東急建設技術研究所報 No.37
東急建設技術研究所報No.37

U.D.C 624.041.6

U.D.C 624.041.6

鉄筋コンクリート橋脚の配筋合理化技術の設計・施工方法
鉄筋コンクリート橋脚の配筋合理化技術の設計・施工方法に関する基礎研究に関する基礎研究
黒岩

黒岩
要

約：

俊之＊

俊之＊

本研究の目的は，耐震性を確保するために過密になるＲＣ橋脚の配筋を合理化し，より経済的かつ効率的に構築する手法を提案することである。まず本研究で着目したのは，降伏強度の高い高強度鉄筋を利用することで，より細径の鉄筋に置き換えることである。土木学会示方書では，高強度鉄筋をせん断補強鉄筋として使用する場合に，その降伏強度に制限値を設けているが，コンクリート圧縮強度が 60N/mm2 以下の場合の算定精度が十分でなかった。本研究で制限値の再検討を行った結果，せん断補
強鉄筋の降伏強度の上限値をコンクリート圧縮強度の 25 倍とすると，精度よくせん断耐力を評価できることを示した。次に本研
究では，ＲＣ橋脚の横拘束を効果的に行う手法として，インターロッキング型式の配筋方法に着目した。インターロッキング型
配筋構造は，円形フープ筋もしくは円形スパイラル筋を部分的にラップさせて矩形断面（小判形断面）の横拘束筋とするものである。本研究では，実験結果と国内外の実験データを基に，変形性能を適切に評価できる方法を提示した。また，インターロッ
キング式橋脚をスパイラル筋で施工する方法を考案し，実大施工試験を行い，橋脚全体で 83％に施工を省力化することを示した。

ｷｰﾜｰﾄﾞ：目

鉄筋コンクリート橋脚，配筋合理化，高強度鉄筋，インターロッキング式配筋，耐震性能

1.

次：

1.はじめに

4.インターロッキング式橋脚の施工

2.高強度鉄筋を用いた場合のせん断耐力評価

5.インターロッキング式橋脚への高強度材料の適用

3.インターロッキング式橋脚の耐震性能評価

6.おわりに

2.

はじめに

高強度鉄筋を用いた場合のせん断耐力評価

平成 7 年の兵庫県南部地震による被災の教訓から，

まず本研究で着目したのは，通常の鉄筋に比較して鉄筋コンクリート橋脚（以後，ＲＣ橋脚）の変形性能

降伏強度の高い高強度鉄筋を利用することで，より細を確保するための横拘束の重要性が再認識され，横拘径の鉄筋に置き換えることである。しかしながら，高束を高める方法として，中間帯鉄筋を配置するように強度鉄筋をせん断補強鉄筋として使用すると，終局状

多くの耐震設計基準が改定されている。こうした配筋

態における斜めひび割れ幅が過大になり，せん断耐力

構造は，ＲＣ橋脚に十分なじん性能を与えるには有効が低下する。この現象を防止するため，コンクリート

であるが，断面の形状寸法によっては過密な配筋とな

標準示方書

り，経済性の低下を招くだけでなく，コンクリートの書）では既往の梁部材による研究等 2)3)4) を踏まえ，せ締固め作業を困難にしている。このような背景から，ん断耐力の算出時に，①コンクリート圧縮強度 f’c が耐震性を確保しつつ，経済的かつ効率的にＲＣ橋脚を60N/mm2 以上の場合，せん断補強鉄筋の降伏強度 fwy

構築する手法が望まれている。そこで本研究の目的は，を 800N/mm2 以下とする，②普通強度コンクリート

必要な耐震性を確保するために過密になる傾向にある（コンクリート圧縮強度 f’c＜60N/mm2）を使用する場

ＲＣ橋脚の配筋を合理化し，より経済的かつ効率的に合， fwy を 400 N/mm2 以下とする制限値が設けられて構築する手法を提案することとした。

いる。一方，f’c＜60N/mm2 の場合に，fwy≦400N/mm2

構造性能照査編 1) （以後，土木学会示方とするせん断耐力の計算では実験結果を過小評価する

表 2.1
No.
1
2
3
4
5

b
(mm)

h
(mm)

d
(mm)

a
(mm)

a/d

300

450

400

1200

3.0

試験体諸元

引張鉄筋
規格
本数 pt (%)

SD490
－D29

4

2.14

せん断補強鉄筋規格
ピッチ
300
SD785－D6
150SD785－D6
100
SD785－D6
300
SD785－D6
150SD785－D6b：断面幅
h：断面高さd：有効高さa：せん断スパン長
pt：引張鉄筋比f’ck：コンクリート圧縮強度の目標値
SD785：引張降伏強度が 785N/mm2 相当の鉄筋＊土木総本部

土木技術部*土木総本部

土木技術部
7
7pw (%)
0.07
0.14
0.21
0.07
0.14

pw：せん断補強鉄筋比f’ck(N/mm2)
21
21
21
30
30

東急建設技術研究所報No.37

側面図

せん断補強鉄筋ひずみゲージ
6@50=300

断面図
100

1200

400

1200

6@50=300

112.5

SD345-D16-2本

112.5

400

SD785－D6

450

225

SD345－D10

SD490
D29-4本300

8@150=1200

4@100=400
3400

図 2.1

8@150=1200

300

9mm鋼板に溶接

50 200 50
300

試験体形状

d：有効高さ L：せん断スパン長aとの報告 3) があることなどからも，高強度せん断補強
鉄筋を有効に活用するためには，設計上考慮するせんf：コンクリート圧縮強度c

断補強鉄筋の降伏強度の制限値を再検討する必要があ

p：引張鉄筋比tるといえる。

γb：部材係数で，一般に 1.3。本検討では1.0 とする。

以上のことから，これまで高強度鉄筋の研究として

Vs  Aw  f wy sin  s  cos  s  / s s z /  b

検討されることが少なかった，コンクリート圧縮強度
2が 20～30N/mm 程度の RC 梁部材のせん断実験を行い，

ここで，Aw：区間 ss におけるせん断補強鉄筋の総既往の研究データ 2)～6)を加えて，高強度せん断補強鉄

断面積

筋の補強効果に及ぼすコンクリート圧縮強度の影響に

fwy：せん断補強鉄筋の降伏強度ついて検討した。

αs：せん断補強鉄筋と部材軸とのなす角

表 2.1 に試験体諸元を示す。試験体は単純梁試験体と度

し，せん断破壊を生じるように設計した。その形状をss：せん断補強鉄筋の配置間隔

図 2.1 に示す。載荷方法は，2 点集中の単調載荷とした。

z：応力中心間距離で，d/1.15

土木学会示方 書のせん断耐力算定方法を式(2.1)～

γ b ：部材係数で，一般に 1.1。本検討で(2.3)に示す。

は 1.0 とする。

V y  Vc  Vs

図 2.1 にコンクリート圧縮強度と，VsEXP と VsCAL(2.1)の比の関係を示す。VsEXP は，せん断耐力の実験値（VyEXP）から，式(2.1)により算定した Vc を差し引いここで，Vc ：せん断補強鋼材を用いない棒部材のせん断耐力た値とし，VsCAL は，fwy を材料試験から求めた降伏

Vs ：せん断補強鋼材により受け持たれる棒強度として式(2.3)により算定した。図によれば，コン

部材のせん断耐力

クリート圧縮強度が減少するに従い，実験値と計算値

Vc  f vc   d   p   a  b  d /  b
ここで，

(2.3)

(2.2)

の 比 が 小 さ く な る 傾 向 が 見 ら れ る 。 ま た ， f’c が40N/mm2 以下の試験体の多くが 1.0 を下回っており，

f vc  0.2  3 f c

せん断補強筋により受け持たれるせん断耐力を過大評 d  4 1000 / d  1.5

価している。f’c が 40N/mm2 程度以下の RC 梁部材に対 p  100 pt  1.5

して，高強度せん断補強鉄筋の補強効果を低減する必 a  0.75  1.4d / a

要性があるといえる。

3

VｓEXP / VｓCAL

図 2.2 にコンクリート圧縮強度と fwyEXP の関係を示1.4

す。fwyEXP は，実験により得られたせん断耐力 VyEXP

1.2を用いて式(2.4)から算出した，最大荷重時のせん断補
強鉄筋の応力度である。

1.0
0.8

◇ p w =0.07%□ p w =0.14%○ p w =0.16%＊ p w =0.18%△ p w =0.21%
× p w =0.23%

0.6
0.4

黒塗り：せん断補強鉄筋の降伏が確認されなかったもの0.2

f wy EXP 

20

30

40

50

60

(2.4)

また，図中には，せん断補強鉄筋が降伏しなかった
併記している。
A―B

70

2

f' c (N/mm )図 2.1

Aw  z

試験体データを黒塗りの凡例で示し，以下の制限値を

0.010

Vy EXP  Vc  ss

f’c と VyEXP/ VyCAL の関係

88： fwy ≦400

C―D

： fwy ≦800

E―F

： fwy ≦25 f’c（単位：N/mm2）

東急建設技術研究所報No.37

1600

25 f' cF

Vy ／ Vy（f'c=30N/mm2）

SD685相当
SD785相当
SD1275相当

1800

2

f wy EXP (N/mm )

1400
1200
1000
800

C

600

E

400

D

A

200
0
10

B

黒塗り：せん断補強鉄筋の降伏が確認されて
いないもの

20

30

40

50

60

70

fwy≦25・f'c
2
fwy≦800N/mm

2
1.8
1.6
1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

2

fwy=800N/mm
pt=1.0％，pw=0.2％
d=1.0m，a/d=3.0
土木学会示方書22
f'c＜60N/mm →fwy≦400N/mm
22
f'c≧60N/mm →fwy≦800N/mm

0

2

20

f' c (N/mm )

60

80

100

2

f'c （N/mm ）f’c と fwyEXP の関係

図 2.2

40

図 2.4

図 2.2 によると，f’c が 20～32N/mm2 の範囲でせん断

せん断耐力試算結果た。

補強鉄筋が降伏していないものは，f’c の低下に伴い

図 2.4 は，提案した上限値を用いてせん断耐力を試算

fwyEXP が減少する傾向が見られる。これに対して，した結果と，土木学会示方書に従い計算した結果の関A―B の制限値ではすべての範囲で実験値を過小評価し，係を，f’c＝30N/mm2 とした場合の土木学会示方書によC―D では 20～32N/mm2 の範囲において実験値を過大る計算値を基準として，その耐力比で示したものであ評価することがわかる。一方，E―F は 20～32N/mm2 のる。提案した上限値を用いた計算値は，コンクリート

範囲において fwy が減少する傾向を概ね評価している。

圧縮強度が f’c＝16 N/mm2 以上から，60N/mm2 においてfwy ≦25 f’c の制限値を設けることによって，f’c が土木学会示方書の計算値にすりつくまで，土木学会示

230N/mm 以下の領域を含めた実験データを適切に評価方書による計算値を上回る結果となる。
なお，本研究の成果は「鉄道構造物等設計標準・コ

することが出来ると考えられる。

ンクリート構造物」7)に採り入れられている。

f’c と VyEXP ／ VyCAL の 関 係 を 図 2.3 に 示 す 。
VyCAL は，コンクリート圧縮強度の一次関数 25・f’c
以下とした fwy を，800 N/mm2 で頭打ちとして計算し3.

インターロッキング式橋脚の耐震性能評価

たせん断耐力である。図より， 32≦ f’c ＜60 N/mm2

次に本研究では，ＲＣ橋脚の横拘束を効果的に行うの範囲では，平均値μおよび変動係数 C.V.は，μ＝1.20，

手法として，諸外国で採用されているインターロッキ

C.V.＝14.0％となった。同様に，f’c が 60 N/mm2 以上のング型式の配筋方法に着目した。インターロッキング

場合，μ＝1.37，C.V.＝14.9％であり，概ね実験値を妥型配筋構造とは，従来のように矩形の帯鉄筋と中間帯

当に評価している。

鉄筋とを併用する替わりに，円形フープ筋もしくは円以上のことから，土木学会示方書に準拠して棒部材のせん断耐力を算定する場合，せん断補強鉄筋の降伏強度の上限値をコンクリート圧縮強度の 25 倍とするこ

帯鉄筋
1.0m 以下とで，精度よくせん断耐力を評価できることが分かっ

VyEXP/VyCAL5

中間帯鉄筋

2.5

◇ f' c<32N/mm△ 32 ≦ f' c<60N/mm 22.0× 60 ≦f' c<100N/mm 221.0m 以下(a) 一般的な矩形橋脚の配筋の例

1.5

インターロッキング領域

1.0
フープ筋もしくは
スパイラル筋

0.5
0.0
0

20

40

60

80

100

120

2

f' c （N/mm ）

図 2.3

(b)

f’c と VyEXP／VyCAL

99

インターロッキング形式の配筋の例
図 3.1 RC 橋脚の配筋例

東急建設技術研究所報No.37

軸方向鉄筋
36-D13軸方向鉄筋
32-D16

スパイラル筋
D6（UNIT1,2）
D10（UNIT3）

UNIT 0

帯鉄筋 (D6)

帯鉄筋
D6-@80
中間帯鉄筋
D6-@80

D6-@50 (UNIT4)
D6-@100 (UNIT5)
D6-@200 (UNIT6)
軸方向鉄筋
38-D16
スパイラル筋D6-@120 (UNIT1)
D6-@80 (UNIT2)
D10-@100 (UNIT3)

UNIT 1,2,3(a) 橋軸方向試験体

(b)
図 3.2

500kN ジャッキ

変位計

橋軸直角方向試験体

試験体の概要反力壁

軸力導入用 PC鋼棒

加力方向

1500kN
アクチュエータ

500KN JACK

測定柱

反力壁

軸力導入用 PC鋼棒

測定柱

変位計

1500KN アクチュエータ

変位計

加力方向

反力床

反力床

(a) 橋軸方向：UNIT0～3
図 3.3(b) 橋軸直角方向：UNIT4～6

実験装置及び測定方法の概要
400

形スパイラル筋を部分的にラップさせて矩形断面（小水平荷重 (kN)

コンクリートの拘束効果が高く，軸方向鉄筋の座屈防止にも有効であることから，中間帯鉄筋を配置しなくとも，十分な拘束効果が得られるといわれ，中間帯鉄筋を併用する場合に比べて帯鉄筋量が低減され，組立作業の大幅な簡略化につながる。しかしながら，道路
橋示方書

8)

に紹介されてはいるものの，具体的な設計

200
100

LVDT

Column300判形断面）の横拘束筋とするものである（図 3.1 参照）。

30mm

0

UNIT1
IS-W0

-100

UNIT2
IS-W1
UNIT3
IS-W2

-200

UNIT0
CH-W1

-300

方法に関しては示されていない。

JRA-CODE
道示ﾀｲﾌﾟⅡ-400-250-200-150-100 -50

本研究では，インターロッキング式橋脚を設計する上で必要となる知見を得るために，橋軸および橋軸直050 100 150 200 250

水平変位 (mm)角方向に対して帯鉄筋量を変えた試験体を作製して実図 3.4

荷重－変形包絡線験を行い，帯鉄筋量の違いが橋脚の破壊モード，塑性
変形能等に及ぼす影響を検討した（図 3.2，図 3.3 参照）。

往の計算式 8),9)で評価できること（図 3.5 参照），せん断

その結果，インターロッキング式橋脚のスパイラル

耐荷性能は従来の設計方法によって安全側に評価し得筋は，軸方向鉄筋の座屈防止効果に優れ，帯筋体積比

ることが分かった（表 3.1 参照）。しかし，道路橋示方が 0.3％程度（UNIT2）でも，標準的な矩形配筋構造

書の算定式では，変形性能を小さく評価する可能性が（帯筋体積比 0.86％：UNIT0））と同等の耐震性能を発あるため，インターロッキング型配筋の拘束効果の評揮した（図 3.4 参照）。

価手法については今後検討する必要がある。
本研究の実験結果と国内外の実験データ 10)～14) からまた，塑性ヒンジ長，エネルギー吸収性能等は，既10 10東急建設技術研究所報No.37

表 3.1

UNIT

実験値
最大耐力 破壊形態
Vexp
532
曲げ破壊

道路橋示方書（ﾀｲﾌﾟⅡ）
曲げ耐力 せん断耐力 破壊形態
Vu
Vs
485
454
せん断破壊
(0.85)
480
300
曲げ破壊
せん断破壊
(0.61)
曲げ→
480
223
せん断破壊
せん断破壊
(0.42)

493
529

400

25
20

200
UNIT0 (s=0.88%)

15

UNIT1 (s=0.19%)
UNIT2 (s=0.29%)

10

UNIT3 (s=0.52%)

5

Modified Takeda Model

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

図 3.5
20

10

道示Ⅴ
実験値 （ρs＝0.88%）
許容塑性率

-400
-200

塑性率と等価粘性減衰定数の関係（安全係数α＝1.5）

-150

-100

-50

0

50

水平変位

(mm)

100

150

200

(a) UNIT0（ρs＝0.88％）

0.3％
400

かぶり剥落

300
200

UNIT4～6

水平力 (kN)

μmax

-100

かぶり剥落

16

最大塑性率

0

-300

18

10

設計範囲

100

-200

塑性率 μ

12

かぶり剥落

300

0

14

土木学会
せん断耐力 破壊形態
Vs
551
曲げ破壊
(1.04)
394
せん断破壊(0.80)
322
せん断破壊(0.61)

30

水平力 (kN)

等価粘性減衰定数
heq
p g
( （%)
)

4
(Vs/Vexp）
5(Vs/Vexp）
6(Vs/Vexp）

せん断耐力の比較

8

μ6

6
4

橋軸直角方向
橋軸方向

UNIT1～3

2
0
0.0

0
-100
塑性率μ＝6
実験値（ρs＝0.29%）
許容塑性率

-200
-300

0.5

1.0

1.5

（安全係数α＝1.5）
かぶり剥落

2.0

-400
-200

帯筋体積比 ρs (%)

図 3.6

設計範囲

100

帯筋体積比と最大塑性率の関係

-150

(b)

-100

0

50

水平変位

(mm)

100

150

200

UNIT2（ρs＝0.29％）

図 3.7

求めた帯筋体積比と最大塑性率の関係を図 3.6 に示す。

-50

設計塑性率の検証

これによれば，インターロッキング式橋脚の変形性能出した。

は，帯筋体積比の増加により改善し，少なくとも 0.3％以上の帯筋体積比であれば，じん性能として，塑性率a  1 

で 6 以上を確保できると考えられる。
図 3.7(b)にインターロッキング式橋脚（UNIT2）に対u   y
 y

(3.1)

ここで，δu：終局変位（本検討では，δu＝6δy として，塑性率を 6 として算定した道路橋示方書によるして算定）

荷重－変位関係と，実験で得られた包絡線の比較を示

δy：降伏変位す。また，図には実際の設計領域である許容塑性率に

α：安全係数。

相当する変位と，実験時にかぶりコンクリートが剥落

図 3.7(b)より，塑性率を 6 とした場合の計算値は，した載荷ステップを併記している。正負交番実験の繰UNIT2 の変形性能を精度よく評価している。また，安り返し回数は 3 回であり，道路橋示方書ではタイプⅡ

全係数を 1.5 として許容塑性率を算出することによって，地震動に対応すると考えられる。したがって，許容塑

比較対象と示した図 3.7(a)の矩形橋脚（UNIT0）と同様

性率μa は安全係数α＝1.5 として，式(3.1)によって算に，かぶりコンクリートが剥落する前の状態に損傷を

1111東急建設技術研究所報No.37①軸方向鉄筋の建込み・継手②帯鉄筋の重合せ
図 4.1③帯鉄筋の建込み・結束

施工方法

抑えられることがわかる。
上記の結果を踏まえて本研究では，当面の設計において，道路橋示方書のタイプⅡ地震動に対して，暫定的に帯筋体積比が 0.3％以上のインターロッキング式橋
脚の塑性率を 6 とすることにより，その変形性能を適切に評価できることを提示した。なお，本研究の成果
は「設計要領

第二集

橋梁建設編」 15) に採り入れら

れている。
4.

インターロッキング式橋脚の施工
インターロッキング式配筋を，高さ 10～20m クラスの橋脚に適用する場合，そのフープ筋の直径は 2ｍを超えると想定される。したがって，スパイラルフープ筋を用いてインターロッキング式橋脚を構築するには，大断面におけるスパイラルフープ筋の施工方法の検討は不可欠である。そこで，インターロッキング式橋脚をスパイラル筋で施工する方法を考案し，実大施工試
験を行い，スパイラル筋の組立が実際に行えるかの確

写真 4.1

認，施工効率および施工精度を確認した 16)。
一連の施工手順を図 4.1 に示す。考案した施工方法は，施工試験の状況

重ね合わせた後，予め配置された軸方向鉄筋に落とし

設計寸法に加工したスパイラル筋を，所定のピッチを込むものである。施工試験では，図 4.2 に示すように，保持しながら円筒形に吊上げ，簡易な治具を使用して治具を工夫することで，スパイラル筋を使用したインターロッキング形式の配筋を効率良く施工できること，
軸方向鉄筋の継手や組立誤差の影響を受けず，必要十分な精度で施工できることを示した（写真 4.1 参照）。
本施工実験の条件下では，インターロッキング式橋
脚の帯鉄筋の施工効率は 1.4 人・日／ton であり，在来矩形橋脚における施工効率 3.1 人・日／ton の約 2.2 倍に向上するものと試算された。その結果，足場，鉄筋，
型枠，コンクリート打設など橋脚の構築全体で 83％に施工を省力化することを示した。
5.

①吊り上げた状態
図 4.2②重ね合わせた状態

インターロッキング式橋脚への高強度材料の適用
大断面橋脚においても，インターロッキング式配筋

インターロッキング用吊治具の構造的メリットを生かしつつ，施工性の向上を図る

1212東急建設技術研究所報No.37

ため，円形スパイラル筋の代替品として，高強度かつ載荷方向単位（ｍｍ）

柔軟で長さにもほぼ制限のない PC 鋼より線が挙げられ

30

1350
550

800

800

30

る 17)。同様に，インターロッキング式配筋構造と高強

800

24-D22

度材料を組み合わせることは，さらなるＲＣ橋脚の配24-D22
No.1 D10@125

り線の適切な補強量およびせん断耐力を検証するため高強度化したインターロッキング式橋脚の実験 18)を行

30

46-D222x2.9@150

710

800

の実験，②軸方向鉄筋，帯鉄筋およびコンクリートを

No.2 1x3.5@125
No.3 2x2.9@125
No.4 3x2.9@125
No.5 1x2.3@65
No.6 1x3.5@65

710

94

筋合理化につながる可能性がある。そこで，①PC 鋼よ92

い，耐力および変形性能等の基本的耐震性能が保持さ46-D22

24-D22横拘束筋として用いた鉄筋コンクリート橋脚の耐力お2300

1x3.5@125
2x2.9@125
3x2.9@1252300

図 5.1 に示す PC 鋼より線を円形スパイラル状にして2300

れていることを確認した。

2x2.9@150

よび変形性能は，式(5.1)に示すように帯筋体積比を降
890

980

た場合と同様に評価することが可能であることを示し

890

伏強度の比率で換算することによって 19)，鉄筋を用いた（図 5.2 参照）。また，インターロッキング式配筋とした長辺方向のせん断耐力は，本実験の範囲内では，

No.2～4

道路橋示方書の算定方法を用いて評価できることを確

図 5.1

認した。

f wypcf wys

  spc

試験体の概要200(5.1)

注）塑性率は各試験体の平均値
δy＝17.2mmを用いて算出

180

ここで、  seq：等価帯筋体積比

11
10

160

 spc：PC鋼より線の帯筋体積比
限界変位(mm)f wypc：PC鋼より線の降伏強度swy

f ：円形帯鉄筋の降伏強度
一方，曲げ耐力を同等としてコンクリートおよび軸

9

140

8

120

7

100

6
5

80

No.1(D10@125)
No.2(3.5x1@125)
No.3(2.9x2@125)
No.4(2.9x3@125)
No.5(2.3x1@65)
No.6(3.5x1@65)60

方向鉄筋を高強度化した場合には，降伏変位が大きく40なるものの限界変形はほぼ同等であること，道路橋示20

方書による算定値は，曲げ耐力および終局変位に対し

4
3
2
1
0

0

て安全側の評価を与えること，高強度軸方向鉄筋の塑塑性率 δ/δy seq 

No.7

0.1

0.2

性化領域は，帯鉄筋の強度および間隔にかかわらず

0.3

0.4

0.5

等価帯筋体積比（％）

2.0D の範囲に及び，曲率の塑性化領域は 0.5～0.75D 程
図 5.2

度になることなどの知見を得た。
6.

等価帯筋体積比と限界変位の関係

ル筋で施工する方法を考案し，実大施工試験を行い，おわりに本研究では，高強度せん断補強鉄筋を用いる場合の橋脚の構築全体で 83％に施工を省力化することを示し

せん断耐力評価方法やインターロッキング式橋脚の変た。より合理的な設計とするために検討すべき課題と形性能およびせん断耐荷性能を示し，設計法を提案しして，フープ筋による拘束効果の定量的評価や，インた。インターロッキング式橋脚について，当面の設計

ターロッキング領域の配筋状態とせん断耐荷性能の関において，その変形性能を適切に評価できることを提係が挙げられる。

示した。また，インターロッキング式橋脚をスパイラ
謝

辞

本報告は，学位論文の概要を示したものである。ここに関係各位に感謝の意を表します。

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14）柳下文夫，田中仁史，Park, R.：インターロッキングスパイラル鉄筋を有する鉄筋コンクリート橋脚の耐震性能，土木学会論文集，
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15）東日本高速道路株式会社，中日本高速道路株式会社，西日本高速道路株式会社：設計要領

第二集

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16）黒岩俊之，宮城敏明，大滝健，水上善晴：インターロッキングスパイラル配筋による RC 橋脚の合理化工法，コンクリート工学年
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17）下司弘之，正岡孝，北川俊治，奈良正，服部尚道，大滝健：PC 鋼より線を用いたインターロッキング橋脚の破壊性状，土木学会
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18）（独）土木研究所：高じん性鉄筋コンクリート構造の配筋合理化技術に関する共同研究報告書（その２），pp.71-91，2005.2
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STUDY ON DESIGN AND CONSTRUCTION OF RC PIERS WITH RATIONAL TRANSVERSE
REINFORCEMENT
T.Kuroiwa
In this study, we examined the high strength shear reinforcement and the interlocking spiral/hoop columns.
In order to investigate the shear strength of reinforced concrete beams using high strength materials, we performed loading
tests on the beams with high strength shear reinforcement. Based on the test results together with previous studies, shear capacity ofhigh strength reinforced concrete beams was evaluated and the adequacy of the shear design equation in the JSCE model code wasdiscussed.
The objectives of this study were to experimentally investigate the performance of columns with interlocking spirals/hoops
under flexural and shear loading. It was confirmed that the seismic performance of the interlocking spiral/hoop columns was quite
comparable to that of the conventional rectangular columns. It is also found that the volumetric confinement ratio necessary for theinterlocking columns to have ductile behavior could be at least 0.3% for the design with an adequate safety margin.

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