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技報

第 2 号 (2004 年)

PC 鋼材で橋脚付け根を巻き締めする高じん性化技術
技術本部

技術研究所

久保明英

技術本部

土木技術第一部

鈴木宣政

東京土木支店

PC 事業部村井伸康

概要：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に参加し，PC 鋼
材で橋脚付け根を巻き締めする高じん性化技術の研究を行っている．土木研究所の30MN 載荷試験機を用いて，高さ 1500mm，断面寸法 500mm の柱状供試体の一軸圧縮強度試験を行った．また，大型アクチェータージャッキ 2 軸載荷試験装置を用いて，総高6400mm，断面寸法 1200mm の橋脚模型の正負交番載荷試験を行った．実験の概要を紹介する．

Key Words：橋脚，高じん性化，配筋合理化，PC 鋼材，橋脚付け根部，巻き締める

１．はじめに鉄筋コンクリート橋脚，柱の耐震安全性を高めるためには変形性能を向上させること，すなわち高じん性化することが重要となる．しかし，現行基準が示す，帯鉄筋量，中間帯鉄筋量を配置すると，作業が煩雑となるだけでなく，コンクリートの充填性や構造物の品質が懸念されるような配筋過密状況となっている．このため，新設鉄筋コンクリート橋
脚や柱の配筋合理化が可能となる，高じん性化技術が望まれている．当社は，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（共同研究期間：平成 13 年 9 月〜平成 16 年 3 月）に参加している．参加機関は独立行政法人土木研究所，土木研究センター，前田建設工業，戸田建設，三井住友建設，ピーエス三菱，東急建設の 7機関である．その中で当社は，三井住友建設と共に， PC 鋼材で橋脚付け根を巻き締めする，高じん性化技術及びプレキャスト部材を用いた技術を行っている．
PC 鋼材で鉄筋コンクリート柱状体を巻き締めすることで，高じん性化が可能なことは，PC 鋼材の導入応力を降伏
強度の 1/3 以下とした場合について，既往の研究で確認されている 1) 2)．本研究では，PC 鋼材の導入応力，配置間隔，断面積をパラメータとした一連の試験を実施して，高じん性化のメカニズムを解明し，より効果的な高じん性化技術を開発しようとするものである．PC 鋼材で橋脚付け根を巻き締めする高じん性化技術は，新設橋脚に適用することを主に開発しているが，既設橋脚の補強にも適用可能である．そして，橋脚の付け根の部分だけを巻き締めする方法については，当社のプレキャスト化技術，機械化技術を活かすことができると期待している．PC 鋼材を用いた方法の優位性を示すには，より高い緊張力で巻き締めることが，より大きい高じん性化効果を生むことを示す必要がある．一軸圧縮強度試験の供試体及び正負交番載荷試験の橋脚模型に巻く PC 鋼材の選定では，できるだけ高い緊張力を導入できるように配慮した．
写真-1 正負交番載荷試験試験の装置

久保明英

鈴木宣政

村井伸康
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２．一軸圧縮強度試験(1) 供試体の概要

第 2 号 (2004 年)

500

補強区間 250

50

供試体の概要を図-1 に，諸元を表-3 に示す．角柱供試体（LS シリーズ）は，500×500 の正方形断面で，高さ 1500mm である．軸方向鉄筋は，D16mm 鉄筋が純

変位計測区間 950

5 本配置している．拘束筋としての PC 鋼材は，異形 PC

1400

1500

上下端 200mm は，補強区間とし D16mm の帯鉄筋を試験区間 1000

かぶり 16mm で各辺に 4 本配置されている．供試体のD16

鋼 棒 （ φ 7.1mm, φ 9.0mm, φ 10.7mm ） を 使 用 し ，PC鋼材ひずみ 1本×2ヶ所
1本×2ヶ所×11断面

150mm 間隔（全角柱供試体共通）で供試体外側にコひずみゲージ50

柱供試体の隙間には，緊張後に無収縮モルタルを埋め補強区間 250

ーナー部定着体を介して配置されている．PC 鋼材と角500ている．これは，載荷に伴う供試体の膨張を速やかにPC 鋼材で拘束するためである．

500

補強区間

225

面で，高さ 1500mm である．軸方向鉄筋は，D16mm

200

円柱供試体（LC シリーズ）は，φ500mm の円形断鉄筋が純かぶり 16mm で 10 本配置されている．上下PC鋼棒ひずみ
４断面ｘ４辺ｘ(上下直列)＝１６箇所

端 250mm を補強区間とし，D16mm の帯鉄筋を 6 本

代表１ヶ所

1100

900

1500

1050

ロードセル

配置している．拘束筋としての PC 鋼材は，PC 鋼より線
（φ2.9mm×3 本より，全円柱供試体共通）を用い，鉛直変位計測４面

500

50mm，70mm，100mm 間隔で配置している．

225

柱供試体は PC 鋼材の配置間隔と導入緊張力をパラメ

補強区間

200

80

角柱供試体は PC 鋼材の断面積と導入緊張力を，円
40 40ータとしている．円柱供試体に PC 鋼より線を巻くと，各80

素線に曲げひずみが生じる．LC1,LC2,LC3 の PC 鋼

図-1 供試体概要

より線の最大合成ひずみは,ほぼ弾性限界ひずみとなっている．供試体に使用したコンクリートの配合を表-1に，PC 鋼材の材料試験結果を表-2 に示す．なお，供試体のコンクリートは同一の生コン車から採取したものである．

表-1 コンクリートの配合
設計強度
2

N/mm
25.5

スランプ
cm
18

Gmax
mm
20

空気量
%
4.5

W/C
%
57

s/a
%
52.1

単位水量
3

kg/m
175

表-2 鋼材の機械的性質
名称
（規格）

断面積

引張荷重
kN

伸び
%

降伏荷重
kN

弾性係数

mm2

異形PC鋼棒 7.1mm
SBPDL

40

59.3

9

57.4

201100

異形PC鋼棒 9.0mm
SBPDL

64

95.1

9.5

91.4

199400

異形PC鋼棒 10.7mm
SBPDL

90

136

11

130.6

202700PC鋼より線 2.9mm×3本より
SWPR7N

19.82

39.8

8

37.6

201800異形鉄筋 D16

198.6

114.1

22.9

77.3

216000

2/9

N/mm2

写真-2

供試体の設置状況

580

コンクリート表面ひずみ ４面

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表-3 供試体の諸元
PC鋼材

供試体

角柱

断面積

配置間隔

体積比

Apc

s

ρpc

Pi

mm

%

kN/本

LS0

-

mm
-

LS1

φ7.1mm40

LS2

φ9.0mm64

φ10.7mm90LS4

φ9.0mm64

LS5φ9.0mm

64

LC0

-

-

LS3

SBPDL
異形PC鋼棒

2

LC1
円柱

LC2
LC3

SWPR3N
PC鋼より線

φ2.9mm
×3本

19.82

-

150

-

導入緊張力 導入緊張力
／降伏荷重

-

-

-

0.21

49.1

0.86

0.34

73.5

0.80

0.48

101.1

0.77

0.34

0.0

0.00

0.34

39.0

0.43

-

-

-

100

0.16

12.0

0.32

70

0.23

12.0

0.32

50

0.32

12.0

0.32

LC4

70

0.23

0.0

0.00

LC5

70

0.23

6.0

0.16

(2) PC 鋼材の緊張力管理
角柱供試体では，4 台のジャッキと 4 台のロードセルを用いて，1 段毎に，4 本の PC 鋼棒を同時に緊張した．ロードセル読み値が所定の緊張力を示した状態で定着した．円柱供試体では，2 台のジャッキと 2 台のロードセルを用いて，1 段毎に，PC 鋼より線を円柱供試体の周りを 1 周（360°）巻いて緊張した．ロードセル読み値が所定の緊張力を示した状態で定着した．PC 鋼より線の定着具には，ロードセルで確認した緊張力で定着できるように特殊なものを用いた．載荷試験の約 2 週間前に，緊張力の再緊張を行い，載荷試験までに減少する緊張力の調整を行った．なお，
写真-2 には写ってないが，載荷中は，PC 鋼材の撥ね飛び防護のための柵で供試体を囲っている．

(3) 載荷方法および計測項目
載荷は，独立行政法人土木研究所所有の 30MN 載荷試験機を用いて行った．載荷方法は，変位制御による単調一軸圧縮載荷とし，載荷速度は毎分 1mm とした．本載荷に先立ち，変位 1mm 程度の予備載荷を行い，供試体の設置と計測器の点検を行った．供試体の設置状況を写真-2 に示す．
計測項目は，鉛直荷重，軸方向変位，PC 鋼材ひずみとした．軸方向ひずみは，角柱供試体では 4 面の中央900mm 区間における変位，円柱供試体では 4 面中央 950mm 区間における変位を計測し，これを区間長で除して求めた．参考のために，コンクリート表面ゲージにて軸方向ひずみと横方向ひずみも計測した．計測のサンプリング間
隔は 0.5Hz である．

写真-4 円柱供試体と角柱供試体

写真-3 円柱供試体の定着具

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写真-5 最終損傷状況（角柱供試体：左から LS0〜LS5）

写真-6 最終損傷状況（円柱供試体：左から LC0〜LC5）(4) 試験結果の概要
角柱供試体及び円柱供試体の応力−ひずみ関係を図-2，図-3 に示す．角柱供試体では，最大圧縮応力を過ぎた直後に，急傾斜で応力が下降する応力下降域と，次の傾斜の緩やかな応力収束域の 2 段階の挙動を示す．応力下降域から応力収束域へ移行する段階でコンクリートの剥落や破壊面が明確になり，数本の軸方向鉄筋が座屈し，
その後座屈した軸方向鉄筋を抑えていた PC 鋼材が破断して終局に至る．応力下降域から応力収束域へ移行する
境界点は，最大圧縮応力の 60%〜80%程度に位置しており，体積比あるいは緊張力が大きい角柱供試体ほど，増加割合が大きい．円柱供試体では，明確な応力下降域は見られず，緩やかな応力低下を示す．破壊は，最大圧縮応力以降に次第にひび割れ幅が拡大し，やがてコンクリート小片の剥落が生じ始め，軸方向鉄筋が座屈し，その後座屈した軸方向鉄筋を抑えていた PC 鋼材が破断して終局に至る．

写真-8 当社のリアルタイムモニタリング装置

写真-7 円柱供試体のセットを使用した．（モニタリング画面）
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50

50

実験値

実験値
実験式

30

LS3

LS0

LS2
LS1

20

実験式

40
圧縮応力(N/mm 2)

圧縮応力(N/mm 2)

40

30

20

LS4

0

0.005

0.01

0

0.015

0

0.005

0.01

(a) 体積比をパラメータとした供試体

図-2(b) 緊張力をパラメータとした供試体

角柱供試体の応力−ひずみ関係

50

50
実験値

実験値

実験式

40

実験式

40

30

圧縮応力(N/mm 2)LC3
圧縮応力(N/mm 2)

0.015

ひずみ

ひずみ

LC2
LC1

20

LC0

10

0

LS2

LS5

10

10

0

第 2 号 (2004 年)

LC2

30

LC5
LC4

20

10

0

0.005

0.01

0.015

0

0

0.005

ひずみ

0.01

0.015

ひずみ

(a) 体積比をパラメータとした供試体(b) 緊張力をパラメータとした供試体

図-3 円柱供試体の応力−ひずみ関係(5) 試験結果の評価
PC 鋼材で鉄筋コンクリート柱状体を巻く方法による最大圧縮応力を高める効果については，無拘束供試体（LS0,LC0）と，PC 鋼材を巻くが緊張力は導入してない供試体（LS4, LC4）とを比較して，後者の最大圧縮応力が増加していることから確認できる．PC 鋼材に緊張力を導入することで，さらに最大圧縮応力を高められることについては，PC
鋼材に緊張力を導入してない供試体（LS4, LC4）と，緊張力を導入した供試体（LS5, LC5）を比較して，後者の最大圧縮応力が増加していることから確認できる．なお，緊張力を導入した供試体（LS5, LC5）とその 2 倍の緊張力を導入した供試体（LS2, LC2）とを比較して，角柱供試体，円柱供試体共に最大圧縮応力が同程度であり，導入緊張力
による差異がなかった．この理由については，円柱供試体では，最大圧縮応力となったときの，曲率による PC 鋼材の曲げ応力と引張り応力との合成応力が，降伏応力を超えているため，PC 鋼材の緊張力による拘束力は，LC5 と LC2
両供試体共に同じであったと考えられる．なお，円柱供試体に PC 鋼より線(φ2.9mm×3 本)を巻くと，その素線には，降伏応力の約 60%に相当する曲げ応力（曲げひずみ=素線径/曲げ半径=2.9/500=0.0058）が生じることになる．角
柱供試体についても，載荷時の供試体の膨張により PC 鋼材に大きい曲げ応力が生じると推察されるが，これについては計測してないし理論的に評価することも難しいため，PC 鋼材の曲げ応力と引張り応力との合成応力が，降伏応力を超えているかどうか判断できない．しかしながら，星隈らの異形鉄筋を用いた同様の試験 4)において，応力下降域から応力収束域へ移行する境界点が，鉄筋の降伏点に一致することが知られており，PC 鋼材を用いた本試験においても，この境界点付近で PC 鋼材が降伏相当ひずみとなっていることが確認されている 5)．
PC 鋼材で鉄筋コンクリート柱状体を巻き締めする方法が，最大圧縮応力以降の急激な耐力低下を抑制する効果を有していることについては，特に円柱供試体の試験結果で明確に確認できる．角柱供試体については，星隈らの異形鉄筋を用いた同様の試験 4)の，応力下降域から応力収束域へ移行する境界点が，最大圧縮応力の 50%以下で生じているのに対して，その境界点が 60%〜80%程度であり，その効果を確認できる．写真-5 および写真-6 に最終損傷状況を示す．
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３．正負交番載荷試験(1) 円形断面橋脚模型の製作
円形断面橋脚模型 2 体は，神町工場で，木製型枠を使用して，寝かせ打ちで製作した．円柱部上側の仕上がり，コンクリートの充填性及び断面の形状確保に注意して施工した．失敗談であるが，橋脚模型のフーチング底部の型枠に木版を使用したため平坦性が不十分となり，模型を載荷壁に取り付けるとき，緊張するとアクチェータ取り付け位置が外れてしまい，調整に手間取った．

(2) 橋脚模型の概要

写真-9
1200

50 1100 50

23 1154 23

30 1140 301200

円形断面 C1，C2 模型

RC区間

写真-4 木製型枠と付け根部配筋
表-4 供試体の補強筋の配置
供試体No.
S1
C1
C2
軸
鉄筋径
D19
D16
D16
方
本数
88 本 60 本 60 本
向
鉄筋比
1.75
1.05
1.05
PC PC鋼材
φ11 1S9.5 1S9.5
区 断面積
90.00 54.84 54.84
間
緊張応力0.45fy 0.28fy 0.57fy
間隔(mm)
250
75
75
中間帯鉄筋
D10
N.A.
N.A.
有 効 長
375
1200 1200
体積比(%)
0.41* 0.24
0.24
RC 鉄筋径D10D10D10区 間隔(mm)100
75
75
間 有 効 長375
1180 1180

PC区間

1200
150 10501200

正方形断面 S1 模型

RC区間

4800

4000

3875
150 1050 75 1250

RC区間

PC区間

RC区間

400

PC区間の断面*PC鋼棒の断面積で計算
表-5 コンクリートの特性値
供試体No.
S1
C1
C2
圧縮強度(MPa)
35.2
33.6
41.3
ヤング率(GPa)
28.3
23.5
25.4

図-4 交番載荷試験用の橋脚模型

主
鉄
筋
PC
鋼
材
帯
鉄
筋

写真-10

円形断面橋脚模型

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付け根部配筋（C1，C2 模型）

表-6 補強筋の特性値
供試体No.
S1
降伏強度(MPa)342
引張強度(MPa)510
ヤング率(GPa)190
降伏強度(MPa)1241
引張強度(MPa)1283
ヤング率(GPa)200
降伏強度(MPa)388
引張強度(MPa)549
ヤング率(GPa)
201

C1，C2
367
531
181
1914
1732
192
366
524
176

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技報

C1

9δyo

800

水平荷重 (kN)

400
0
‑400
‑800

載荷の最終変位レベルは
8δyo

400
0
‑400

‑100

0

100

200

‑200

‑100

0

100

水平変位 (mm)

水平変位 (mm)

正方形断面 S1 模型

円形断面 C1 模型
図-5

0
‑400

‑1200

‑1200
‑200

9δyo

400

‑800

‑800

‑1200

C2

800

水平荷重 (kN)

S1
4)
星隈ら2)

800

水平荷重 (kN)

1200

1200

1200

第 2 号 (2004 年)

200

‑200

‑100

0

100

200

水平変位 (mm)

円形断面 C2 模型

水平荷重―水平変位の履歴曲線

正負交番載荷試験に用いた橋脚模型の寸法を図-4 に示す．S1 模型は 1200×1200mm の正方形断面，C1，C2
模型はφ1200mm の円形断面，脚基部から載荷点までの高さは 4800mm（せん断スパン比 4.0）である．軸方向鉄筋は，S1 模型では D19 を 50mm 間隔で 88 本，C1,C2 模型ではＤ16 を 60mm 間隔で 60 本配置しており，軸方
向鉄筋比は S1 で 1.75%，C1，C2 で 1.05%である．なお，S1 模型は，星隈らが行った正負交番載荷試験 4)と対比できるように模型と寸法および軸方向鉄筋の配置を一致させている．
塑性ヒンジ領域に相当する，脚基部から約 1200mm(1D)の区間を試験対象区間とし，この区間内では帯鉄筋は全
く無く，緊張力を導入した PC 鋼材のみで横拘束した状態となっている．試験対象区間以外の部分である脚基部から1D 以上の区間及びフーチング部分については，各模型とも道路橋示方書耐震編が示す帯鉄筋量を配置している．
正方形断面 S1 模型の試験対象区間では，PC 鋼棒φ11mm を， 250mm 間隔で，躯体の内部に芯かぶり 30mmで配置し，降伏強度の 45%の有効緊張応力(50kN/本)で緊張している．中間帯鉄筋として D10 を有効長 375mm で配置している．
円形断面 C1，C2 模型の試験対象区間では，PC 鋼より線 1S9.5-SWPR7BL を，75mm 間隔で，躯体の表面に配置し，C1 模型で降伏強度の 28% (13.8kN/本)，C2 模型で降伏強度（fpy）の 57% (27.5kN/本)で緊張している．
なお，PC 鋼より線 1S9.5 の各素線には，模型脚部に巻くことで，±0.3fpy の曲げ応力が生じるため，その合成引張
応力は C2 模型で 0.87fpy となり,ほぼ弾性限界応力となっている．

(3) 試験方法
正負交番載荷試験は，独立行政法人土木研究所所有の動的アクチェータージャッキ 2 軸載荷試験装置を用いて行った．橋脚を横に寝かせた状態で，橋脚模型のフーチングを反力壁に固定する．部材軸方向のアクチェータージ
ャッキで死荷重反力に相当する軸力荷重を負荷しながら，部材軸直角方向の動的アクチェータージャッキで交番水平変位を与える．死荷重反力相当荷重は，応力で 0.98Mpa，軸力で 1413kN とした．載荷ステップは，降伏までの弾性域では 1 サイクルの交番水平変位の載荷を行い，各載荷ステップ毎に強制水平変位量を増加させ，部材が降伏する変位δy0 を測定した．降伏以降は，降伏変位δy0 の整数倍で強制水平変位量を増加させ，各載荷ステップで3 サイクルの正負交番載荷を行った．
正方形断面 S1 模型の部材降伏は，軸方向鉄筋のひずみが降伏ひずみに達した時とした．円形断面 C1，C2 模型の部材降伏は，道路橋示方書に示されるように，円形鉄筋コンクリート断面を断面積が等しい正方形鉄筋コンクリート
断面に換算して部材降伏曲げモーメントを求める．このときの 1 辺の鉄筋量は，円形断面の中心から 90°の範囲内にある鉄筋量と同じとし，鉄筋の位置は，円形断面の中心から 90°の範囲内にある鉄筋の重心位置と等しいとする．
換算したこの正方形鉄筋コンクリート断面の降伏曲げモーメントを求め，これが生じるように水平荷重を円形断面 C1，C2 模型に作用させ，このときの変位を，部材が降伏する変位とした．なお，この降伏曲げモーメントを円形断面 C1，C2 模型に作用させたときの最外縁鉄筋のひずみはεy0=2120μとなる．

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第 2 号 (2004 年)(4) 損傷の進行状況
各模型の水平荷重と載荷点位置における水平変位の履歴曲線を図-5 に示す．模型は全て曲げ破壊モードで終局に至っている．帯鉄筋の代わりに PC 鋼棒を用いた正方形断面 S1 模型では， 3δy0 終了時に試験対象区間の中間帯鉄筋が降伏した．4δy0 の載荷まで水平ひび割れが進展し，基部付近のかぶりコンクリートの浮きを打音により確認した．5δy0 の１波目の負方向への載荷時に橋脚基部から 500mm までの範囲でかぶりコンクリートが剥落し，ほぼ同じ長さの軸方向鉄筋の座屈が確認され，曲げ耐力が低下した．6δy0 の載荷で中間帯鉄筋のフックがはずれ PC 鋼
棒の定着部が破壊した．7δy0 で軸方向鉄筋の座屈長が 750mm まで進展した．その後，9δy0 まで載荷したが軸方向鉄筋の破断は生じなかった．S1 供試体は，試験対象区間における中間帯鉄筋の耐力の不足と，PC 鋼棒の定着部に弱点を有していたため，軸方向鉄筋の破断までに至らなかったと考えられる．
PC 鋼より線を巻き締めした円形断面 C1 模型では，5δy0 の載荷まで水平ひび割れが進展し，基部の極近で小規
模なかぶりコンクリートの剥離が生じた．6δy0 の 3 波目に橋脚基部から 150mm までの範囲でかぶりコンクリートの剥落し，座屈長 150mm の軸方向鉄筋の座屈が生じ，耐力が低下した．7δy0 の 2 波目で軸方向鉄筋が数本破断した．
PC 鋼より線を巻き 2 倍の緊張力で締めた円形断面 C2 模型では，5δy0 の載荷まで水平ひび割れが進展し，基部の付近で小規模なかぶりコンクリートの剥離が生じた．6δy0 において基部から 75mm の範囲でかぶりコンクリートの剥落が進行した．7δy0 で基部から 150mm の範囲でかぶりコンクリートの剥落が生じ，座屈長 150mm の軸方向鉄筋の座屈が確認され，1 段目の PC 鋼より線の素線 1 本が破断した．8δy0 でかぶりコンクリートの剥落が進行し，数本の軸方向鉄筋が破断した．

写真-11 軸方向筋の座屈が始まった頃の脚基部の状況(5) 正負交番載荷試験結果の概要
図-5 の水平荷重―水平変位の履歴曲線を観察する．正方形断面
S1 模型では，4δy0 の載荷以後，水平耐荷重が低下し始めるのに対し，円形断面模型では，C1 模型で 7δy0，C2 模型で 8δy0 と，軸方向鉄筋の破断が始まるまで，水平耐荷重が低下しないのが特徴的である．
PC 鋼より線を巻き締めした円形断面 C1 模型の終局は 7〜8δy0，
2 倍の緊張力で締めた円形断面 C2 模型，の終局は 8〜9δy0 であり，巻き締めする緊張力を大きくすることで，終局が 1δy0 延びている．8
δy0→9δy0 の延びは，変形 200mm の 3 回の載荷であり，吸収エネ
ルギーで考えると，大きい差と言える．
少ない PC 鋼材の体積比で補強した正方形断面 S1 模型の荷重-変位履歴曲線は，中間帯鉄筋の耐力不足および PC 鋼棒の定着部の

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写真-12 試験終了後の観察

P.S. Mitsubishi Construction Co., Ltd.

技報

第 2 号 (2004 年)

弱点にも関わらず，通常に帯鉄筋で拘束された星隈らの試験 4)の履歴曲線と大きな差異はなかった 6)．なお，中間帯鉄筋の耐力を高め，PC 鋼棒の定着部を改良した，正方形断面 S1 模型の改良型で追加試験を実施中である．

４．まとめ(1) PC 鋼材で鉄筋コンクリート柱状体を巻き締めする方法は，最大圧縮応力以降の急激な耐力低下を抑制する効果を有していることが分かった．特に円柱供試体では最大圧縮応力以降緩やかな下降勾配を示し，角柱供試体についても，応力下降域から応力収束域へ移行する境界点の応力が高くなる．

(2) PC 鋼材で鉄筋コンクリート柱状体を巻く方法は，最大圧縮応力を高める効果が確認できる．
(3) PC 鋼材で鉄筋コンクリート柱状体を巻く方法は，PC 鋼材に緊張力を導入することで，さらに最大圧縮応力を高めることができる．ただし，その最大圧縮応力を高める効果には上限値が存在する．

(4) PC 鋼材の曲げ応力と引張り応力との合成応力が降伏応力に至ることで，PC 鋼材の拘束効果が限界に達し，供試体が最大圧縮応力に至ると推察する．ただし，今回の試験では不明な点が残されており，今後の検討が必要である．

(5) 円形断面橋脚模型の正負交番載荷試験の結果，より高い緊張力で橋脚付け根部を巻き締めすることで，高じん性化が可能なことを確認した．

(6) 正方形断面橋脚模型の正負交番載荷試験の結果，PC 鋼材で橋脚付け根部を巻き締めすることで，帯鉄筋の配筋合理化が可能になると考えられる．
PC 鋼材を巻き締めする高じん性化技術が，橋脚の柱の塑性ヒンジ領↓域における配筋の合理化に対し有効な手段であることが分かった．この技↓押し下げる術の応用として以下のようなことを提案している．
筒状部材

橋脚の付け根の局部だけを巻き締めすることで，高じん性化が可能であり，この部分を図-6 のようにプレキャスト化してプレストレスを導入する工法．図-6 では，橋脚付け根部を緩いテーパーをつけて構築し，筒状のプ
レキャスト部材で巻き，これを押し下げることで，締め付ける仕組みである．

図-6 プレストレス導入方法
謝辞
本稿で紹介した実験は，独立行政法人土木研究所，土木研究センター，前田建設工業，戸田建設，三井住友建設，ピーエス三菱，東急建設が参加した「高じん性コンクリート構造の配筋合理化技術に関する共同研究（平成 13 年
9 月〜平成 16 年 3 月）」の中で実施したものである．特に，三井住友建設と当社は，共に「PC 鋼材で橋脚付け根を巻き締めする高じん性化技術の開発」を課題としており，供試体の製作，実験の実施，結果の検討，投稿等を協力して行っている．ここに，関係各位に感謝の意を表する次第である．
参考文献
1) 張 建東, 森 拓也：PC鋼材を帯鉄筋に用いた円柱コンクリートの応力-ひずみ関係, コンクリート工学年次論文
集，Vol.19, No.2, 19972) 張 建東, 森 拓也, 川島一彦：PC鋼材で横拘束した円柱橋脚の耐震補強に関する実験的研究, 第2回地震時
保有耐力法に基づく橋梁の耐震設計に関するシンポジウム講演論文集, 1998
3) 道路橋示方書・同解説 Ⅴ耐震設計編：（社）日本道路橋会, 平成14年3月
4) 星隈順一, 川島一彦, 長屋和宏：鉄筋コンクリート橋脚の地震時保有水平耐力の照査に用いるコンクリートの応力−ひずみ関係, 土木学会論文集，No.520, V.28, pp.1-11, 1995.8
5) 鈴木宣政, 久保明英, 中井裕司, 浅井 洋：PC鋼材を拘束筋としたコンクリートの応力-ひずみ関係, 土木学会
第7回地震時保有耐力法に基づく橋梁等構造の耐震設計に関するシンポジウム講演論文集，pp.87-92, 2004.1
6) 中井裕司, 浅井洋, 久保明英, 鈴木宣政：PC鋼材を拘束筋としたコンクリートの橋脚の変形性能，コン

クリート工学年次論文集，Vol.26, No.2, 2004
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