土木学会論文集 B3( 海洋開発 ), Vol. 68, No. 2, I_366-I_371, 高強度鋼管杭 ( 引張強度 570N/mm 2 級 ) の港湾構造への適用に向けた検討 塩崎禎郎 1 宇佐美俊輔 2 大久保浩弥 3 1 正会員 JFEスチール ( 株 ) スチール研究所

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1 高強度鋼管杭 ( 引張強度 57N/mm 2 級 ) の港湾構造への適用に向けた検討 塩崎禎郎 1 宇佐美俊輔 2 大久保浩弥 3 1 正会員 JFEスチール ( 株 ) スチール研究所 ( 川崎市川崎区南渡田町 1-1) y-shiozaki@jfe-steel.co.jp 2 s-usami@jfe-steel.co.jp 3 正会員 JFEスチール ( 株 ) 建材センター ( 1-11 東京都千代田区内幸町 1-2-3) h-ookubo@ jfe-steel.co.jp 桟橋のレベル2 地震に対する耐震性能照査では, 液状化を考慮した地震応答解析プログラムFLIP 等を用いて検討されている. その際, 鋼管杭が塑性化して要求性能を満足できない場合, 板厚を増加させるなどの試行錯誤が必要となる. 港湾工事で用いられる鋼管杭は, 引張強度 N/mm 2 級と49N/mm 2 級の2 種類がほとんどであるが,49N/mm 2 級よりも高強度の鋼管杭が適用可能となれば, 低コストな施設の建設が可能になる. そこで, 熱延帯鋼から造管した引張強度 57N/mm 2 級の高強度鋼管杭の港湾構造への適用を目指して,1) 耐震性能確認のための単杭による正負交番繰返し載荷実験,2) 桟橋構造を模した組杭による正負交番繰返し載荷実験,3) 腐食性状確認のための浸漬試験, を実施して従来材と同等に扱えることを証明した. また, 設計方法の提案を行った. Key Words : steel pipe pile, high strength, cyclic loading test, corrosion characteristics 1. はじめに鋼管杭を用いた桟橋の設計では, レベル1 地震などの変動状態で断面を決めた後に, レベル2 地震に対する耐震性能照査を地震応答解析 (FLIP 1) 等を利用 ) で行うと, 鋼管杭の塑性化が発生し, そのままでは要求性能を満足できないケースある. そのため, 設計者は鋼管杭の板厚を増加させるなどの試行錯誤が必要となる. このように鋼管杭の諸元が応力で決まる場合, 従来の引張強度 49 N/mm 2 級よりも高強度の鋼管杭が実用化できれば, 設計の自由度が高まるとともに, 鋼重削減による低コストな施設の建設が可能になる. そこで, 筆者らは製造技術の向上により熱延帯鋼から造管可能となった引張強度 57N/mm 2 級 ( 以降 と略記 ) の高強度鋼管杭の港湾構造への適用に向けて, 耐震性能確認のための単杭および組杭の正負交番繰返し載荷実験, 腐食性状確認のための浸漬試験, 設計法の検討を行った. 2. 高強度鋼管杭の規格港湾で用いられる鋼管杭は, コストと納期の観点から, コイル状の熱延帯鋼を巻き戻して円筒状に形成して継目部を高周波電気抵抗溶接する 電縫鋼管 か, 熱延帯鋼を螺旋状に形成して継目部をサブマージアーク溶接する スパイラル鋼管 が一般的に用いられ, 引張強度 N/mm 2 級と49N/mm 2 級の2 種類が製造されている. 一方, 建築用の鋼管は高強度化が進められ, 引張強度 59 N/mm 2 級まで実用化されている. 高強度鋼管の製造方法としては厚鋼板をプレスまたは曲げ加工して溶接する方法が用いられてきたが, 製造技術の向上により電縫鋼管 ( 直径 6mm 程度 ) とスパイラル鋼管 ( 直径 6mm 以上 ) で造管可能となった. 研究対象とした高強度鋼管杭 は, 鋼板のJIS 規格であると同等に用いることができるように設定した材料規格で製造したものである. 機械的性質を表 -1 に, 化学成分を表 -2に示す. 名称 SKK49 表 -1 高強度鋼管杭の機械的性質 引張強さ 57~72 57~72 49 以上 降伏点又は.2% 耐力 46~ 以上 (t 16mm) 45 以上 (16mm<t 4mm) 315 以上 降伏応力度の特性値 t: 板厚 ( 単位 :N/mm 2 ) I_366

2 名称 SKK49 C 単杭による正負交番繰返し載荷実験 (1) 実験方法 表 -2 高強度鋼管杭の化学成分 Si H H H 反力フレーム Mn P.3 - 側 tf 油圧シ ャッキ 15mm: 圧縮のみ水平荷重 シ ャッキ 1tf 油圧シ ャッキストローク mm 1tf ロート セル 試験体 ( 直径 7mm 板厚 9mm) PC 鋼棒 ( 呼び 4) 試験体 - 柱接続梁 炭素溶接割れ S 当量感受性組成 (t 5) (t 5) 規定なし 規定なし ( 単位 : %) 鋼製橋脚を対象とした の板巻鋼管 ( 直径 85mm 板厚 13mm) の実験 2) と比較することを念頭に, ( スパイラル鋼管, 直径 7mm 板厚 9mm) の実験を行っ た. 実験概要図を図 -1 に示す. 比較対象の実験と同じ条 件にするため, 特性値で算定した降伏軸力に対して 15% の鉛直方向荷重を作用させた状態で, 水平荷重を ±1δ y から +6δ y まで変位制御にて正負交番載荷した. 各サイ クルの繰返し数は 1 回である. また, 降伏変位 δ y は降伏 強度の特性値から算定した 12.1mm を用いた. (2) 実験結果載荷実験における荷重 ~ 変位関係を図 -2に, 正側の包絡線を図 -3に示す.+3δ y の載荷時に荷重のピークを迎えている. その際, 目視ではわからなかったが, 手で触れて確認出来る程度の局部座屈が基部から1~125mm 程度の位置で発生していた. その時の + 側鋼管基部から 15mm 地点の軸方向ひずみは1225μ であった. の板巻鋼管の荷重 ~ 変位関係との比較のため, 材料試験から算定したP ym とδ yem で無次元化したグラフを図 -4に示す.の荷重 ~ 変位関係は, 文献 3) に掲載されている無次元化前のデータを加工した. 表 -3に代表的な耐震性能の指標を示す.t/Dはの方が小さいため, ピーク後の荷重低下が早い懸念があったが, 両者の荷重 ~ 変位関係は同様の傾向を示し, 指標もほぼ一致している. したがって, 両者は同等の耐荷力, 変形 39 + 側鉛直荷重変位計 44mm tf ロート セル 2142mm 44mm 反力床図 -1 単杭モデルの正負交番繰返し載荷実験の概要図 水平荷重 P (kn) 水平荷重 P (kn) 1 +3δ y 水平変位 δ (mm) 図 -2 の荷重 ~ 変位関係 1 9 P u 8 7 P 95 6 P ym 5 P yn 3 δ um 1 δ yen δ yem δ m δ 95 δ un 水平変位 δ (mm) P yn: 特性値から算定した降伏水平荷重 (494kN) P ym: 材料試験値 ( 下降伏 ) から算定した降伏水平荷重 (636kN) ここで,P yn と P ym は軸力を考慮して算定している. P u: 最大水平荷重 (821kN) P 95: 最大水平荷重の 95% の荷重 (78kN) δ yen: 実験初期勾配において P yn 時の水平変位 (16.5mm) δ yem: 実験初期勾配において P ym 時の水平変位 (21.2mm) δ m: 最大水平荷重時の水平変位 (34.mm) δ 95:P u 後の包絡線が P 95 となるときの水平変位 (43.1mm) δ um:p u 後に包絡線が P ym となるときの水平変位 (54.2mm) δ un:p u 後に包絡線が P yn となるときの水平変位 (61.7mm) P/PyM P/PyM 図 -3 の正側の包絡線 δ/δ yem δ/δ yem 図 -4 無次元化した荷重 ~ 変位関係 I_367

3 表 -3 耐震性能指標 (δ yem ) で無次元化 t/d ( 板厚 / 直径 ) δ m /δ yem δ 95 /δ yem δ um /δ yem 1.29% % 側水平荷重シ ャッキ 23 + 側水平荷重 表 -4 耐震性能指標 (δ yen ) で無次元化 ロート セル δ m /δ yen δ 95 /δ yen δ un /δ yen 鋼管 (B 杭 ) 鋼管 (A 杭 ) 167 変位計上部工 性能を有しているものと判断できる. 設計的な観点からの特性値で無次元化した指標を表 -4に示す. 鋼材降伏強度の特性値に対応する荷重を保有できる限界値 δ un を終局と仮定すると, 降伏変位 δ yen の3.8 倍の塑性性能を保有していることになる. 単位 :mm 図 -5 組杭モデルの正負交番繰返し載荷実験の概要図 4. 組杭による正負交番繰返し載荷実験 (1) 実験方法桟橋の鋼管杭部分を高強度鋼管杭 と, 比較対象の従来材を用いた場合の2 種類に対して実構造の1/4 縮尺程度の部分模型を製作して, 正負交番繰返し載荷実験を行った. 実験で用いた鋼管杭の製造方法は電縫鋼管である. 構造試験フレーム内に鋼管杭下部をピン構造として設置し, 両側から荷重を作用させる手法を採用した. 実験概要図を図 -5に, 模型の詳細図を図 -6に示す. 従来材は全塑性モーメントがとほぼ等しくなるように材料を選定した ( 表 -5 参照 ). 従来材の規格は STKであるが, 材料試験で求めた管軸方向の鋼材降伏強度は393N/mm 2 で49N/mm 2 級相当の強度を保有していた. 従来材に比べ高強度材 を用いると, 鋼重が21% 低減されることになる. 上部工は, 鋼管杭に着目した実験のため, 鋼管杭が先に塑性化するように全塑性モーメントに耐えることを目安に設計した. ただし, 模型の設置上の重量制限から上部工は幅 6mm 高さ8mm が限界で, 杭頭部の上部工への埋込み長, 押し抜きせん断耐力, 梁のせん断耐力など設計式を完全に満足させることはできなかった. また, 鋼管杭の内部に上部工下端から直径分だけ中詰コンクリートを充填した. 載荷方法は, 過去に港湾技術研究所で実施された桟橋モデルの載荷実験 4) にならい,±1δ y から ±4δ y までは3 回ずつ繰返し載荷を行い, 以降は模型の状況を見ながら最大 ±15mm 程度 (STKは +9δ y,は +6δ y ) まで載荷した.δ y は材料試験による降伏強度を用いて骨組計算にて算定し,STKは15.1mm,は 24.8mm であった. また,δ y に対応する水平荷重は, STKで284kN,で299kNであった. 直径 D t/d 板厚 t (%) (mm) STK HT PC 図 -6 桟橋模型の詳細図表 -5 実験で用いた鋼管の諸元 断面積 (cm 2 ) 断面 2 次モーメント (cm 4 ) 1.48E E+3 軸方向 全塑性 降伏強度 モーメント (N/mm 2 ) (kn m) (2) 実験結果 a) STK 繰返し載荷で得られた荷重 ~ 変位関係を図 -7に示す. 荷重は +4δ y まで増加を続け, 以降はほぼ同程度で推移した. 最大荷重は +9δ y 時の38.4kNであった. 耐力低下が生じなかった要因は, 杭頭部に中詰コンクリートを充填していること, 上部工で致命的な破壊が生じなかったこと等が考えられる. 以降, 主な経過を記す.+1δ y 1 回目載荷時にはA 杭 + 側中詰下端から 5mm 地点で最大 -2733μのひずみが発生し, 降伏ひずみ1965μを越えていた. +2δ y 1 回目載荷時には,A 杭 + 側上部工下端から5mm 地点で最大 -861μのひずみが発生したが, 明瞭な局部座屈は確認できなかった. また, 上部工側面に明瞭なせん断ひび割れと, 上部工下面の杭周辺からひび割れが発生した. +4δ y 1 回目載荷時には,A 杭 + 側上部工下端から5mm I_368

4 水平荷重 (kn) 水平荷重 (kn) δ y 水平変位 (mm) 図 -7 荷重 ~ 変位関係 (STK) +4δ y 水平変位 (mm) 図 -8 荷重 ~ 変位関係 () 地点で最大 μ のひずみが発生していた.+4δ y 3 回 目の載荷終了後には A 杭 + 側の杭頭部 ( 上部工下端から 5mm 付近 ) で局部座屈により外側への膨らみが発生し ていた. 以降, 杭頭部の圧縮側で外側に膨らみが発生し, 象の足座屈が進展していった. また, 中詰コンクリートの効果で内側に凹むような座屈は発生しなかった. b) 荷重 ~ 変位関係を図 -8に示す. 荷重は,STKと同様に +4δ y まで増加を続け,+6δ y まで同程度で推移した ( 厳密には, 最大荷重は +5δ y 時の447.6kNで,+6δ y では 1% 程度減少した ). 最大荷重は STKと比べると1.18 倍で,δ y 時の水平荷重の比率である1.5 倍 (=299/284) よりも大きな値となっていた. その理由としては, 同一寸法の上部工内に固定された鋼管の固定度などの違いが影響したものと考えられる. 以降, 主な経過を記す.+1δ y 1 回目載荷時には,A 杭 + 側上部工下端から5mm 地点で最大 -4712μのひずみが発生し, 降伏ひずみ2915μを越えていた. また, 上部工側面にせん断ひび割れと, 上部工下面の杭周辺からひび割れが発生した. +2δ y 1 回目載荷時には,A 杭 + 側上部工下端から5mm 地点で最大 -1349μ のひずみが発生したが, 明瞭な局部座屈は確認できなかった. +4δ y 1 回目載荷時には,A 杭 + 側上部工下端から5mm 地点で最大 μのひずみが発生していた. また,A 杭 + 側の杭頭部 ( 上部工下端から5mm 付近 ) で局部座屈により外側への膨らみが発生していた. 以降,STK 電位 (mv vs. Ag/AgCl) ( 単体試験片 ) SKK49( 単体試験片 ) SKK49+( 接合試験片 ) 浸漬時間 (h) 図 -9 腐食電位の経時変化 と同様に杭頭部の圧縮側で外側に膨らみが発生し, 象の足座屈が進展していったが内側に凹むような座屈は発生しなかった. 以上の結果から, 高強度鋼管杭 に置き換えても同等の耐荷力を確保できることが明らかになった. また, 座屈の発生は +4δ y で同じタイミングであった. 実スケールで評価するとの方が1.6 倍程度の大きな変位まで座屈が発生しなかったことになる. 5. 腐食性状確認のための浸漬試験 (1) 試験方法 と従来材 (SKK49) の単体としての腐食性状の比較と, 両者の異種金属接合状態における腐食性状に与える影響の把握を目的として, 海水を模擬した浸漬試験を行った. 単体試験片は, 長さ3mm, 幅 4mm, 厚さは切削により6.5mm に統一した. 接合試験片は長さ方向の中央部で溶接を行い, 単体試験片と同一の形状にした.3.5% 濃度の食塩水を用いて4 を保持し 時間浸漬させて, 板厚と腐食電位変化の測定を行った. (2) 試験結果 a) 腐食電位腐食電位は, 試験片端部に設けたリード線と試験片の中央部の電位を測定した. 接合試験片ではSKK49 側のリード線と溶接部から1mm 程度 側の位置で測定した. 腐食電位の経時変化を図 -9に示す. 試験開始直後に電位が卑化 ( 錆びやすい ) し, その後全試験期間を通じて徐々に貴 ( 錆びにくい ) の方向にシフトした. 試験片による電位の差は小さく, 腐食性状に有意な差が生じていないものと判断できる. b) 板厚測定板厚測定は, マイクロメータを用い, 長手方向に3 列 ( 中央部と両端部から1mm 中央側の3 列 ),5mmピッチで計測した. 図 -1 に単体試験片の板厚減少量分布図を示す. 横軸は試験片長手方向位置であり,3 列の計測値 I_369

5 板厚減少量 (mm) 板厚減少量 (mm) SKK49 の平均値を示している. 板厚減少量に関しては, の方が平均で3 割程度少ない結果となった. 図 - 11に接合試験片の板厚減少量分布図を示す. 単体試験片と同様に,はSKK49 に比べ板厚減少量が平均 3 割程度少ない結果となった. また, 溶接部でも特に板厚減少量が大きくなることはなかった. 板厚減少量に関しては,の方が優れる結果であったが, 腐食電位では有意な差が生じていなかったため, 設計では従来材と同様の扱いとして問題ないものと考えられる. 6. 設計法の検討 1 3 位置 (mm) 図 -1 単体試験片の板厚減少量 SKK49 溶接部 1 3 位置 (mm) 図 -11 接合試験片の板厚減少量 の適用に際して設計で必要となる, 部分係数と軸方向圧縮降伏応力度の扱いについて検討を行った. (1) 部分係数港湾基準 5) では, 新素材の開発により設計因子の確率変数が変わる場合や ライフサイクルコスト等の観点から目標信頼性指標が変化する場合には, 部分係数の設定の見直し方法として下記手法が紹介されている. 1 信頼性の変化前の感度係数をそのまま用いて部分係数を修正する方法 2 信頼性の変化に対応して部分係数を修正する方法 3 再度キャリブレーションを実施して部分係数を設定する方法また, 部分係数は (1) 式で算定することができる. x γ x = ( 1 α xβtv x ) µ (1) X k ここに,γ x : 部分係数,α x : 感度係数,β T : 目標信頼性指標,V x : 変動係数,μ x : 平均値,X k : 特性値. 新しい材料に対する部分係数の設定は3が最も望ましいが, 簡便な1を適用することもできると解説されてい 表 -6 レベル1 地震に対する杭の応力に関する部分係数 (SKK49) 水平力 γ x ( 調整前 ) る. 実際, 桟橋のSKK49の部分係数は,SKKの部分係数 ( コードキャリブレーションで決定 ) をもとに,1 の手法で設定されている. の部分係数もSKK49と同様に1の手法で設定してみる.の鋼材降伏強度の21データを整理したところ,μ x / X k =1.181,V x ==.4の値が得られている. 部分係数の算定例として表 -6に耐震強化施設( 特定 ) のレベル1 地震に対する杭の応力に関する部分係数を示す.γ x ( 調整前 ) は,(1) 式で算定した値で, 実際に用いる部分係数 γ x は鋼材降伏強度を1.となるように水平力の部分係数を割り戻している.の水平力に関する部分係数は,SKK49の1.77よりも小さい1.68となった. このように, 用の独自の部分係数を用いることもできるが, 設計者の判断で,SKK49の部分係数を用いて設計すると安全側の設計となる. なお, 他の部分係数に関しても同様に設定することができる. (2) 軸方向圧縮降伏応力度道路橋示方書 6) では, 許容軸方向圧縮応力度に関して, 圧縮部材の不完全性 ( 初期まがり, 荷重の偏心, 残留応力, 部材内の降伏強度のばらつきなど ) を考慮に入れた (2) 式で表される基準耐荷力曲線を採用している. α = 1. α = λ 2 α = 1. ( λ ) α = α cr α y, = π σ E l r ここに, λ 1 α : 基準 y cr 耐荷力, α : 降伏応力度, E : ヤング率,l : 部材 y γ x α x β T 鋼材降伏強度 () 水平力 1.86 γ x ( 調整前 ) γ x α x β T の有効座屈長,r : 断面 2 次半径. この式は, 各種形状の鋼材に対して求められた耐荷力 曲線のほぼ下限値に相当する式である. μ x /X k 1. μ x /X k.2 港湾基準では基準耐荷力曲線から軸方向圧縮降伏応力 度を定めるのではなく, 道路橋示方書の許容軸方向圧縮応力度に安全率 1.7を掛けた値を採用している. の軸方向圧縮降伏応力度として, 従来材と同様に道路橋示方書のの許容軸方向圧縮応力度に1.7 を掛けた応力度と, 基準耐荷曲線から直接算定した応力度を表 -7および図-12 に示す.の許容軸方向圧縮 V x V x 鋼材降伏強度.4 ( λ.2) (.2 < λ 1.) (1. > λ) (2) I_37

6 応力度は, l r が小さな領域で安全率を1.7よりも大きくとっている. そのため, 許容軸方向圧縮応力度を1.7 倍した値は, 基準耐荷曲線から直接算定した値よりも小さくなる. ただし, 桟橋では l r が18よりも小さいことは少なく, どちらの式を用いても同じ結果となるものと考えられる. 7. まとめ 表 -7 の軸方向圧縮降伏応力度 道路橋示方書の許容軸方向圧縮応力度 1.7 a) l / r 18 のとき 434 b) 18< l / r 67 のとき ( l / r -18) c) l / r >67 のとき ( l / r ) 2 軸方向圧縮降伏応力度 (N/mm 2 ) 基準耐荷重曲線から算定 a) l / r 13 のとき 45 b) 13< l / r 67 のとき 45-( l / r -13) c) l / r >67 のとき ( l / r ) 2 単位 :N/mm 2 許容軸方向圧縮応力度 1.7 基準耐荷重曲線から算定 l r 図 -12 の軸方向圧縮降伏応力度 熱延帯鋼から造管した引張強度 57N/mm 2 級の高強度鋼管杭 の港湾構造への適用を目指して, 耐震性能, 腐食性状, 設計法の検討を行った. 主な結論をに示す. 1) の単杭の正負交番繰返し載荷実験を行った 結果, 厚鋼板 (, 引張強度 57N/mm 2 級 ) から曲げ加工で造管したと鋼管と同等の耐震性能を示し, 造管方法による差異は認められなかった. 2) と, 耐力が同等となるように選定した SKK49 相当の鋼管の2 組に対して, 桟橋構造を模した組杭の正負交番繰返し載荷実験を行った. その結果,は鋼重が21% 低減されているにもかかわらず,SKK49 相当と同等の耐荷力を有することが明らかになった. また, 変形性能に関しては,の方が座屈発生変位が1.6 倍程度大きかった. 3) 腐食性状に関して浸漬試験を行い,は従来材と同等の取り扱いができることを確認した. 4) の降伏強度のばらつきデータをもとに部分係数の設定例を示し,SKK49と同じ値を利用すれば安全側の設計となることを確認した. また, 軸方向圧縮降伏応力度の提案を行った. 参考文献 1) S. Iai, Y. Matsunaga, T. Kameoka: Strain Space Plasticity Model for Cyclic Mobility, Report of The Port and Harbour Research Institute, Vol.29, No.4, pp.27-56, ) 建設省土木研究所橋梁研究室 : 鋼製橋脚の正負交番繰返し載荷実験 ( その 1), 土木研究所資料第 3474 号, 平成 9 年. 3) 社団法人日本橋梁建設協会 : 鋼製橋脚の耐震設計マニュアル ( 資料編 ), 平成 1 年 11 月. 4) 横田弘, 川崎進, 菅原亮,Hazem EI-Bakry, 川端規之 : 鋼直杭式桟橋の地震時保有耐力に関する実験および解析, 港湾技術研究所報告, 第 38 巻, 第 2 号, pp.223~ , 5) 社団法人日本港湾協会 : 港湾の施設の技術上の基準 同解説, 平成 19 年 7 月. 6) 日本道路協会 : 道路橋示方書 同解説 Ⅱ 鋼橋編, pp , 平成 14 年 3 月. STUDY ON THE APPLICATION OF A HIGH STRENGTH STEEL PIPE PILE (57N/mm 2 GRADE) TO PORT STRUCTURES Yoshio SHIOZAKI, Shunsuke USAMI, Hiroya OOKUBO The seismic performance verification of a pile supported wharf for Level-2 earthquake ground motion has been carried out using effective stress analysis code FLIP. If the performance requirements are not satisfied because of full plasticity of piles, trial and error is required, such as to increase the thickness of steel pipe piles. Steel pipe piles, tensile strength of which is N/mm 2 grade or 49 N/mm 2 grade, have been generally used in port structures. However, if it is possible to use a high strength steel pipe pile (more than 49N/mm 2 grade), port structures can be constructed at low cost. Aiming to apply the high strength steel pipe pile manufactured from hot coil (57N/mm 2 grade) to port structures, experiments as follows have been conducted. 1) Cyclic loading test of the single steel pipe pile. 2) Cyclic loading tests of the coupled steel pipe piles (pile supported wharf models). 3) Immersion tests for verification of corrosion characteristics. Consequently, it has been found that the high strength steel pipe pile (57N/mm 2 grade) can be used in the same way as conventional strength pipe piles. Design method has been also proposed. I_371