コンクリート工学年次論文集，Vol.27，No.2，2005

論文

モルタル充填継手を用いた鉄道プレキャストラーメン高架橋柱の交番載荷実験
相田浩伸*1・谷村

幸裕*2・田所敏弥*3・滝本和志*4

要旨：鉄道ＲＣラーメン高架橋の施工にプレキャスト工法を適用するに当たり，柱基部における軸方向鉄筋の継手にモルタル充填継手を用いたプレキャスト柱の耐震性能を確認する目的で，縮小試験体による交番載荷実験を行った。試験体は，継手の無い場所打ちの試験体 1 体，継手を有する柱軸方向鉄筋の節形状の異なるプレキャスト柱の試験体2 体，計 3 体を製作した。実験結果より，基部にモルタル充填継手を有するプレキャスト柱は，継手の無い場所打ちの柱と同等以上の耐震性能を有することが確認された。
キーワード：モルタル充填継手，プレキャスト工法，鉄道ＲＣラーメン高架橋，耐震性能
なるプレキャストの試験体 2 体，計 3 体を製作

1. はじめに
近年，都市部の狭隘な場所における鉄道立体し各々の耐震性能を比較した。また，プレキャ交差化事業の中に，工程短縮・周辺環境への配ストの試験体 1 体では，柱軸方向鉄筋の基礎へ慮等の理由から，鉄道ＲＣラーメン高架橋の施の定着に定着板を用い，その定着性能を検討し工にプレキャスト工法を適用した事例 1)，2)が見た。試験体の一覧を表－１に，試験体の形状とられるようになった。しかし，これらの事例で配筋を図－１に示す。柱軸方向鉄筋には，ネジは，梁・スラブのハーフプレキャスト化にとど節鉄筋 D29（節間隔 12.0mm，節高さ 2.5mm），まっており，柱への適用事例は少ない。

タケ節鉄筋 D29（節間隔 19.2mm，節高さ 1.8mm）

本研究では，鉄道ＲＣラーメン高架橋の施工を用いた。にプレキャスト工法を適用するに当たり，柱基試験体は，対象とする実高架橋柱の 75％縮小

部における軸方向鉄筋の継手にモルタル充填継モデル（柱断面 750mm×750mm，有効高さ 625mm，手を用いたプレキャスト柱の耐震性能を確認す

柱基部から載荷点までの高さ 2500mm）とし，る目的で，縮小試験体による交番載荷実験を行

軸方向鉄筋比（4.568%），帯鉄筋比（0.795%），

った。また，併せて柱軸方向鉄筋下端に定着板およびせん断スパン比（4.00）を実高架橋柱とを使用し，定着板の定着性能評価を行った。

同等にした。
モルタル充填継手の形状寸法を図－２に，定着板の形状寸法を図－３に示す。定着板 A は，

2. 実験概要

鉄筋端部に高周波誘導加熱と加圧によって形成

2.1 試験体3)より，モルタル充填継手の性能された拡径定着板である。定着板 B は，鉄筋端が鉄筋の節形状の影響を受けることが知られて部に摩擦圧接されたネジに円形定着板を締め込いる。そのため，実験は継手の無い場所打ちのんだ機械式定着板である。また，軸方向鉄筋の試験体 1 体と，柱基部における軸方向鉄筋の継定着板の位置は，基礎天端から d/2（=350mm）

手にモルタル充填継手を用い鉄筋の節形状の異または 10φ（=290 mm）の小さい方の値だけ下*1 清水建設（株）

土木技術本部

技術第四部

工修*2 （財）鉄道総合技術研究所

構造物技術研究部

ｺﾝｸﾘｰﾄ構造主任研究員*3 （財）鉄道総合技術研究所

構造物技術研究部

ｺﾝｸﾘｰﾄ構造

博士（工学）

既往の研究*4 清水建設（株）

土木事業本部

技術研究所

社会基盤技術センター

-613-

主任研究員

(正会員)
博士（工学）(正会員)(正会員)

博士（工学）(正会員)

表－１
試験体 RC柱の構造形
No.1
場所打ち
No.2
プレキャストNo.3
プレキャスト
負方向

負方向

正方向

C面

B面

B面

D面

A面

図－１

正方向

C面

D面

A面

図－２

柱軸方向鉄筋下端の定着基礎下端の鉄板に溶接
基礎下端の鉄板に溶接定着板A、定着板B
負方向

正方向

C面

D面

試験体一覧

柱軸方向鉄筋継手 柱軸方向鉄筋節形状－
ネジ節
モルタル充填継手
ネジ節
モルタル充填継手
タケ節

B面

A面試験体形状寸法（単位：mm）

モルタル充填継手形状寸法（単位：mm）

がった位置から基本定着長から 10φ減じた長図－３定着板形状寸法（単位：mm）

2.2 使用材料さを確保する位置とした（d：柱幅，φ：定着す(1)鉄筋，およびコンクリートる鉄筋の直径）。

コンクリートの配合を表－2 に示す。実験でなお，実施工ではプレキャスト柱と基礎を短使用した軸方向鉄筋，帯鉄筋（SD390）の材料試時間で接合することが必要となる。本試験体の験結果を表－３に，コンクリートの材料試験結組立てでは，柱の基礎への建込み～柱の仮固定果を表－４に示す。

～柱と基礎の間の目地部（厚さ 20mm）への型(2)モルタル充填継手，および充填材枠設置～継手・目地部へのモルタル充填の一連実験で使用した継手は，鉄筋継手指針 4)の静の作業を約 90 分で完了した。

的耐力性能Ａ級と高応力繰返し耐力性能を有するものである。継手の材料試験結果を表－５に-614-表－２

コンクリート配合
3単位量(kg/m )粗骨材の スランプ 水セメ 空気量 細骨最大寸法の範囲 ント比
材率2（N/mm ）
(mm)
(cm)
(%)
(%)
(%)
呼び強度
27208±2.559.4

4.5±1.5

水50.0

164

セメント 細骨材 粗骨材
276921935

混和剤
AE剤 減水剤
0.055 3.036

表－３鉄筋の材料試験結果

表－５

試験体

用途

降伏強度 引張強度 弾性係数
222(N/mm )(N/mm )
(N/mm )

No.1
No.2

軸方向
鉄筋
帯鉄筋
軸方向
鉄筋
帯鉄筋

引張強度
耐力
破断伸び 硬さ
試験体
22(％)
(HB)
(N/mm ) (N/mm )No.26695027.7241No.36604947.6
235No.3439.5641.1

194.8

440.4

627.7

186.0

442.1

625.3

195.5

394.6

611.3

186.3

表－４

コンクリートの材料試験結果

試験体

部位

No.1
No.2No.3

基礎柱
柱・基礎柱・基礎

圧縮強度
2モルタル充填継手の材料試験結果

表－６充填材の材料試験結果

試験体
No.2
No.3

圧縮強度 弾性係数2(N/mm )
98.5
101.3

2(kN/mm )
34.5
32.4

弾性係数
2(N/mm )38.3(kN/mm )
29.6

36.8

29.5

36.6

30.5

表－７

定着板の機械的性質の規格値
種類

定着板A
定着板B

降伏強度
2(N/mm )390～510390以上

引張強度2(N/mm )
560以上
565以上

抜出し部分

写真－１ モルタル充填継手内部（No.2 試験体 軸方向鉄筋番号 34）

写真－２ モルタル充填継手内部（No.3 試験体 軸方向鉄筋番号 35）示す。また，充填材はセメント系高強度無収縮試験体で軸方向最外縁鉄筋が降伏ひずみに達しグラウト材を使用した。充填材の載荷時におけた載荷変位）とした。また，各載荷変位の 1 回る材料試験結果を表－６に示す。

目の最大荷重が降伏荷重の 80%を下回った載荷(3)定着板変位以降では，軸方向鉄筋の継手破壊性状を確実験で使用した定着板 A，定着板 B の機械的認するために，各 1 回の繰返し載荷を行った。

性質の規格値を表－７に示す。

具体的には，
No.1 試験体は，6δy まで 3 回，7δy，2.3 試験方法

8δy で 1 回ずつ，No.2 試験体，No.3 試験体は，載荷方法は，試験体上部に水平力を加えるカ2ンチレバー式とし，軸圧縮応力度を 3.4N/mm

7δy まで 3 回，8δy，9δy で 1 回ずつの繰返し載荷を行った。

で一定とした。載荷サイクルは，軸方向最外縁鉄筋のひずみが 1000μに達するまで，正負 1 回3. 実験結果と考察ずつ載荷し，その後，変位制御により 1δ（δyy：3.1 破壊性状降伏変位），2δy，3δy･･･と降伏変位の整数倍(1)モルタル充填継手の破壊形態

を各 3 回ずつ繰返す漸増定変位正負交番載荷と軸方向鉄筋にネジ節鉄筋を用いた No.2 試験した。ここに，各試験体とも δy=25mm（No.1

体では，鉄筋の座屈後に継手上部で鉄筋が破断-615-軸方向鉄筋

軸方向鉄筋（D29）（D29）

〔変位量 10～60mm〕

軸方向鉄筋
（D29）

座屈

〔変位量 ～45mm〕
座屈〔変位量 15～85mm〕
プレキャストRC柱座屈RC柱目地（20mm）

基礎

基礎

プレキャストRC柱〔変位量 3～10mm〕
座屈

目地（20mm）

軸方向鉄筋の座屈状況

2000

2000

2000

1500

1500

1500

1000

1000

1000

500

500

50000C面

D面

A面

B面

座屈

基礎

図－４0〔変位量 ～50mm〕

C面

No.１試験体（8δy）

D面

A面

B面

C面

No.２試験体（9δy）
図－５

D面

A面

B面

No.３試験体（9δy）

各試験体のひび割れ展開図したものと，継手下部で鉄筋が抜出したもの（写よりも大きいのに対し，No.3 試験体では継手下真－1）とがあった。

部の変位量が継手上部よりも大きくなった。こ一方，軸方向鉄筋にタケ節鉄筋を用いた No.3

れらの違いは，No.2 試験体で生じたモルタル充試験体では，鉄筋の座屈後に継手下部で鉄筋が填継手からの軸方向鉄筋の抜出しの影響による母材破断したもののみであり，継手からの鉄筋ものと考えられる。の抜出しは見られなかった（写真－2）。

なお，軸方向鉄筋の座屈が確認された載荷変(2)軸方向鉄筋の座屈状況

位は，No.1 試験体で 5δy，No.2 試験体で 6δy，実験終了後に観察した各試験体柱基部の軸方No.3 試験体で 7δy であり，モルタル充填継手を向鉄筋の座屈状況を図－４に示す。No.2 試験体有し柱基部の剛性の大きい No.2 試験体，No.3は，No.1 試験体，No.3 試験体に比べ，座屈した試験体の方が，No.1 試験体よりも座屈の生じる軸方向鉄筋が少なかった。座屈による変位量は，載荷変位が大きくなった。いずれの試験体ともNo.2 試験体では継手上部の変位量が継手下部

最終的には，軸方向鉄筋の座屈後に荷重が低下-616-し，曲げ破壊に至った。

+5δy

1600

(3)ひび割れ性状

800

荷重（kN）

各試験体の載荷終了時のひび割れの展開図を図－５に示す。いずれの試験体も載荷変位の増↓は座屈が生じた最小の変位を表す。

0加につれて，載荷方向に直角な面（B 面・D 面）-800－5δyの水平ひび割れは載荷方向に平行な面（A 面・-1600-250 -200 -150-100 -50 0 50 100 150 200 250
水平変位（mm）

C 面）の斜めひび割れへと進展し，ひび割れ性状に差異は見られなかった。

図－６

また，軸方向鉄筋の座屈範囲が大きい試験体

荷重－変位履歴曲線（No.1）
+6δy

1600
荷重（kN）の方が，かぶりコンクリートの剥落範囲が大きくなる傾向が見られた。
3.2 荷重と変位の関係
各試験体の荷重－変位履歴曲線を図－６～８，800↓は座屈が生じた最小の変位を表す。

0-800

荷重－変位履歴曲線の包絡線と計算値を図－９－6δy-1600-250 -200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200 250
水平変位（mm）に示す。ここに，荷重は軸力による付加曲げモーメントの補正を行った値である。計算値は，

図－７鉄道設計標準 5)に従い算出したＹ点，Ｍ点，Ｎ荷重－変位履歴曲線（No.2）+7δy1600点のものである（Ｙ点：降伏点，Ｍ点：最大荷荷重（kN）重を維持する最大変位の点，Ｎ点：降伏荷重を800維持する最大変位の点）。水平変位の計算値は，基礎からの軸方向鉄筋の伸出し，塑性ヒンジ部↓は座屈が生じた最小の変位を表す。

0-800の回転，および塑性ヒンジ部以外の柱の曲げ変－7δy-1600-250 -200-150 -100 -50 0 50 100 150 200 250
水平変位（mm）形を考慮し算出している。なお，計算では，No.1
試験体，No.2 試験体の材料試験結果を用い，最図－８外縁鉄筋を引張鉄筋として考慮した。各試験体

1600となった。

800荷重（kN）の荷重，および変位は，計算値よりも大きい値
モルタル充填継手を有する No.2 試験体，No.3
試験体の最大荷重は同程度であり，No.1 試験体

荷重－変位履歴曲線（No.3）

No.1
NO.2
No.30計算値の最大荷重より 7.3～10.9（%）大きかった。ま-800

た，じん性率（降伏荷重を維持する最大変位／-1600-250 -200 -150 -100 -50

降伏変位，正側と負側の平均値）は，No.1 試験

050

100 150 200 250

水平変位（mm）

図－９体で 6.1δy，No.2 試験体で 6.9δy，No.3 試験体

荷重－変位包絡線で 7.4δy となった。No.2 試験体，No.3 試験体と試験体は，継手の無い No.1 試験体より降伏荷重も，No.1 試験体の荷重－変位関係を上回った。の 80%の荷重を維持する最大変位が大きいため，3.3 累積吸収エネルギー累積吸収エネルギーも大きな値となった。

各試験体の累積吸収エネルギー－変位の関係

3.4 定着部の抜出しを図－10 に示す。累積吸収エネルギーは，3 回

軸方向鉄筋の基礎への定着に用いた定着板のの交番載荷を行った載荷変位までを図示した。

抜出し量と載荷変位の関係を図－11 に，定着板モルタル充填継手を有する No.2 試験体，No.3直上（基礎天端から 1050mm 下方）での軸方向-617-定着板抜け出し（mm）

累積吸収エネルギー（kJ）

15000

No.1
NO.2
No.3

4000
3000
2000
1000

0.8

定着板A
定着板B

0.6
0.4
0.20-0.2-0.4-10 -8012

図－1034567
載荷変位（×δy）

89-6

10-4 -2 024
載荷変位（×δy）

図－11

累積吸収エネルギー
軸方向鉄筋ひずみ（×10-6）0

鉄筋のひずみと載荷変位の関係を図－12 に示す。なお，図中では各繰返し 1 回目の測定値を示した。また，抜出し量は，定着板にシースを通して取り付けたワイヤーの伸縮量から求めた。
定着板の抜出し量の最大値は，定着板 A では

6810810

定着板の抜出し量

1000800

定着板A
定着板B

600
400
2000-200-10 -80.6mm，定着板 B では 0.5mm と微少な値であっ-6図－12た。また，定着板を用いた No.3 試験体の荷重－-4 -2 024載荷変位（×δy）

6

軸方向鉄筋のひずみ変位関係が軸方向鉄筋を基礎下端の鉄板に溶接

向鉄筋の母材破断となったが，ネジ節では継手した No.1 試験体のそれを上回ったことも考慮からの軸方向鉄筋の抜出しが見られた。

すると，定着板の定着性能は十分なものであっ(3)軸方向鉄筋の基礎への定着に用いた定着板たと考えられる。

は，十分な定着性能を示した。

定着部の抜出し量は，7δy までは載荷変位になお，本実験結果は，モルタル充填継手の施比例して増加し，8δy 以降で減少した。また，工が良好な条件下でのものであり，実用に当た定着部直上の軸方向鉄筋のひずみも 7δy までっては十分な施工管理が必要である。

載荷変位に従って増加するが，8δy 以降で減少した。これらの挙動から，定着板直上の軸方向

参考文献

鉄筋のひずみが増加したのは，繰返し載荷によ

1) （財）鉄道総合技術研究所：ハーフプレキ

り鉄筋とコンクリートの付着性能が徐々に低下

ャスト工法を適用した鉄道ラーメン高架橋

し，軸方向鉄筋下端にひずみが伝達したためとの設計・施工指針，1999.3

考えられ，この結果，定着板の抜出し量が増加

2) 鈴木隆文，犬塚真一：鉄道営業線直上における鉄道ラーメン高架橋（ハーフプレキャしたものと考えられる。

スト工法）の施工について，土木学会第 59
回年次学術講演会，4-107，pp.319-320，2004.9

4. まとめ鉄道プレキャストラーメン高架橋柱をモデル

3) 吉松敏行，宇佐美滋，加藤友康：モルタ化した試験体を用いた交番載荷実験結果から，

ル充填式 SD490 鉄筋継手の性能試験

本実験の範囲内で以下のことが確認された。

2(1)基部にモルタル充填継手を有する柱は，軸方会学術講演梗概集，pp.799-800，1998.9

向鉄筋の節形状（ネジ節，タケ節）に関わらず

4) （社）土木学会：鉄筋継手指針，1982.2

場所打ち RC 柱と同等の耐震性能を示した。

5) （財）鉄道総合技術研究所：鉄道構造物等(2)モルタル充填継手の破壊形態は，軸方向鉄筋設計標準・同解説（耐震設計），1999.10の節形状によって異なり，タケ節では全て軸方-618-

そのねじ節鉄筋継手の性能，日本建築学会大