コンクリート工学年次論文集，Vol.43，No.2，2021

論文

ループ継手構造によるプレキャストコンクリート製大型ボックスカ
ルバートの正負交番載荷実物大実験による耐震性能評価
片山

強*1・梶田幸秀*2・坂井義彰*3・山崎智彦*4

要旨：隅角部のループ継手構造によるプレキャスト製大型ボックスカルバートの耐震性能を評価し，継手部が所要の高応力繰返し性能を有するかを照査するために，正負交番載荷実物大実験を実施した。その結果，
本実験条件の範囲内で，レベル 1・レベル 2 相当の地震動では道路土工カルバート工指針に示す性能 1・性能
2 を有していた。またレベル 2 設計地震動よりも大きな地震動が作用した場合でも性能 3 を有していた。さらに層間変形角 2%以上の変形能を確認し，最大荷重後も安定したエネルギー吸収能を保持していたため，十分な耐震性能を有すると判断でき，ループ継手構造も所要の高応力繰返し性能を有することを確認した。
キーワード：ループ継手，プレキャスト製ボックスカルバート，正負交番載荷実物大実験，耐震性能評価
1. はじめに

実物大静的載荷試験を行い，隅角部へのループ継手構造

道路や小河川等で施工される内空幅 5m 以上の大型のの適用は有効であり，ループ継手構造は一体型と同等のボックスカルバート（以下，ボックス）は，道路ではア

性能，断面耐力を有し，ラーメン構造として設計して良ンダーパスとして，小河川では橋梁の代替として検討さいことを明らかにした1)。図－1 に示すように，ラーメンれ，工期短縮や省力化等を理由にプレキャスト工法も活構造であるボックスを頂版部，側壁部と底版部に分割し，用されている。

プレキャスト製品である頂版部と側壁部はスラブに近い

大型ボックス構築の工法として，場所打ちコンクリー

形状としている。スラブに近い形状とすることにより，

トとプレキャストコンクリート製品（以下，PCa 製品）

型枠改造費を抑えることができ，斜角に容易に対応できを現場で組み合わせるハーフプレキャスト工法があるが，るためである。頂版スラブと側壁との接合は，隅角部に運搬上の制約から PCa 製品をセグメント化する必要があ

場所打ち収縮補償コンクリートを充てんし，隅角部のルる。セグメント化された PCa 部材は現場で組み立てられ，

ープ継手構造により，頂版スラブと側壁を一体化させる

種々開発された接合工法により一体化されるが，接合工構造としている。
土木学会の 2017 年制定版コンクリート標準示方書[設法の耐震性能はあまり明らかにされていない。
著者らは，場所打ちコンクリート工法とトータルコス

計編]では，継手の性能が十分であれば，いかなる位置にトにて遜色の無い斜角に対応した大型のハーフプレキャ継手を設けてもよくなった。これは，PCa 部材の組立てスト工法によるボックスの開発を目的として，図－1 ににおいて，塑性化を許容する部位に継手部が配置される

示すようなループ継手構造による PCa 製大型ボックスのケースもあり得るためである3)。ただし，交番応力を受ける塑性ヒンジ領域で継手を用いる場合は，継手部が所
要の高応力繰返し性能を有していることを実物大部材をT3 +100

側壁T3500

用いた変位制御による正負交番載荷実験により照査する

PC鋼材

転倒防止用金具（※設計条件により採用）
側溝
場所打ちコンクリート
アスファルト舗装

均しコンクリート※単位(mm)ことを求めている4)。ループ継手を配置するボックスのT 1 +10

500

450

T1

ループ継手・場所打ち収縮補償コンクリート
T 3 +100
頂版スラブ幅
頂版スラブ

隅角部は，塑性化が想定される部位である。そこで，本

表－1

T3

基礎コンクリート

図－1 ループ継手による PCa 製大型ボックスの構造図*1 （株）ヤマウ*2 九州大学

技術研究所

主任研究員

大学院工学研究院社会基盤部門*3 （株）ヤマウ*4 九州大学

技術本部
技術本部

開発部

准教授

種類

１連アンダーパス用ボックスカルバート

土被り

0.50m

形状

内空幅 5000mm×内空高 3000mm×製品長 1000mm，

寸法

頂版・側壁・底版厚：300mm，下ハンチなし

荷重常時，レベル 1 地震動，レベル 2 地震動2)

博（工）

(正会員)

博（工）

(正会員)

修（工）

工学部技術部- 301 -

実験供試体の設計条件
斜角90°仮定した地盤条件

載荷実験により，ループ継手構造による PCa 製大型ボッD19×6本/m

クスの耐震性能を評価し，また継手部が所要の高応力繰

L=900
D19×6本/m

800

返し性能を有しているかを照査することとした。

49.5

D16×5本/m
D13×6本/m
5000

300

48
D13 D16×6本/m

49.5

58

D16×6本/m
L=750

300

研究では，実物大部材を用いた変位制御による正負交番

49.5

49.5

300

地域区分 C5)，地盤種別Ⅲ種，地下水位 G.L.-7.51m

48

300

L=660

59.5

ループ筋
D19×6本/m

30
20
33
33
33
35
37

3000

D13
4000

800

図－2 実験供試体形状および配筋図（単位：mm）
突出筋(D19×4本/m)
頂版スラブループ筋D19×5本/m
場所打ち収縮補償コンクリート
40-18-20-N
低添加型膨張材 20kg/m 3入り
左側壁ループ筋D19×6本/m
現場施工鉄筋 D13×7本
グリーンカット
パッキン
無収縮グラウト充填

2. 実験概要
2.1 実験対象とするボックスカルバートの設計条件（原設計）の設定実験設備における制約条件を加味した結果，本実験における供試体サイズは，内空幅 5000mm×内空高 3000mm
×製品長 1000mm とした。その後，近年において設計さ

400

400

300

500

300 150 300
10

15
2
12
8
8
18
35

49.5
7-D13

300

盛土
河川氾濫堆積物
低位段丘堆積物
二次シラス
二次シラス
火砕流堆積物
火砕流堆積物

せん断
抵抗角
(°)

L=
480

5.70
0.35
3.25
9.30
4.00
5.10
10.00

N値
(平均)

5600
4800
400
※L：重ね継手長さ
49.5
ループ継手
ループ筋
D19×5本/m PC鋼棒φ19 B種1号×2本/m
L=770
D19×5本/m

L=
480

地層名

400

310

層厚
(m)

単位
粘着力
体積
(kN/m2)
重量(kN/m3)
19
0
14
10
19
0
12
0
14
0
13
0
13
0

3600
2990
L=570
L=570

表－2
地
層
番
号
1
2
3
4
5
6
7

図－3 隅角部のループ継手構造（単位：mm）

れた 6 体の 1 連の道路ボックスの内空幅 5000mm×内空
高 3000mm に近いサイズの構造諸元データの分析を行い，実験対象とするボックスの設計条件を表－1 のように決定した。また，地盤条件も近年に設計されたボーリング
データを基に表－2 のように仮定し，耐震計算を行い，レベル 2 地震動では主鉄筋の引張応力度が鉄筋設計降伏
強度（345N/mm2）以下となるように配筋を決定した。ボ

写真－1

隅角部のループ継手組立て状況

ックスがアンダーパス用途で使用される場合，図－1 のように側溝が内部に設置されるため，ボックスの下部は

表－3

使用材料

配合強度：45N/mm2，45-18-20-BB

ハンチ無しで設計されることが多い。このため本実験供
PCa 製品

試体も下部ハンチ無しとした。

※設計基準強度は 40N/mm2コンク

2.2 実験供試体の概要

リート

図－2 に実験供試体の形状および配筋図，図－3 に隅隅角部

角部のループ継手構造，写真－1 に隅角部のループ継手

底版

組立て状況を示す。ループ継手以外の主鉄筋の継手は，
スラブおよび底版は同一断面での重ね継手，側壁は重ね鋼材

継手位置を鉄筋直径の 25 倍相互にずらし，継手を同一断標準型膨張材 30kg/m3 入り

鉄筋
PC 鋼棒

40-18-20-N
低添加型膨張材 20kg/m3 入り
30-12-20-N
外側主鉄筋

D19(SD345)

内側主鉄筋

D16(SD345)

配力筋

D13(SD345)

Φ19-B 種 1 号

面としなかった。また，表－3 に使用材料，表－4 にコンクリートの示方配合を示す。コンクリートは，底版場所

2.3 材料物性値

打ち部のみ設計基準強度 30N/mm2 とし，それ以外は設計基準強度 40N/mm2 の収縮補償コンクリートとした。

コンクリートの圧縮強度および静弾性係数は，供試体寸法をφ100×200mm とし，JIS A 1108「コンクリートの頂版スラブは，鉄筋とアンボンド PC 鋼棒を配し，ポ

圧縮強度試験方法」および JIS A 1149「コンクリートのストテンション方式によりあらかじめ工場でプレストレ

静弾性係数試験方法」に従い測定した。鉄筋の引張試験

スを導入した。導入プレストレス力は自重によるたわみ

は，JIS Z 2241「金属材料引張試験方法」に従い実施した。

量をゼロに近づけるように決定し，導入緊張力は

2.4 供試体の設置状況，載荷方法および計測

370kN/m，有効緊張力は 314.5kN/m として設計した。

実験機材等の組立て完了状況を写真－2 に，供試体と- 302 -

表－4 示方配合

35.4
41.0
49.0

39.1
45.9
45.9

W

単位量（kg/m3）
セメント 高炉スラ 膨張材
細骨材
グ微粉末
C
BF6000
EX
S

165
170
168

305
395
343

131
-----

667
783
812

混和剤

G

AD

1225
956
991

2.80
3.11
3.43

5600
5000
300
山留材（H形鋼：約53.2kNの土圧再現）

写真－2

実験機材・足場等の組立
て完了状況

A

試験開始前2950

1500

30
20
---

粗骨材

300

試験開始前1691+259
-236
反力壁

A-A断面図山留材
隅角部-場所打ち
収縮補償コンクリート
載荷鋼材

水平変位
計測箇所

A
転倒防止用アンカー
テフロンシート×2枚底版場所打ちコンクリート

右側壁
載荷方向
滑動防止用
アンカー

100 350 350 100
100
1000
頂版スラブ
総ねじPC鋼棒Φ22，
PPバンド+テフロン

300

連結総ねじPC鋼棒Φ22
頂版スラブ
PPバンド+テフロン

300

3750

5200

連結鋼材
載荷鋼材
左側壁
アクチュエータ
500kN±250mm
載荷方向
滑動防止用アンカー

300

PCa 製品
隅角部
底版

水

300

細骨
材率
s/a
(%)

3000
3900

部位

水結合
材比
W/B
(%)

反力床

150

図－4

ローラー支点
5300

150

ロックナット付き
油圧ジャッキ2台
奥行き方向
滑動防止用アンカー

供試体と載荷装置の位置関係（断面図・単位：mm）

載荷装置の位置関係を図－4 に示す。地震時にボックスに山留材は実験棟内の門型クレーンを利用して，万が一が地盤内で受ける力の状態を出来る限り模擬するため，供試体が崩壊しても落下しないよう安全面に配慮した。

底版の両端部で鉛直・水平方向ともに引張力が働かない

盛土内での荷重状態を正確に模擬するには，水平土圧

ようにし，また曲げについても拘束しないように鉛直方や地盤反力も模擬することが望ましいが，別途行った弾向の支持材はローラー支点とした。さらに底版内側の両性骨組解析において今回の実験条件では，水平土圧や地端部付近に鋼材および手締め程度の総ねじ PC 鋼棒を配盤反力の有無がボックスの水平変位と水平荷重の関係にし，供試体の転倒を防止した。

与える影響はそれ程大きくなく，ボックスの耐力に与え水平方向の支持では，滑りの原因となる供試体と支持材の隙間を生じさせないようにするため，右側側壁にロる影響も一般には大きくないため7)，本実験では上載荷重のみを載荷することとした。

ックナット付きの油圧ジャッキを配置し，隙間が生じな

頂版左右の隅角部にはあらかじめインサートを配し，いように監理を行った。また，アクチュエータと反対側

実験体の奥行き方向全面に接する載荷鋼材をボルト連結の右側壁に，載荷方向と直角方向（奥行き方向）への供した。その後，総ねじ PC 鋼棒で左右の載荷鋼材を連結

試体の滑動を防ぐために側壁の両側に山留材（H 形鋼）

し，連結鋼材を介してアクチュエータを接続した。実験を組み上げ，それらをアンカーで固定し，滑動に配慮し中は PC 鋼棒に軸力は生じない機構とした。文献 7 や 10た。転倒防止鋼材，奥行き方向滑動防止鋼材およびジャを参照し，連結鋼材はアクチュエータのストロークを大ッキと供試体との接触面には，それぞれ水平方向およびきく（押し）すれば左側壁側に，小さく（引き）すれば

鉛直方向に引張力が働かないようにテフロンシートを 2

右側壁側の頂版軸線上に水平荷重が載荷される機構とし枚ずつ配置した。

た。
また，独立して強固に設置した変位計用の単管架台を同じ構造寸法で上載荷重状態が変わると耐震性能に大きな影響を及ぼすことが報告されている

6)。このため，固定点として，図－4 に示す頂版軸線上の測定点の水平上載荷重については，山留材を用いて土被り 0.5m の土変位を巻込型変位計で測定した。

圧（約 53.2kN）を再現した。また，盛土内での荷重状態

2.5 正負交番載荷手順を模擬するため，等分布荷重を与えることとした。さら- 303 -

交番載荷は，頂版軸線上の変位制御で行った。表－5

に各載荷ステップにおける頂版軸線上の変位量を示す。

な地震動が作用した場合であるが，構造物の安全性といまず，原設計のレベル 1 地震動に相当する変位Δ1 を与う観点から，震後においても崩壊せず内空断面を保持しえ，次にレベル 2 地震動に相当する変位Δ2 に達するまている状態，言い換えれば地震後も鉛直方向，水平方向で載荷した。その後，実験供試体の最外縁の主筋が初降からの土圧に抵抗できる状態が要求性能として考えられ伏を迎えると想定される基準変位 1δに達するまで載荷る 10)。本研究では，性能 32)がこれに該当すると考え，実し，以後基準変位の整数倍を順次交番載荷した。正負 1

験終了時に性能 3 を有していることを要求性能として事回ずつの載荷を 1 サイクルとし，各載荷ステップで 3 サ

前に設定した。既往文献から性能 3 の工学的指標を考察

イクルの繰返し載荷を行った。なお，載荷はアクチュエ

するとボックスカルバートを構成する各部材にせん断破ータの引きから行った。実験終了は，1 サイクル目の載壊が生じない状態が，性能 3 を有すると考察した。

荷で水平力が初めて最大水平荷重の 80%以下にまで低下

また，カルバートの変形能の指標として層間変形角 10)した時点とした8)。原設計のレベル 1，レベル 2 相当変位が用いられることがある。野田らは既往文献を参考に 2%

および基準変位 1δは，設計基準強度を用いた弾性骨組を閾値としたため12)，本実験でもこれを踏襲した。

解析モデルより求めた。基準変位 1δは管理が容易となるように整数値に切り上げた値とした。

3. 実験結果および考察

2.6 評価項目

3.1 材料物性値

本研究では各載荷ステップにおける合否判定基準を

表－7 に材料物性値を示す。コンクリートの圧縮強度

表－6 のように取り決めた。道路土工カルバート工指針

試験および静弾性係数試験は正負交番載荷実験の 2 日前

では要求性能として 2)，重要度 1 のカルバートに対してに実施し，設計基準強度を満足していることを確認した。

は，供用期間中に発生する確率が高いレベル 1 地震動で主鉄筋 D19 および D16 のヤング係数は一般的な値 4)のは性能 1 を求め，供用期間中に発生する確率は低いが大200kN/mm2 よりも低めの実測値となった。

きな強度を持つレベル 2 地震動では性能 2 を求めている。

3.2 正負交番載荷実物大実験

本研究では既往文献 5),9),10),11)を参考にして，性能 1（健全(1) 水平荷重と水平変位の関係（ヒステリシス曲線）性）や性能 2（早期回復性）の規定に対する工学的指標

図－5 に頂版軸線上の水平荷重と水平変位の履歴曲線を表－6 のように設定した。特に早期回復性については，を示す。本実験状況下では，実験供試体のエネルギーの既往文献

10)によれば，損傷がコンクリートの剥落程度で減衰は小さかった。また，ヒステリシス曲線の描く面積とどまっている状態が早期回復性を確保できる地震時限も大きく，形状は正負対称に近い線形となった。

界状態としており，水平荷重が最大に達する時点が地震(2) 各載荷ステップの損傷状況および合否判定

時限界状態として評価できる可能性が高いことを示唆している。よって，本実験でもこれを踏襲し，レベル 2 相

表－7

当変位を与えたときに計測された荷重が，本実験での最材齢(日)

大荷重以下であることを確認事項とした。
レベル 2 相当を超える変位は，設計地震動よりも大き表－5各載荷ステップにおける頂版軸線上の変位量
載荷ステップ

変位量(mm)

レベル 1 相当

1.0

レベル 2 相当

4.3

基準変位 1δ

種別・部位

6.0

表－6

201

76.0

40.7

―

198

84.4

43.3

―

203

83.3

47.5

―

38

40.8

31.4

―

38

34.6

33.9

―

D19

―

―

171.4

372.5

D16

―

―

164.7

380.1

D13

―

―

194.9

388.4

左側壁
コ
右側壁
ン
ク
頂版スラブ
リ
ー 場所打ち隅角部
ト
場所打ち底版部
鉄筋

材料物性値
圧縮強度 ヤング係数 降伏強度(kN/mm2)(N/mm2)(N/mm2)

各載荷ステップにおけるカルバートの要求性能と工学的指標（合否判定基準）

載荷ステップカルバートの要求性能と工学的指標（本実験条件下での合否判定基準）

レベル 1 相当変位
3 回繰返し終了時

性能 1 を有すること。性能 1 を有するとは，①目視確認により，ボックスの損傷がコンクリートのひび割れ程度で留まっていることが確認できること。②鉄筋が降伏していないこと。

レベル 2 相当変位
3 回繰返し終了時

性能 2 を有すること。性能 2 を有するとは，①目視確認により，損傷がコンクリートの剥落程度で留まっている状態が確認できること。②レベル 2 相当変位を与えたときに計測された荷重が，本実験での最大荷重以下であったことが，実験後に確認できること。③鉄筋が降伏していないこと。

実験終了時

性能 3 を有すること。性能 3 を有するとは，ボックスを構成する各部材にせん断破壊が生じておらず，内空断面を保持している状態であること。

- 304 -

表－8

各載荷ステップおよびイベント時の荷重・損傷状況等および合否判定

載荷ステップ【イベント】

変位
(mm)

荷重
(kN)

レベル 1 相当

1.0

19.5

目視確認による変状はなく，鉄筋も降伏しておらず，性能 1 を有していた。

合格

レベル 2 相当

4.3

80.8

①目視確認による損傷はコンクリートのひび割れ 0.03mm 程度であった。②レベル
2 相当変位時の計測荷重は 80.8kN で，本実験の最大水平荷重の 268.8kN（8δ）以下であった。③鉄筋は降伏していなかった。以上の結果から，性能 2 を有していた。

合格【初降伏時】

24(4δ)

204.0

右下底版内側の主鉄筋が降伏ひずみに達した。

―【最大荷重時】48(8δ)

268.8

コンクリートは剥落しておらず，最大ひび割れ幅は 1.5mm であった。

―

205.0

ボックスを構成する各部材にせん断破壊は生じておらず，内空断面を保持していたことから，性能 3 を有していた。

合格

実験終了時

132(22δ)

合否判定

損傷状況および性能等

表－8 に各載荷ステップおよびイベント時の荷重・損傷状況等および事前に取り決めた表－6 の要求事項に対300する合否判定を示す。レベル 1，レベル 2 相当変位 3 回

200
水平荷重(kN)

繰返し終了時は，表－8 のような損傷状況であり，結果として性能 1，性能 2 を有すると判断できた。
主鉄筋の初降伏は 4δ（24mm）載荷時で，設計基準強度による骨組解析モデルの初降伏変位とは異なる結果となった。今後，非線形の FEM 解析を実施し，実験結果をどの程度再現できるのか追加検証報告予定である。図－6 に実験終了時の主鉄筋の降伏位置および主要なひび-3-2

層間変形角(%)
-1
0
1

2

3

4

100
0
-100
-200

初降伏
最大荷重

-300
-150 -120 -90 -60 -30 0 30 60
水平変位(mm)

90 120 150

図－5割れを示す。初降伏後は，5δ前後で発生した図－6 に示-4

頂版軸線上の水平荷重－水平変位履歴曲線図

す A～D のひび割れ箇所に応力が集中したと考えられる。

D

材にせん断破壊は生じておらず，上載した土圧相当の H

A
左側壁

形鋼の崩落もなく，内空断面を保持していたことから性

B

右側壁
初降伏 C
降伏

図－6

損傷状況概要能 3 を有すると判断できる。また，このことから本実験

650

条件下ではループ継手構造を有する PCa 製大型ボックス

4800

格点

3140

が作用した場合に相当するが，ボックスを構成する各部

160

250

実験終了時はレベル 2 設計地震動よりも大きな地震動

図－7

250

剛域

ピン支点
4000

650

骨組モデル図は，構造物として重要な冗長性を保持していると判断できる。さらに，ループ継手隅角部の周辺部は軽微なひびを確認した。代表して図－6 の D の状況を写真－3 に示

割れ程度で大きな変状はみられなかった。これらのことす。本実験では鉄筋の曲げによる座屈の進展により荷重から，本実験条件下では隅角部のループ継手構造は所要が低下したものと思われる。

の高応力繰返し性能を有すると考察できる。また，実験終了（22δ）直前の変位量 126mm（21δ）を頂版と底版

4. 骨組解析による実験結果との比較の軸線間距離 3300mm で除すると層間変形角は 3.8%と最後に骨組解析により実験結果をどの程度再現できなるため，閾値とした 2%を上回り十分な変形能を有するのか比較，考察を行った。材料強度としては表－7 にると判断できる。

示した実強度（コンクリート，鉄筋）の値を用い，H29(3) 履歴吸収エネルギー

年道路橋示方書 V 編の図-6.2.2 および図-6.2.3 に記載の応図－8 に履歴吸収エネルギーを示す。履歴吸収エネル

力－ひずみ関係を用いて断面の曲げモーメント－曲率関

ギーは目標変位 1 回目のサイクルで描く曲線の面積とし係を求めた 5)。なお，横拘束鉄筋によるコンクリートのた。水平力が最大水平荷重の 80%以下にまで低下した時

強度増加は本解析では考慮していないが，壁部（柱部）

点を実験終了としたが，図－8 より履歴吸収エネルギーの M―φ関係では，実験の際に上載した山留材（約は，右肩上がりであるため，実験終了時まで履歴吸収エ53.2kN）と頂部コンクリート版重量分の軸力を考慮してネルギーが低下することが無く，十分なエネルギー吸収いる。

能であったと考えられる。最後に実験終了時には，図－

図－7 に骨組モデルを示す。底部両端の格点のみ水平，6 の A,B,D の部分で主鉄筋座屈を伴う曲げ破壊，図－6

上下方向拘束，回転のみ自由の境界条件を与えプッシュの C の部分で曲げ変形によるかぶりコンクリートの剥落

オーバー解析を実施した。頂版スラブは M―φ関係を求- 305 -

荷重（kN）

LV.1
1δ
3δ
5δ
7δ
9δ
11δ
13δ
15δ
17δ
19δ
21δ

履歴吸収エネルギー(kN・m)

35
30
25
20
15
10
5
0

載荷ステップ

図－8

履歴吸収エネルギー

写真－3

主鉄筋の座屈状況

400
300
200
100
0
-100
実験結果
-200
解析結果
-300
-400
-150-120 -90 -60 -30 0 30 60 90 120 150
変位（㎜）

図－9

実験結果と解析結果の対比

める際のみプレストレスを軸力とし断面計算した。また，

参考文献

ハンチは考慮せずスラブのみの断面になっている。解析1) 佐川康貴，片山強，堤俊人，松下博通：ループ継手

結果を図－9 に示す。なおこの図では，実験については構造によるプレキャストコンクリート製斜角大型ボ目標変位 1 回目における最大荷重をプロットした包絡線

ックスカルバートの開発，コンクリート工学，Vol.49，

で比較をしている。

No.3，pp.13-20，2011.3

結果より，剛性が大きく低下する点（剛性が初期剛性

2) 日本道路協会：道路土工カルバート工指針（平成 21の 5%未満）は，実験では 33mm（6δ），259kN 程度であり，解析は少し早く 25.9mm，237kN である。骨組解析年度版），pp.51-53，2010.3
3) 土木学会：2017 年制定コンクリート標準示方書改定の方が変位は小さいが構造物の剛性が大きく低下するときの荷重は骨組解析でも十分に評価できると考えられる。

資料 設計編・施工編，pp.3-4，p.92，2018.3
4) 土木学会：2017 年制定コンクリート標準示方書[設計つまり，骨組解析の剛性変化点の荷重は，実際の構造物の最大耐力以下であったため，外力に対する抵抗につい編]，p.51，pp.304-305，pp.364-366，2018.3
5) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説 Ⅴ耐震設計編，て考えれば安全側となり，設計を行う上で参考に資する
データになる可能性がある。

pp.55-56，pp.138-141，pp.177-183，2017.11
6) 本田国保他：水平載荷によるボックスカルバートの変形性能の実験的研究，コンクリート工学年次論文

5. まとめ集，Vol.21，No.3，pp.1261-1266，1999.7

ループ継手構造による PCa 製大型ボックスについて本

7) 星隈順一他：ボックスカルバートの耐震設計に関す研究の範囲で得られた知見を示すと，以下の通りである。

る研究①，土木研究所 平成 23 年度 プロジェクト研(1) レベル 1，レベル 2 相当変位 3 回繰返し終了時，本実究・重点研究報告書，No.重.32，2011

験条件下では性能 1，性能 2 を有していた。

8) 独立行政法人土木研究所 耐震研究グループ耐震チ(2) レベル 2 設計地震動よりも大きな地震動が作用したーム：土木研究所資料「橋の耐震性能の評価に活用

場合でも本実験条件下では性能 3 を有していた。まする実験に関するガイドライン（案）（橋脚の正負交た，このことから構造物として重要な冗長性も本実番載荷実験方法及び振動台実験方法），2006.8

験条件下では保持していると確認された。

9) 国土交通省道路局：道路土工構造物技術基準関係資(3) 本実験条件下では層間変形角 2%を上回り十分な変形能を有すると判断できる。

料，p.31，2015.3
10) 八ツ元仁，藤原慎八，星隈順一，谷口哲憲他：1 連(4) 実験終了時でも履歴吸収エネルギーは低下すること

道路ボックスカルバートの地震時限界状態の評価にがなく，十分なエネルギー吸収能であったと考察さ関する研究，土木学会論文集 A1（構造・地震工学），

れる。

Vol.71，No.3，pp.295-314，2015(5) 実験終了時のループ継手隅角部の周辺部は軽微なひ11) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説 Ⅰ共通編，

び割れ程度で大きな変状はみられなかった。これら

pp.61-66，2017.11のことなどから，本実験条件下では隅角部のループ

12) 野田翼他：縦断方向荷重による損傷を受けた２ヒン継手構造は所要の高応力繰返し性能を有することがジ式プレキャストアーチカルバートの横断方向の耐確認された。

震性能評価，コンクリート工学年次論文集，Vol.41，(6) 本実験条件下では，骨組解析の剛性変化点の荷重は，実際の構造物の最大耐力以下であったため，外力に対する抵抗について考えれば安全側となり，設計を行う上で参考に資するデータになる可能性がある。

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No.2，pp.823-828，2019.7