土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 76, No. 4（地震工学論文集第39巻）, I_153-I_162, 2020.

橋座縁端に配置されたアンカーによる押し抜き
せん断耐力の評価に関する水平力載荷実験―鉄筋量に着目したケース―
大八木 亮 1・服部匡洋 2・前川 和彦 3・篠原

聖二 4・幸左 賢二 5

1 正会員

(一財)阪神高速道路技術センター（〒541-0054 大阪市中央区南本町 4-5-7）
E-mail: ryo-oyagi@tech-center.or.jp

2 正会員(一財)阪神高速道路技術センター（〒541-0054 大阪市中央区南本町 4-5-7）
E-mail: hattori_m@tech-center.or.jp

3 正会員(一財)阪神高速道路技術センター（〒541-0054 大阪市中央区南本町 4-5-7）
E-mail: kazuhiko-maekawa@tech-center.or.jp

4 正会員

5 正会員

阪神高速道路株式会社（〒530-0005 大阪市北区中之島 3-2-4）
E-mail: masatsugu-shinohara@hanshin-exp.co.jp
九州工業大学名誉教授（〒804-8550 北九州市戸畑区仙水町 1-1）
E-mail: kosakenji@yahoo.co.jp

落橋防止構造や横変位拘束構造のような，RC構造物の縁端に構築した突起に対して水平力が作用した
場合，押し抜きせん断破壊のおそれがあるにもかかわらず，その耐力評価方法が確立されていない．そこで，評価方法の提案を目的として供試体実験を計12ケース実施した．供試体は実物大相当で，コンクリートブロック部と突起部にて構成された構造とした．実験はコンクリートブロック部を反力床に固定し，突起部に対して水平方向に繰返し漸増載荷を与えることで実施した．本稿ではコンクリートブロック部の鉄筋量に着目したケースと，鋼板と鉄筋を用いた補強における鉄筋量に着目したケースの計8ケースについて述べるが，実験の結果，いずれのケースも，損傷が軽微な段階で水平荷重が最大となり，荷重値は橋座式の評価値を上回った．

Key Words : lateral displacement confining device, unseating prevention system, full-scale experiment,load capacity evaluation, seismic retrofitting

1. はじめに
耐震補強対策として横変位拘束構造または落橋防止構造（以下，水平力分担構造）を既設構造物に対して設置しようとしたとき，既設の支承や桁などにより設置スペ分担構造については，水平力分担構造自体のせん断破壊と，水平力分担構造周辺に作用する橋座部の押し抜きせん断破壊の2つの損傷メカニズムが考えられる．よって，水平力分担構造の設計にあたっては，水平力分担構造自体のせん断破壊に対する照査に加え，橋座部に作用するースに制約があるため，水平力分担構造を橋座縁端近くに設置せざるを得ない場合がある．縁端近くに設置した
場合，十分な縁端距離，つまりコンクリートの抵抗面積が確保できずに押し抜きせん断破壊する可能性が考えられる．実際に，2011年東北地方太平洋沖地震1)や2016年熊本地震等2), 3), 4)では横変位拘束構造が取り付けられた橋座部において押し抜きせん断破壊したと思われる損傷が押し抜きせん断に対して照査を確実に実施する必要があ
る．道路橋示方書5)には「7.6 橋座部の設計」において示される評価式（以下，橋座式）にて記述があるものの，対象は支圧応力が作用した支承が想定されているため，この評価方法を自重のほとんど作用しない水平力分担構造に適用するためには検証が必要であると考えられる．
そこで，本検討では，水平力分担構造の水平力を作用確認された．
これらの被災事例より，縁端近くに設置される水平力力とした橋座部の押し抜きせん断に対する抵抗を明らかにすることを目的として，橋脚梁，水平力分担構造を模

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図-1 供試体および載荷試験の概要（単位：mm）(a) 上面図(b) 側面図

図-2 供試体配筋図（単位：mm）

擬した実物大規模の供試体による押し抜きせん断実験を実施した．本稿では，突起が設置される下部構造天端上面の鉄筋径，また，下部構造前面に鋼板とアンカー鉄筋を設置することにより補強する方法を考えた時のアンカー鉄筋径に着目した実験ケースについて報告する．

2. 実験の概要

1 体に対して突起部を 2 箇所構築し，2 ケースを 1 供試体で兼用する構造とした．さらに，後述する一部の実験ケースでは図-3 に示すように，コンクリートブロック前面に厚さ 22mm の鋼板とアンカー鉄筋 4 本で補強する構造とした．なお，突起部の構築および鋼板，アンカーによる補強は後施工であることを想定しているが，本実験では押し抜きせん断耐力の評価を主目的としていることからアンカー削孔および充填材の影響を除くため実験

図を示す．模型供試体は実物大相当で，橋座部を模擬し供試体のアンカーは先施工で製作することとした．そして，鋼板はエポキシ樹脂をコンクリートとの隙間に平均厚 5mm で充填し，ねじ切りした補強アンカーとナット，ワッシャーにより固定した．また，突起形状は実物大相当でかつ使用資機材にて対応可能な寸法を設計し，突起たコンクリートブロック部，水平力分担構造を模擬した突起部から構成される．そして，コンクリートブロック部自体の破壊が極力先行しないようアンカー鉄筋を実構造物で通常配置される鉄筋量よりも多く配置した．

(1) 実験供試体
実験は大阪工業大学八幡実験場にて実施した．図-1に供試体および載荷試験の概要を，図-2 に供試体配筋

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(a) 平面図(b) 側面図(c) 正面図

図-3 補強鋼板およびアンカー詳細図表-1 実験ケース
突起位置（mm）
実験ケース

本体鉄筋径

アンカー
鉄筋定着長

補強
アンカー径

備考

縁端～
突起前面縁端～最後列
アンカー

Case-10250

D1620φ縁端距離を変化

Case-250300D1620φ〃（標準ケース）

Case-3100350

D1620φ〃Case-4150400

D1620φ〃Case-550300

D1320φ

本体鉄筋径を変化

Case-650300

D1920φ〃Case-750300

D2220φ〃Case-850300

D2520φCase-950300

D1620φD16

アンカー補強+鋼板補強

Case-1050300

D1620φD19〃

Case-1150300

D1620φD22〃

Case-1250300

D1620φD25〃〃

本稿の対象外(2) 実験ケースータとし，Case-9～Case-12では鋼板とアンカーの併用に実験ケースを表-1に示す．実験は全部で12ケース実施
したが，Case-1～4では突起最外縁アンカー鉄筋からコンクリートブロック縁端までの距離をパラメータとし，Case-5～8ではコンクリートブロック部の鉄筋径をパラメよる補強を想定したうちの補強アンカー径をパラメータとした．補強アンカーは，突起におよぼす影響を確認するため，突起アンカー部の両側に計4本配置した．補強
アンカー長は，突起最外縁アンカー鉄筋から45度方向を

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表-2 材料試験結果（コンクリート）

表-4 計測項目

圧縮強度

静弾性係数

引張強度

N/mm2kN/mm2

N/mm2

Case-5

27.4

27.7

2.31

Case-6

28.6

29.3

2.24

Case-7

30.7

29.3

2.24

Case-8

28.5

29.5

2.68

Case-9

29.9

28.7

2.80

Case-10

30.7

29.0

2.73

Case-11

30.0

30.9

3.08

Case-12

30.1

31.3

2.62

計測項目
荷重変位
鉄筋ひずみ(各ケース毎)
ブロック変形試験状況

引張強さ静弾性係数

N/mm551.2

2N/mm
184,319378.8539.2

185,246366.0

547.1

180,391D22393.7

566.9

186,312D25389.5

571.8

173,6432D13N/mm
400.9

D16D19数量
1台
12箇所
54箇所
10箇所
12箇所
1台
3台

筋，突起位置は PC 鋼棒配置孔および資機材類に干渉しないように設計した．その上で，PC 鋼棒による供試体の固定は，破壊面近傍で固定すると，実験結果に対して影響が大きいと考えたので，各ケースとも突起より背面側の配置孔のみを使用する計画とした．また，供試体の滑動予防のため，供試体前方に仮設鋼材によるストッパーを配置した．載荷は片側繰返し漸増載荷とし，最大荷重近傍までは 50kN 間隔で荷重制御し，以降は 5mm 間隔で変位制御した．また，計測は載荷点変位 50mm を目途として破壊性状が明確になるまで実施した．

表-3 材料試験結果（鉄筋）
降伏点強度

計測機器
ロードセル
変位計
コンクリートブロック部
突起部
補強アンカー
超高速インラインプロファイル測定器
ビデオカメラ2(4) 計測方法
想定破壊面とみなし，アンカー定着長を想定破壊面より計測概要をそれぞれ表-4に示す．計測は荷重，代表箇鉄筋径の20倍を確保することにより決定した．補強鋼板
は，破壊面が想定破壊面に対してばらつくことを見越し， 所の変位，鉄筋ひずみ，ブロック変形，全体の試験状況について実施した．ここで，ブロック変形は，供試体のばらついたとしても補強アンカーに確実に水平力を伝達させることを目的として幅方向に十分包括するように形状決定した．以上の実験ケースのうち，本稿ではCase-5～Case-12について報告する．
使用材料について，阪神高速道路における下部構造の標
準仕様はコンクリートが設計基準強度 σck=27N/mm2，鉄筋が SD345 であるが，コンクリートの呼び強度を27N/mm2 として指定すると，生コンクリート製造工場の面外方向へのはらみ出し量を計測することとし，計測には0.1mmレベルの計測精度を有する超高速インラインプロファイル測定器（ラインセンサ）を用いた．具体的には，レーザー光を線状に照射し，2次元的に凹凸を検知した計測器を，照査線と直角方向に固定したガイド上を移動させることで3次元的に凹凸を計測することとした．
計測器の仕様から，1回の移動で供試体面を包括的に計測することができなかったので，高さ方向に3分割して実績から，発現強度が 27N/mm2 を大きく超えることがデータ取得したのち，表計算ソフト上にてデータを合成予想され，橋座式で用いる設計基準強度との乖離が懸念することとした．なお，ひび割れ発生後はひび割れ観察されたことから，本実験のコンクリートは呼び強度を計測タイミング毎に合わせて実施した．記録はひび割
18N/mm2，鉄筋は SD345 を採用した．本検討ケースのコれ幅0.1mm以上を対象とし，油性マーカー等によりマーンクリート，鉄筋の材料試験結果をそれぞれ表-2，表-3キングした．に示す．コンクリートは載荷試験実施日に実施した材料試験の 3 供試体平均値で，鉄筋は製作供試体と同一製造ロットの 3 供試体平均値であるが，材料試験の結果，材3. 載荷実験の結果料強度がおおむね標準仕様程度であることが確認できた．
(3) 載荷方法

載荷試験は，供試体コンクリートブロック部を反力床に PC 鋼棒にて緊張固定し，反力壁で水平方向の反力をとった 1,000kN 級油圧ジャッキで供試体突起部に繰返し漸増載荷を与えることにより実施した．ここで，反力床の孔間隔は，500mm の格子状に配置されていることから供試体の PC 鋼棒配置孔も合わせるように配置し，鉄(1) Case-5～Case-8（本体鉄筋量の比較）代表としてCase-7における試験終了時点のひび割れ損
傷状況を図-4に示す．ひび割れは水平力200kN時点で突起加力面側を起点として45度よりやや大きい角度で発生した（No.1）．コンクリートブロック正面側では，水平力300kN時点で突起正面部より右側でひび割れが発生した（No.2）．水平変位33mm以降で，コンクリートブロI_156

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600
500

水平力(kN)

400300Case-5200

Case-2Case-6100

Case-7
Case-80010203040506070

水平変位(mm)

図-4 ひび割れ損傷状況（Case-7，試験終了時）

図-5 水平力-水平変位関係（Case-5～Case-8）

加力軸方向
加力直角方向図-6 鉄筋ひずみゲージ貼付位置図

ック前面側にて円弧状のひび割れが一部発生したが，これらは水平力200kN時点でに突起部より発生したひび割れを起点としていた（No.3）．載荷終了時点では上述のひび割れが主な破壊面であり，コンクリートブロック前面側では突起正面から見て右側の損傷がやや顕著であった．突起本体については，微細なひび割れは多く発生したものの，顕著な破壊，変形は見られなかった．
図-5に水平力-水平変位関係の包絡線を示す．図中には参考としてCase-2についても示している．いずれのケースにおいても水平変位10mm前後で最大荷重を示し，その後は緩やかに下降する傾向を示した．最大荷重はCase-8（D25）が比較的低い値を示したが，これを除くと，鉄筋量と最大荷重の大小関係に関連が見られた．
Case-8は損傷状況が他ケースと異なっているためであると考えられるが損傷状況については後述する．
鉄筋ひずみゲージの貼付位置を図-6に，Case-7最大荷重時および試験終了時の鉄筋ひずみ分布を図-7に示す．
最大荷重時に着目すると，とくに突起近傍の加力軸方向の一部で高いひずみ値を示したものの，いずれの測点においても降伏ひずみ2,000μには到達しなかった．これは試験終了時においても同様で，ひずみ値の大きいものは局所的である一方で，最大荷重時と比較してひずみ値が低下したものも多く見られた．試験終了時に着目すると，一部計測不能になった測点もあるが，ひずみ分布の傾向としては最大荷重時とおおむね一致していて，ひずみ値は全体的にやや増加傾向であった．図-5の結果と照らし合わせると，最大荷重までは鉄筋の荷重負担が一部の鉄筋に集中するものの弾性範囲内でコンクリートと協働し，最大荷重後はコンクリートの荷重負担が低下するものの，一部の鉄筋が塑性変形しつつも粘り強く荷重負担することにより全体として緩やかに荷重低下したものと考えられる．
Case-7における，最大荷重時，試験終了時のブロック変形状況を表-5にまとめる．最大荷重時では，突起正面より右側に変形が見られたが，変形量は最大でも10mm程であり，顕著ではなかった一方で，試験終了時では最I_157

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大で40mm以上の変形が見られた．試験終了時に着目すうな損傷が生じていた．一方で，表面部の鉄筋より内部ると，突起直下にて局所的に大きな変形が見られるが，側ではほとんど損傷が見られず，突起アンカー定着部の全体としては滑らかに変形していて，これらは損傷状況コンクリートにも損傷が見られなかった．突起の損傷はCase-7と比較すると顕著であった．以上より，Case-8の写真の外観の傾向と一致している．
Case-5～Case-8の4ケース中で荷重が最大となったCase最大荷重が低い要因としては，主に下部構造の上面かぶ7，他ケースに比べて最大荷重の低いCase-8における，切り部で損傷したことにより，上面鉄筋D25が有効に機能断部の写真をそれぞれ写真-1，写真-2に示す．Case-7でするような破断面ではなく，突起のアンカー鉄筋の曲げは，コンクリートブロック部の損傷が比較的広範囲で，および回転による変形により抵抗したためと考えられる．
45
最背面側のアンカー鉄筋の中間程度から背面側に 度方
ただし，損傷メカニズムのばらつきについては，載荷初向でひび割れが発生していた．また，突起の損傷は比較期のひび割れが影響しているとみられるものの，原因の的小さかった．一方，Case-8では，コンクリートブロッ詳細な解明には至っていない．いずれのケースも突起前ク部の損傷が限定的で，コンクリートブロック部のうち， 面側の付根部よりほぼ鉛直方向にひび割れが生じるか，突起部の直下および前面のかぶり部に集中していて，突かぶりコンクリートに剥落が生じていた．
起直下のコンクリートブロックかぶり部では土砂化のよ

加力軸方向

加力直角方向(a) 最大荷重時

突起部(b) 試験終了時

図-7 鉄筋ひずみ分布（Case-7）
表-5 ブロック変形状況（Case-7）
水平変位

最大荷重時
13mm

試験終了時
50mm

ブロック変形量

損傷状況
写真

I_158

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写真-1 切断面状況（Case-7）

写真-2 切断面状況（Case-8）

600
500

水平力(kN)

400300Case-9Case-2Case-10Case-11
Case-12200
1000010203040506070

水平変位(mm)

図-8 ひび割れ損傷状況（Case-12，試験終了時）

図-9 水平力-水平変位関係（Case-9～Case-12）(2) Case-9～Case-12（補強鉄筋量の比較）代表として Case-12 における最大荷重時点のひび割れ

損傷状況を図-8 に示す．Case-12 では，水平力 250kN（水平変位 1.2mm）で突起とコンクリートブロックの界面でひび割れが発生し，突起部で最外縁アンカー鉄筋の近傍から 45 度よりも大きい角度でひび割れが発生した（No.1）．その後上面ひび割れがコンクリートブロック正面に設置した補強鋼板よりも外側へ向かって進展した（No.2）．コンクリートブロック正面部のひび割れは水平力 400kN（水平変位 1.6mm）にて発生した（No.3）．
また，水平変位 9mm 以降，突起背面のコンクリートブロック上面にて加力直角方向にひび割れが生じた（No.4）．載荷終了時点では鋼板の左側 3 分の 1 程度，および突起直下と鋼板右上端の一部において浮きが生じていた（No.5）．
図-9 に水平力-水平変位関係の包絡線を示す．図中には参考として Case-2 についても示している．補強なしのケース（Case-2）に比べ，補強を施したケースはいずれのケースも最大荷重が増加し，最小のケース（Case-9）
で 63kN，最大のケース（Case-12）で 156kN の耐力向上が見られた．Case-11 を除くと，補強量と最大荷重に関連が見られたが，Case-11 は他のケースと比較すると最大荷重が低くなった．
Case-12 における最大荷重時および試験終了時の鉄筋ひずみ分布を図-10 に示す（鉄筋ひずみゲージの貼付位置は図-6 参照）．最大荷重時に着目すると，ひずみ値の大きなものが突起近傍に集中している点は Case-7 と共通しているが，ひずみ値は加力軸方向，直角方向ともにCase-7 よりも低い値を示した．いずれの測点においても降伏ひずみには到達しなかった．試験終了時に着目すると，ひずみ分布の傾向は最大荷重時とおおむね一致しているが，ひずみ値はやや低下した．このことから，本ケ

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加力軸方向

加力直角方向(a) 最大荷重時

突起部(b) 試験終了時

図-10 鉄筋ひずみ分布（Case-12）
表-6 ブロック変形状況（Case-12）
水平変位

最大荷重時
14mm

試験終了時
50mm

ブロック変形量

損傷状況
写真ースでは水平力に対する鉄筋の抵抗が最大荷重後に低下しているといえる．
Case-12 における，最大荷重時，試験終了時のブロック変形状況を表-6 にまとめる．Case-7 においては最大荷Case-9～Case-12 の 4 ケース中で他ケースに比べて最大荷重の低い Case-11，荷重が最大となった Case-12 における切断面を写真-3，写真-4 に示す．Case-12 においては，コンクリートブロック部にて，背面側の 45 度方向のひ重時，最大で 10mm 程度の変形が見られたのに対し，び割れや突起直下の損傷は顕著ではなかった反面，突起Case-12 ではほとんど変形が見られなかった．試験終了
部は土砂化のような著しい損傷が見られた．一方，Case-11 は突起部の内部損傷が見られなかったのに対し時では，突起近傍のかぶり部分においてのみ角欠けの損傷が生じたが，ブロック変形量は概ね 10mm 以下となり， て，コンクリートブロックでは，突起より背面側で他ケ
Case-7 の結果と比較すると損傷は極めて軽微であり，補ースに比べて 45 度方向のひび割れが多数生じていた．
強鋼材の効果が確認できた．先述のかぶり部分を除き，補強鋼板やコンクリートブロックの局所的なはらみ出しは見られなかったが，主たる変形が突起部のみで生じてまた，突起最外縁のアンカー鉄筋に沿って主たる破壊面とみられるひび割れが生じていて，アンカー鉄筋の下端に沿って伸びていた．Case-11 の最大荷重が低い要因といる損傷状況写真の外観と傾向が一致している．

しては，突起背面側でひび割れが多数生じたことによりI_160

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アンカー長

アンカー長565mm (D22)625mm (D25)

アンカー長

アンカー長440mm (D22)440mm (D22)

写真-3 切断面状況（Case-11）

写真-4 切断面状況（Case-12）

突起アンカー部が回転に対して抵抗しなくなり，よって，水平力に抵抗できなかったためであると考えられる．他ケースで見られた，突起前面側の付根部からほぼ鉛直方向に生じるひび割れは，この 4 ケースについては軽微であり，かぶりコンクリートの損傷についても軽微，または部分的であった．Case-8 同様，損傷メカニズムのばらつきについては，載荷初期のひび割れが影響しているとみられるものの，原因の詳細な解明には至っていない．

Pbs (kN)
700
600
500
400
300200

試験結果と橋座式の比較
道路橋示方書 5)の 7.6 橋座部の設計にて示される橋座式は式(1)～(3)に示すとおり，水平力の制限値をコンクリート，鉄筋がそれぞれ負担する耐力の和として定めている．
(1)
𝑃 = 𝑃・ + 𝑃
𝑃・ = 0.32𝛼 𝜎・ ・ 𝐴・(2)
𝑃 = ∑𝛽(1 − ℎ・ /𝑑・ )𝜎 𝐴
(3)

・௦௦

ඥ௦

・௦௦௬௦・

ここで，𝑃 は橋座部における支承部から作用する水平力の制限値，𝑃・ および𝑃 はそれぞれコンクリート，鉄筋の負担する耐力であり，𝛼 はコンクリート負担分を示
す係数，𝜎・ は支承下面の支圧応力度，𝜎・ ・ はコンクリー
ト設計基準強度，𝐴・ はコンクリートの抵抗面積を示す．
また，𝛽 は鉄筋の負担分を示す係数で 0.5，ℎ・ は i 番目の௦

鉄筋の橋座面からの距離，𝑑・ は支承背面側のアンカーボルトの中心から橋座縁端までの距離，𝜎 は鉄筋の降伏強度の特性値，𝐴 は i 番目の鉄筋断面積を示す．
橋座式より求めた計算値と本実験の実験値とを比較したものを図-11 に示す．ここで，計算値では，コンクリ・௦௦௬ートの設計基準強度，鉄筋の設計降伏点強度を用い，突起下面には死荷重反力が作用しないとみなして𝛼 を 0.15

Ps (kN)

100(3)

050
Case-2100
Case-5〜8150

200250Case-9〜12300

橋座式

図-11 橋座式と実験結果の比較

12 の 4 点に対して最小二乗法による近似直線を求めた．

ここで，グラフでは，橋座式の鉄筋負担分を横軸，全体負担分を縦軸とした．
コンクリートブロック部の鉄筋量をパラメータとした
Case-2 および Case-5～8 の実験値と計算値を比較すると，実験値はばらつきが見られるものの，計算値に対しては上回っていることから，橋座式の計算値は安全側の評価を与えていることが確認できた．次に，Case-9～12 に関して，配置した補強アンカー鉄筋は破壊面を貫通していたことからコンクリートブロック本体の加力軸方向鉄筋と同様の耐荷機構であると考え，𝑃 に算入できると判断した．そこで，補強アンカーを𝑃 に算入した Case-9～12と無対策の Case-2 および Case5～8 を𝑃 を基準に比較す
ると，Case-9～12 が Case-2 および Case5～8 よりも最大水平荷重が上回っていた．これは，コンクリートブロック

௦௦௦

前面に接着した補強鋼板の効果によるものであると考えられる．とした．実験値は，各ケースにおいて作用させた水平力の最大値とし，Case-2 および Case-5～8 の 5 点，Case-9～

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4. まとめ4)

本検討では，横変位拘束構造と橋脚梁を模擬した実物大相当の供試体により押し抜きせん断耐力に関する実験を実施し，そのうち，本稿では橋脚梁部分の鉄筋量，橋脚梁部分の補強を模擬した場合の補強鉄筋量を変化させたケースについて報告した．本検討で得られた知見は以下のとおりである．
1) 本実験では水平変位10～20mmの範囲で最大荷重を迎え，その後の荷重低下は緩やかであった．損傷
状況，鉄筋ひずみ分布等から，コンクリートと鉄筋の協働により最大荷重を迎えたのち，コンクリートの負担は低下するものの，一部の鉄筋が塑性変形しつつ荷重負担したものと考えられる．
2) 最大荷重時，コンクリートのひび割れおよびブロッ௦

参考文献
1)

2)

3)

ク変形量は軽微であり，鉄筋は降伏ひずみに到達しなかった．つまり，最大荷重となるのはコンク

3)

リートと鉄筋の協働が最大になる状況であって，鉄筋，コンクリートの荷重負担が同時に最大となっているわけではないことを示している．
本体鉄筋量をパラメータとしたケースの実験値は，ばらつきが見られるものの，いずれのケースも橋座式の評価値を上回った．ただし，損傷メカニズはさらなる検証が必要である．
補強鋼材を配置したケースでは，配置しなかったケースと比較して最大荷重の向上効果が一定程度確認できた．補強鉄筋を橋座式の𝑃 に算入できるとす
ると，最大荷重の差は鋼板接着の効果によるものと考えられる．

4)

5)

ムのケース毎のばらつきを詳細に解明するために

国土交 通省 国 土技術 政 策 総 合研究 所 ： 平 成 23 年
（2011 年）東北地方太平洋沖地震による道路橋等の被害調査報告，国土交通省国土技術政策総合研究所
資料第 814 号，土木研究所資料第 4295 号，2014.
高橋良和，Gong Yucheng ：2016 年熊本地震による横変位拘束構造の損傷メカニズム推定，土木学会論文
集 A1（構造・地震工学），Vol. 74, No. 4（地震工学論文集第 37 巻），pp. I_45-I_58, 2018.
国土交 通省 国 土技術 政策 総 合研究 所 ： 平 成 28 年
（2016 年）熊本地震土木施設被害調査報告，国土交通省国土技術政策総合研究所資料第 967 号，土木研究所資料第 4359 号，2017.
幸左賢二，後藤僚一，金山亨，高橋良和：ロッキング橋脚の倒壊メカニズムの検討，第 21 回性能に基づく橋梁等の耐震設計に関するシンポジウム講演論文集，pp. 31-38, 2018.
(公社)日本道路協会：道路橋示方書・同解説 IV 下部構造編，2017.
(2019.11.8 受付，2020.1.31 修正，2020.2.16 受理)

LATERAL FORCE LOADING TEST ON EVALUATION OF PUNCHING SHEAR
STRENGTH BY ANCHOR PLACED AT EDGE OF BRIDGE SEAT―A CASE FOCUSING ON THE AMOUNT OF REINFORCING BARS―Ryo OYAGI, Masahiro HATTORI, Kazuhiko MAEKAWA,Masatsugu SHINOHARA and Kenji KOSA
Despite the possibility of punching shear failure when a lateral force acts on the protrusions constructedat the edge of an RC structure, a method to evaluate the punching shear strength has not been established.
Therefore, a total of 12 specimen experiments were conducted to propose the evaluation method. The
specimen was equivalent to the actual size and consisted of a concrete block and protrusions. The experiment were carried out by fixing the concrete block to the reaction floor and repeatedly increasing the loadin the lateral direction. This paper describes 8 cases, including the cases focusing on the amount of reinforcing bars in the concrete block and the cases focusing on the amount of reinforcing bars using steel
plates and anchoring bars. As a result of the experiment, in all cases, the damage when the lateral load
was maximum was slight, and the maximum value of the lateral load exceeded the value calculated by theexisting evaluation formula.

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