ごあいさつ 三井住友建設技術研究開発報告第 15 号の発刊に当たり ご挨拶申し上げます 昨年度より始まった第 5 期科学技術基本計画やこれに連携する形で SIP( 戦略的イノベーション創造プログラム ) が推進され 科学技術と人材育成の両面でイノベーションが進められようとしています 建設産業において

三井住友建設技術研究開発報告第

15 号の発刊に当たり、ご挨拶申し上げます。

昨年度より始まった第

5 期科学技術基本計画やこれに連携する形で SIP（戦略的イノベー

ション創造プログラム）が推進され、科学技術と人材育成の両面でイノベーションが進め

られようとしています。建設産業においても、国交省の進める

i-Construction に代表され

るように、

ICT を活用した生産性向上技術の開発が推進され、人材不足の解消や魅力ある

建設産業への変貌が期待されています。一方で、熊本地震での被害も記憶に新しい中、昨

年

8 月には岩手県を中心に大きな被害を出した台風 10 号、さらに本年 7 月には九州北部豪

雨による地盤災害が発生するなど、安心安全な社会づくりや国土強靭化に対する期待もま

すます高まっています。

弊社では、

2016 年度より三カ年計画ではじまった第 5 次中期経営計画において、「生産シ

ステムの改革」と「人材の確保･育成」をフォーカステーマとして掲げており、技術開発部

門においても、これらへの貢献が期待されています。このような背景から、技術開発テー

マについては、

ICT 活用など施工や管理の生産性向上技術および品質向上技術、さらには

サステナブルな社会の構築に貢献するための環境配慮技術、防災関連技術などに重点が置

かれてきています。

本号では、

「プレキャスト床板継手の開発」

、

「異種強度コンクリートを用いた耐震壁」など

生産性向上技術、

「液状化による地盤変状抑制のための杭式改良」や「地盤防災観測網の構

築と斜面安定評価法」

などの地盤防災関連技術、

「

ICT を活用した新しい橋梁維持管理手法」

などの

ICT 活用技術、

「超高強度コンクリート」や「水上太陽光発電用フロート」など環境・

エネルギー関連技術など合計

14 編の論文を掲載しています。

弊社では、

昨年

12 月に丹下健三氏の代表作であるメタボリズムの象徴建築「山梨文化会館」

の免震レトロフィット工事を竣工させ、技術開発の成果が形となって表れた年として記憶

に刻まれました。これを励みとして今後も技術開発に精進してまいる所存ですので、皆様

におかれましては、この技術研究開発報告をご高覧いただき、ご指導・ご助言を賜ります

とともに、ご活用いただければ幸甚です。

2017 年 10 月

技術研究所長

谷垣 正治

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Application of Fiber Reinforced Concrete to Loop Splice Joint

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MASANORI HIGUCHI

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Development of the Splice Joint of Precast PC Slab Using “Trunc-head”

TAKASHI SANGA NAOKI ARIKAWA YOSHIKAZU SUZUKA HIROO SHINOZAKI

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Proposal of the New Bridge Maintenance Technique Utilizing ICT

KAZUKIYO TAMAKI TAKAO KAKEHASHI SATOSHI WATATANI



HIROSHI ASAI TAKASHI YAMADA YASUHISA FUJIWARA

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The Influence of Mineral Admixture or Volume of Aggregate

on Shrinkage Behavior under Reinforcement Restraint of the Concrete

with High-Early Strength Portland Cement

WATARU SASAKI MASAHIRO KOKUZAWA AKIYOSHI DAI HIDEAKI TANIGUCHI

Key Words㸸Mineral Admixture, Absolute Volume of Unit Cement Paste,

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Effect of Differences Shape and Dimension of Bubbles on Fresh Properties and

Strength Characteristics of Ultra-high-strength Concrete

RYUICHIRO MINE TAKU MATSUDA KOICHI HASUO

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Centrifuge Model Tests on Mitigation against Liquefied-Soil Deformation

by Pile Type Improvement

MISATO FUCHIYAMA NAOKI TAKAHASHI GOJI TOMURA WAKAKI TSUDA

液状化による地盤変状抑制のための杭式改良に関する遠心模型実験

渕山 美怜 高橋 直樹 戸村 豪治 津田 和夏希

キーワード：液状化，側方流動，深層混合処理工法，遠心模型実験 研究の目的 筆者らは，液状化に伴う側方流動を杭式の改良体 で抑制する工法に関する検討を行ってきた。これま でに，その配置方法を工夫した流動閉塞杭（図_-1) を提案し，傾斜地盤を対象とした遠心模型実験によ りその効果を検証した。本稿では，自立式矢板護岸 の背後地への適用性を検討する。 4D 2D 2D 4D X Y D 図-1 流動閉塞杭配置の概要（D:杭径） 研究の概要 遠心模型実験は港湾空港技術研究所所有の遠心模 型実験装置_{Mark Ⅱを用いて行った。図-2 に実験模} 型の一例を示す。模型は縮尺比 1/50 であり，50g の遠心加速場で加振を行った。改良杭模型には，ア クリルパイプまたは固化改良杭を用いて実験を行っ た。固化改良杭は筆者らが提案する構造設計法に基 づき作製した。模型地盤は非液状化層と液状化層の 二層構造とし，杭の下端は杭径分非液状化層に根入 れさせ，上端は表層改良層で固定した。地盤の側方 流動量と沈下量は色砂を用いて計測した。入力波は 実物換算で周波数 2 Hz の正弦波とし，目標加速度 200 Gal で 25 秒間加振した後，側方流動を持続さ せるため振幅を1/3 にしてさらに 25 秒間加振した。 20 0 (mm) (mm) AC1 AC2 28 0 708 708 Accelerometer Pore water pressure sensor

AC3 120 2@50 10 0 10 0 Coloured sand Laser position sensor

PW1 L1 L1 25 85 PW2 PW3 AC4 AC5 AC6 AC7 AC8 360 5@ 25 170 360 58 65 53 170 2D Shallow mixing 40mm(=1D) 平面図 側面図 Embedded 40mm(=1D) AC9 P12 P7 P1 PW1,PW2,PW3 AC3,AC4,AC5 130 PW6 PW5 PW4 AC6,AC7,AC8,AC9 PW4,PW5,PW6 P2 P3 P4 P5 P6 P8 P9 P11 P10 P13 D 図-2 実験模型と計測器配置 研究の成果 図-3 に平均側方流動量を，図-4 に地表面で計測し た沈下量を実物スケールで示す。流動閉塞杭の平均 側方流動量は，改良範囲の下流側の_{15 m 付近にお} いて無対策の約23 %に低減されており，改良範囲の 沈下量は，無対策（UN）では約 0.4 m 生じているの に対して流動閉塞杭（I2d-a，I2d-c）ではほとんど 認められなかった。これより，

流動閉塞杭により側

方流動が抑制されること，ならびに表層改良部は

流動閉塞杭によって支えられ，地表面沈下が低減

できることが確認された。

計測された曲げモーメントと固化改良杭，表層

改良の健全性観察結果から，提案する構造設計法

の妥当性が確認された。

0 5 10 15 20 25 30 35 -1 0 1 2 3 M ea n la te ra l di sp la ce m en t (m ) : UN : I2d-c Prototype scale Position (m) Improved area 図-3 平均側方流動量の分布 0 5 10 15 20 25 30 35 2 1 0 -1 Se tt le m en t (m ) : UN : I2d-a : I2d-c Prototype scale Improved area Position (m) 図-4 沈下量の分布

Centrifuge Model Tests on Mitigation against Liquefied-Soil Deformation

by Pile Type Improvement

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Blasting Fracture Controlling Technique

Using Stress Wave Interference Induced by Disposition of Blank Dummy Holes

HIROSHI YAMACHI JUNICHIRO NAKAMORI

Key Words㧦SMart-BD, Empty Dummy Holes, Stress Wave Guidance Technique, Fracture Control

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Building the Observation Network for Prevention of Ground Disasters

And the Proposal of the Method for Evaluation of Slope Stability

SHUNICHI OOTSU HIROSHI YAMACHI JUNICHIRO NAKAMORI

Key Words㧦Ground Disaster Prevention, Safety Management, Stability Evaluation of Slope, Self-Supporting,

Kriging Method, Observation Network ׋_{-1  ͼ૲٭ˮ᣽șǯȈȫ׋}

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Experiment of Three-dimensional Frame with Soft First Story and Sliding Yield Type

Multi-story Shear Wall Using Different Concrete in Strength

KENTARO MATSUNAGA HIROSHI EGASHIRA HIROSHI SHINJO HIDEKAZU HIRANO

KOICHIRO MATSUI JUNJI SAKO HIDEYUKI KOSAKA

Key Words㧦Multi-story Shear Wall, Soft First Story, Three-dimensional Frame, Sliding Failure, Flexural Yielding

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Development of RC Columns with Semi-Rigid Base

KENJI TANO YUICHI HIRATA RYUTAROU NAGASHIMA MINORU ODA

Key Words㧦Column, Semi-Rigid, Stress Distribution, Aspect Ratio, Reduced Part, Tapered Part,

Finite Element Method Analysis

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Experiment of Lateral Bracing Effect of Concrete Floor Slab

in Partial Composite Beam

HIROSHI EGASHIRA HIROYUKI HARADA KENTARO MATSUNAGA HIDEYUKI KOSAKA

KENZO MORIOKA TAKUYA ASAKAWA

Key Words㧦Partial Composite Beam㧘Floor Slab㧘Wide Flange Shapes Beam㧘Lateral Buckling㧘Lateral Bracing㧘

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Study on Reduction Effect of Heavy Weight Floor Impact Sound Using TMD

HIDEAKI KOBAYASHI TAKESHI IWAMOTO

Key Words㧦Tuned Mass Damper㧘Heavy Weight Floor Impact Sound㧘Full Scale Slab㧘

10 59 0 17600 ㊀㊂ᐥⴣ᠄㖸 ᷹ቯቶ ታ㛎૑ᚭ :(Case1)TMD ૏⟎ :(Case2)TMD ૏⟎ න૏:mm ಽᢔ㈩⟎D038 ಽᢔ㈩⟎D075 ಽᢔ㈩⟎D150 :TMD ૏⟎ S1㨪S5:᷹ቯቶ૏⟎ 㪄㪉㪇 㪄㪈㪇 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪉㪌 㪊㪈㪅㪌 㪋㪇 㪌㪇 㪍㪊 㪏㪇 㪈㪇㪇 㪈㪉㪌 㪈㪍㪇 㪉㪇㪇 㪉㪌㪇 㪊㪈㪌 㪋㪇㪇 㪌㪇㪇 䇼ታᄢ឵▚䇽㪈㪆㪊䉥䉪䉺䊷䊑䊋䊮䊄ਛᔃ๟ᵄᢙ㩿㪟㫑㪀 ㊀ ㊂ ᐥ ⴣ ᠄ 㖸 䇭 ૐ ᷫ ㊂ 䇼 㪻 㪙 䇽 㩿㪂 䈏 ല ᨐ 䈅 䉍㪀 㪛㪇㪊㪏㩿⾰㊂Ყ㪉㪅㪎㩼㪀 㪛㪇㪎㪌㩿⾰㊂Ყ㪋㪅㪎㩼㪀 㪛㪈㪌㪇㩿⾰㊂Ყ㪐㪅㪎㩼㪀 㪚㪇㪎㪌㩿⾰㊂Ყ㪋㪅㪊㩼㪀 㪧㪇㪎㪍㩿⾰㊂Ყ㪏㪅㪉㩼㪀 ᷹ቯቶS1(ⷺㇱደ) 㪄㪉㪇 㪄㪈㪇 㪇 㪈㪇 㪉㪇 㪉㪌 㪊㪈㪅㪌 㪋㪇 㪌㪇 㪍㪊 㪏㪇 㪈㪇㪇 㪈㪉㪌 㪈㪍㪇 㪉㪇㪇 㪉㪌㪇 㪊㪈㪌 㪋㪇㪇 㪌㪇㪇 䇼ታᄢ឵▚䇽㪈㪆㪊䉥䉪䉺䊷䊑䊋䊮䊄ਛᔃ๟ᵄᢙ㩿㪟㫑㪀 ㊀ ㊂ ᐥ ⴣ ᠄ 㖸 䇭 ૐ ᷫ ㊂ 䇼 㪻 㪙 䇽 㩿㪂 䈏 ല ᨐ 䈅 䉍㪀 㪛㪇㪊㪏㩿⾰㊂Ყ㪉㪅㪎㩼㪀 㪛㪇㪎㪌㩿⾰㊂Ყ㪌㪅㪈㩼㪀 㪛㪈㪌㪇㩿⾰㊂Ყ㪐㪅㪎㩼㪀 㪚㪇㪎㪌㩿⾰㊂Ყ㪐㪅㪏㩼㪀 ᷹ቯቶS4(ࠬ࡜ࡉਛᄩ) S1 S2 S3 S4 S5 S1 S2 S3 S4 S5 S1 S2 S3 S4 S5

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261mm ưƋƬƨŵ

Development of a Floating Solar Power System

MAKOTO KOBAYASHI HIROSHI SHINJO MICHIKO SAKUTA SEI TSUCHIYA

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Evaluation and Demonstration of Cutting the Fuel Assembly Heating Examination

by AWJ

SHIN-ICHIRO MARUYAMA SATOSHI WATATANI

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AWJ による燃料集合体溶融模擬材の切断実証および評価

丸山 信一郎 綿谷 聡

キーワード：福島第一原子力発電所，燃料集合体，溶融模擬材，切断，AWJ

研究の目的 福島第一原子力発電所の廃止措置において，安全 で確実な燃料デブリの取出しを行うためには，燃料 デブリの形態や特性を推定することが不可欠となる。 そのため，事故時の燃料集合体の溶融移行挙動調査 が行われている。調査にあたり，炉内構造物模擬材 の切断が必要となるが，切断にはジルコニウム合金 とステンレスの溶融混合材料やセラミックの切断実 績のあるアブレイシブウォータージェット（AWJ） を適用した。 なお，本成果は，国立研究開発法人日本原子力研 究開発機構より委託の「AWJ による模擬燃料加熱試 験体切断」によるものである。 研究の概要 試験では，AWJ 工法のアブレイシブ・インジェク ションジェット（AIJ）およびアブレイシブ・サスペ ンションジェット（_{ASJ）の双方の方式を用いて，} 水中にて本試験体の切断を行い，以下のデータ取得 より，切断手法を確認した。 ① 切断時の切断条件および状況(写真-1) ② 切断時の周波数帯域毎の音圧レベル 研究の成果 ① 5～10mm/min の速度で本試験体を切断可能 であることを確認した。また，_{ASJ により切断} 時間を2 割程度短縮できる可能性を確認した。 ② 切断状況(写真-2)を音圧レベルの変化として確 認し，本試験体の切断判定への寄与を確認した。_(図-2) 以上より，燃料集合体溶融模擬材の切断手法の確認 や切断可能な条件のデータ取得は，今後の燃料デブリ の取出しの検討に役立てることができる。

Evaluation and Demonstration of Cutting the Fuel Assembly Heating Examination

by AWJ

SHIN-ICHIRO MARUYAMA SATOSHI WATATANI

写真-1 燃料集合体溶融模擬材の切断断面 切断移動方向 ジェット噴射方向 写真-2 試験体切断状態 切断箇所 ジェット噴射方向 切断移動方向 図-2 特定周波数帯域の音圧レベルの変化 切断良好 切断良好 切断不良 切断開始 切断終了 試験体中心位置通過 図-1 燃料集合体溶融模擬材 275 20 0 50 0 30 0 エポキシ樹脂で固める ロッド溶融部 30 0 155

ループ継手への短繊維補強コンクリートの適用

Application of Fiber Reinforced Concrete to Loop Splice Joint

技術研究所 _{竹山 忠臣 TAKEYAMA TADAOMI} 技術研究所 _{石澤 正大 KOKUZAWA MASAHIRO} 技術研究所 _{佐々木 亘 SASAKI WATARU} 技術研究所 _{篠崎 裕生 SHINOZAKI HIROO} 技術研究所 _{樋口 正典 HIGUCHI MASANORI} 本研究では，ループ継手を用いた部材の曲げ挙動に与えるループ継手内部のループ鉄筋と直交方向の鉄筋 量および継手部に短繊維補強コンクリートを適用した影響について検討を行った。継手部材の曲げ試験の結果， ループ鉄筋の直交方向の鉄筋量を減らすと，耐力や変形性状などに大きな変化は生じないが，終局時にループ 鉄筋の直線部に付着割裂ひび割れが生じ，ループ鉄筋内側に発生する支圧力が大きくなる傾向が見られた。継 手部に短繊維補強コンクリートを用いると，これらの現象が改善され，ループ鉄筋の直交方向の鉄筋の配筋を 省略することができる可能性が示された。 キーワード：ループ継手，繊維補強コンクリート，直交方向鉄筋，支圧力

This paper describes the influences of the amount of the perpendicular reinforcing bars and of usage of fiber reinforced concrete to the joint position on the flexural properties of loop splice joint. The result of bending test of joint member showed that there was little effect of decreasing amount of perpendicular reinforcing bars in loop bars on proof strength and on deformation behavior. But, if those reinforcing bars were decreased, some splitting cracks along the straight position of loop bars were appeared in the ultimate force level and bearing stress in the loop bars tended to increase. On the other hand, using fiber reinforced concrete at joint position, that phenomenon was improved and it’s showed the possibility of omission of those perpendicular reinforcing bars in loop splice joint.

Key Words: Loop Splice Joint, Fiber Reinforced Concrete, Perpendicular Reinforcing, Bearing Force １．はじめに 近年，鋼桁と _{RC 床版からなる道路橋の RC 床版の劣} 化が顕在化しており，プレキャスト _{PC 床版への取替え} 工事が各地で進められている。プレストレストコンクリ ート工学会の更新用プレキャスト _{PC 床版技術指針} 1) （以下，技術指針）では，プレキャスト _{PC 床版同士の} 接合部には，直鉄筋の重ね継手よりも重ね継手長を短く することのできる，ループ継手 2)を用いることを標準と している。ループ継手は，図-1 に示すように，ループ 鉄筋の直線部の付着力とループ鉄筋の曲線部の支圧力で 定着する構造となる。これまで，ループ継手の重ね継手 長に関する検討 3)等は多くなされているが，ループ鉄筋 内側に配置するループ鉄筋と直交する鉄筋の機能や，継 手部のコンクリートに要求される性能などは十分に明ら かにされていないのが現状である。 施工上，ループ鉄筋内側に配置するループ鉄筋の直 交方向の鉄筋（以下，直交方向鉄筋）は，継手部を組み 立てた後に挿入する必要があり，施工性が悪い。このた め，ループ鉄筋内側の直交方向鉄筋を削減することがで きれば，実工事における施工の合理化が期待できる。 本検討では，プレキャスト床版継手の曲げ試験によ り，ループ鉄筋内側に配置する直交方向鉄筋量の影響と， 継手部に短繊維補強コンクリートを用いることの効果に ついて検討を行い，ループ鉄筋内側の直交方向鉄筋の削 減の可能性を検討した。 図-1 ループ継手の定着メカニズム 引張力 支圧力 付着力 付着力 ループ 鉄筋

２．実験概要 （１）試験体 本検討で使用した試験体の形状寸法を図-2 に，一覧 を表-1 に示す。試験体は，プレキャスト床版およびプ レキャスト床版同士のループ継手による接合部を模擬し たものである。以下，プレキャスト床版を模擬した部分 をプレキャスト部，接合部を模擬した部分を継手部と称 する。 試験体の継手部の詳細図を図-3 に示す。本研究では， ループ鉄筋の曲げ内径を全て _{4φ（=76mm）で一定とし} た。技術指針 1)では，_{5φ 以上との規定があるが，筆者} らの実験 4)により，ループ鉄筋内側の直交方向鉄筋が標 準量であれば，_{4φ でも継手部の耐力が，所要の性能を} 満足することを確認している。本検討では，ループ鉄筋 内側の直交方向鉄筋に対する条件がより厳しくなる _4φ を用いることで，その影響を検討した。 ループ鉄筋は全て _{D19 （SD345）を用いた。全ての} 試験体の厚さ（_{221mm），かぶり（40mm）と重ね継手} 長（_{280mm）は同一とした。試験体数は各 1 体とした。} 継手部のコンクリートを普通コンクリートとした場合は， ループ鉄筋内側の直交方向鉄筋の _{D19 を 6 本（片側 3} 本_{×2，B3-N）と，2 本（片側 1 本×2，B1-N）に減らし} たケースを設定した。継手部のコンクリートに短繊維補 強コンクリートを用いた場合は，ループ鉄筋内側の直交 方向鉄筋を _{6 本（B3-Vf0.75），2 本（B1-Vf0.75），0 本} （_{B0-Vf0.75，B0-Vf1.5）に減らしたケースを設定した。} プレキャスト部のコンクリートは，打込み後_{3 日間の} 湿布養生を行った後に脱枠をし，継手部と接する面の目 粗しを行い，継手部のコンクリートを打設した。打込み 後_{3 日間の湿布養生を行った後，試験材齢まで型枠を残} 置した。試験体製作と載荷試験は_{2 つの時期に分けて実} 施した。載荷試験は，継手部のコンクリートの材齢が 27～35 日の間になるように実施した。 プレキャスト部に用いるコンクリートは載荷試験時の 目標圧縮強度を _50～60N/mm2とし，レディーミクスト コンクリート（_{42-15-20H）を用いた。} 継手部のコンクリートの配合を表-2 に示す。載荷試 験時の目標圧縮強度を _50N/mm2とし，水セメント比を 50.0%とした。セメントは早強ポルトランドセメント （密度 _3.13g/cm3）を用いた。スランプおよび空気量は 打込み時の目標値をそれぞれ_{15.0cm および 4.5%として，} 表-2 配合表 ※_{1：繊維混入量} 山砂 S1 砕砂 S2 B3-N，B1-N 45.2 0 160 320 332 488 1003 -B3-Vf0.75，B1-Vf0.75 B0-Vf0.75 52.3 0.75 175 350 366 539 832 58.9 B0-Vf1.5 60.2 1.5 175 350 417 613 686 117.8 単位量(kg/m3₎ 水 W セメント C 細骨材 S 粗骨材 G 短繊維 Fb 50.0 種類 W/C (%) (%)s/a Vf ※1 (vol.%) 表-1 試験体一覧 a) 断面図（プレキャスト部） b) 試験体平面図 単位：mm 図-2 試験体形状図 種類 繊維混入量 (vol.%) B3-N D19×6本_(3本×2) B1-N D19×2本_(1本×2) B3-Vf0.75 D19×6本_(3本×2) B1-Vf0.75 D19×2本_(1本×2) B0-Vf0.75 B0-Vf1.5 1.5 試験体名 普通 コンクリート 短繊維 補強 コンクリート 0.75 -直交方向 鉄筋量 ※ループ 鉄筋内 継手部 -460 540 40 40 221 158.5 63.5 40 41 D19 D19 280 120 120 540 3230330 D13@100mm D19@150mm D19@150mm D13@100mm

高性能 _{AE 減水剤，AE 剤および，消泡剤の使用量によ} り 調 整 し た 。 短 繊 維 補 強 コ ン ク リ ー ト で は ， 繊 維 長 30mm，繊維径 0.62mm，アスペクト比 48，引張強度 1100N/mm2_{で両端にフック加工が施されている鋼繊維} （写真-1）を使用した。短繊維混入量は，_B3-Vf0.75， B1-Vf0.75 ， B0-Vf0.75 が 0.75vol.% ， B0-Vf1.5 が 1.5 vol.%とした。表-3 に強度試験結果，図-4 に継手部のコ ンクリートの引張軟化曲線を示す。ひび割れ発生強度は， 割裂引張強度試験で供試体の端面中心，荷重方向と垂直 になるようにひずみゲージを設置し，計測値が不連続と なった値 5)とした。引張軟化曲線は，_{JCI 試験方法} 6)に 準じ，_{100×100×400mm の角柱供試体を用いた切欠きは} りの_{3 点曲げ載荷によって得られた荷重－開口変位曲線} を逆解析することで算出した。プレキャスト部のコンク リートの圧縮強度は，いずれも目標値と同程度であった が，継手部のコンクリートの圧縮強度は，_B1-Vf0.75， B0-Vf0.75，B0-Vf1.5 で，目標値に対して若干高い結果 となった。引張軟化特性は，_{B3-Vf0.75 と B1-Vf0.75，} B0-Vf0.75 は打設時期が異なるため，若干後者の方が引 張軟化特性は上回っているが，ほぼ同程度であり，繊維 混入量が _{0.75vol.%の試験体で引張軟化特性に大きな差} は見られなかった。また，_{B0-Vf1.5 は，同一ひび割れ} 幅の時，繊維混入量が _{0.75vol.%の試験体と比較して，} 引張応力が_{2 倍程度になっており，本検討の範囲では，} 繊維混入量に比例して引張軟化時の応力も変化した。 a) _{B3-N，B3-Vf0.75} b) _{B1-N，B1-Vf0.75} c) _{B0-Vf0.75，B0-Vf1.5} 単位：mm 図-3 継手部 221 280 330 D13 D19 D19 D13 40 41 PCa部 継手部 PCa部 221 280 330 D13 D19 D19 D13 40 41 PCa部 継手部 PCa部 221 280 330 D13 D19 D13 40 41 PCa部 継手部 PCa部 写真-1 鋼繊維 表-3 強度試験結果 図-4 引張軟化曲線

Pca部 継手部 PCa部 継手部 PCa部 継手部 3.21 3.93 4.04 3.37 3.44 3.45 4.10 2.62 3.93 -3.37 4.85 3.45 -3.37 4.85 3.45 -3.37 4.57 3.45 -B0-Vf0.75 B0-Vf1.5 58.5 31.7 B1-Vf0.75 54.4 58.7 33.7 33.2 B1-N 54.4 53.7 33.7 33.0 B3-Vf0.75 64.3 46.2 32.9 30.1 B3-N 64.3 47.0 32.9 32.7 試験体名 圧縮強度 (N/mm2₎ ヤング係数 (kN/mm2₎ ひび割れ 発生強度 (N/mm2₎ 下段:割裂 引張強度 引 張 応 力 (N /m m 2) 0 2 4 6 8 0 1 2 3 4 仮想ひび割れ幅(mm) B3-Vf0.75 B1-Vf0.75 , B0-Vf0.75 B0-Vf1.5

（２）試験方法 図-5 に試験方法を示す。試験には，容量 _{2000kN の} 万能試験機を使用し， _{4 点曲げ載荷試験を行った。} 図-6 に計測位置図を示す。荷重の測定には，ロード セルを用い，図に示す位置のたわみを測定した。軸方向 の鉄筋のひずみは，ループ鉄筋の挙動を詳細に把握する ため，全てのループ鉄筋の引張側の曲げ始点にひずみゲ ージを設置した。また，試験体幅方向の中央のループ鉄 筋 を対象 とし， ループ 鉄筋の 曲げ始 点か ら _{95mm 毎} （_{0φ，5φ，10φ）にひずみゲージを設置して鉄筋ひずみ} を測定した。 ３．実験結果 （１）荷重－変位関係 表-4 に試験結果を，図-7 に荷重－変位関係の結果を， 写真-2 に載荷終了後の試験体側面の破壊状況を示す。 ループ継手を用いた部材の性能は，継手部のない一様な 部材の性能と同等であることが求められるが 7)，計算値 は，本試験体を継手のないはり部材と仮定し，ファイバ ーモデルを用いて算出した。材料モデルはコンクリート 標準示方書に準じた。_{B1-N，B1-Vf0.75，B0-Vf0.75，} B0-Vf1.5 の破壊位置はプレキャスト部，B3-N の破壊位 置 は 継 手 部 で あ っ た た め ，_{B1-N ， B1-Vf0.75 ，} B0-Vf0.75，B0-Vf1.5 は載荷試験時のプレキャスト部のコン クリート，_{B3-N は載荷試験時の継手部のコンクリート} の圧縮強度の実験値を用いた。 B1-N，B1-Vf0.75，B0-Vf0.75，B0-Vf1.5 の引張強度は載荷試験時のプレキャス ト部のコンクリートのひび割れ発生強度，_{B3-N の引張} 強度は載荷試験時の継手部のコンクリートのひび割れ発 生強度を用いた。鉄筋降伏強度は引張試験による結果を 用いた。 いずれの試験体もプレキャスト部と継手部の目地部 図-5 試験方法 a) たわみ測定位置 b) 鉄筋ひずみ平面図（下端筋） c) 鉄筋ひずみ詳細図（側面図） 単位：mm 図-6 計測位置図 3230 1100 190 650 1100 190 試験体 ロードセル 球座 PCa部 PCa部 3230 550 190 550 325 325 550 550 190 PCa部 PCa部 280 330 PCa部 PCa部 114 76 280 305 95 95 曲げ始点 (0φ) 5φ 10φ 表-4 試験結果 ※下線：プレキャスト部のコンクリートの強度試験結果より算出 計算値 実験値 計算値 実験値 計算値 実験値 B3-N 8.9 26.7 28.9 89.3 87.0 115.5 119.7 上縁の圧壊(継手部) B1-N 7.9 28.9 31.2 93.0 88.9 120.7 125.7 上縁の圧壊(PCa部) B3-Vf0.75 5.0 22.7 28.1 - 86.8 - 121.6 上縁の圧壊_(継手部) B1-Vf0.75 4.9 23.0 89.1 137.9 上縁の圧壊(PCa部) B0-Vf0.75 6.0 26.0 88.7 134.7 上縁の圧壊(PCa部) B0-Vf1.5 8.9 19.9 89.6 134.1 上縁の圧壊(PCa部) 28.9 93.0 120.7 試験体名 目開き 確認荷重 ※目視 (kN) 曲げひび割れ 発生荷重 Pck (kN) 引張側鉄筋 降伏荷重 Psy (kN) 最大荷重 Pmax (kN) 備考

分に目開きが発生し，プレキャスト部にひび割れが発生 し，引張側鉄筋が降伏した後，上縁が圧壊する曲げ引張 破壊に至った。_{B3-N と B1-N は，引張側鉄筋が降伏し} た後，目地部に近い位置からループ鉄筋に沿った付着割 裂ひび割れが試験体側面に発生し，最大荷重時には，ル ープ鉄筋の曲線部までひび割れが進展し，破壊に至った。 B1-Vf0.75，B0-Vf0.75 は，引張側鉄筋が降伏した後， ループ鉄筋に沿った付着割裂ひび割れが試験体側面に発 生したが，最大荷重時でも付着割裂ひび割れがループ鉄 筋の曲線部まで進展することはなかった。_{B0-Vf1.5 は，} 最大荷重時でも，ループ鉄筋に沿った付着割裂ひび割れ が試験体側面に発生することはなかった。鋼繊維混入に より，付着割裂ひび割れの進展に対する抵抗性が向上し ていると考えられる。 いずれの試験体も曲げひび割れ発生荷重は，実験値 と計算値で若干のばらつきが見られるが，全ての試験体 の鉄筋降伏荷重の実験値は，ほとんど同程度であった。 継手部のコンクリートを普通コンクリートとし，ループ 鉄筋内側の直交方向鉄筋量を変化させた _{B1-N と B3-N} の最大荷重は，いずれも計算値とほぼ同程度ないしそれ 以上であった。継手部のコンクリートを短繊維補強コン クリートとし，直交方向鉄筋量を変化させた場合の最大 荷重は，_{B3-Vf0.75，B3-N がほぼ同程度であった。また，} ループ鉄筋内側の直交方向鉄筋量を標準量よりも減らし た _{B1-N，B1-Vf0.75，B0-Vf0.75，B0-Vf1.5 は，直交方} 向鉄筋量が標準量の _{B3-N，B3-Vf0.75 に比べて，荷重} －変位関係の変形量が大きくなっている。 B1-N，B1-Vf0.75，B0-Vf0.75，B0-Vf1.5 は継手部のコンクリート の圧縮強度がプレキャスト部のコンクリートの圧縮強度 を上回っており，試験体の破壊位置が，本来曲率の大き くなる継手部ではなく，プレキャスト部となったことが 原因と考えられる。これより，本検討の範囲では，ルー a) 直交方向鉄筋の影響（普通コンクリート） b) 直交方向鉄筋の影響（短繊維補強コンクリート） 図-7 荷重－変位関係 荷 重 (k N ) 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 0 10 20 30 40 50 60 70 80 変位(mm) B1-N計算値 B1-N B3-N B3-N計算値 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 0 10 20 30 40 50 60 70 80 変位(mm) B1-Vf0.75 B0-Vf0.75 B0-Vf1.5 B3-Vf0.75 ※比較 B3-N B1-Vf0.75，B0-Vf0.75 B0-Vf1.5：計算値 荷 重 (k N ) a) _B3-N b) _B1-N c) _B3-Vf0.75 d) _B1-Bf0.75 e) _B0-Vf0.75 f) _B0-Vf1.5 写真-2 ひび割れ状況（試験体側面）

プ鉄筋内側の直交方向鉄筋量を減らしても部材の耐力に 与える影響は小さいことが分かった。 （２）鉄筋ひずみ 図-8 に軸方向鉄筋のひずみ分布を示す。図中の左側 が _{L 側のプレキャスト部からなるループ鉄筋のひずみ，} 図中の右側が _{R 側のプレキャスト部からなるループ鉄} 筋のひずみを示している。いずれの試験体も，曲げひび 割れ発生時はループ鉄筋の曲げ始点から _{10φ の位置} （目地部に近い位置）のひずみが大きくなり，ループ鉄 筋の曲げ始点のひずみが小さくなった。ループ鉄筋の曲 げ始点から _{10φ の位置のひずみは，最大荷重前にひず} みゲージが剥れ，ひずみの測定が不可能となる傾向が見 られた。なお，本報では軸方向鉄筋のひずみ分布に明確 な差が生じた_{B3-N，B1-N，B0-Vf1.5 の 3 試験体の結果} を示した。中村ら 3)は，ループ鉄筋の曲げ始点に発生す るひずみに着目し，支圧力を算出しており，重ね継手長 を短くするとループ鉄筋内側に発生する支圧力が大きく なり，ループ継手破壊の可能性があるとしている。 B1-N のループ鉄筋の曲げ始点位置のひずみは，B3-B1-N の曲 げ始点位置のひずみよりも_{5 割程度大きくなっている。} B1-N は，ループ鉄筋内側の直交方向鉄筋量を減らして いることから，コンクリートには支圧力が局所化してい ると思われる。_{B0-Vf1.5 は，最大荷重時にループ鉄筋} の曲げ始点から _{5φ の位置のひずみは降伏ひずみに達し} ていない。これは，短繊維混入により鉄筋とコンクリー トに付着切れが生じにくくなっているためであると思わ れる。 ループ鉄筋の曲げ始点から _{10φ の位置のひずみは最} 大荷重前にひずみの測定が不可能となったため，本検討 では_{5φ と 0φ（曲げ始点位置）のひずみに着目する。ル} ープ定着は，ループ鉄筋の直線部の付着力と曲線部の支 圧力で定着する構造である。すなわち，同一の鉄筋の引 張力に対して直線部の付着力が大きくなれば，曲線部に 生じる支圧力が小さくなる。図-9 にループ鉄筋の曲げ 始点から _{5φ と 0φ のひずみの測定値から算出した平均} 付着応力度と最大荷重までの関係を示す。なお，継手部 のコンクリートの圧縮強度がそれぞれ異なることから， 平均付着応力度_{τ は fbok}（_=0.28f’c2/3）で除して無次元化 した 8),9)。平均付着応力度 _{τ は式(1)から算出し，ループ} 鉄筋の曲げ始点から _{5φ と 0φ のいずれかのひずみが降} a) _{L 側} b) _{R 側} 図-9 付着応力と載荷荷重の関係 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 0 50 100 150 B3-N B1-N B3-Vf0.75 B1-Vf0.75 B0-Vf0.75 B0-Vf1.5 τ / fbo k 荷重(kN) B1-N B3-N B1-Vf0.75 B0-Vf1.5 B0-Vf0.75 B3-Vf0.75 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 0 50 100 150 B3-N B1-N B3-Vf0.75 B1-Vf0.75 B0-Vf0.75 B0-Vf1.5 τ / fbo k 荷重(kN) B1-N B3-N B1-Vf0.75 B0-Vf0.75 B3-Vf0.75 B0-Vf1.5 a) _B3-N b) _B1-N c) _B0-Vf1.5 図-8 軸方向鉄筋のひずみ分布 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 _{28.9kN(crack)} 87.0kN(降伏) 112.0kN 119.7kN(max) 引 張 0φ 5φ 10φ 0φ 5φ 10φ L側 R側 降伏ひずみ 曲げ始点からの距離 曲げ始点からの距離 5φ 0φ 10φ 0φ 5φ10φ ひ ず み (μ ) 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 _{31.2kN(crack)} 88.9kN(降伏) 117.2kN 125.7kN(max) 引 張 0φ 5φ 10φ 降伏ひずみ 10φ 5φ 0φ L側 R側 曲げ始点からの距離 曲げ始点からの距離 0φ 5φ 10φ 10φ 5φ 0φ ひ ず み (μ ) 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 19.9kN(crack) 89.6kN(降伏) 117.8kN 134.1kN(max) 引 張 0φ 5φ 10φ 降伏ひずみ 10φ 5φ 0φ L側 R側 10φ 5φ 0φ 0φ 5φ 10φ 曲げ始点からの距離 曲げ始点からの距離 ひ ず み (μ )