術的課題と梁部材が圧着接合されており，十分な一体性の確認が桟橋は，鋼管杭と上部工が剛結合された多径間ラーメ必要である．なお，鋼管杭には軸力が作用するため，無収7)ため，杭頭部に最も大きな断面

縮モルタルを介した鋼管杭および鞘管の十分な付着力が力が作用する．PC圧着構造は建築分野等で適用事例があ

必要不可欠であるが，無収縮モルタルと鋼管杭との付着

るが,桟橋は上部工が高重量のラーメン構造である点，杭力については，多くの基準8),9)で紹介されているため，そ径や構造物としての規模が大きい点，鋼管杭が基礎と下れらに準じて設計すればよい．

ン構造として設計される部工を兼ねており，直接的に上部構造を支持している点

施工時には，揚重機による複数のPCa部材の架設，ジョが建築構造物と異なる．また，厳しい塩害環境に曝されてイントシースの接続，シース管内へのPC鋼材の挿入，PCa

いる点も相違点である．そのため，本構造を桟橋上部工に部材間（目地部）の無収縮モルタルの充填等の一連の作業

適用する上で，図-2.6に示す技術的課題があると考えた．

を行う．そのため，上記の作業を滞りなく実施可能なPCa

これらのうち，地震時において杭頭部の曲げモーメント

部材架設時の許容誤差について実験的な確認が必要であが最も支配的な設計外力となるため，杭頭部の剛結合（杭る．

頭固定度）および梁部材とのプレストレスによる一体性

桟橋は過酷な海洋暴露環境に供されるため，PCa部材接を確認する必要がある．せん断力は，通常，桟橋において合部の耐久性，すなわちPC鋼材の腐食劣化が懸念される．

支配的な設計外力とはならないが，本構造では杭頭部材

これについては，接合部の一部を模した試験体の劣化促

図-2.6

PC 圧着構造の技術的課題- 9 -田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

進実験および海水シャワー暴露実験を実施しており，今長を 2000mm，模型梁への挿入長は杭径程度（=1.0）と後，モニタリング結果を報告する予定である．

した．交番載荷実験の試験体概要図を図-3.1 に示す．

本稿では，上述した技術的課題について，杭頭接合部の載荷ジャッキは，ヒンジを介したフランジを鋼管杭頭

曲げ耐力を3章，部材接合部のせん断耐力を4章，部材組立部の載荷板にボルト固定した．
「RC 構造」は RC 梁（幅時の許容精度に関して5章にて述べている．

345mm，高さ 400mm，梁長 3000mm，主鉄筋 D19×6 本，
呼び強度 30）であり，鋼管杭の溶接プレート（板厚3. 杭頭接合部の曲げ耐力に関する交番載荷実験

t=12.0mm，SS400）に主鉄筋を溶接し，コンクリートを打設した．他方，「PC 圧着構造」は呼び強度 50 で製作したPC圧着構造における杭頭接合部の力学的挙動に着目し，2 種類の PCa 部材（杭頭部材，梁部材）を組み立て，杭

縮尺比およそ1/4の逆T形模型を用いた交番載荷実験を実頭部材内の鞘管（外径=406.4mm，肉厚 t=6.4mm，長さ施した．実験より，杭頭部の固定度や部材損傷の状況，曲l=400mm，STK400）内に鋼管杭を L=320mm 挿入し，杭げ耐力について考察した．加えて，プレストレスによる杭頭間詰め部に無収縮モルタルを充填した．その後，PC 鋼

頭部の拘束効果や損傷抑制，杭頭部材の梁受け材が梁部より線（SWPR7BL，1S15.2）を初期引張応力度（pi=1250

材に与える影響について解析的な考察を行った10)．

N/mm2）で緊張し，コンクリート部材にプレストレスを導入することによって，杭頭部材および梁部材の一体化

3.1

実験概要

を図った．ここで，導入したプレストレスはコンクリー(1) 実験ケースおよび試験体諸元

トの弾性変形，クリープや乾燥収縮および PC 鋼より線実験は，従来工法である現場打ちの「RC 構造」，プレのリラクセーションによる減少分を考慮した有効プレス

ストレスにより PCa 部材を圧着接合した「PC 圧着構造」

トレス（pe=1015 N/mm2）によって，梁断面の設計曲げの 2 ケースを実施した．

終局耐力が「RC 構造」と概ね同等になる様に設定した．

鋼管杭は外径=318.5mm，肉厚 t=6.9mm の STK400 材

鋼管杭外側および鞘管内側にはシアキーとして，直径6mm の丸鋼を 60mm ピッチで溶接した．

であり，模型上面から載荷ジャッキ（500kN）までの突出
フランジ

載荷板

+ 方向 - 方向

ヒンジ

凡例
ひずみゲージ
鉛直変位計
π型ゲージ

2,000

鋼管杭
Φ318.5t6.9

中詰めコンクリート

測定プレートD6

1S15.2
575

主鉄筋
D10

鞘管
Φ406.4t6.4
PC鋼より線
1S15.2

D10

320

400

320
溶接プレートt12

せん断補強筋D10

杭頭間詰め部
無収縮モルタル

88

50

53

基準変位を定義した
ひずみゲージ
主鉄筋
D19

鉛直変位計

320

400

D10

88
D10

400

53

156 132

345

D19

鞘管
Φ406.4t6.4

PC鋼より線
1S15.2

せん断補強鉄筋 D6
梁部材

10

10
575
杭頭部材

3000

(a) RC 構造
図-3.1(b) PC 圧着構造
交番載荷実験の試験体概要図- 10 -

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発(a) 杭頭部材製作(d) PC 鋼より線のひずみゲージ貼付け(b) 部材組立(c) 目地部充填(e) プレストレス導入(f) PC グラウト充填・養生

写真-3.1

PC 圧着構造の製作状況

なお，本工法により構築される実際の構造物では，杭部材から測定プレートの鉛直変位を測定した．なお，「PC

頭部の直交 2 方向にプレストレスを導入するが，本実験圧着構造」ではスペースの関係上，杭頭部材から鋼管杭においてはひび割れ観察の都合上，図-3.1 の 1 方向（面の測定プレートを計測することが困難であったため，鋼内）のみプレストレスを導入した．

管杭基部の絶対回転角から杭頭部材の絶対回転角を差し

写真-3.1 に「PC 圧着構造」の製作状況を示す．

引くことで，鋼管杭基部の相対回転角を評価した．

(2) 載荷方法

3.2

実験は，杭頭接合部における曲げ剛性や終局耐力，杭頭(1) 損傷イベントの概要

実験結果および考察

部の固定度を検討するため，構造部材の変形性能やエネ実験で観察された損傷イベントの概要を図-3.2 に示

ルギー吸収性能を評価するために実施される正負交番載す．「RC 構造」は鋼管杭基部の引張側で降伏し，杭頭部

荷実験に倣った11)．載荷方法は，基準変位yの整数倍とし
表-3.1て±1y，±2 y，±3y，±4 y，±5yの各ステップをそれぞれ3サイクル繰り返し，±5 yの載荷後も荷重低下が見られ鋼材の機械的性質

鋼材

降伏点
f y (N/mm 2 )

引張強度
f t (N/mm 2 )

弾性係数
E (kN/mm 2 )仕様

位190mmまで単調載荷を実施した．ここで，基準変位yは

鋼管杭

381

461

199

 318.5t 6.9

鋼管杭基部の外縁に貼り付けた軸方向のひずみゲージが鞘管ない場合は，図-3.1の+方向に実験装置の安全上，最大変

降伏ひずみy=1,920に達したときの水平変位として定義

鉄筋した．
(3) 使用材料および計測項目

PC鋼より線

474

581

210

 406.4t 6.4

387

556

184

D19

387

594

184

D10

425

615

180

D6

1,817

2,012

194

1S15.2実験で使用した鋼材の機械的性質を表-3.1，加力前日に試験したコンクリートおよびモルタルの材料試験値を
表-3.2

表-3.2 に示す．
交番載荷実験における計測項目は，載荷ジャッキの水

コンクリート，モルタル等の材料試験値

コンクリート／モルタル等

平荷重および水平変位，鋼管杭・鞘管および鉄筋・PC 鋼
RC構造

より線の軸ひずみ，コンクリート部材のひび割れ性状である．また「PC 圧着構造」では，杭頭部材と梁部材の間に型ゲージを取り付け，部材の離間を計測した．鋼管杭

PC圧着
構造

基部の相対回転角を把握するため，鋼管杭基部には模型

弾性係数

39.4

2.9

32.9

プレキャスト部材

59.5

3.4

35.9

杭頭間詰め部

39.4

2.9

32.9

71.2

4.5

27.6

99.7

3.5

20.3

(コンクリート)

杭頭間詰め部
PCグラウト- 11 -

割裂引張強度梁部材(無収縮モルタル)

梁上面から 50mm の高さに測定プレートを取り付け，梁圧縮強度

 c (N/mm 2 )  t (N/mm 2 ) E (kN/mm 2 )田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

の模型上面および側面においてひび割れが発生した．2yで模型上側の主鉄筋が降伏し，杭頭部のひび割れが発達
ひび割れ
1y

するとともに，梁部への進展・拡大によって 4y で最大荷重を迎えた．一方，「PC 圧着構造」は鋼管杭基部の引張側で降伏した後，杭頭部材の模型上面に微細なひび割

鋼管杭降伏
1y

ひび割れ 1y

鋼管杭降伏
1y

せん断ひび割れ6y

梁部への進展
拡大 4y

れが数本生じた．2y で杭頭部材の側面および梁部材内

ひび割れ
1y

側にひび割れが生じたが，除荷とともにひび割れは閉じる傾向が確認された．なお，「PC 圧着構造」は 5y の 3

主鉄筋降伏
2y

ひび割れ
2y

(a) RC 構造

ひび割れ
2y

圧壊
6y

(b) PC 圧着構造

サイクル繰り返しで荷重低下が見られなかったため，最図-3.2

大変位 190mm（+9y）までの単調載荷を実施したところ，

損傷イベント6y で杭頭部材の上面でせん断ひび割れ，下面で鞘管の支圧による圧壊が見られ，荷重低下に至った． 両ケース
とも 3y の変位ステップで，鋼管杭基部に面外変形の兆候（座屈）が確認された．3y 時の損傷状況を写真-3.2 に示す．
(2) 荷重-変位関係および設計耐力との比較
載荷位置での荷重-変位関係を図-3.3，曲げ耐力について設計値と実験結果の比較を表-3.3 に示す．ここで，設(a) RC 構造「RC 構
計値とは鋼管杭の引張降伏応力度 f yk=235N/mm2，造」のコンクリート圧縮強度 f ’ck=30N/mm2，「PC 圧着構
造」の圧縮強度 f ’ck=50N/mm2 を用いて求めた値であり，計算値とは表-3.1 および表-3.2 で示した材料試験値を用いて求めた曲げ耐力である．図-3.3 には鋼管杭基部が降伏した基準変位y を〇，最大荷重 Pmax を●として示し，
梁部材の計算値（曲げ耐力 Pu，符号は正曲げ+，負曲げ-）を併記した．
図-3.3 より，
「RC 構造」の履歴ループは，ややくびれ(b) PC 圧着構造

た紡錘形状を示し，ステップ後半では荷重ゼロ付近で変写真-3.2

位が進行するスリップ現象が明確に確認できる．これは，

150

 y

100

Horizontal Load P (kN)Horizontal Load P (kN)

150
 y

50
0
-50
-100

Ultimate bending strength Pu-150

3y 時の損傷状況

 y

 y

100
50
0
-50

Ultimate bending
strengh Pu--100

Ultimate bending strength Pu+-150-150 -100

-50

0

50

100

150

Horizontal Displacement  (mm)

-50

0

50

100

Horizontal Displacement  (mm)(a) RC 構造
図-3.3-150 -100(b) PC 圧着構造

荷重-変位関係（縦軸：水平荷重，横軸：水平変位，横線：梁部材の計算値）- 12 -

150

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

表-3.3

設計耐力と実験結果の比較

降伏荷重
実験ケース

RC構造

正負曲げ

設計値
計算値

正曲げ

設計値
計算値

PC圧着構造
負曲げ

設計値
計算値

設計(鋼管杭)P y (kN)

設計(梁部)P y (kN)

60.5
98.1
60.5
98.1
60.5
98.1

89.4
101.6
68.9
74.0
64.7
70.5

終局荷重
実験値
P y (kN)

87.6

81.3

設計(鋼管杭)P p (kN)

設計(梁部)P u (kN)

78.7
127.6
78.7
127.6
78.7
127.6

93.2
105.7
97.2
104.6
81.4
87.3

実験値/設計実験値
P max (kN)P max / min(P p，P u)

1.6
1.2
1.6
1.2
1.6
1.5

124.8

127.0

※設計値：材料公称値を用いて算出，計算値：材料試験値を用いて算出

方，「PC 圧着構造」の履歴ループは，荷重ゼロ付近でのスリップ現象は見られず，残留変位の少ない紡錘形状を示している．このことから，プレストレスによる杭頭接合部の拘束によって，杭頭部や梁部のひび割れ進展・拡大が抑制（損傷制御）されていることが分かる．表-3.3に示した設計耐力と実験結果を比較すると，「PC 圧着構造」は計算値の 1.2～1.5 倍の終局荷重が確認されており，設計耐力が安全側に評価されている．次に，履歴吸収エ
ネルギーをサイクル毎に求め，そのサイクルで吸収したエネルギーとその前までに吸収した累積吸収エネルギーの変化を図-3.4 に示す．サイクルが進むに従い累積吸収35300RC構造(Hysteretic Absorption Energy)

250

PC圧着構造(Hysteretic Absorption Energy)200RC構造(in each cycle)

150

25
20

 y

15
10

 y

5

 y

0

0
3
図-3.4

エネルギーは増加傾向にあるが，杭頭部の損傷が顕著な

 y

PC圧着構造(in each cycle)

100
50

 y

30

6

9
Cycles1215

Absorbed Energy in each cycle (kNm)

割れ損傷が進展・拡大していることに起因している．一

Hysteretic Absorption Energy (kNm)

変位ステップの進行に伴い，杭頭部および梁部へのひび

履歴吸収エネルギー「RC 構造」の方がやや大きい．同変位ステップのサイク（左縦軸：累積吸収エネルギー，右縦軸：サイクル吸収

ル吸収エネルギーに着目すると，「RC 構造」は低下傾向

エネルギー，横軸：サイクル）にあるが「PC 圧着構造」は一定であり，プレストレスによる杭頭部材の損傷抑制と後述する圧着接合面の弾性的圧が要因と推察されるひび割れが梁軸方向に生じている．
「PC 圧着構造」は 5y で最大荷重を迎えた後，6y に杭な開閉挙動によるものと推察される．
(3) ひび割れ性状

頭部材の上面でせん断ひび割れ，下面で鞘管の支圧によ

図-3.5 に+1y～+5y の各 3 サイクル目におけるひびる圧壊が見られる．

割れスケッチを示す．ここで，ひび割れスケッチは，+変位で生じたものを破線，-変位を実線で記している．

(4) 杭頭固定度の評価「RC 構造」は初期の変位ステップから杭頭部にひび割

図-3.6 に 1y～3y における鋼管杭基部の相対回転角，れが発生し，2y 以降では梁部の主鉄筋に沿ったひび割

図-3.7 に「PC 圧着構造」の模型上面に取り付けた部材間れが見られるなど，ひび割れが生じる範囲が梁部へと進型ゲージの計測値を示す．図-3.6 より，「RC 構造」は展・拡大している．杭頭部のひび割れが拡大すると，除変位ステップの進行に伴い，杭頭部の損傷により相対回

荷時に荷重を負担できなくなるため，図-3.3 の荷重-変位

転角が原点に対して非対称な挙動に変化しているが，関係において荷重ゼロ付近でのスリップ現象が生じてい「PC 圧着構造」は対称的である．図-3.7 の離間挙動を見る．一方，「PC 圧着構造」は，杭頭部材に生じた微細なると，除荷時にはほぼゼロとなる原点指向を示しており，ひび割れがプレストレスによって除荷とともに閉じるた「PC 圧着構造」はこの弾性的な開閉挙動により変形を吸め，梁部材へのひび割れ進展は限定的であった．ただし，収し，鋼管杭基部の相対回転角は対称的な挙動を示して

2y 以降で梁部材内側（図-3.5 の a 部）に梁受け材の支いる．杭頭部の固定条件を考察するため，図-3.6 の相対- 13 -

田中
加藤豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

(a) RC 構構造

公彦・中村(b) PC 圧着構造
図-3.5

ひび割れ性状のスケッチ- 14 -

菫・川端雄一郎

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

Horizontal Load P (kN)

150

1y

100

PC圧着構造

50

0
0

0

0

0

0

-50

0
PC圧着構造

0

'

+

RC構造

0

-100
-0.01

0.00

0
0.02 -0.02

0.01

-0.01

Relative Angle of Rotation ʼ (rad)

図-3.6

3y

'

+

0

0

RC構造

-150
-0.02

0.00

RC構造

0
PC圧着構造00.02 -0.02
-0.01

0.01

Relative Angle of Rotation ʼ (rad)

0.00

0.01

0.02

Relative Angle of Rotation ʼ (rad)

鋼管杭基部の相対回転角（縦軸：水平荷重，横軸：相対回転角）

150
Horizontal Load P (kN)

0

2y

'

+

100
50

1y

2y

3y

東(E)

東(E)

東(E)

西(W)

西(W)

西(W)

0
東

-50
-100

西

+
w

東

東

西

+
w

西

+
w

-150
-2

0

2

4

6

8

10

12

-2

0

Separation Width w (mm)

図-3.7

2

4

6

8

10

12

-2

0

Separation Width w (mm)

2

4

6

8

10

Separation Width w (mm)

杭頭部材の離間幅（縦軸：水平荷重，横軸：離間幅）

回転角を用いて，式(3.1)より杭頭固定度𝛼を評価した．

1.0

ここで，杭体の曲げ剛性 EI は中詰めコンクリートを含ま

Measurement at a height 50mm
from the top of modelの杭頭部における回転拘束の程度を表しており，𝛼=0.0 のピンから𝛼=1.0 の剛結までを示すパラメータである 4)．

𝛼

1

1
𝐸𝐼
2ℎ

𝜃
𝑃
(3.1)

Pile Fixed Degree ない鋼管杭の物性値を用いている．杭頭固定度は突出杭

ここで，𝛼：杭頭固定度（0≦≦1.0）

𝑃

：水平荷重

ℎ

：突出長（模型上面から載荷点までの距離）𝜃：鋼管杭基部の相対回転角0.9
0.8
Signs of local
buckling

RC構造

0.7

PC圧着構造
 y

0.6
0

 y

3

 y

6

 y

9

 y

12

15

Cycles
図-3.8

𝐸𝐼 ：杭体の曲げ剛性

杭頭固定度の変化（縦軸：杭頭固定度，横軸：サイクル）

サイクル毎の杭頭固定度𝛼の変化を図-3.8 に示す．実験では 3y において，杭頭部に面外変形の兆候（座屈）が見- 15 -

12田中
加藤豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

られたことから，4y 以降は参考値として破線で示してい期値として考慮している．「RC 構造」では，溶接プレー

る．図中より，両ケースの杭頭固定度は概ね𝛼 =0.85~0.95

トに接続されている模型上側の主鉄筋 x=272mm に局所の範囲であり，本工法である「PC 圧着構造」の杭頭部に的なひずみが発生し，実験では 2y 以降，梁部のひび割

おいて，従来の「RC 構造」と同等以上の固定条件が確認

れが進展・拡大している．「PC 圧着構造」は，圧着接合できる．

面の開閉挙動により，接合面（x=+300mm）前後のひずみ(5) 鋼材のひずみ分布が大きくなる傾向があるが，付着破壊の有無については

鋼管杭基部に貼り付けたひずみゲージを+1y ～+3y

実験で確認できていない．本実験では，5y の変位ステッで整理した軸ひずみ分布を図-3.9 に示す．両ケースとも

プにおいてもひずみは，降伏ひずみy=9,370の 70%以下

模型梁上端（y=0）をピークとしたひずみ分布を示しておであり，PC 鋼より線は弾性状態であったと判断される．

り，杭頭固定度が同程度であったことと概ね整合してい

以上より，「PC 圧着構造」は従来の「RC 構造」と同程る．図-3.10 に「RC 構造」の主鉄筋および「PC 圧着構

度の曲げ耐力と杭頭固定度を有しており，プレストレス

造」の PC 鋼より線の軸ひずみ分布を示す．ここで，PCによる圧着接合面の弾性的な開閉挙動によって，杭頭部

鋼より線のひずみは有効プレストレスによるひずみを初の損傷を軽微に抑制することが分かった．ただし，実験(a) RC 構造
図-3.9(b) PC 圧着構造

鋼管杭基部の軸ひずみ分布（縦軸：梁上端からの高さ，横軸：軸ひずみ）(a) RC 構造
図-3.10(b) PC 圧着構造

鋼材の軸ひずみ分布（縦軸：主鉄筋および PC 鋼より線の軸ひずみ，横軸：中心からの距離）- 16 -

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

では梁受け材の支圧が要因と考えられる梁部材のひび割を 8 節点六面体のソリッド要素，鋼管杭および鞘管を 4

れや，杭頭部材の損傷が耐力の決定要因となっているこ

節点四角形の曲面シェル要素とした．コンクリート内のとから，次節ではこれらの影響について解析的な考察を

鉄筋は完全付着の埋込鉄筋要素とし，PC 鋼より線はトラ行った．

ス要素，PC 鋼より線～PC グラウトは是永ら 13)の付着-すべり関係を適用した．鋼管杭外面および鞘管内面にはシ

3.3

アキーとして，線インターフェース要素を離散的に配置

解析的検討による考察(1) 解析概要

し た ． 載 荷 位 置 と な る 鋼 管 杭 に は ， 模 型 梁 上 端か ら

本工法では，杭頭部に直交 2 方向からプレストレスを

2,000mm 上方に剛梁要素を放射状に設け，その中心節点導入して杭頭部材と梁部材を一体化する．しかし，実験に実験と同様の強制変位を与えた．実験では梁両端の支ではひび割れ観察の都合上，1 方向のみのプレストレス

承をピン条件としているため，模型梁両端の支承に剛梁を導入しており，実挙動と異なる可能性がある．実験で要素を設け，剛梁下端にピン条件を与えた．

観察された梁受け材による梁部材のひび割れや杭頭部材(2) 構成則および解析物性値の損傷は，上記の直交 2 方向プレストレスによる拘束効

コンクリートおよび無収縮モルタルは，分散ひび割れ

果によって，大きく影響を受けるものと予想される．そモデル 14)（全ひずみ固定ひび割れモデル）を採用し，圧こで，幾何学的および材料非線形性を考慮した三次元

縮域には圧縮破壊エネルギーGc を考慮した Feenstra の12)を実施し，その影響につい

FEM 解析（DIANA ver.10.3）

Parabolic モデル 15)，引張域には引張破壊エネルギーGt をて考察する．

考慮した Hordijk モデル 16)を用いた．ここで，圧縮破壊解析モデルを図-3.11 に示す．解析は載荷軸を対称面

エネルギーGc は Nakamura and Higai17)により算出し，引とする 1/2 対称モデルとし，杭頭部材・梁部材・中詰めコ

張破壊エネルギーGt をコンクリート標準示方書 18)に従いンクリート・無収縮モルタル・杭頭間詰めコンクリート

算出した．鋼管杭・鞘管および鉄筋には Von Mises の降(a) 全体図(b) 杭頭接合部の詳細図
図-3.11

解析モデル- 17 -

田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

伏基準を採用し，材料引張試験より得られた応力ひずみ

詰めコンクリートには圧縮方向に抵抗し，引張およびせ関係からバイリニア型（2 次勾配を初期勾配 E の 1/100）

ん断方向に抵抗しない構成則を適用した．ここで，鋼管の構成則とした．PC 鋼より線は，実験において弾性範囲

杭～中詰めコンクリートにはある程度の付着力が存在す内であったため線形材料とし，自重解析において有効プると考えられるが，適切な付着力の評価が困難なことや，

レストレス（pe=1,015 N/mm2）を作用させ，載荷解析で中詰めコンクリートの乾燥収縮による影響を考慮し，本PC 鋼より線～PC グラウトの付着-すべり関係を有効にし解析では付着力を無視した滑面とした．また，鞘管～杭た．解析で用いた PC 鋼より線の付着-すべり関係 13)を図

頭部材および杭頭部材～梁部材の面インターフェース要-3.12 に示す．

素には，それぞれ複合標準示方書 8)およびコンクリート

ひび割れ面でのせん断伝達はコンクリート標準示方書

標準示方書 20)を参考に設定したクーロン摩擦モデルを採

モデル 19)を用い，ひび割れたコンクリートの圧縮強度低用した．本解析で用いた解析物性値の一覧を表-3.4～表

減には Vecchio and Collins モデル 22)を用いた．鋼管杭外-3.6 に示す．

面および鞘管内面のシアキーとして配置した線インターフェース要素は圧縮方向に抵抗し，引張方向に抵抗しな

8.0

Bond Stress  (N/mm2)

い剛性とし，せん断方向には式(3.2)より算定 8)したせん
断強度𝜏 =16.5N/mm2 を上限とするバイリニア型の付着すべり関係とした．
𝜏

1.15

1.72

𝑓

ℎ
𝑠
0.8 ∙

(3.2)

ここで，
𝜏

：シアキーのせん断強度：丸鋼径=6mm𝑠：シアキーピッチ=60mm

4.0
2.0
0.0

𝑓 ：無収縮モルタルの圧縮強度=71.2N/mm2ℎmax=6.0N/mm2

6.0

0.0

その他，面インターフェース要素として，鋼管杭～中
表-3.4
部 位
杭頭部材，梁部材
中詰めコンクリート
杭頭間詰め部（コンクリート）
杭頭間詰め部（無収縮モルタル）
PCグラウト

0.6

0.8

1.0

（縦軸：付着応力，横軸：すべり）コンクリートおよびモルタル等の解析物性値

圧縮強度

引張強度

弾性係数

ポアソン比

破壊エネルギーf t (N/mm 2 )E (kN/mm 2 )

G c (N/mm) G t (N/mm)

59.5

3.4

35.9

0.2

67.7



39.4

3.1

31.5

0.2

55.1



71.2

4.5

27.6

0.2

74.0



99.7

3.5

20.3

0.2

55.1



鋼材の解析物性値

降伏点

弾性係数

ポアソン比



PC 鋼材の付着すべり関係

f c (N/mm 2 )

表-3.5

f y (N/mm 2 ) E (kN/mm 2 )0.4

Slip (mm)図-3.12

部 位

0.2

表-3.6 面インターフェース要素の解析物性値
板厚

断面積

部 位

t (mm) A (mm 2 )

鋼管杭

381

199

0.3

6.9



鞘管

474

210

0.3

6.4



鉄筋 (D10)

387

184





71.3

鉄筋 (D6)

425

180





31.7

PC鋼より線

1,817

194





138.7

鋼管杭～
中詰めコンクリート
鞘管～
杭頭部材
杭頭部材～
梁部材

- 18 -

法線剛性

せん断剛性

粘着力

摩擦係数

(N/mm 3 )(N/mm 3 )c (N/mm 2 )



4

-6





1.0×10

1.0×104

1.0×104

1.0×10

1.0×104

1.0×10

0.7

4



注1)

0.36注1)
注2)

0.45

注1)複合標準示方書
注2)コンクリート標準示方書

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

表-3.7
ケース名

検討ケース

プレストレスの方向
x方向

y方向

梁受け材の
有無

備 考

C1

◯



有り

実験ケース

C2

◯

◯

有り

2方向の影響

C3

◯

◯

無し

梁受け材の影響(3) 検討ケース
検討ケースを表-3.7 に示す．C1 は「PC 圧着構造」の(a) y 方向プレストレス

実験ケース，C2 は直交 2 方向（x, y 方向）のプレストレスを導入したケースである．ここで，y 方向のプレストレ
スは，図-3.13 のように便宜的にプレストレスに相当す
る分布荷重を一定に与えた．C3 は直交 2 方向（x, y 方向）のプレストレスを導入した上で，梁受け材を無視したケースである．
(4) 解析モデルの妥当性
解析 C1 の荷重-変位関係を実験と比較して図-3.14 に示す．また，杭頭部材の絶対回転角および離間幅を図3.15，鋼管杭基部の軸ひずみ分布を図-3.16 に示す．ここ(b) 梁受け材無し

で，解析 C1 は-5y の除荷時に発散したため途中までの

図-3.13

結果を示した．

検討モデル（C2，C3）

図-3.14 の荷重-変位関係の比較より，初期勾配（降伏荷重/降伏変位）は両者で同程度であるものの，解析 C1 は150

実験よりも荷重値が大きく，耐力をやや過大に評価する

Horiozontal Load P (kN)

結果となった．図-3.15 の絶対回転角や離間幅を見ると，定性的に実験の傾向を捉えているが，圧着接合面の開閉挙動が実験よりもやや小さい傾向がある．図-3.16 の鋼管杭基部の軸ひずみ分布は，突出部で良好な整合が見られるが，杭頭部材内におけるひずみは実験に比べて解析の方が小さいことから，鋼管杭の固定条件を完全には再現しきれていないことが分かる．
図-3.17 には 3y 時での最大主ひずみおよび PC 鋼材

100

Analysis(C1)50

Experiment

0
-50
-100
-150

の付着応力を示す．中詰めコンクリートや杭頭部材上面-150 -100 -50
050 100 150
Horizontal Displacement  (mm)（A 部）および梁部材内側（B 部）に局所的な引張ひずみが見られるが，実験で観察されたひび割れ箇所と整合している．PC 鋼材の付着応力を見ると，ピーク値である

図-3.14

圧 着 接 合 面 で の =5.0N/mm2 は 図 -3.12 で 設 定 し たmax=6.0N/mm2 を超えておらず，解析は 3y 時点で付着解析 C1 と実験の荷重-変位関係（縦軸：水平荷重，横軸：水平変位）

破壊していない．今回の実験において，接合面付近の付て考えられる．

着破壊の有無は不明であるが，本解析モデルで付着力をパラメータとした感度解析を実施した際，付着力が小さ

以上より，本解析モデルは実験を定量的に再現できてくなると荷重ピークが低下する傾向を示したことから，

いないが，履歴ループ形状，杭頭部材の挙動や鋼管杭のPC 鋼材の付着破壊が生じず，接合面での開閉挙動が小さ

ひずみ，部材に生じる損傷箇所など基本的な傾向を捉えいことが荷重ピークを過大評価している要因の一つとしているものと考えられる．そこで，以降の検討では，本- 19 -

田中
加藤豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

150

嘉昭・天谷

Horizontal Load P (kN)

Analysis(C1)50

Experiment

0
-50
+

-100
-150
-0.04

菫・川端

-0.02

0.00

'

0.02

0.04

西(W)
東 +
w

50

西

0
-50

Experiment-100

Analysis(C1) 東(E)

-150
-2

(a) 杭頭部材の絶対回転角
図-3.15雄一郎

100

Absolute Angle of Rotation  (rad)Height from the top of model y (mm)

公彦・中村

150

100

Horizontal Load P (kN)

勇樹・前

0

2
4
6
8
10
Separation Width w (mm)12(b) 杭頭部材の離間幅

杭頭部材の絶対回転角および離間幅の比較（縦軸：水平荷重，横軸：(a)絶対回転角，(b)離間幅）300
 y  y
250
 y
200
Analysis(C1)150
Experiment
100
50
0
+
-50
y
-100
-150
-200
0
5000
10000
15000
20000

(a) 最大主ひずみ（対称面）

Axial Strain  ()図-3.16

鋼管杭基部の軸ひずみ分布（縦軸：梁上端からの高さ，横軸：軸ひずみ）解析モデルを用いて直交 2 方向プレストレスを導入した(b) 最大主ひずみ（側面）際の杭頭部材の損傷について，定性的な考察を行うこととした．
(5) 直交2方向プレストレスの影響
解析 C1～C3 の荷重-変位関係を図-3.18，3y での損傷
指標 𝐽

および鋼管杭の軸ひずみコンター比較を図-3.19 に示す．ここで，損傷指標 𝐽 はコンクリートの曲
げひび割れや，斜めひび割れの発生といった引張損傷を(c) PC 鋼材の付着応力評価する偏差ひずみの第 2 不変量であり，通常，要素分割の依存性を低減するため平均化される

21)．本検討ではコ

図-3.17- 20 -

3y 時の最大主ひずみ（変形倍率 5 倍）PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

Horiozontal Load P (kN)

150
100
50

Analysis(C3)Analysis(C1)

0
-50
-100

Analysis(C2)Analysis(C2)-150-150 -100 -50
050 100 150
Horizontal Displacement  (mm)-150 -100

0

50

100

150

Horizontal Displacement  (mm)(a) 解析 C1 と解析 C2 の比較
図-3.18-50(b) 解析 C2 と解析 C3 の比較検討ケースの荷重-変位関係（縦軸：水平荷重，横軸：水平変位）

ンクリートの要素寸法が 15～20mm であることを考慮し，梁部材の損傷が顕在化する可能性があるため，PCa 部材の平均化半径を 15mm とした．

架設精度を踏まえて，必要最小限の張り出しに留めるべ

図-3.18 より，1 方向プレストレスの解析 C1 は変位ス

きと考えられる．

テップが進むに従い，除荷勾配が変化していくが，2 方向
プレストレスの解析 C2 および C3 は，除荷勾配一定のま3.4

ま紡錘型の履歴ループを描いており，2 方向プレストレ

本実験では，PC圧着構造の逆T形模型を用いた交番載荷スの効果は，損傷が顕在化する塑性域で現れていること実験を行い，杭頭部の固定度や損傷制御，曲げ耐力についが分かる．図-3.19 の損傷指標 𝐽 では，解析 C2 は C1て評価した．更に実験では確認できなかった直交2方向のと比べて，杭頭部材（A 部，C 部）および梁部材（B 部，

プレストレスによる拘束効果や，杭頭部材の梁受け材がD 部）の損傷が抑えられており，その結果，杭頭曲げモ

梁部材に与える影響について解析的考察を行った．以下ーメントは鋼管杭基部に集中するため鋼管杭の軸ひずみに主な知見を示す．

が大きく発生している．このように，直交 2 方向プレス・

まとめ

本構造は，従来のRC構造と比較して，曲げ耐力およ

トレスによって杭頭部材の拘束力を高め，コンクリート

び杭頭固定度は同等以上であり，プレストレスによの部材損傷を抑制する傾向が認められる．

る杭頭部材の損傷抑制や圧着接合面の優れた復元性(6) 梁受け材が梁部材に与える影響によって，除荷後の残留変位が少ない構造であるこ

図-3.18 より，5y で若干の差異は見受けられるが，梁とを確認した．

受け材の有無が荷重-変位関係に与える影響は小さい．図・

杭頭曲げモーメント作用時，PC圧着接合面の弾性的-3.19 の梁部材（B 部）に着目すると，解析 C2 は C1 にな開閉挙動によって，梁部材へのひび割れ進展・拡比べて損傷が軽減されており，直交 2 方向プレストレス

大を抑制する効果が確認された．

の導入によって杭頭部材（A 部）の損傷が抑制された結果，

・直交2方向のプレストレスを考慮した解析的検討よ

梁受け材の支圧力が減少したためだと考えられる．一方，り，載荷直交方向のプレストレスにより杭頭部材の解析 C3 は，杭頭部材（C 部）の損傷範囲が解析 C2 より拘束力が高まることで，杭頭部材および梁部材の引も広く分布しており，梁受け材が無いと杭頭部材の損傷

張やせん断に伴う損傷が抑制され，且つ，梁受け材が広がる傾向が見られる．本検討より，梁受け材は梁部材が梁部材に与える損傷も軽減される傾向が確認されに与える損傷要因の一つであるが，直交 2 方向のプレスた．ただし，梁受け材による梁部材の損傷を回避す

トレスによってその損傷が軽減される傾向を確認した．

るためには，最小限の張り出しに留めるのが望まし

ただし，梁受け材の張り出しを必要以上に大きくすると，い．

- 21 -

田中
加藤豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

対称面
A部

A部

B部

A部

B部

側面

C部

C部

下面

D部

C部

D部

鋼管杭

鞘管

(a) 解析 C1

図-3.19(b) 解析 C2(c) 解析 C33y 時の損傷指標および鋼管杭の軸ひずみコンター（変形倍率 5 倍）

- 22 -

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

4. 部材接合部のせん断耐力に関する載荷実験ん断力が作用した場合が梁受け材有り，b方向は梁受け材無しに相当する．梁部材のせん断補強筋は，連続梁でD6PC圧着構造における部材接合部のせん断耐力を確認すを200mm間隔，接合梁では連続梁の2倍としてD6を100mm

るため，縮尺比およそ1/4の模型を用いたせん断載荷実験間隔とし，梁中央の接合部にせん断破壊が生じるよう配を実施した．実験では，図-4.1に示す両端固定の建研式加置した．実験ケースの一覧を表-4.1に示す．

力23)により，模型に一様なせん断力を作用させ，部材接合部のせん断耐力や部材損傷状況について考察した24)．
4.1

実験概要

(1) 実験ケースおよび試験体諸元
実験は，連続梁および試験体中央で接続した接合梁（梁受け材有り，梁受け材無し）の3ケースを実施した．試験体の概要図を図-4.2に示す．接合梁では，逆U字形断面の梁部材と杭頭部材を模した矩形充実断面の梁部材端部を隙間10mmで突合せ，無収縮モルタルを充填した．その後，片引きのポストテンション方式で4本のPC鋼棒（17mmB
種1号）にそれぞれ有効プレストレス（目標140kN）を導入
し，反力固定のためのスタブと梁部材とを一体化させた
後，シースとPC鋼棒の隙間にPCグラウトを充填した．こ
こで，PC圧着構造では図-4.3に示すように，せん断力の作用方向によっては，梁受け材がせん断耐力に影響を及ぼすものと考えられる．そのため，接合梁では梁受け材有
図-4.1

り，梁受け材無しの2ケースを実施した．図中のa方向にせ

1,300
a

建研式加力 23)の概要

1,300
a
スタブ

720

スタブ

a-a断面

頂部

a-a断面

頂部
PC鋼棒
(17mmB種1号)

PC鋼棒(17mmB種1号)

b

b

東(E)

1,400

せん断補強鉄筋(D6@200mm)

接合部
t=10mm

接合部間
相対変位

せん断補強鉄筋(D6 @100mm)

梁受け材

主鉄筋
(D13)

10

梁受け材

主鉄筋
(D13)

西(W)

東(E)

スタブ

268
362

50

400

720

b-b断面

基部

西(W)

スタブ
ひずみゲージの一覧
主鉄筋

88

400

a

a

(a) 連続梁
図-4.2(b) 接合梁（梁受け材有り）
せん断実験の試験体概要図- 23 -

PC鋼材

せん断補強鉄筋

基部

88

田中
加藤

豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

表-4.1

図-4.3

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

実験ケースの一覧

PC 圧着構造に作用するせん断方向(2) 載荷方法
試験体のスタブ下端を反力床に固定し，スタブ上端をパンタグラフで回転拘束した門形治具により固定した．
載荷は反力フレームに取り付けた 1000kN の油圧ジャッ
キにより接合部にせん断力を作用させた．連続梁は式(2.1)か ら算 出される 斜め 引張破壊 によ るせん断 耐力
Vud=207kN，接合梁は式(2.2)から算出されるプレストレ
スの摩擦力による接合部のせん断耐力 Vupd=160kN の設計値に対して，それぞれ 50%および 100%で載荷・除荷を 3回ずつ繰り返した後，荷重低下が見られるまで概ね0.02mm/s の速度で一方向に載荷した．実験状況を写真4.1 に示す．
(3) 使用材料および測定項目
実験で使用した鋼材の機械的性質を表-4.2，加力前日
写真-4.1におけるコンクリートおよびモルタルの材料試験値を表-4.3 に示す．測定項目は，載荷点における水平荷重－水表-4.2

平変位関係，鉄筋および PC 鋼棒の軸ひずみ，接合部間鋼材

引張強度
f t (N/mm 2 )

弾性係数
E (kN/mm 2 )

仕様

PC鋼棒

991

1,123

203

17mmB種1号

主鉄筋

373

528

186

SD345_D13

せん断補強鉄筋

447

594

187

SD345_D6

実験結果および考察(1) 荷重-変位関係

鋼材の機械的性質

降伏点
f y (N/mm 2 )の相対変位，ひび割れ性状である．
4.2

実験状況

表-4.4に設計耐力と実験結果の比較を示す．ここで，表
表-4.3

中の設計値はコンクリート圧縮強度f ‘ck=50N/mm2，有効プ
レストレスPek=140kNとして求め，計算値は表-4.2およびコンクリートおよびモルタル等の材料試験値

コンクリートおよびモルタル等

表-4.3の材料試験値を用い，有効プレストレスをそれぞ

72.5

5.1

PCグラウト

109

4.2

21.3

コンクリート
接合梁
梁受け材有 無収縮モルタル
りPCグラウト

74.1

4.7

37.9

83.7

3.6

29.1

116

3.4

21.2

コンクリート接合梁
梁受け材無 無収縮モルタル
しPCグラウト

71.5

4.3

37.4

80.4

5.0

27.9

102

3.0

19.2

連続梁

続梁と接合梁でせん断補強鉄筋量が違うため異なる値となる．
いずれのケースも載荷初期にスタブ基部における引張
縁に曲げひび割れが発生した後，試験体中央付近から斜めひび割れが発生した．その後，せん断補強鉄筋が降伏し，

割裂引張強度 弾性係数
 t (N/mm 2 ) E (kN/mm 2 )コンクリートれPe=158kN（連続梁），Pe=167kN（接合梁）として求めている．なお，斜めひび割れ破壊に対するせん断耐力は，連圧縮強度

 c (N/mm 2 )- 24 -

37.3

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

表-4.4

設計耐力と実験結果の比較
接合梁

連続梁
設計値
斜め引張破壊に対する①
せん断耐力V u (kN)②

計算値

梁受け材無し

設計値

計算値

設計値

V ud = 207 V u = 242 V ud = 280

V u = 342

V ud = 280 V u = 343

接合部の摩擦力によるせん断耐力V p (kN)

計算値

V upd = 160 V up = 198 V upd = 160 V up = 200－－③ 実験値V max(kN)
実験値 / 計算値

梁受け材有り

330

404

372

V m ax / V u

1.4

1.2

1.1

V m ax / V up

－

2.0

1.9

破壊形態

斜め引張破壊斜め引張破壊※設計値：材料公称値を用いて算出，計算値：材料試験値を用いて算出

400
接合梁（梁受け材有り）

接合梁（梁受け材有り）

500

接合梁（梁受け材無し）

拡大部

400

Horizontal Load P (kN)Horizontal Load P (kN)

600

300

Vu

連続梁

200

Vup

△：Diagonal crack occur□：Shear reinforcing rebar yield〇：Peak load

100
0
0

5

10

15

20

接合梁（梁受け材無し）

300

Vu
200

Vup

100

連続梁

0
0

25

2

3

4

Horizontal Displacement  (mm)Horizontal Displacement  (mm)(a) 全体挙動
図-4.41(b) 拡大部

荷重-変位関係（縦軸：水平荷重，横軸：水平変位，横線：計算値）

斜めひび割れが試験体の右斜め上方向に進展して荷重低で斜め引張破壊によって荷重低下した．一方，接合梁は，下に至った．連続梁および接合梁ともに破壊形態は斜め接合部の摩擦力によるせん断耐力 Vupd の 100%の繰り返

引張破壊となり，接合梁においても，最大荷重時に東西方し載荷に対しても弾性的に挙動し，梁受け材有りは荷重向の接合面に沿ったひび割れの貫通は確認されなかった．

404kN（計算値 Vup の 2.0 倍），梁受け材無しは荷重 372kN

各ケースの荷重-変位関係について，全体挙動および繰

（計算値 Vup の 1.9 倍）で斜め引張破壊によって荷重低下

り返し載荷の拡大部を図-4.4に示す．図-4.4には斜めひした．本実験において接合梁は，接合部にプレストレス

び割れ発生時を△，せん断補強鉄筋降伏時を□，最大荷重の摩擦力による十分なせん断抵抗力が発揮されたことで，

時 を 〇 と し て 示 し ， 表 -4.4 の せ ん 断 耐 力 （ 計 算 値 ，梁部材の斜め引張破壊に至ったものと考えられる．また，

Vu=242kN，Vup=200kN）を水平線で示した．

実験値は，梁受け材有りの方が梁受け材無しよりも 1 割

連続梁は，斜め引張破壊に対するせん断耐力 Vud の 50%程度大きく，梁受け材による抵抗力が累加されて接合部

繰り返し載荷に対して概ね弾性的に挙動したが，その後のせん断抵抗力が向上したものと考えられる．ただし，斜めひび割れが発生し，Vud の 100%の繰り返し載荷によ接合部のせん断力は地震時において，その作用方向を限って初期剛性が低下する傾向が確認された．その後，せ定できないため，設計時は梁受け材無しとして評価すべん断補強鉄筋が降伏し，荷重 330kN（計算値 Vu の 1.4 倍）

きである．

- 25 -

田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

図-4.5 に荷重と接合梁の接合部間における相対的な水平変位（接合ずれr）の関係を示す．図中より，梁受け400

材無しは 250kN 付近から接合ずれが緩やかに増え始め，

Horizontal Load P (kN)

300kN 付近から顕著に増大していることが分かる．一方，
梁受け材有りは接合ずれが全く生じておらず，梁受け材が梁部材内側に接触し，抵抗しているものと推察される．
なお，接合部の摩擦力によるせん断耐力 Vup 以下の荷重範囲においては，梁受け材の有無にかかわらず接合ずれが発生していないため，接合部は一体となって挙動していたものと判断される．
(2) ひび割れ性状

接合梁（梁受け材有り）300

接合梁（梁受け材無し）

200

Vup

100

r

0

接合梁について，水平変位 =6mm（せん断補強鉄筋降

-0.2

-0.1

伏直後）のひび割れ性状を図-4.6 に示す．図示するひび

0.0

0.1

0.2

Relative Gap r (mm)

割れ性状は，正面，東西側面および逆 U 字形断面内側の図-4.5

展開図である．接合部のひび割れ幅と比較して，試験体

荷重と接合ずれの関係

中央に発生する斜めひび割れ幅が梁受け材有り 0.2mm，

線

正面

梁受け材による
ひび割れ幅0.05mm

最大ひび割れ幅0.2mm

東側面

西側面

西側の逆U字形断面内側
梁受け材(a) 接合梁（梁受け材有り）

最大ひび割れ幅0.5mm

東側面

西側面

西側の逆U字形断面内側

接合部のひび
割れ幅0.2mm(b) 接合梁（梁受け材無し）
図-4.6

せん断補強鉄筋降伏直後のひび割れ展開図（水平変位 =6mm）- 26 -算PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

梁受け材無し 0.5mm と大きく，実験における接合梁の損体となって挙動していると判断された．

傷は主として斜め引張破壊によるものである．梁受け材

・接合部のせん断耐力は，せん断抵抗係数=0.3とした有りでは，東側面に梁受け材の支圧の影響と推察される

摩擦力により安全側の評価が可能であることを確認

ひび割れが水平方向に見受けられるが，ひび割れ幅はした．

0.05mm であり，最大荷重時においても大きく進展してい・

地震時には，接合部のせん断力は正負に作用するたないことからせん断耐力の決定要因ではないと考えられ

め，梁受け材が無い摩擦力のみのせん断耐力Vupによる．各ケースの最大荷重時における正面のひび割れ性状

り，接合部のせん断耐力を評価すべきと考えられる．

を写真-4.2 に示す．接合梁は最大荷重時において，東西方向の接合面に沿ったひび割れの貫通は認められない．
4.3

まとめ

本実験では，PC圧着構造の接合部にせん断力を作用させた載荷実験を行い，部材接合部のせん断耐力を評価した．以下に主な知見を示す．
・

プレストレスによる摩擦力により，接合部に十分なせん断耐力が発揮されるため，接合梁の破壊形態は
斜め引張破壊となった．

・接合部の摩擦力によるせん断耐力Vup以下では，接合ずれが発生しておらず，最大荷重時においても接合面に沿ったひび割れの貫通は認められないため，一(a) 連続梁(b) 接合梁（梁受け材有り）
写真-4.2最大荷重時のひび割れ性状- 27 -(c) 接合梁（梁受け材無し）

田中
加藤豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

5. 部材組立時の施工性に関する実物大実験

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

填状況や空隙の有無について確認した．
(2) 実験結果

本工法の施工性の観点から，2 つの技術的課題が挙げ

充填性の検討結果を写真-5.1 に示す．パターン①は，られる．1 つ目は，シースを接続するため梁部材に設ける

上面隅角部において未充填の空隙が視認され，充填中お切欠き部の形状の設定である．杭頭部材と梁部材間にジよび硬化後の充填不足が確認された．パターン②は，未ョイントシースを接続した後，切欠き部には無収縮モル

充填の空隙は確認されず，充填中および硬化後においてタルが充填される．PC 鋼材の腐食防止や荷重伝達性能を確実な充填がなされており，良好な結果であった．パタ

担保するため，切欠き部へは確実にモルタルが充填されーン③は充填中においてはパターン②と同様，切欠き部ることが必須となる．そのため，梁部材には適切な切欠への充填が確認された．しかし，充填したモルタルはエき形状を設ける必要がある．2 つ目は，設置された杭頭部

ア抜き孔を通じて排出されなかった．これは，モルタル

材間において施工誤差により生じた相対的なずれが，後は自然流下による充填であり水頭差程度の圧力しか生じ

続の施工工程に与える影響である．具体的には，(a)梁部

ないことから，モルタルがエア抜き孔に流入するほどの材の架設，(b)ジョイントシースおよび PC 鋼材の挿入，水頭圧が得られなかったためだと考えられる．また硬化(c)部材目地部への無収縮モルタル充填，という 3 工程に悪影響を及ぼすことが懸念される．
そこで本章では，上記 2 つの課題に対し実物大のモデ
ル試験体を用いた実験的な検討について述べる．
5.1

梁部材の切欠き形状に関する実験(1) 実験概要
モルタルの充填性が確保できる適切な切欠き形状を調べるため，無収縮モルタルの充填性に関する確認実験を行った．試験体の概要図を図-5.1 に，試験体諸元を図5.2 に示す．実物大の杭頭部材と梁部材の接合部を部分的に切り出した試験体を製作し，上面形状を変化させた
3 パターンの切欠きを設けた．パターン①は上面テーパ

ー無し，パターン②は上面テーパー有り，パターン③は上面テーパー有りに加えエア抜き孔を設けた．杭頭部材と梁部材間の目地幅を 30mm として組み立て，目地部上図-5.1

方から無収縮モルタルを充填し，切欠き部へモルタル充

300

275

200

図-5.2

(c) 梁部材接続面図

試験体諸元（単位：mm）- 28 -

300
1000

1000
300

1000

1000

(b) 杭頭部材側面図

125 150 150 200 100 200 75

200
300

200
300
300
200

(a) 杭頭部材接続面図

200

エア抜き孔

エア抜き孔

300

200

200

475

試験体概要図(d) 梁部材側面図

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

写真-5.1

梁部材切欠き部におけるモルタル充填状況

後における充填状況を観察すると，上面テーパー部の一と設定し，杭頭中心間距離を 4,950mm とした．杭頭部材部に空隙が生じていることが視認された．これは，無収は PC 鋼棒を用いて，反力床に固定した．杭頭部材と梁

縮モルタルが時間経過とともに充填されていないエア抜

部材間の目地部には，無収縮モルタル充填前に梁外面おき孔に移動したことによると考えられる．

よび底面に型枠を設置した．また，梁部材内面への型枠

以上の結果より，梁部材に設ける切欠き部はパターン

工程を省略する目的で，予め杭頭部材の梁受け材側面に②のように，上面にテーパーを設けた形状とすることで，シール材を設置した．シース内への PC 鋼材挿入確認に確実なモルタルの充填が図れることが確認された．

おいては，写真-5.2 に示すプランジャーと呼ばれる直径
約 60mm の模擬 PC 鋼材（断面積約 2,827mm2）を用いた．

5.2

実験は図-5.5 に示す実験フローに沿って実施した．梁杭頭部材の施工誤差が後続工程に与える影響に関する実物大実験

部材架設では，架設時における梁部材と杭頭部材の接触(1) 実験概要

や干渉の有無を確認した．ジョイントシース接続では，実験は，図-5.3に示す実物大規模の杭頭部材および梁

容易にジョイントシースが接続できるか否かを確認した．

部材を用いて実施した．部材に予め埋め込んだシース（PEプランジャー挿入では，シースの連続性および PC 鋼材シース）の直径はφ95，梁部材と杭部材の接合部のジョイの挿入可否を確認した．無収縮モルタルの充填では，梁ントシースの直径はφ80である．両シースとも材質は，塩外面および底面型枠，梁内面シール材からの漏出につい化物イオンや水，空気等の遮蔽性能が高いポリエチレンて確認した．

製である．梁部材の切欠き部は，前節の実験結果を反映し，(2) 実験結果
実験状況を写真-5.3 に示す．杭頭部材に最大の相対誤差

上面にテーパーを設けた形状とした．
実験は，杭頭部材間に相対的なずれ（以下，相対誤差）を与えた状況下において梁部材を架設した結果，梁部材が生じた場合を想定した．実験概要図を図-5.4 に示す．

は杭頭部材との接触や干渉が生じることなく架設できる設定した相対誤差は，出来形基準が示された港湾工事

ことが確認された（写真-5.3(b））．杭頭部材と梁部材間25)に基づいた．桟橋上部工の出来形基準は，の目地幅は設計値 30mm に対し，架設完了時に最も狭い法線に対する出入として±30mm，鉛直方向±20mm と規定部分で 12mm，最も広い部分で 51mm となり，無収縮モ

されている．そこで，杭頭部材間に生じ得る最大の平面ルタル充填のための隙間を確保できたことが確認された．

ズレ 60mm および鉛直段差 40mm を設けた（図-5.4 で y

これらのことより，杭頭部材と梁部材間における目地幅

共通仕様書

方向に 60mm，z 方向に 40mm）．

30mm を確保すれば，杭頭部材間に最大の相対誤差が生

杭頭部材と梁部材間における目地幅の設計値は 30mm

じても梁部材を架設できることが分かった．ジョイント- 29 -

田中
加藤豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

1090

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

2200
φ95

PEシース

φ95

PEシース

φ95

1700

1490

1700

210

PEシース

(a) 杭頭部材の側面図および正面図
3800

2000

300

1400

250
1000
250

1500
1300

1500

200

φ95

250

1300

1000

250

200

PEシース

PEシース

φ95

300

(b) 梁部材の側面図および正面図
図-5.3

試験体諸元（単位：mm）

杭頭部材設置杭頭部材

底型枠・梁内⾯型枠組⽴

梁部材架設

梁部材

1700mmz

杭頭部材

z=40mm

シース接続・梁外⾯型枠組⽴

x

試⾏3回

4950mmプランジャー挿⼊(a) 側面図

無収縮モルタル充填y

2200mm

梁部材および型枠撤去・観察

杭頭部材
杭頭部材

図-5.5

実験フロー

写真-5.2

プランジャーy=60mmx4950mm(b) 平面図
図-5.4

試験体概要図- 30 -

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

シースの接続については，接続部から無収縮モルタルのる実験を行った．以下に主な知見を示す．

流入は認められず，シース内部の閉塞は生じなかった（写・確実なモルタル充填を図るため梁部材に設ける切欠真-5.3(c)）．続いてシース内に挿入したプランジャーのき部は，その上面にテーパーを設けた形状が良好で通過を確認した（写真-5.3(e)）．プランジャーは，本工法あることを確認した．

で 使 用 す る こ と が 想 定 さ れ る PC 鋼 材 （ PC 鋼 よ り 線

・

杭頭部材間において許容される最大の施工誤差が生2

12S15.2B，総断面積1,664 mm ）の約1.7倍大きい断面積でじても，梁部材の架設工程，ジョイントシースの接あるにもかかわらず，最大の相対誤差が生じた状況下で続およびPC鋼材の挿入工程，部材間目地部への無あっても問題なく通過することが確認された．これらの収縮モルタル充填工程に対して影響を及ぼさず，確ことより，ジョイントシース接続の連続性に問題がない

実に施工できることを確認した．

ことおよびPC鋼材の挿入が可能なことが確認された．部
材目地部への無収縮モルタル充填工程においては，繰返し試行した3回いずれにおいても，梁外面および底面の型
枠からモルタルの漏出は認められなかった．また，梁内面型枠の代替として杭頭部材の梁受け部に設置したシール
材は梁部材の架設中に剥がれることなく，架設の阻害となることもなかった．モルタル充填完了後も不具合なく代替型枠として機能し，部材との接触面からモルタルの漏出は確認されなかった（写真-5.3(f)）．実験終了後に梁部材を撤去したところ，部材目地部にはモルタル充填の痕跡が残り，未充填の箇所は見受けられなかった．
5.3

まとめ

本実験では，実物大の試験体を用いた梁部材の切欠き形状に関するモルタル充填性確認実験を行った．また，杭頭部材の施工誤差が後続の施工工程に与える影響に関す(a) 杭頭部材設置(b) 梁部材架設(c) ジョイントシース接続(d) 梁外面型枠組立(e) プランジャー通過(f) 無収縮モルタル充填

写真-5.3

実施状況- 31 -

田中
加藤豊・池野 勝哉・石塚
絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

6. 省人化およびCO2排出量の推計

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

連結架設タイプ」とした．なお，本ケースでは上部工がPC 構造となるため梁部材の軽量化（約 20%減）が可能で本章では，典型的な桟橋モデルおよび施工条件を設定あり，地震時慣性力が低減することを踏まえ，下部工のし，コスト比較および省人化の評価を行った．続いて，性能照査を再度実施した．その結果，下部工の鋼管杭は産業連関表からインベントリーデータを設定し，桟橋厚さが増すものの（1400×t14 → 1400×t16），4×5 本（5PCa 工法の建設時における CO2 排出量の比較を行った．

6.1

条件設定

(1) 桟橋モデルおよび検討ケース
桟橋モデルを図-6.1 に示す．幅 33m×長さ 25m の直杭式桟橋であり，鋼管杭（1400×t14，SKK490）は 1 ブロッ
ク当たり 5×6 本（5 ブロックで計 150 本）である．
検討ケースを表-6.1 に示す．ここでは，従来工法の RC現場打ちと PCa 工法（RC-サイト PCa，PC-工場 PCa）の3 ケースについて比較を行った．RC-サイト PCa は，PCa

部材を 60～80t 程度，部材間の現場打ち部を 2.0m と仮定した．PC-工場 PCa は，工場製作した杭頭部材および梁部材をトレーラーで陸上輸送し，現地ヤードで海陸方向の梁を大組立した後，起重機船で鋼管杭に架設する「プレ

図-6.1

表-6.1

検討ケース

- 32 -

桟橋モデル

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発ブロックで計 100 本）で RC-現場打ちおよび RC-サイト

表-6.2

PCa 工法による桟橋と同等の耐荷性能となった．RC-サイ

RC-現場打ちト PCa および PC-工場 PCa の桟橋モデルを図-6.2 に示

施工条件
RC-サイト PCa

PC-工場 PCa

施工場所

東京港（港湾ランク 1） = 1.65

(2) 施工条件

杭打ち船

H-150，えい航距離=12 浬

本検討で設定した施工条件を表-6.2 に示す．港湾ラン

起重機船

-

非航旋回 400t 吊り，回航距離=332 浬

陸上ヤード－

海上輸送距離=5km

PCa 工場－－す．

ク 1（=1.65），非航杭打ち船（H-150，えい航 12 浬），非航起重機船（400t 吊，回航 332 浬），陸上ヤードは施工場
所から 5km 範囲内で海上輸送できるものとし，PCa 工場
標準断面図

上部桁平面図(a) RC-サイト PCa
標準断面図

上部桁平面図(b) PC-工場 PCa
図-6.2

PCa 工法の桟橋モデル- 33 -

陸上輸送距離=300km田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

からの陸上輸送距離は 300km と仮定した．梁および床版て，PCa 工場からの陸上運搬および現地での大組立費用の設計基準強度は，
RC-現場打ちおよび RC-サイト PCa はは上部工に含まれている．

30N/mm2，PC-工場 PCa は 50N/mm2 と仮定した（表-6.1

直工費（直接工事費）を見ると，PCa 工法（RC-サイト
PCa，PC-工場 PCa）が RC-現場打ちよりも安く，間接費参照）．

（間接工事費）を含めた工事費全体では，RC-サイト PCa
6.2

省人化の評価がヤード借地料および起重機船の回航費によって，若干高い結果となっている．一方，PC-工場 PCa は他ケースよ(1) コスト比較
積算には，「港湾土木請負工事積算基準 平成 28 年度改訂版」26) および「積算資料

りも杭本数が少ないため下部工が安く，上部工を含めた土木施工単価’21-10」27)を工事費全体として最も安価となっている．なお，RC-サイ
ト PCa の下部工が RC-現場打ちよりも若干高くなる要因

用いた．主な適用工種を表-6.3 に示す．
5 ブロック当たりのコスト比較を表-6.4 に示す．ここは，PCa 部材架設に伴う受鋼材や杭頭処理費によるもの

で，仮設工は PCa 部材製作におけるヤード整備であり，である．

付属工および舗装工はその他として計上している．また，

RC-現場打ちに対するコスト比較を工種毎に分けて図

間接費は杭打ち船のえい航費，起重機船の回航費，クロ-6.3 に示す．PC-工場 PCa は，上部工のコスト増よりもーラー組立解体輸送費およびヤード借地料を計上した積下部工のコスト減の効果が大きく，工事費全体として上分である．RC-サイト PCa は，陸上ヤードで PCa 部材

RC-現場打ちの 6%減での施工が可能である．図-6.4 はを製作するため広いヤード整備が必要となり，その費用

RC-現場打ちの上部工に対するコスト比較として，陸上が仮設工に計上されている．なお，PC-工場 PCa におい／海上／工場作業の内訳を示したものである．PC-工場

主な工種

RC-現場打ちRC-サイト PCa

PC-工場 PCa

仮設工

－

ヤード整備

ヤード整備

下部工

鋼管杭打設

鋼管杭打設

鋼管杭打設

杭頭処理

杭頭処理

杭頭処理

足場

サイト製作

工場製作

支保

部材横持ち

陸上運搬

鉄筋

海上運搬架設大組立

型枠

無収縮モルタル
充填

部材横持ち

上部工

コンクリート打設

1.41.0

間接費(積上)
上部工

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

海上運搬架設接続用コンクリー
ト打設

その他
仮設工
下部工

1.2

Cost ratio comparison

表-6.3

RC-現場打ち RC-サイトPCa PC-工場PCa

無収縮モルタル
充填

図-6.3

PC 緊張

RC-現場打ちに対するコスト比較

PC グラウト

1.4

係船柱，防舷材，車止め，電気防食，舗装

表-6.4

コスト比較（5 ブロック当たり）

RC-現場打ちRC-サイト PCa

PC-工場 PCa

仮設工

037,751,681

955,831

下部工788,895,900

817,369,320

547,022,880

上部工620,646,617

526,235,364

743,935,852

その他

115,836,773

115,836,773

115,836,773

直工費

1,525,379,290

1,497,193,138

1,407,751,336

間接費

1,451,913

50,304,916

29,222,894

工事費

1,526,831,203

1,547,498,054

1,436,974,230- 34 -

Comparison of cost ratio
for superstructure

その他

1.2

工場製作
海上作業

陸上作業

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
RC-現場打ち RC-サイトPCa PC-工場PCa

図-6.4

RC-現場打ち上部工に対するコスト比較

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

その他,
3%

下部工,
7%

仮設工,
5%

その他,
4%

(a) RC-現場打ち

下部工,
19%

上部工,
72%

(b) RC-サイト PCa
図-6.5(c) PC-工場 PCa

現地労働者数の割合

1.4

1.4

Comparison of cost ratio

Comparison of cost ratio

下部工,
12%

上部工,
79%

上部工,
90%

仮設工,
0.3%

その他,
9%

1.2
1.0

22%
reduction

0.8
0.6

65%
reduction

その他
仮設工
上部工
下部工

0.4
0.2
0.0

1.2
1.0

22%
reduction

0.8
0.6

59%
reduction

その他
仮設工
上部工
下部工

0.4
0.2
0.0

RC-現場打ち RC-サイトPCa PC-工場PCa

RC-現場打ち RC-サイトPCa PC-工場PCa(a) PCa 工場の労働人工を除いた現地労働者数(b) PCa 工場の労働人工を含んだ全労働者数

図-6.6 労働者数の割合（縦軸：RC-現場打ちを 1.0 とした場合のコスト比較）
PCa の上部工は，RC-現場打ちの 1.2 倍のコストをかけて，

3.0(2) 省人化の評価
工種別の現地労働者数の割合を図-6.5 に示す．ここで，現地労働者数とは現地（PCa 工場を除く）での労働人工を積算結果から集計したものである．なお，市場単価で見積もった工種については，単位あたりの施工単価（労務費のみ）を該当工種の労務費で除したものに施工数量を乗じて算定した．例えば，鉄筋工の施工数量が 100 t，Labor saving effect

不安定な海上作業の占める割合を削減している．

includingfactory workers
excludingfactory workers

2.5
2.0
1.5
1.0
0.5

単位あたりの施工単価 65,000 円，鉄筋工の労務費がRC-現場打ち RC-サイトPCa PC-工場PCa

27,600 円の場合，65,000 円/ t÷27,600 円/人工 =2.4 人工/
図-6.7

t，2.4 人工/ t×100 t=240 人工となる．また，RC-現場打ちに対する比率として，労働者数の比較を図-6.6 に示す．

省人化の効果数になっている．

ここでは，PCa 工場での労働人工を省いた現地労働者数

次に，生産物量単位（桟橋 5 ブロック）あたりの労働と，PCa 工場での労働人工を考慮した全労働者数のそれ者数（=労働者数の逆数）を省人化効果として定義し，RC-

ぞれを示している．RC-現場打ちは現地労働者数の 9 割

現場打ちに対する比率として図-6.7 に示す．桟橋としてが上部工に従事しており，PCa 工法によってその割合はの価値を提供する生産物量は同じであるので，労働者数

7～8 割程度に削減されている．現地労働者数は RC-現場が少ないほど，省人化の効果が高いことを表す．図中よ打ちを 1.0 とすると，RC-サイト PCa は 0.79，PC-工場 PCa

り，本工法の PC-工場 PCa は，RC-現場打ちに比べて 2.4

は 0.35 であり，PCa 工場での労働人工を考慮した全労働～2.9 倍，RC-サイト PCa と比較しても 1.9～2.2 倍の省人者数で比較しても，PC-工場 PCa は 0.41 と少ない労働者化効果が期待できる．

- 35 -

田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

6.3

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

合計を求めることになる．なお，Scope3は表-6.5に示す15CO2 排出量の推計

世界的に脱炭素化に向けた動きが活発化する中，我がのカテゴリに分類されている28)．事業者は，地球温暖化対国の港湾分野においても建設時における低炭素化の重要策の推進に関する法律に基づく温室効果ガス算定・報告・性が高まっている．低炭素化を効率的に進めるためには，公表制度において，主にScope1およびScope2に対する排出施工者自らの直接排出だけではなく，事業全体のサプラ責任を持つが29)，Scope3は企業の環境経営指標や格付け機

イチェーン排出量を把握し，特に排出割合が多いとされ関等による調査項目に取り入れられる等幅広く使用される材料に起因する上流側の間接排出を考慮することが重ており，Scope3を含むサプライチェーン排出量を算定す要である．

ることが重要となっている．

サプライチェーン排出量とは，原材料の調達から製造，本検討では，前節で示した 3 ケース（RC-現場打ち，物流，供用，解体などの一連の流れから発生する温室効果

RC-サイト PCa，PC-工場 PCa）の積算結果を用いて，桟ガス排出量を指しており，優先的に削減すべき対象を特橋工事の建設時における CO2 排出量の推計を行う．すな

定しやすくなるとともに，他事業者との連携により環境

わち，建設機械の直接排出量のみならず，工事で購入し負荷低減施策の選択肢が増える等の効果が期待される．

た製品・サービスとして，鋼管杭やコンクリート等の資図-6.8にサプライチェーン排出量の概念28)を示す．上流

材生産，PCa 工場の稼働，燃料採掘など，上流での間接から自社，そして下流までのフェーズにおいて，Scope1：

排出も評価する．港湾構造物の建設時における CO2 排出事業者自らによる温室効果ガスの直接排出（燃料の燃焼，量の算定方法については，港湾空港技術研究所資料

工業プロセス），Scope2：他社から供給された電気，熱・No.1399 にまとめられており 30)，本検討ではこれを参考

蒸気の使用に伴う間接排出，Scope3：Scope1およびScope2にしている．
(1) 検討対象の工種以外の間接排出（事業者の活動に関連する他社の排出）の本検討で対象とする施工フローを図-6.9に示す．各工
種の横側から矢印で主要な資材の流れを併記している．
上 流

自 社

Scope3C1.原材料C3.原材料の採掘
C4.輸送・配送

Scope1
燃料の燃焼

Scope2電気の使用

下 流

矢印の上段には資材生産，下段には資材輸送に伴うCO2排

Scope3
C11.製品の使用
C12.製品の廃棄出量について，考慮している場合は〇，考慮していない場
合は×で明示した．鋼管杭や鉄筋および鋼材等の資材は，積算数量から生産時のCO2排出量が把握できるが，それらサプライチェーン排出量の概念 28)図-6.8の輸送経路や手段について仮定が難しいため考慮できていない．生コンについては，現場周辺10kmから供給され

表-6.5

Scope3 のカテゴリ 28)

Scope3 カテゴリ
C1

購入した製品・サービス

C2

資本財

C3

Scope1,2に含まれない
燃料及びエネルギー活動

C4

輸送，配送（上流）

C5

事業者から出る廃棄物

該当する活動（例）
原材料の調達，パッケージの外部委託，消耗品の調達
生産設備の増設（複数年にわたり建設・製造されている場合には，建設・製造が終了した最終年に計上）調達している燃料の上流工程（採掘，精製等）
調達している電力の上流工程（発電に使用する燃料の採掘，精製等）
調達物流，横持物流，出荷物流（自社が荷主）
廃棄物（有価のものは除く）の自社以外での輸送（※1），処理

C6

出張

従業員の出張C7

雇用者の通勤従業員の通勤C8

リース資産（上流）

自社の賃借しているリース資産の稼働（算定・報告・公表制度では，Scope1，2に計上するため，該当なしのケースが大半）

C9

輸送，配送（下流）

出荷輸送（自社が荷主の輸送以降），倉庫での保管，小売店での販売

C10販売した製品の加工事業者による中間製品の加工

C11

販売した製品の使用

使用者による製品の使用C12

販売した製品の廃棄

使用者による製品の廃棄時の輸送（※2），処理C13

リース資産（下流）

自社が賃貸事業者として所有し，他者に賃貸しているリース資産の稼働

C14

フランチャイズ

自社が主宰するフランチャイズの加盟者のScope1，2に該当する活動

C15

投資

株式投資，債券投資，プロジェクトファイナンスなどの運用※1 Scope3基準及び基本ガイドラインでは，輸送を任意算定対象としている※2 Scope3基準及び基本ガイドラインでは，輸送を算定対象外としているが，算定しても構わない- 36 -

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発【海上作業】
鋼管杭 生産：〇
鋼材
輸送：×

鋼管杭打設

基礎砕石

リース 生産：×
鋼材 輸送：×

支保工組立

鉄筋
鋼材

鉄筋
鋼材

生産：〇
輸送：×

鉄筋工

生産：〇
輸送：×

生コン

生産：〇
輸送：×

【陸上作業】【海上作業】

仮設工（ヤード整備）

鋼管杭打設

PCa部材製作工

PCa部材架設工

生産：〇
輸送：〇

部材横持・運搬工

支保工組立

生産：〇 鋼管杭輸送：× 鋼材
生産：〇

生コン

生産：〇
輸送：〇

PCa部材接続工

支保工組外

支保工組外

付属工，舗装工

PCa部材

生産：〇
輸送：〇

生産：× リース
輸送：× 鋼材【陸上作業】【海上作業】

仮設工（ヤード整備）

鋼管杭打設

PCa部材大組立工

PCa部材架設工

部材横持・運搬工

緊張工（PCa梁のみ）

鉄筋

輸送：〇

生産：〇 鋼管杭輸送：× 鋼材
生産：〇

鋼材

輸送：×
生産：〇 PC鋼よ輸送：× り線

付属工，舗装工

輸送：×
生産：〇

コンクリート工

生産：〇
輸送：×

輸送：×

生産：〇
型枠工

鋼材

基礎砕石

生コン

付属工，舗装工(a) RC-現場打ち(b) RC-サイト PCa
図-6.9

上 流 （間接排出）

自 社 （直接排出）

Scope3C1.資材生産
C1.PCa工場での燃料・電力消費C3.エネルギー燃料・電力の採掘
C4.輸送・配送（PCa部材等）

Scope1
建設機械の稼働の燃料消費
作業船舶の稼働に伴う燃料消費
船舶のえい航・回航に伴う燃料消費

図-6.10(c) PC-工場 PCa
施工フロー

表-6.6

CO2 排出原単位の対象品目

種 別
鋼材
資材

コンクリートその他

桟橋の建設時におけるサプライチェーン

作業船舶
建設機械

るものとして，アジテーター車による輸送を考慮している．また，桟橋工事には係船柱や防舷材などの付属工や舗

陸上機械
輸送・配送

燃料・電力

装工があるが，本検討において共通する工種であるため

品 目
鋼管杭，異形棒鋼，鋼板，H形鋼，PC鋼より線
ポルトランドセメント，混和材，細骨材，粗骨材
無収縮モルタル，PCa部材
基礎砕石
非航杭打船（油圧ハンマ式），非航起重機船
揚錨船，引船，クレーン付台船，潜水士船クローラー・ラフタークレーン，ポンプ車，バックホウ
発電機，ダンプトラック
アジテーター，トレーラー
軽油，A重油，PCa工場での燃料・電力（厳密には鋼管杭の仕様や本数が異なれば，アルミニウ
ム陽極や被覆防食に由来するCO2排出量が異なる），CO2

れた財・サービスの産業間取引を行列形式で示した産業

排出量の推計対象から除外している．

連関表を用いる方法であり，国立環境研究所が作成して次に，桟橋の建設時におけるサプライチェーンを図-いる産業連関表による環境負荷原単位データ ブック

6.10に示す．上流には資材生産（PCa工場での燃料・電力(3EID)31), 32)を用いて排出原単位を算定することができる．

消費含む），燃料・電力の採掘，生コンやPCa部材の輸送・3EID は原単位の推計過程が公開された透明性の高いデ配送に伴う間接排出を対象とし，自社として建設機械（作ータであり，各部門の単位生産活動（百万円相当の生産）

業船舶を含む）の燃料消費，船舶のえい航・回航に伴う燃に伴い発生する環境負荷量が示されている．産業連関表

料消費を直接排出として対象とした．なお，小型機械（鉄に付帯の部門別品目別国内生産額表を併用することによ

筋加工機，手動アーク溶接等）の使用や，事務所での電力

り，単位あたりの CO2 排出原単位（t-CO2/unit）を求める

使用など，サプライチェーンにおいて大きな影響を及ぼことができる．なお，「産業連関表」は経済的な取引に基さないものは除外している．

づく同一条件のもと，直接的および間接的な環境負荷量(2) CO2排出原単位の作成方法を網羅的に把握することができるが，コンクリート配合

CO2 排出原単位の作成方法は，各段階における実際の排の違いなど，詳細な技術的評価への適応性が低いことが出量データを積み上げて算定する「積み上げ法」と，国内課題として指摘されている．

全体の生産・販売活動の流れに基づき環境負荷量を算定

本検討では表-6.6 に示す対象品目に対して，主としてする「産業連関法」によるものがある．

「産業連関法」による方法を採用し，コンクリート配合「積み上げ法」は実態に即した排出量の評価が可能でによる違いは，別途「積み上げ法」で算定することとしあるが，各単位プロセスの環境負荷データを積み上げる

た．資材（鋼管杭，コンクリート，エネルギー燃料等）

ためには網羅的なデータ収集が必要であり，推計者によの生産に伴う CO2 排出原単位の作成方法を図-6.11 に示って排出原単位が異なる可能性がある．一方，「産業連関

す．資材単位（*）あたりの生産額（百万円）に 3EID の法」は総務省が公開する一定期間（通常は 1 年）に行わ

CO2 排出原単位（t-CO2/*）
原単位（t-CO2/百万円）を乗じて，- 37 -

田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

勇樹・前

部門別生産額あたりの誘発を含む
CO2排出量 [ t-CO2/百万円 ] (3EID)

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

CO2排出係数[ t-CO2/MJ ] (温対法)

燃料単位（*）あたりの発熱量 [ MJ/* ] (温対法)

部門別生産数量および生産額[ * ] [ 百万円 ] (産業連関表)

消費に伴う燃料単位（*）あたりのCO2排出量 [ t-CO2/* ]資材単位（*）あたりのCO2排出量 [ t-CO2/* ]図-6.11資材の生産に伴う CO2 排出原単位

図-6.12 エネルギー燃料の消費に伴う CO2 排出原単位を算定する．エネルギー燃料（軽油，A 重油等）は生産
主要資材の CO2 排出原単位

表-6.7と消費のそれぞれにおいて CO2 排出原単位を求め，消費に伴う排出原単位は図-6.12 に示すように，地球温暖化対策の推進に関する法律施行令第三条の発熱量（MJ/*）
および CO2 排出係数（t-CO2/MJ）を用いて算定する．なお，生産に伴う CO2 排出原単位は図-6.11 と同様の方法で算定する．
PCa 部材の陸上輸送に伴う CO2 排出量は，輸送車両毎に輸送距離を考慮したトンキロ法 28)より燃料消費を求め，

単位

資材単位
あたりのCO2排出量[*][ t-CO2/* ]

鋼管杭

産

t

鋼板

産

t

H形鋼

産

t

異形棒鋼

産

t

PC鋼より線産t

コンクリート（50-12-20H）

積

m3

1.923
1.825
1.845
1.454
4.258
0.426
0.257
0.776
0.950
0.759
8.176
8.023

積

m3

燃料別の CO2 排出原単位を乗じて算定する．トンキロ法

ポルトランドセメント

産tは，積載率別の燃料使用量に輸送トンキロ（貨物重量(t)

ポルトランドセメント（早強） 産t

コンクリート（30-12-25BB）

×輸送距離(km)）を乗じて算定する方法であり，本検討
での貨物重量は PCa 部材の重量，輸送距離は積算条件と高炉セメント

産

t

砂利，砂

産

千t

砕石

産

千t

産：産業連関表，積：積み上げ法

同様の 300km である．
(3) CO2排出原単位の一覧
上述の方法で作成した CO2 排出原単位を表-6.7 およ表-6.8

び表-6.8 に示す．ここで，電力の生産に伴う CO2 排出原エネルギー燃料の CO2 排出原単位

単位は，環境省が公表している「サプライチェーンを通単位

生産に伴う燃料単位あたりのCO2排出量

消費に伴う燃料単位あたりのCO2排出量

じた温室効果ガス排出等の算定のための排出原単位デー[*][ t-CO2/* ][ t-CO2/* ]重油 2号A

kl

0.321

2.756

タベース」の Ver.3.1（2021.3 リリース）から 68.2t-CO2/百

軽油 免税

kl

0.325

2.621

軽油 JIS2号

kl

0.514

2.621

百万kWh

68.2

488.0

万 kWh，消費に伴う CO2 排出原単位は R2.1.7 環境省・経電力

済産業省公表の「電気事業者別排出係数（特定排出者の温室効果ガス排出量算定用）」から代替値 448t-CO2/百万表-6.9

kWh を使用した．コンクリートについては表-6.9 に示す
配合に基づき，「積み上げ法」により CO2 排出原単位を算

配 合

定した．

30-12-25BB(4) 推計結果

50-15-20H

設計基準強度

コンクリートの配合
3

単位量（kg/m ）(N/mm )

W/C
(%)

細骨材率
(%)

W

C

S

30
50

45.5
36.0

39.6
42.5

145
156

319
433

714 1116 2.87
731 1068 2.73

2

G

Ad

※セメント(C)，細骨材(S)，粗骨材(G)，混和剤(Ad)5ブロック当たりのCO2排出量の推計結果を図-6.13に示す．本検討におけるサプライチェーン排出量は，現場打の鋼材系であり，とりわけ桟橋工事の低炭素化において，

ちに対してサイトPCaが1.1倍，工場PCaが0.75倍であった．

下部工（鋼管杭）の削減が最も効果的であることを示唆し内訳を見ると，サプライチェーン排出量の約95%が資材生ている．なお，資材生産でサイトPCaのCO2排出量が多い

産に伴う間接排出であり，鋼管杭や鉄筋等の鋼材系が占

要因は，鞘管等の鋼材使用が増えているためであり，工場める割合が多いことが分かる．図-6.14に示すように資材

PCaは杭本数が少ないため資材生産のトータルは最も低生産に伴うCO2排出量のうち，78～87%が鋼管杭や鉄筋等

く推計される．

- 38 -

PC 圧着構造を用いたユニット式プレキャスト桟橋の開発

燃料消費による直接排出は，サプライチェーン排出量るものと考えられる．なお，本検討では，鋼管杭や鉄筋等の約4%に満たないが，サイトPCaは現場打ちに比べておの資材輸送を考慮できておらず，輸送・配送は生コンおよ

よそ作業船舶の回航に伴うCO2排出量が多く，工場PCaはびPCa部材を対象とした推計となっている．

上部工の軽量化および下部工の杭本数減により，燃料消

このように工場PCaは，上部工にプレストレスを導入す

費に伴うCO2排出量が最も少ない結果となっている．

ることで，主要資材（鋼管杭，コンクリート等）の使用数

輸送・配送による間接排出は，サプライチェーン排出量量を抑えることができるため，サプライチェーン排出量の約2%に満たないが，中でもPCa部材の陸上輸送を伴うの観点から優位な桟橋構築工法であることが示された．

工場PCaが最も多い．しかし，一般に工場からの輸送距離が約100km（メーカヒヤリングより）であることを考えれば，本検討条件の輸送距離300kmはやや過大に評価してい10,000

サプライチェーン排出量

5,000

0
サイトPCaコンクリート(モルタル)
鋼管・鞘管

10,000

5,000

工場PCa

現場打ち

燃料消費(Scope1)

400

200

サイトPCa

工場PCa

輸送・配送(Scope3)

200

上部工
下部工
えい航・回航CO2 排出量 ( t )CO2 排出量 ( t )

鉄筋・鋼材

0
現場打ち

600

資材生産(Scope3)

15,000燃料消費 (Scope1)
輸送・配送 (Scope3)
燃料・電力採掘 (Scope3)
資材生産 (Scope3)

CO2 排出量 ( t )CO2 排出量 ( t )15,000

150
100
50

0

0
現場打ち

サイトPCa

工場PCa

現場打ち

サイトPCa

工場PCa

図-6.13 CO2 排出量の推計結果（縦軸：CO2 排出量）

現場打ち
コンクリート(モルタル)
14%
鉄筋・鋼
材
14%

工場PCa

サイトPCa
鋼管・鞘管
72%

コンクリート(モルタル)
13%

鋼管・鞘管
68%

鉄筋・鋼
材
19%

図-6.14

コンクリート(モルタル)
22%

鉄筋・鋼
材
11%

資材生産に伴う CO2 排出量の内訳- 39 -

鋼管・鞘管67%

田中 豊・池野 勝哉・石塚
加藤 絵万・岩波 光保

新太・田中

智宏・金枝

俊輔・栗原

7. 結論

勇樹・前

・

嘉昭・天谷

公彦・中村

菫・川端

雄一郎

本工法の上部工は，工場製作（陸上運搬）によるPCa
部材であることや，鋼管杭への架設後に緊張作業が必本研究では，桟橋上部工におけるPCa工法の更なる適用

要なことからコストは増加する傾向にあるが，上部工拡大と生産性向上を目指して，全てのPCa部材を工場製作の軽量化により下部工の鋼管杭を削減できることか

および陸上運搬し，現地でプレストレスにより圧着接合

ら，工事費は従来と同等以下に抑えられた．

するユニット式プレキャスト桟橋を開発した．桟橋上部・工への適用に向けて，杭頭接合部における曲げ耐荷性能

本工法による労働者数は，従来の現場打ちより約1/3，
サイトPCa工法よりも約1/2に省人化できることを確を評価するため交番載荷実験を行うとともに，非線形認した．

FEM解析を通して耐荷メカニズムの考察を行った．続い・

CO2排出量を推計した結果，本工法はPCa部材の陸上て，部材接合部の一体性に着目したせん断耐力実験を行

輸送を考慮しても，プレストレスの導入による主要資

い，梁受け材による影響の把握や，接合面に作用するプレ材量（鋼管杭，コンクリート）の削減により，従来とストレスによる摩擦力でのせん断耐力について考察した．

比較してサプライチェーン排出量の少ない桟橋構築

部材組立時の施工性に関する実物大実験では，PCa部材の工法であることを確認した．

架設精度に関する許容値（x, y, z）を確認し，部材間をまたぐシース内へのPC鋼材挿入が可能であること，目地間の無収縮モルタルが漏れなく充填できることを確認した．

8. あとがき

最後に典型的な桟橋モデルおよび施工条件を設定し，省人化の評価，サプライチェーンの観点からCO2排出量の比

本工法は，プレストレス導入前の架設時において，PCa

較を行った．

部材の取り扱いに配慮が必要である．例えば，長スパンの本研究で得られた結果を以下に示す．
・・・

梁部材は架設時，RC構造であるため自重による部材のひ杭頭接合部の曲げ耐荷性能は，従来のRC構造と比較

び割れ等が発生しない様，補強筋の配置を検討する必要

して同等以上であり，設計値および杭頭固定度の観点がある．また，PCa部材における接合部の耐久性，すなわ

から十分な耐力を示していた．

ちPC鋼材の腐食劣化については十分な検討が必要である．

プレストレスの効果によって，杭頭部材の損傷が抑制

現在，接合部の一部を模した試験体の劣化促進試験およされるとともに，圧着接合面の優れた弾性的な開閉挙び海洋暴露試験を実施中である．

動によって，梁部材へのひび割れ進展や拡大が抑制さ

PCa施工は，工期短縮以外にもコンクリート品質の確保れ，且つ除荷後の残留変位が少ない構造であることをや安全性の向上など定量的に評価できていなメリットが確認した．

ある．今後，港湾工事においてPCa施工を普及させるため実験では未実施である直交2方向のプレストレスを考には，これらの定量的な評価の枠組みを構築することが慮したFEM解析を行い，杭頭部材や梁部材の引張，せ重要である．

ん断による損傷が抑制される効果や梁受け材が梁部（2022年4月26日受付）

材に与える影響が軽減される傾向を確認した．ただし，曲げ耐荷性能の観点からは，梁受け材による梁部材の謝辞

損傷を極力回避するため，梁受け材の張り出しを最小・

本稿は，港湾空港技術研究所，五洋建設株式会社，株式限に留めるのが望ましい．

会社日本ピーエスおよび東京工業大学による共同研究

部材接合部は，プレストレスによる摩擦力により圧着「プレキャストPC桟橋構造に関する研究」の研究成果を接合面には十分なせん断耐力が発揮され，一体性が確とりまとめたものである．共同研究に関わる全ての関係認された．部材接合部のせん断耐力は，せん断抵抗係各位に対して，ここに記して謝意を表する．

数=0.3とした摩擦力により安全側の評価が可能であ・ることを確認した．

参考文献

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部材の架設時の許容誤差は平面±30mm（最大ズレ

万：プレキャスト化による桟橋施工の生産性向上，60mm），高さ±20mm（最大段差40mm）であり，シー

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- 40 -

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港湾空港技術研究所報告第 61 巻 第 1 号

２０２２．６

編集 兼発 行人

国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所

発

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/

C （2022）by MPAT
Copyright ○All rights reserved. No part of this book must be reproduced by any means without the written
permission of the President of MPAT
この資料は、海上・港湾・航空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、複写は海上・港湾・航空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。

CONTENTS
1. Data Assimilation Experiment by Regional Coastal Data Assimilation Method for Ise Bay Simulator throughout
the Year : Perturbation of Boundary Conditions to Create Appropriate Ensembles in Coastal Estuary Modeling
Yoshitaka MATSUZAKI・Tetsunori INOUE
2. Development of Assembled Precast Pier with Crimped Construction by Prestressing-Quick and Labor-saving Construction Method with Factory-produced Precast Concrete MembersYutaka TANAKA・Katsuya IKENO・Arata ISHIZUKA・Tomohiro TANAKA・Shunsuke KANAEDA
Yuuki KURIHARA・Yoshiaki MAE・Kimihiko AMAYA・Sumire NAKAMURA・Yuichiro KAWABATA
Ema KATO・Mitsuyasu IWANAMI