コンクリート工学年次論文集 Vol.24 - 日本コンクリート工学協会

コンクリート工学年次論文集,Vol.24,No.2,2002
報告
日本最初のPC橋―長生橋の耐久性調査
西垣 義彦*1・小門前
亮一*2・奥田
由法*3・鳥居
和之*4
要旨:日本最初のPC橋である長生橋(七尾市:昭和 26 年竣工)が河川改修に伴い,撤去さ
れた。その撤去桁を用い,PC創生期のコンクリートやPC鋼材の材料試験および桁載荷試
験を実施し,材料的・力学的側面から耐久性について調査した。その結果,建設後 50 年を経
た長生橋は,中性化の進行や塩分浸透もなく,耐荷力も計算値を上回るものであり,健全性
が明らかとなった。
キーワード:耐久性,材料試験,載荷試験
1.はじめに
昭和 26 年に石川県七尾市を流れる御祓川に
我が国で最初のPC橋である長生橋が架けられ
た(写真-1)。長生橋はプレテンション方式のス
ラブ橋であり,今日一般に普及しているPC橋
の始祖となった歴史的意義のある橋梁である。
本橋は,七尾湾内の河口付近に位置し,海風や
桁下面が干満の作用による浸水の受ける厳しい
環境条件の中で 50 年間にわたり供用されてき
た。このほど河川改修工事に伴い,撤去・架け
替えがなされることとなり,平成 13 年 9 月に撤
去工事が完了した。
写真-1
建設当時の長生橋
本調査では,撤去後の長生橋のPC桁を利用
してコンクリートや鋼材の材料試験および桁の
の寸法計測や鋼材のはつり出しにより桁の寸法
載荷試験を実施し,歴史あるPC橋の耐久性に
形状,鋼材配置を確認した。実橋の調査から得
ついて,材料的・力学的両側面から評価するこ
た長生橋の一般図および鋼材配置図を図-1 お
とを目的とした。
よび図-2 に示す。主桁にはスターラップ等の鉄
筋は配置されておらず,PC鋼線のみ配置され
2.構造概要
1)
ていた。横方向鋼材としては,主桁を貫通して
長生橋は,逆T形の桁をプレテンション方式
φ22mm の丸鋼ボルトが配置されていた。
で工場製作し,その桁を 1 径間に 32 本,合計
設計計算書によると活荷重は自動車 13t,転
96 本を敷き並べ,その上に舗装一体の場所打ち
圧機 17t で設計されている。緊張方法について
コンクリートを施工した,橋長 10.600m,桁長
は緊張装置を自主製作し,13 本のPC鋼線を同
3.840m の 3 径間単純合成床版橋である。長生橋
時緊張したようである。なお,高欄にはPC鋼
に関する現存の設計図書等が少ないため,実橋
線を配置したプレキャスト部材を使用していた。
*1 (株)ピー・エス
土木技術部 次長
*2 (株)ピー・エス
土木技術部
*3 (株)ピー・エス
北陸支店工務部
*4 金沢大学教授
(正会員)
部長 (正会員)
工学部土木建設工学科
工博
-607-
(正会員)
11,590
3,860
10
面
図
80
[email protected]
95
図-1
側
100
450
100
面
G
208
図
断
PC鋼線 Φ2.9×1本
C
L
桁長 3,840
200
90 110
丸鋼Φ22
120
450
400
図-2
表-2
350
面
300
3.材料試験
主桁および間詰め部からコンクリートコアを採
取し,圧縮強度,静弾性係数等の測定を行うとと
もに,コンクリート断面の中性化や塩分浸透状況
について調べた。また,主桁からPC鋼線を採取
し,引張強度,化学組織等の試験を行った。表-1
に材料試験項目を示す。
材料試験項目
40
主桁
30
間詰め
20
10
S36PC設計施工指針
H8道路橋示方書・同解説
0
0
20
40
60
80
100
設計基準強度 (N/mm 2)
図-3
設計基準強度と静弾性係数との関係
b) 配合推定
表-3 にコンクリートの配合推定結果を示す。配
合推定で得られた主桁の水セメント比の値は,設
計資料の値および前述した圧縮強度試験の結果と
照合して妥当なものであると判断できる。粗骨材
の最大寸法は 15mm であった。単位セメント量が
多く,富配合のコンクリートであるという結果が
得られた。また,現在用いられているコンクリー
トと比較して単位容積質量が非常に大きいことが
特徴的である。一方,間詰め部のコンクリートは
主桁に比べ水セメント比が高く,粗骨材の最大寸
法も 30mm と主桁とは異なるコンクリートが使用
されたことがわかる。
試験材料
試験項目
コンクリート 強度試験
PC鋼線
間詰め部
44.0 N/mm2
2.90 N/mm2
30.9 kN/mm2
50
100
50 50
PC桁の鋼材配置図
表-1
主桁部
63.9 N/mm2
3.89 N/mm2
35.2 kN/mm2
図
[email protected]
41.5 =125 41.5
208
PC鋼線 Φ2.9×12本
300
コンクリートの力学的性質
項 目
圧縮強度
割裂引張強度
静弾性係数
一般図
9.6 27.2
28 135.2
75
10
主桁断面図
6,890
5,970
470
3,860
60140
200
断
10
82.8 117.2
200
3,830
値は,過去の設計計算に用いられた値 2)に比べ低
い値となった。この原因として,走査型電子顕微
鏡による内部組織の観察において確認された,100
μm を超える気泡が比較的多く存在したことが考
えられる。また,間詰め部のコンクリートについ
ては各試験値が主桁に比べて低い結果となった。
図
60 140
10
10
面
静弾性係数 (kN/mm 2)
側
試験方法
圧縮強度、割裂引張強度
静弾性係数、超音波パルス
配合推定
セメント協会法(F-18,F-23)
中性化深さ
フェノールフタレイン溶液噴霧法
塩分量
電位差滴定法(JCI SC-5)
内部組織の観察 細孔径分布、蛍光顕微鏡観察
走査型電子顕微鏡観察
はつり検査
腐食性状
電気化学的測定 自然電位分極抵抗
引張強度
JIS G 3536
リラクセーション試験
化学組成
3.2 材料試験の結果
(1) コンクリートの性状
a) 力学的性質
表-2 にコンクリートの力学的性質を示す。試験
結果の値はコンクリートコア 3 体の平均値とした。
主桁のコンクリートは設計資料による設計基準強
度 50 N/mm2 に対し,試験の平均値は 63.9 N/mm2
であり,十分な圧縮強度を有していた。一方,図
-3 に示すように,圧縮強度に対する静弾性係数の
-608-
表-3
試 料
主桁 C-3
主桁 R-3
間詰め C-3
間詰め R-3
コンクリートの配合推定結果
単位容積質量 水セメント比
(%)
(kg/m3)
2430
2360
35
32
57
55
単位量 (kg/m3)
セメント
水
骨材
506
175
1738
590
186
1654
300
172
1934
302
166
1947
c) 中性化深さおよび塩分浸透状況
合成桁断面にフェノールフタレイン溶液を噴霧
した結果,断面全体において赤色が呈され,中性
化領域はほとんど存在しなかった。主桁の下面か
ら鉛直方向における塩分分布を図-4 に示す。桁下
面のコンクリート表面部における塩化物イオン濃
度が高いが,PC鋼材の存在する箇所では塩分は
ほとんど含まれていなかった。以上の結果から,
50 年の供用期間を経た長生橋のコンクリートは,
極めて健全な状態が保たれていたといえる。
8
最下縁PC鋼線の位置
7
6
5
4
表-4
PC鋼線の機械的性質と現行の規格値
項 目
試験結果
現行規格値
2.91mm
2.90±0.03mm
直 径
14.71kN
12.7kN以上
破断荷重
13.52kN
11.3kN以上
降伏荷重
ヤング係数
193.14kN/mm2
(一般に200kN/mm2)
2.80%
3.5%以上
伸 び
8回
6回以上(フレシネー規格)
屈 曲
46.50%
30%以上(フレシネー規格)
絞 り
1.0%
リラクセーション値
3.0%以下*
* ここでは、10時間後のリラクセーション値を規定した1988年
JIS G-3536の規格を示す。
3
16
3
2
鋼材腐食発生限界濃度 1.2kg/m
1
14
0
12
0
10
図-4
20
30
40
底面からの深さ (mm)
50
荷重 (kN)
3
塩化物イオン含有量 (kg/m )
9
は現在のピアノ線材とほとんど相違ないものであ
った。したがって,PC鋼線の機械的性質が現在
のものと若干異なる原因は,化学組成の相違によ
るものではなく,前述したブルーイング処理の施
されていなかったことにあると考えられる。
60
主桁の塩分浸透状況
降伏荷重 13.52kN
10
8
6
4
(2) PC鋼材の性状
PC鋼線の試料をコンクリート中から採取した
ところ,鋼線表面部にわずかな発錆が認められた
ものの,孔食などの有害な腐食は存在しなかった。
a) 機械的性質
主桁のPC鋼線の引張試験,リラクセーション
試験の結果(5 本の平均値)および現行の JIS 規格
(単線 SWPR1AN)を表-4 に示す。また,図-5 に長
生橋のPC鋼線の荷重-伸び曲線の一例を示す。長
生橋に使用されていたPC鋼線は,現在の一般的
なPC鋼線と比較して弾性限が低くなっており,
弾性係数についても若干低い値となった。したが
って,長生橋に用いられたPC鋼線は,ブルーイ
ング処理が施されていないものであると考えられ
る。また,破断伸び率も 2.8%と低い値となった。
10 時 間 後 の P C 鋼 線 のリ ラ ク セ ー シ ョ ン 値 は
0.98%であった。現在の規格では 1000 時間後のリ
ラクセーション値を規定しているが,以前は 10
時間後のリラクセーションとして 3.0%以下が規
格値として用いられており,それに対して低い値
となっている。これは高張力状態で長期間経過し
ていることから,すでに相当量のリラクセーショ
ンが進行しているためと考えられる 3)。
b) 化学組成
表-5 にPC鋼線の成分分析結果および現行の
JIS 規格(ピアノ線材 SWRS82A)を示す。化学成分
はいずれも現行の規格を満足しており,成分的に
-609-
2
0
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4
伸び (%)
図-5
表-5
PC鋼線の荷重-伸び曲線
PC鋼線の化学組成(%)と現行の規格値
元素
C
Si
Mn
P
S
Cu
測定値
0.81
0.22
0.48
0.008
0.015
0.12
規格値
0.80~0.85
0.12~0.32
0.3~0.6
0.025以下
0.025以下
0.2以下
4.PC桁の載荷試験
4.1 載荷試験の概要
長生橋のPC桁の力学的特性を確認するために,
曲げ載荷試験およびせん断載荷試験を実施し,耐
力や力学的挙動の確認を行った。曲げ試験につい
ては,間詰めコンクリートをはつりとった逆 T 形
の非合成桁と間詰めを残した合成桁について検討
し,せん断試験ではせん断スパン比(a/d)をパラ
メータとし,破壊形態についても検討することと
した。測定項目は,載荷重,桁のたわみ,コンク
リート表面のひずみ,ひび割れ等である。表-6 に
載荷試験項目,図-6 に各載荷試験における桁の断
面図を示す。また,載荷試験に先立ち,材料試験
せん断載荷試験(その1)
520
載荷試験項目
項 目
曲げ載荷試験その1
桁本数
桁番号
非合成桁
2
B-1,B-2
曲げ載荷試験その2
合成桁
2
B-3,B-4
せん断載荷試験その1
a / d = 3.0
2
S-1,S-2
せん断載荷試験その2
a /d = 1.8
1
S-3
曲げ載荷試験その1
曲げ載荷試験その2
300
200
60
200
140
720
100
合成断面
せん断載荷試験その1,2
54 100 54
せん断載荷試験(その2)
208
208
PC桁の断面形状
d=167.2
(1) 曲げ載荷試験
曲げ載荷試験の概要を図-7 に示す。載荷試験は
その1,その2ともに,支間 3.500m,載荷点間距
離 0.500m で実施した。非合成桁の試験では,P
C鋼線の有効緊張力を確認するため,曲げひび割
れ発生後一旦除荷し,ひび割れ再開荷重を把握す
ることにより有効緊張力を推定した。すなわち,
ひび割れ再開時に下縁のプレストレスが打ち消さ
れて応力度がゼロになるものと仮定してPC鋼線
の有効緊張力を求めた。なお,ひび割れ再開荷重
については,パイ型ひずみゲージを用いて計測し
た。
170
1,500
桁長
図-7
500
3,840
1,500
a=300
図-8
非合成断面
図-6
1,800
桁長 3,840
a=500
520
a=500
*せん断圧縮破壊に着目
d=167.2
表-6
*斜め引張破壊に着目
d=167.2
で得られたコンクリートおよびPC鋼線の諸数値
を用い,載荷試験と同様の載荷条件で2次元の非
線形FEM解析(解析ソフト:ATENA)を実施し,
実験値との比較を行った。
170
曲げ載荷試験の概要
(2) せん断載荷試験
せん断載荷試験の概要を図-8 に示す。せん断破
壊の形態について検討するため,せん断スパン比
を変化させ,せん断載荷試験その 1 では斜引張破
壊となるように支間 2.800m,せん断スパン比 3.0
で実施し,その 2 ではせん断圧縮破壊となるよう
に支間 2.400m,せん断スパン比 1.8 で実施した。
-610-
1,800
桁長 3,840
a=300
720
せん断載荷試験の概要
4.2 載荷試験の結果
(1) 曲げ載荷試験(その1)
載荷試験における曲げひび割れ再開時の曲げ応
力度の関係より,有効緊張力を計算し,PC鋼線
の有効引張応力度を推定した。その結果を表-7 に
示す。ひび割れ再開荷重は約 11kN であり,その
ときの下縁応力度を 0N/mm2 として,残存緊張応
力度を 948N/mm2 と推定した。これは当時の設計
資料に記されている 1041N/mm2 を下回るもので
あった。
図-9 に載荷試験の実験値および解析値の荷重変位曲線を示す。荷重-変位曲線は B-1,B-2 のい
ずれの桁も解析値と近い挙動を示し,曲げ耐力は
梁理論による計算値を上回る結果となった。破壊
性状は B-1 桁,B-2 桁ともに破壊荷重の値からP
C鋼線が降伏していると考えられ,曲げ引張破壊
であるといえる。また,この時点での上縁のコン
クリートの測定ひずみは B-1 桁で 2400×10-6,B-2
桁で 3200×10-6 に達した。図-10 に桁の破壊状況
を示す。桁に鉄筋が配置されていないため,塑性
域においてひび割れが分散せず,特定のひび割れ
部位に開口が集中する性状を示し,ひび割れ本数
が少ないことが特徴的であった。また,ひび割れ
は横方向鉄筋用の貫通孔に向けて進展する傾向が
見られた。
図-11 に B-1 桁における桁鉛直方向のひずみ分
布を示す。ひび割れ発生までは,各荷重段階でほ
ぼ直線となり,中立軸の位置,縁ひずみの値は計
算値(P=20kN)と比較的よく一致し,全断面有効
として弾性理論により縁応力が算出できることが
確認された。
表-7
有効引張応力度の推定値
設計資料の値
測定値
有効引張応力度
有効係数
(N/mm2)
1041
948
0.867
0.789
られる。当時の同時緊張方法による緊張装置では
試行があったと考え,くさび定着がゆるんでいた
などの理由で均一な緊張力が得られなかったもの
が存在したのではないかと推察する。図-13 に桁
の破壊状況を示す。
40
35
30
荷重 (kN)
破壊
25
梁理論による曲げ耐荷力 31.7kN
20
70
15
ひび割れ発生
10
B-2桁
5
50
荷重 (kN)
FEM解析値
0
0
図-9
10
20
30
変位 (mm)
40
破壊
60
B-1桁
50
60
曲げ載荷試験(その1)の荷重-変位曲線
40
梁理論による曲げ耐荷力 52.5kN
30
ひび割れ発生
破壊
20
B-3桁
10
P/2 C
L P/2
B-4桁
0
0
5
10
15
20
25
30
変位 (mm)
B ー1 桁
P/2 C
L
図-12
P/2
曲げ載荷試験(その2)の荷重-変位曲線
P /2 C
L P/2
B ー2 桁
図-10
破壊時のひび割れ発生状況
桁上面
200
Bー3 桁
P /2 C
L P/2
5kN 10kN 15kN 20kN
高さ (mm)
150
Bー4 桁
図-13
100
計算上の中立軸位置
50
計算値 (20kN)
0
400
200
← 引張 -
図-11
0
-200
ひずみ (µ)
-400
-600
- 圧縮 →
支間中央断面におけるひずみ分布
(2) 曲げ載荷試験(その2)
図-12 に載荷試験の実験値および解析値の荷重変位曲線を示す。いずれの桁もひび割れの分散が
極めて悪く,ひび割れの開口幅が顕著となり,P
C鋼線の破断よる曲げ引張破壊となった。ひび割
れ発生荷重,破壊荷重ともに B-3 桁に対して B-4
桁は大幅に下回った。B-4 桁では破壊時に下縁の
PC鋼線が数本残っていたこと,事前の調査にお
いて桁のそりが B-3 桁に比べ少なかったことから
判断して,プレストレスの不足が原因として考え
-611-
破壊時のひび割れ発生状況
(3) せん断載荷試験(その1)
図-14 に載荷試験の実験値および解析値の荷重変位(支間中央)曲線を示す。破壊性状はいずれの
桁も斜引張破壊ではなく,等曲げ区間に発生した
特定の曲げひび割れに開口が集中することにより,
PC鋼材の破断に至る曲げ引張破壊であり,せん
断スパン内に斜めひび割れは確認されなかった。
桁の破壊状況を図-15 に示す。なお,非線形FE
M解析では,実験値との整合した結果は得られな
かった。
(4)せん断載荷試験(その2)
図-16 に載荷試験の実験値および解析値の荷重変位(支間中央)曲線を示す。破壊性状はせん断圧
縮破壊ではなく,PC鋼材の破断による曲げ引張
破壊であった。せん断圧縮破壊は斜めひび割れの
発生後,ひび割れ上部のコンクリートは圧縮破壊
を起こすものである。せん断スパン内での斜めひ
び割れの発生は確認されたが,その後発生した等
曲げ区間の曲げひび割れの分散性が悪く,最終的
には他の試験と同様に載荷スパン内の特定の曲げ
ひび割れ幅の卓越により,PC鋼材の破断に至っ
た。桁の破壊状況を図-17 に示す。非線形FEM
解析ではせん断載荷試験(その1)と同様に実験
値との整合した結果は得られなかった。
140
破壊
S-1桁
120
S-2桁
FEM 解析値
荷重 (kN)
100
80
梁理論による曲げ耐荷力 95.2kN
60
40
曲げひび割れ発生
20
せん断耐力(土木学会) 44.8kN
0
0
10
20
30
40
50
変位 (mm)
図-14
せん断載荷試験(その 1)の荷重-変位曲線
C
L
P /2
P/2
S ー1 桁
C
L
P /2
P/2
謝辞
本調査の実施にあたり,石川県七尾土木工事事
務所から撤去桁の提供をいただきました。また,
PC鋼材の試験に関しては,住友電工㈱特殊線事
業部PC部より多大なるご協力を賜りました。こ
こに感謝の意を表します。
S ー2 桁
図-15
破壊時のひび割れ発生状況
250
S-3桁
FEM 解析値
200
荷重 (kN)
曲げひび割れ発生
参考文献
1) 洞庭 謙:PC工事初期の思い出,土木施工
増刊号,pp231~235,1964.11
2) 土木学会:プレストレストコンクリート設計
施工指針,昭和 36 年度改訂,1961
3) 高速道路調査会:PC鋼材の使用性に関する
調査研究報告書,1986.3
破壊
150
100
梁理論による曲げ耐荷力 158.7kN
斜めひび割れ発生
50
せん断耐力(土木学会) 44.8kN
0
0
10
20
30
40
50
変位 (mm)
図-16
せん断載荷試験(その 2)の荷重-変位曲線
P /2
C
L
P/2
S ー3 桁
図-17
5.まとめ
日本で最初のPC橋である長生橋の解体調査に
より,50 年間供用された現在でもなお長生橋が十
分な健全性が保たれていることが明らかとなった。
材料試験および載荷試験結果をまとめると以下
のとおりである。
①長生橋には,主桁部に水セメント比 33%の高強
度コンクリートが,間詰め部には水セメント比
55%と異なるコンクリートが使用されていた。
骨材には良質な川砂および玉砂利が使用され,
入念な締硬めにより密実なコンクリートが製造
されていた。
②コンクリートは非常に密実で中性化の進行や塩
分の浸透が非常に低い水準に抑制されており,
PC鋼線には腐食がほとんど発生しておらず,
長生橋の桁は健全性が保たれていた。
③桁の曲げ耐荷力は梁理論による計算値を上回り,
十分な耐荷力を有していた。
④桁のせん断載荷試験では全ての桁が曲げ破壊と
なり,十分なせん断耐荷力を有していた。
本調査では,載荷試験の非線形FEM解析を 2
次元モデルを用いて実施したが,今後の課題とし
て,特にせん断耐荷力に関しては断面形状の影響
も考えられることから,今後 3 次元モデルを用い
た非線形FEM解析を行う予定である。
破壊時のひび割れ発生状況
-612-