第八回道路橋床版シンポジウム論文報告集

土木学会

論文

締付金具を用いた鉄筋継手の破壊性状
山口隆一*，齊藤史朗**，楊威***工修，株式会社 IHI 基盤技術研究所（〒235-8501 神奈川県横浜市磯子区新中原町 1 番地）**工修，株式会社 IHI インフラシステム（〒108-0023 東京都港区芝浦 3 丁目 17 番 12 号（吾妻ビル））
本研究では継ぐ鉄筋同士をボルトと締付金具によって締め付ける鉄筋継手工法に関して，破壊性状を明らかにすることを目的に本工法の継手長を極端に短くした場合の静的曲げ実験を行った．その結果，RC はりの曲げ引張側に配置した継手部の鉄筋端部に隙間が確認され，鉄筋が周囲のコンクリートおよび締付金具に対して相対ずれを生じていることが分かった．このことから本工法の継手長を極端に短くした場合は，鉄筋端部の相対ずれが起点となって周囲のコンクリートに割裂破壊を生じさせたものと考える．
その結果，鉄筋とコンクリートとの付着作用が消失して引張補強材としての機能を失い，RC はり部材としての耐荷力を失ったものと考えられる．

キーワード：継手，締付金具，破壊性状

1．はじめに供用中の道路橋の幅員を拡幅する場合，既設のコンクリート床版の一部をはつって鉄筋を露出させ，その鉄筋と新設床版側の鉄筋を重ね継手によって構造的に一体化させるのが一般的である．しかし，既設のコンクリート床版をはつる作業は時間とコストを要し，交通規制する時間も長くなる．これらを解決するため，鉄筋の重ね継手長を短くして既設コンクリートをはつる量を最小にする必要がある．また，床版取替工事も同様に現場作業を省力化する目的で鉄筋の重ね継手長を短くし，現場打ちコンクリート量を減らすことが求められる．
このため，著者らは継ぐ鉄筋同士をボルトと締付金具によって締め付ける鉄筋継手工法（写真 1）を考案し，これまでに本工法を RC はりに適用した場合の曲げ耐荷

写真－1 締付金具を用いた鉄筋継手性能とせん断耐荷性能を実験的に検証した 1）2）．その結果，曲げ耐荷性能に関しては，締付金具を用いて継手長を 15D（鉄筋径の 15 倍）とした場合，締付金具を用いない継手長 30D のものと同等の耐荷性能，同等以上の変形性能を有していることが判った．また，これは通常のコンクリートと異形鉄筋の付着に加えて，締付金具のボルト部分によるコンクリート定着効果等が抵抗メカニズムとして寄与しているものと推測された．さらに，同じ形状の試験体を用いて曲げ耐荷性能のばらつきを確認した
ところ，多少のばらつきは認められるものの，鉄筋の降伏荷重を大きく超えた範囲でのばらつきであることが判った．一方，せん断耐荷性能に関しては，締付金具やそれを締め付けるためのボルト等のコンクリートと付着が無い鋼材が存在するため，これらの鋼材とコンクリートの界面が弱点となりコンクリートの斜め引張に対する有効断面積が減少する影響が確認されたが，過密な配筋状況であっても最大耐力が 15％以上計算値 3）4）を上回ることが判った．
以上に示すこれまでの検証から締付金具を用いて継手長を15Dとした場合に優れた性能を有することが判った．
しかし，これらの破壊は継手部分そのものの破壊ではな
く，RC はりのコンクリートの曲げ圧縮破壊やせん断破壊によるものであり，本継手工法の破壊性状は不明確であった．そこで，本研究では締付金具を用いて継手長を10D（鉄筋径の 10 倍）と極端に短くしたものを RC はりに適用した場合の静的曲げ実験を実施し，締付金具を用いた鉄筋継手の破壊性状を明らかにすることを目的とした．

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2. 実験概要

表－1 実験パラメータ

実験供試体は長さ 3.5m，幅 1.0m，厚さ 0.16m の RC はりとし，供試体中央における支間方向の鉄筋に継手を設けたものとした．また，供試体の支点間距離は 3.0m とし載荷点の間隔（等曲げ区間）を 1.0m とした 4 点曲げ実験とした．供試体に用いた鉄筋は SD345 で，鉄筋径が16mm のものとした（ミルシートの降伏応力：421MPa）．
2コンクリートに関しては呼び強度を 30N/mm とした（30-8-20N，水セメント比 51.5％）．載荷実験は材齢 14日で実施し，そのときの圧縮強度は 32.5N/mm2 であった．
実験供試体は支間方向鉄筋の継手方法と継手長を変えた全 3 体とした．実験パラメータを表－1 に示す．ここで，C1 供試体は通常の重ね継手とし，継手長は既往の文献 5）6）より 36.11D = 580mm とした．例として継手長を極端に短くした C3 供試体の実験供試体図を図－1 に示す．ここで，C2 および C3 供試体に用いた締付金具は板No.

締付金具の有無

継手長（mm）

備考

C1無し

36.11D* = 580

重ね継手C2有り

20D = 320

C3有り

10D = 160

*ここで，D は鉄筋径とした．
厚 2.3mm の SPHC（JIS G3131）とし，図－1 の右下に示す形状の板材を曲げ加工して製作した．また，ボルトはM10（JIS 規格品）とし，インパクトレンチで締め付けた．
計測項目は載荷荷重，供試体の鉛直変位，等曲げ区間におけるひび割れ幅とした．荷重の載荷方法は単調増加載荷とし，供試体全幅に線荷重として与えた．載荷ピッ
チは 50kN まで 2kN ピッチとし，その後下側の鉄筋が降伏するまで 4kN ピッチとした．鉄筋降伏後は荷重制御から変位制御に切り替え 1mm ピッチごとに載荷した．

曲げ加工

図－1 実験供試体図（C3 供試体）

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（a） 支間中央鉛直変位 25mm まで（b） 支間中央鉛直変位 120mm まで
図－2 荷重－変位関係
はそれぞれのひび割れ位置での鉄筋が降伏し，ひずみ硬化を起こすため変形が大きく，結果として荷重－変位曲線の傾きが小さくなったものと考える．最大荷重に関し
3.1 荷重－変位関係ては C1 供試体で 132.5kN，C2 供試体で 128.3kN であり全供試体の荷重－変位関係を図－2 に示す．ここで，ほぼ同等であった．また，C1 および C2 供試体は，一般
図－2 には初等はり理論に基づき平面保持を仮定して引的な RC はりの曲げ載荷実験で見られるように，曲げ引張側のコンクリートが引張応力に対して抵抗するものと張側の鉄筋が降伏してひずみ硬化したあとに載荷点付近して計算した計算値（全断面有効）と，中立軸より下側の曲げ圧縮側コンクリートが圧壊する破壊性状であった．の引張応力が生じているコンクリート断面を無視した場
以上のことから締付金具を用いて継手長を 20D とした合の計算値（コンクリート引張断面無視）も比較のため
C2 供試体は，継手部での破壊が生じていないものと推測プロットした．また，全断面有効として計算したひび割される．
れ発生荷重と，コンクリート引張断面無視として計算しこれに対してC3供試体はひび割れ発生以降の40kN程た鉄筋降伏荷重（ミルシートの 421MPa）もプロットし度まで他の供試体と同様の挙動を示したが，荷重の増加た．ここで，（a）は主に下縁側鉄筋降伏近辺までのものとともに C1 および C2 供試体との相違が顕著となり，鉄とし，（b）は載荷実験終了までのものとした．
これらより，全ての供試体でひび割れ発生前までは全筋の降伏荷重に至る直前の 90～95kN で剛性が低下し，断面有効の計算値と一致した挙動を示した．
その後 25kN
支間中央鉛直変位が 24mm を超えた 94.9kN で荷重が急付近で曲げひび割れが発生し，曲げ剛性が低下した．
激に低下して部材としての耐力を失った．これは，後述
その後 C1 および C2 供試体に関しては，ひび割れの分する支間中央部の曲げ引張側に配置した鉄筋継手部の散とともに引張断面無視の計算値に近づく挙動を示し，鉄筋端部が，周囲のコンクリートおよび締付金具に対し下縁側鉄筋が降伏した（支間中央鉛直変位が 21mm 程度）． て相対ずれ（すべり，引き抜け）を生じ，コンクリート
この降伏荷重は平面保持を仮定した鉄筋降伏荷重とほぼが割裂破壊しコンクリートとの付着作用が消失するこ一致した．鉄筋降伏後はひび割れ位置における鉄筋に変とで曲げ引張側の鉄筋が引張補強材としての機能を失形が集中し，ひずみ硬化することで荷重が再度増加したったことに起因するものと考える．
（支間中央鉛直変位が 23～24mm 程度）．ここで，ひずみ硬化後から最大荷重までの荷重－変位曲線の傾きが異3.2 荷重－ひび割れ幅関係
なるのは後述するひび割れ分散性の違いによるものであ
図－3 から図－5 に各供試体の等曲げ区間におけるコり，等曲げ区間に入るひび割れの本数が多い C2 供試体
ンクリート曲げ引張側の荷重－ひび割れ幅関係を示す．
3. 実験結果および評価- 65 -

図－3 荷重－ひび割れ幅関係（C1 供試体）

図－4 荷重－ひび割れ幅関係（C2 供試体）

図－5 荷重－ひび割れ幅関係（C3 供試体）

図－6 荷重－最大ひび割れ幅関係

また，各供試体の最大ひび割れ幅と荷重との関係を図－6 に示す．ここで，ひび割れ幅は等曲げ区間を 10 等分した各領域（P1～P10 と称す）に発生したひび割れの開口変位をクリップゲージによって計測したものである．さらに，ひび割れ幅は耐久性上の観点から常時発生する荷重（死荷重や活荷重）に対して設計を行うため，常時の許容応力（100～180MPa）付近に着目した．
図－3 から図－5 より，C2 および C3 供試体は C1 と比較して等曲げ区間に多くの曲げひび割れが発生し，ひび割れ分散性が良いことが分かる．しかし，C3 供試体は鉄筋継手端部付近の P4 でのひび割れ幅が C2 供試体のひび割れ幅と比較して大きく，鉄筋継手部の鉄筋端部が周囲のコンクリートおよび締付金具に対して相対ずれ（すべり，引き抜け）を生じる現象が比較的早期から現れているものと考えられる．また，このことは前述した荷重－変位関係（図－2（a））の挙動からも説明できる．
図－6 より，最大ひび割れ幅は C1 供試体が最も大きい結果となった．これは後述するように鉄筋を重ね継手している範囲では鉄筋比が大きいためにひび割れの発生が抑制され，ひび割れ間隔が大きいことに起因するものと考える．また，図－4 より C2 供試体の最大ひび割れ幅は
P1，P2，P10 のいずれかであり，鉄筋継手部の鉄筋端部位置に相当する P4 や P7 とは別の場所で発生したひび割れであることが明らかになった．これらのことから締付- 66 -

写真－2 実験終了後のひび割れ性状（C1 供試体）

写真－3 実験終了後のひび割れ性状（C2 供試体）
供試体中心B部

曲げひび割れ（25kN で発生）

写真－5 実験終了後の C3 供試体内部の鉄筋継手の状況

写真－4 実験終了後のひび割れ性状（C3 供試体）金具を用いて継手長を20Dとした場合の静的荷重下における耐荷性状およびひび割れ性状は，締付金具を用いない通常の重ね継手と同等かそれ以上の性能を有することが明らかになった．
3.3 実験終了後のひび割れ性状および C3 供試体の破壊性状
各供試体の実験終了後の等曲げ区間近傍におけるひび割れ性状を写真－2 から写真－4 にそれぞれ示す．
写真－2 から写真－4 より支間中央部の鉄筋継手部は鉄筋が重なっていて鉄筋比が大きいために曲げひび割れの発生が抑制され，供試体全幅にわたる支間直角方向の顕著なひび割れは発生しなかった．このため，継手長の短い締付金具を用いたC2 およびC3 供試体のひび割れ間隔は C1 供試体と比較して小さく，ひび割れ分散性が良い結果であった．
C3 供試体に関しては C1 および C2 供試体に発生した支間直角方向の曲げひび割れに加え，写真－4 に示すよ

鉄筋の相対ずれ方向

うな鉄筋継手部で鉄筋位置に沿った支間方向の割裂ひび割れが発生した．また，鉄筋継手部におけるかぶりコンクリートが面外方向に浮きが生じている状態であり，実験終了後に供試体内部を観察すると曲げ引張側の鉄筋高さにおいて水平方向の割裂ひび割れが確認された．これらの支間方向の割裂ひび割れと曲げ引張側の鉄筋高さにおける水平方向の割裂ひび割れは目視によるひび割れ
観察では確認できなかったことから，観察をやめた 80kN（計算上で鉄筋の降伏応力の規格値：345MPa となる載荷荷重）以降に発生したものと考えられる．
写真－5 に実験終了後の C3 供試体内部の鉄筋継手部の状況を示す．ここで，写真－5 に示す曲げひび割れは，前述の図－5 に示す P4 で計測されたひび割れに相当し，荷重載荷初期の 25kN 程度で発生したものである．
写真－5 より，締付金具を用いて継手長を 10D とした
C3 供試体の場合は，曲げ引張側に配置した鉄筋継手部の鉄筋端部（写真－5 に示す B 部）に隙間が確認され，鉄筋が周囲のコンクリートおよび締付金具に対して相対ず- 67 -れ（すべり，引き抜け）を生じていることが分かった．
ここで，C3 供試体における実験終了後の鉄筋継手長は，コンクリート打設前が 160mm であったのに対して，平均で 152.5mm と 7.5mm 減少していた．
以上のことから締付金具を用いて継手長を10Dと極端に短くした C3 供試体は B 部における鉄筋端部の相対ずれが起点となって最大荷重（94.9kN）付近で周囲のコンクリートを割裂破壊させたものと考える．その結果，鉄筋とコンクリートとの付着作用が消失して曲げ引張側の鉄筋が引張補強材としての機能を失ったことで RC はり部材としての耐荷力を失ったものと考えられる．
4. 結論
本研究で得られた主な結論を以下に示す．
（1）締付金具を用いない通常の重ね継手とした C1 供試
体と締付金具を用いて継手長を 20D とした C2 供試体の最大荷重はそれぞれ 132.5kN，128.3kN でありほぼ同等であった．また，C1 および C2 供試体は，曲げ圧縮側コンクリートが圧壊する破壊性状であった．以上のことから締付金具を用いて継手長を20D とした C2 供試体は，継手部での破壊が生じていないものと推測される．
（2）締付金具を用いて継手長を 10D とした C3 供試体
は荷重の増加とともに C1 および C2 供試体との相違が顕著となり，鉄筋の降伏荷重に至る直前の 90～95kN で剛性が低下し，94.9kN で荷重が急激に低下して部材としての耐力を失った．
（3）C2 および C3 供試体は C1 と比較してひび割れ分散性が良いことが分かった．このため，最大ひび割れ幅は C1 供試体が最も大きい結果となった．また，
C2 供試体の最大ひび割れ幅は鉄筋継手部の鉄筋端部位置とは別の場所で発生したひび割れであることが明らかになった．これらのことから締付金具を用いて継手長を 20D とした場合の静的荷重下における耐荷性状およびひび割れ性状は，締付金具を用いない通常の重ね継手と同等かそれ以上の性能を有することが明らかになった．

（4）C3 供試体は C1 および C2 供試体に発生した支間直角方向の曲げひび割れに加え，鉄筋継手部で鉄筋位置に沿った支間方向の割裂ひび割れが発生した．また，曲げ引張側の鉄筋高さにおいて水平方向の割裂ひび割れが確認された．
（5）実験終了後の C3 供試体内部の鉄筋継手部の状況より，曲げ引張側に配置した鉄筋継手部の鉄筋端部に隙間が確認され，鉄筋が周囲のコンクリートおよび締付金具に対して相対ずれ（すべり，引き抜け）を生じていることが分かった．このことから締付金具を用いても継手長が極端に短い C3 供試体は鉄筋端部の相対ずれが起点となって最大荷重（94.9kN）付近で周囲のコンクリートを割裂破壊させたものと考える．その結果，鉄筋とコンクリートとの付着作用が消失して曲げ引張側の鉄筋が引張補強材としての機能を失ったことで RC はり部材としての耐荷力を失ったものと考えられる．
参考文献
1）山口，齊藤，楊，松井：締付金具を用いた鉄筋継手を有する RC はり部材の静的曲げ耐荷性能，土木学会
第 69 回年次学術講演会講演概要集，第Ⅴ部門，Ⅴ-187，
20142）山口，倉田，楊，松井：締付金具を用いた鉄筋継手を有する RC はりの諸特性，土木学会第 69 回年次学術講演会講演概要集，第Ⅴ部門，Ⅴ-188，2014
3）二羽，山田，横沢，岡村：せん断補強筋を用いないRC はりのせん断強度式の再評価，土木学会論文集，
第 372 号／Ⅴ-5，pp.167-176，1986
4）池田，山口，野川：鉄筋コンクリートはりのせん断抵抗に対する曲げモーメントの影響について，土木学会第 39 回年次学術講演会講演概要集，第Ⅴ部門，pp.393-394，1984
5）公益社団法人 日本道路協会：道路橋示方書・同解説
Ⅲコンクリート橋編，20126）公益社団法人 土木学会：コンクリート標準示方書
設計編，2012- 68 -