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橋梁の急速施工におけるプレキャストコンクリート床版と桁の新たな接続方法（後編）− Precast concrete deck-to-girder mechanical connection for accelerated bridge construction −著：George Morcous，Raed Tawadrous*
訳：会誌編集委員会海外部会

橋梁の急速施工に採用可能で，従来の方法に比べてせん断抵抗性能が 25 ％向上したプレキャストコンクリート床版（以下，PCa 床版）とプレキャストプレストレストコンクリート桁（以下，PC 桁）の新たな機械的接続方法を開発した。本稿
では，新しい接合方法の設計概要，新たな接合方法と従来方法を比較した実験的研究，および新型ジベル孔における設計例について報告する。後編では，新たな接合方法と従来方法を比較した実験的研究の結果と考察，新型ジベル孔の設計例について報告する。
キーワード：プレキャストコンクリート床版，ジベル孔，合成構造，急速施工
ランプフローを有した 41.4 MPa（6 ksi）の自己充填コ

3．実験的研究（後編）

ンクリート（以下，SCC）をジベル孔とハンチ部に充填

前編に引き続き実験的研究について報告する。

し，一体化した。CSP 試験体の場合，SCC は 101.6 mm

新型ジベル孔を有する押抜きせん断用試験体の製作手（4 in.）のグラウト注入口を通して打ち込んだ。新型ジ

順 を 図 - 7 に 示 す。 コ ン ク リ ー ト ブ ロ ッ ク 上 に 厚 さ

ベル孔における試験体の詳細図と CSP 試験体の詳細図

76.2 mm（3 in.）の角材でハンチの型枠を配置し，そのをそれぞれ図 - 8 および図 - 9 に示す。
図 - 10 に押抜きせん断試験の実施状況を示し，試験内側に一方向に 13 mm（#4）の鉄筋 4 本とその直角方
向に 13 mm（#4）の鉄筋 2 本を用いて補強している。次で使用した主な機材について以下に示す。

に，PCa 床版をハンチ型枠上に配置し，ずれ止めをジベ

・一方から反力台に，反対側から水平鋼梁に固定された

ル孔内に収まるようにした。CSP 試験体においても，こ2 本の水平方向ジベルから構成されている支持材

こまでの 2 ステップは同様の手順で製作を行った。ジベ

・試験体の回転を防ぐために床版に固定された H 鋼ル孔内側に配置された中空の四角部材（以下， 鋼 製

・油圧ジャッキ，ロードセル，載荷板

HSS）は，溶接されたフープ筋で支持した。その後，ジ・コンクリート床版とコンクリート桁の間における相対ベル先端に構造用のワッシャーと六角ナットを取り付

変位を測定する線形可変差動変圧器（以下，LVDT）

け，HSS を固定し，PCa 床版に過度な力が加わらないよ1779.2 kN（400 kip）の油圧ジャッキと鋼梁を用いて，

うにナットを緊結した。最後に 609.6 mm（24 in.）のス

コンクリート床版の中央に水平荷重を載荷した。破壊に

Forming and reinforcing the haunch

Placing the precast concrete slab on haunch forms
Placing SCC in the shear pocket and haunch

Placing the inner HSS around the shear connector

Installing the washer and nut（snug tight）

図- 7
Vol.63, No.2, Mar. 2021

新型ジベル孔における製作手順

85

海外文献

HSS 12.75x 14 in.

HSS 12.75x 14 in.
#4 hoop bar
HSS 12x2x 14 in.
3’-4’’

4’

5－ 34 in. studs
2’

2’

2’

3’-4’’

4’

5－ 34 in. studs

6’
2’

2’

2’

2’

6’
2’
7 12 ’’

7 12 ’’

4#4

図- 8

2’

2#4
3’－4 12 ’’

4#4

1 12 ’’ A193 B7 TR

新型ジベル孔における試験体の詳細図

2’2#4
3’－4 12 ’’

図- 9

1 12 ’’ A193 B7 TR

CSP 試験体の詳細図

至るまでは，荷重は約 17.8 kN/s（4 kip/sec）の速度で徐々に載荷した。コンクリートブロックに対するコンクリー
ト床版の水平および垂直変位は，LVDT を水平に 2 箇所，
垂直に 1 箇所設置し測定した。4 体の試験体の荷重変位測定値を図 - 11 および図 - 12 のように記録，平均化，
およびプロットした。
図 - 11 に， 水 平 方 向 の 荷 重 変 位 曲 線 を 示 し， 図
- 12 に，垂直方向の荷重変位曲線を示す。また，機械

図 - 10式接合の 2 体の試験体を MCSP-1 および MCSP-2 で示し，場合，ジベルが完全に固定されていないため，3 段階目

従来の CSP 接合の 2 体の試験体を CSP-1 および CSP-2

で耐荷重性能が低下し，小さな変位でコンクリートの脆で示している。

性的な破壊が生じた。CSP 接合では，ジベルのダウエル

図 - 11 および図 - 12 に示す荷重変位曲線では，3効果が発揮されず，そのせん断抵抗力はジベル孔を埋め段階の特徴的な界面せん断挙動が示された。1 段階目でたグラウトまたはコンクリートの強度に依存していたたは，グラフの傾きが大きく 0.254 mm（0.01 in.）未満とめ，脆性的な破壊に至った。

相対変位が小さい線形部分で，これはコンクリートの界

2 種 類 の MCSP 接 合 の 平 均 最 大 耐 力 は 856.24 kN

面せん断抵抗の付着成分を表す。2 段階目では，傾斜が（192.5 kip）であり，この時点の水平および垂直変位の緩やかで最大 2.54 mm（0.1 in.）と相対変位が大きい折

平均値は，それぞれ 42.42 mm および 10.67 mm（1.67 in.

れ線部分で，これはジベルと骨材のかみ合せの締付け力

および 0.42 in.）となった。2 種類の CSP 接合の平均最による界面せん断抵抗の摩擦成分を表す。3 段階目では，大耐力は 686.3 kN（154.3 kip）であり，この時点の水平残りの非線形部分で，最大 43.2 mm（1.7 in.）と相対変および垂直変位の平均値は，それぞれ 2.54 mm および位が大きく，これはダウエル効果として知られるジベル

2.286 mm（0.1 in. お よ び 0.09 in.） と な っ た。 こ れ は，の曲げに対する抵抗を表す。MCSP 接合の試験体の場合，

MCSP 接合が CSP 接合よりも平均 25 % 高い界面せん断

この 3 段階目では，ジベルが機械式接合により固定され，抵抗を有し，機械式接合により固定されたジベルのダウ

ダウエル効果が界面のせん断抵抗に寄与するため，大きエル効果により高い延性を示し，グラウトまたはコンク

な変形が発生した後完全にせん断破壊に至るまで，かな

リートの強度への依存を低減したことを示す。

りの荷重の増加を伴った。一方で，CSP 接合の試験体の200 000

200 000

180 000

180 000

160 000

160 000

140 000

120 000

Load（lb）

Load（lb）

140 000

120 000

100 000

MCSP#180 000MCSP#260 000CSP#1

60 00040 000CSP#2

40 000100 000

MCSP#180 000MCSP#2
CSP#1
CSP#2

20 000

20 0000
0.0

押抜きせん断試験の実施状況

0

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8
Horizontal Displacement（in.）

図 - 114 体の試験体の荷重変位曲線（水平変位）0.00

図 - 12

86

0.05

0.10

0.15

0.20
0.25
0.30
0.35
Vertical Displacement（in.）

0.40

0.45

0.50

4 体の試験体の荷重変位曲線（垂直変位）
プレストレストコンクリート

海外文献

図 - 13MCSP 接合におけるせん断破壊状況

図 - 13 および図 - 14 に，MCSP 接合と CSP 接合の

図 - 14

CSP 接合におけるコーン破壊状況ないコンクリート床版下端における界面せん断抵抗は次破壊形態を示す。MCSP 接合は，ジベル孔またはハンチのように算出される。
Vni ＝ cACV ＋μ（AVf fy ＋ Pc）

内のコンクリートに損傷を与えることなく，ジベルおよび接続部がせん断破壊に至った。CSP 接合は，ジベル孔＝ 0.4 × 117.86 ＋ 1.4（1.41 × 60 ＋ 0.0）

周辺がコンクリートの脆性的なコーン破壊に至った。な＝ 165.6 kip（736.6 kN）

お，すべての試験体のハンチおよびジベル孔周辺のグラ

ここで，ウトに使用された SCC は，試験時の平均圧縮強度が

c ＝ 付着係数44.8 MPa（6.5 ksi）であった。

ACV ＝界面せん断の伝達に関与していると考えられる

4．設

計

コンクリートの断面積例

μ＝ 摩擦係数
AVf ＝ Acv 内のせん断面と交差する界面ジベルの断面積

2 種類の接合方法のせん断抵抗を推定するために，実

fy ＝ 界面ジベルの降伏応力（60 ksi 以下）橋への設計例が実施された。新たな接合方法は，PCI
Bridge Design Manual の橋梁設計例

Pc ＝せん断面に作用する永久圧縮力のために設計され1）た。対象橋梁の上部構造は，中心間隔 2.7 m（9 ft.）で設計で使用されるせん断抵抗 V ni は，次のいずれの値

配 置 さ れ た 6 本 の BT-72 桁 で 構 成 さ れ て い る（ 図以下とする。

- 15）。PCa 床版は PC 桁と完全に合成して機能するよ

ここで，うに設計されており，すべての死荷重，活荷重，およびVni ≤ K1 f ′cACV ＝ 0.25 × 6.5 × 117.86

衝撃のすべての組み合せに抵抗する。設計活荷重は＝ 191.5 kip（851.8 kN）

HL-93 で あ り， 橋 梁 は 1 径 間 36.6 m（120 ft.）， 全 幅

Vni ≤ K2ACV ＝ 1.5 × 117.86 ＝ 176.8 kip（786.4 kN）

15.4 m（51 ft.）である。

ここで，
K1 ＝ 界面せん断に抵抗するために用いられるコンク

対象橋梁の分析の結果，合成断面に作用する全荷重により発生する着目断面の水平せん断力 Vh が 0.323 kN/m

リート強度（2.86 kip/in.）であることがわかった。ジベル孔は，主K2 ＝ 最大界面せん断抵抗係数

桁ラインに沿って 1 219 mm（48 in.）間隔で配置されてf′
c ＝ 指定されたコンクリート圧縮強度いるため，最小界面せん断抵抗 Vni（ジベル孔 1 箇所あしたがって，V ni は 736.6 kN（165.6 kip）であり，こたり）は 0.9 の抵抗低減係数φを使用して次のように推れは CSP 試験体の推定耐力を示し，必要な強度である定された。

678.3 kN（152.5 kip）よりも大きくなる。
Hatami 4） によると，接合部のダウエル効果は，次のVh
2.86 × 48
Vni ＝── ＝ ──────＝152.5 kip（678.3 kN）
ϕ
0.9

ように界面せん断抵抗に寄与する。
knf dd b3
Avf f dVdowel ＝ ────≤ ───3.5 la
√－
3
2
×
1
×（105
－ 60）× 1.53
Vdowel ＝ ────────────────
3.5 × 4.5

ジベルを設計するために，PCa 床版，ジベル孔，およびハンチ部における材齢 28 日の最小コンクリート圧縮
強 度 を 41.4 MPa（6 ksi） に 設 定 し た。 ジ ベ ル 孔 は，＝ 19.3 kip（85.8 kN）< 36.6 kip（162.8 kN）

ASTM A500 2） のグレート B の HSS 324 mm × 6.35 mm（12.75 in. × 0.25 in.）を用いて成型されるため，界面せん 断 面 積 は 76 039 mm2（117.86 in.2） と な る。 直 径

51’－0’’
1’－6’’

1’－6’’

48’－0’’
8’’ Uniform Deck Thickness

38.1 mm（1.5in.）の ASTM A1939，グレート B7 ジベル
を 用 い た た め，1 箇 所 あ た り の 断 面 積 が 910 mm2（1.41 in.2）となる。これらは，前章の実験的研究で試験を行った接合方法と同様の性能をもつ。

3’－0’’AASHTO LRFD Bridge Design Specifications 3）（以下，

図 - 15 対象橋梁の断面図（PCI Bridge Design Manual より）

AASHTO LRFD Specifications）5.8.4 によると，打継目のVol.63, No.2, Mar. 2021

5 spaces @ 9’－0” = 45’－0”87

3’－0’’

海外文献
表- 1
Vmeasured, kip

Specimen ID
MCSP#1

195.5

MCSP#2

189.4

CSP#1

163.2

CSP#2

145.3

押抜きせん断試験結果まとめ

AverageVmeasured, kip

Vpredicted, kip

Vmeasured――――
Vpredicted

Mode of failure

192.5

184.9

1.04

Connector was sheared off; noconcrete failure in shear pocket

154.3

165.6

0.93

Connector was bent; concrete
breakout in the shear pocket

注）MCSP-1，2 の破壊形態：接続部はせん断破壊（鋼製 HSS 内でコンクリート破壊なし）
CSP-1，2 の破壊形態：接続部は曲げ破壊（鋼製 HSS 内でコンクリート破壊あり）
Vmeasured ＝界面せん断抵抗（実測値），Vpredicted ＝界面せん断抵抗（推定値）

・MCSP 試験体を用いると，CSP 試験体を用いた場合とここで，Vdowel ＝ ダウエル効果を考慮した界面せん断抵抗k＝ ジベルの種類による係数（頭付きジベルの場合

n＝ ジベルの数比較して，界面せん断抵抗が 25 % 増加する。
・新たな接合方法の構成部品は容易に入手でき，製作と架設の許容誤差に対応しながら，簡易的かつ経済的には 2.0，頭なしジベルの場合は 1.0）
fd

製作および組立てが行える。

＝ ジベルの降伏強度（60 ksi 以上）

・新たな接合方法はジベルがジベル孔に完全に固定されdb＝ ジベルの直径るため，ジベルのダウエル効果を十分に発揮できる。

la＝ ジベルの埋込み長

これにより，コンクリートとグラウト充填材の強度と品質に大きく依存し，コンクリートの脆性的な破壊挙

2 × 1 ×（105 － 60）× 1.53
Vdowel ＝ ────────────────
3.5 × 4.5動によって支配される CSP 接続よりも延性のある挙動が得られる。

＝ 19.3 kip（85.8 kN）< 36.6 kip（162.8 kN）

・ジ ベ ル の ダ ウ エ ル 効 果 を 考 慮 し た AASHTO LRFD

したがって，
Vni + Vdowel = 165.6 + 19.3 = 184.9 kip（822.4 kN）

specifications における界面せん断抵抗は，新たな接合は，新たな接合方法によるジベル孔の推定耐力を示す。

方法の耐力を正確に推定できる。

表 - 1 は，4 つの試験体の破壊状態と推定される界面
せん断抵抗を含む押抜きせん断試験結果をまとめたものである。AASHTO LRFD specifications における界面せん
断抵抗を用いて，設計例に示されている CSP 試験体の参考文献

推定耐力を算出した。ただし，MCSP 試験体の場合は，

1 ）PCI Bridge Design Manual Steering Committee. 2011.PCI Bridge

設計例で詳細に示されている Hatami の成果を基に，ダDesign Manual. MNL-133. 3rd ed. Chicago，IL: PCI.

ウエル効果を考慮した。CSP 試験体の実測値と推定値の2 ）ASTM Subcommittee A01.09. 2018. Standard Specification for

界面せん断抵抗の比率（0.93）は，CSP 試験体の界面せCold-Formed Welded and Seamless Carbon Steel Structural Tubing
i n R o u n d s a n d S h a p e s . A S T M A500/ A500M -18. We s t

ん断耐力が AASHTO LRFD specifications で推定されたConshohocken，PA: ASTM International.

ものよりもわずかに小さいことを示しており，これは界

3 ）AASHTO (American Association of State Highway and面の接合が不十分であるか，ジベル孔のコンクリートとTransportation Officials). 2017. AASHTO LRFD Bridge Design

グラウトまたは，その両方の強度不足が原因となっていSpecifications. 8th ed. Washington，DC: AASHTO.
4 ）Hatami，A. 2014. Design of Shear Connectors for Precast Concrete

る可能性がある。しかしながら，MCSP 試験体の実測値

Decks in Concrete Girder Bridges. PhD diss.，University ofと推定値の界面せん断抵抗の比率（1.04）は，ダウエル

Nebraska–Lincoln.

効果を考慮した AASHTO LRFD specifications によってMCSP 試験体の界面せん断耐力を正確に推定できている
ことを示している。これが，界面の接合が完全に行われThis article was first issued in PCI Journal (Precast Concrete

たときの MCSP 試験体の利点である。

Institute Journal), 2020, May-June, page 37-52

5．結https://doi.org/10.15554/pcij65.3-01

論⎡ *：会誌編集委員会海外部会委員⎤⎜⎜⎜ 堀内 祐樹（首都高速道路 ㈱） ⎜⎜ 渡邉 秀知（㈱ ピーエス三菱） ⎜⎜ 佐藤 千鶴（㈱ 錢高組）
⎜
⎜
⎜
田中
慎也（㈱
IHI
インフラ建設）⎜⎜遼（鹿島建設 ㈱）⎣ 森田⎦

本稿では，PCa 床版施工のための新たな接合方法の設計と試験について報告した。新たな接合方法は，製作と架設の許容誤差に対応しながら，PCa 床版を PC 桁に機械的に接合する。新たな接合方法と従来の CSP 試験体の性能を比較するために，押抜きせん断試験を実施した。
試験結果に基づいて，以下のように結論づけられる。

【2020 年 12 月 25 日受付】

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プレストレストコンクリート