「高強度材料」の一般橋梁も含めた適用性に関する調査研究
Study on applicability of high-strength materials including general bridges（研究期間 平成 20 年度～23 年度）～高強度鉄筋を用いたＲＣ部材の基準化に対する検討～～Study on standardization of reinforced concrete members with high-strength reinforcing bars～

道路研究部 道路構造物管理研究室
室 長
玉越 隆史
Road Department, Bridge and Structures Division
Head
Takashi TAMAKOSHI
主任研究官
中洲 啓太
研究官
北村 岳伸
Senior Researcher Keita NAKASU
Researcher
Takenobu KITAMURA
研究官
野村 文彦
交流研究員
吉川 卓
Researcher
Fumihiko NOMURA
Guest Research Engineer Taku YOSHIKAWA
In order to investigate applicability of high-strength reinforced concrete including general bridges,Cyclic loading tests of bridge pier models are conducted and evaluation methods of the seismicperformance by simulation are proposed. Result of this study indicates possibility to erect theevaluation methods by improving estimation method of the damage process and condition for thebridge piers.
法の検討および橋脚模型の正負交番載荷実験による検［研究目的及び経緯］
道路橋の橋脚に従来一般的に用いられてきた鉄筋に証を実施した。

比べてより高強度の鉄筋を用いることで、鉄筋量の削減と断面の縮小につながり、施工の省力化とコスト縮［研究内容及び成果］減を図ることが期待される。しかしながら、鉄筋を高本年度実施した正負交番載荷実験の供試体パラメー

強度化した場合でも、弾性係数は変わらないことから、

タは、過年度の供試体の軸鉄筋比及び橋脚基部に作用鉄筋とコンクリートの付着特性、コンクリートのひびする圧縮応力度を考慮して設定した(図-1)。表-1 に供割れに伴う耐荷力特性の変化の影響が、大規模地震に試体諸元および断面図を示す。正負交番載荷実験及び想定されるような大変形時には低強度の鉄筋を用いたファイバーモデルを用いて算出した水平荷重－変位関場合と異なることが考えられる。また、鉄筋の繰返し係を図-2 に示す。

曲げに対する抵抗特性、塑性域での橋脚の耐荷力や復耐荷力の前提となる RC 部材としての状態変化に着元力とそれらに大きく関わる配筋などの構造細目との目してＡ～Ｅの閾値を定義し、Ⅰ～Ⅳの状態区分を設関係などについては、未解明な部分もある。
そのため、け、図に示した。Ａ：降伏限界(引張鉄筋が降伏する限

国土技術政策総合研究所では、これまでに高強度鉄筋界)、Ｂ：かぶりコンクリートの圧縮応力がピークに達SD490 及び USD685 を用いた鉄筋コンクリート橋脚模型

する限界、Ｃ：かぶりコンクリート剥落、Ｄ：鉄筋破の正負交番載荷実験等を行ってきている。その結果、断が開始する又は内部コンクリートが圧壊し始める限

SD490 までの高強度鉄筋を軸方向鉄筋に用いた場合の界、Ｅ：鉄筋破断と内部コン圧壊により残存耐荷力を

鉄筋コンクリート橋脚において、充実断面でかつ現行設計基準の構造細目に準じている場合には、現行設計6.0基準の評価式により安全性が推定できるものの、推定

5.0

基部応力／鉄筋比

精度にはバラつきが大きく、水平耐力においては、現行設計基準の評価式では安全余裕が確保されているかどうか正確には評価できない可能性があることがわかった。

基部応力（N/mm2)

ＳＤ４９０
ＵＳＤ６８５
ＳＤ３４５
今年度（ＳＤ４９０）

4.0
3.0
2.01.0

本研究では、過年度成果を踏まえ、解析的に高強度鉄筋コンクリートの荷重－変位履歴曲線、断面の損傷過程を推定し、高強度鉄筋コンクリート橋脚の評価手- 132 -

0.0
0.00.51.01.52.0
軸鉄筋比（%）

2.5

図-1

供試体パラメータの設定

3.0

圧縮ひずみ表-1σcc

実験供試体の諸元及び断面図

供試体番号
σck N/mm2
軸方向鉄筋強度
帯鉄筋強度
橋軸方向幅Ｂ ｍ
直角方向幅Ｄ ｍ
高さＨ ｍ（載荷点～基部）
軸方向鉄筋配置
軸方向筋As mm2
鉄筋比
帯鉄筋配置
横拘束筋体積比
基部軸力 Ｖ KN
軸応力σ N/mm2
せん断ｽﾊﾟﾝ比 Ｈ／Ｄ

ケースⅠ
40SD490
SD345
0.600
0.600
3.500
D13-＠47-44本
5574.8
1.5%
D6-＠40-3本

σcc

道示モデル

提案モデル

0.011（有効長=283.8mm）

引張ひずみ

1260
3.505.83

図-3

応力度－ひずみ関係の設定

荷重の実験値に対するバラつきも僅かであり、概ね安定した評価となっている。

断面図

さらに検証ケースを増やし、損傷過程と状態の評価精度を高めることで、使用材料や配筋に応じて柔軟に、最大荷重、終局変位を精度良く安全側に推定できる方
非線形域(安定＝水平耐力を概ね保持)領域Ⅰ領域Ⅱ法が確立できるものと考えられる。

非線形域(不安定に移行)

不安定(耐力急減)

1.0領域Ⅲ領域Ⅳ

0.9

終局変位（計算値／実験値）

擬似的な弾性域

履歴曲線（実験値）

ＢＡ

Ｃ

荷重-変位法落線（実験値）
ファイバー

ＤＥ

道示計算値
提案手法

0.8
0.7

0.30

0.44

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
50

100

150

200

250

実験終局変位（ｍｍ）

図-4

道示式と提案手法の比較

1.00

水平荷重－変位関係
最大荷重（計算値／実験値）

図-2

終曲変位失う限界である。
上記Ａ～Ｅ点の状態における水平荷重－水平変位関係を評価するために、本研究では、図-3 に示すコンク
リートの応力度－ひずみ関係を定義した。現行基準では、コンクリート応力度が最大に達した後、圧縮最外縁の応力度が最大応力度の 0.8 倍となった時点を終局と定義している。本研究では、Ｄ点の評価方法として、

0.030.950.130.900.85

道示計算値
提案手法

0.80200

コンクリート応力度が最大に達した後は、圧縮最外縁

250300350400

実験最大荷重（ｋＮ）

で応力度が 0 となるモデルを設定した。これは、実験
図-5においてかぶりコンクリート剥落後はコアコンクリー

最大荷重

道示式と提案手法の比較

トの損傷が急激に進展する高強度鉄筋を用いた供試体［成果の発表］の損傷状態を表現するためである。

国総研資料及び各種論文に発表予定である。

図-4,5 に、過年度試験を含め、実験最大荷重及び実験終局変位に対する現行基準の評価式と今回の提案手［成果の活用］
高強度鉄筋を用いた橋脚構造の基準化の基礎資料と法により求めた安全余裕の比率を示す。終局変位、最大荷重ともに、提案手法の評価のバラつきが、現行基なるものである。

準の評価式より小さくなる結果となった。また、最大- 133 -「高強度材料」の一般橋梁も含めた適用性に関する調査研究
Study on applicability of high-strength materials including general bridges（研究期間 平成 20～23 年度）～超高力ボルトの摩擦接合継手の基準化に対する検討～～Study on standardization of friction grip connection joint with super high-strength bolt～

道路研究部 道路構造物管理研究室
Road Department Bridge and Structures Division
主任研究官
大久保 雅憲
Senior Researcher Masanori Okubo
研究官
横井 芳輝
ResearcherYoshiteru Yokoi室長
玉越 隆史
HeadTakashi Tamakoshi
研究官
石尾 真理
ResearchMari Ishio
交流研究員
氏本 敦
Guest Research Engineer Atsushi Ujimoto

As for high-strength bolts being already put to practical use as building materials, in order to confirm
applicability for service conditions such as stress states and environments for highway bridges, standard slip tests
set parametric factors playing a role in slip performances were conducted. Verification of joint performance wasalso conducted by bending tests of girder members as representative structures of the highway bridges.
準すべり試験等はＡ社塗料、桁曲げ試験はＢ社塗料を［研究目的及び経緯］
鋼道路橋の摩擦接合継手部に用いることのできる高力ボルト（引張強さ）は、過去に引張強さ 1,200N/mm2使用）。
２．桁曲げ試験以上の F11T 及び F13T を使用した橋梁で遅れ破壊によ

曲げ引張力によるすべり性能を把握するため、厚板る破断が生じたことをうけ、設計基準である道路橋示フランジを有するＩ桁を模擬した供試体により、引張方書において F10T、S10T までとされている。

側フランジに着目し、ボルト配置及びボルト等級をパ

一方、より高強度のボルトの採用は、新設橋に対しラメータとした桁曲げ試験を実施した。試験ケースをては継手部の小型化や施工数量の削減などによるコス表-1 に、供試体を図-1 に示す。下フランジのボルト本ト縮減が期待できる。また、既設橋の補修補強では、数・配置は、最小ボルト本数を基本として設定した。

施工スペース上施工可能なボルト本数が制約される場

上フランジ及びウェブのボルト本数・配置は、下フラ合があり、高強度ボルトの実用化が期待されている。

ンジを確実にすべらせるとの考えで、道路橋示方書に本研究では、建築材料として既に実用化されている準拠した設計により決定した。このため、接合部の一超高力ボルトを対象に、道路橋における応力状態や環部では、上フランジの剛性が高くなっている。

境などの使用条件に対する適用可能性を明らかにする

なお、ケース①、②-1 では、ボルトゲージ貼付の際目的で、すべり性能に影響を及ぼす各種要因についてに、トルクに重要な役割を果たすボルトに塗布されてパラメトリックに設定した標準すべり試験等を行うといるオイルを取り除いたため、ボルト軸力が設計軸力ともに、道路橋の代表的な構造として桁部材の接合部を下回った。ケース②-2 は、この影響の確認も兼ねたの曲げ試験を実施し、継手性能の検証を行った。

再試験である。

［研究内容］
１．標準すべり試験等

表-1

試験は、(社)土木学会で提案されている標準すべり試験法 1）に準じる方法で、ボルト等級・ボルト径・接ケース

桁曲げ試験ケース

ボルトの フランジ厚(mm) ボルトの種類
配置(鋼材の種類)

合面処理方法・母材板厚・母材材質・β（すべり／降①

S14T-M2250(SM520C-H)

2行×3列伏耐力比）
・フィラーの有無・肌すき・多列・再組立に②-1

S14T-M2250(SM520C-H)

4行×2列おける接合面の処理方法をパラメータとし、全 126 ケ②-2

S14T-M2250(SM520C-H)

4行×2列ース（各ケース５供試体）を行った。

③S10T-M2228(SM490Y)

4行×2列

また、塗料会社を変えた試験を２ケース実施した（標- 134 -［研究成果］
１．標準すべり試験等
標準すべり試験で得られたすべり係数を、再組立の条件を除く全てのケースをまとめて図-2 に示す。なお、すべり係数は、ボルトに貼付したひずみゲージの試験直前の値から求めており、(社)土木学会で提案されている設計軸力とは異なっている。純引張状態における摩擦接合継手のすべり係数は、S14T は S10T と比較して、現行道路橋示方書の基準値（0.45 に改訂）以上を満足するかの観点からは、同等と見なせることが確認された。なお、各パラメータがすべり係数に与える影響については、過年度報告書 2)を参照されたい。
表-2 に、Ｂ社塗料のすべり係数を示す。Ａ社塗料のすべり係数と比較し、小さい傾向にあった。なお、すべりの挙動において、Ａ社塗料では最大荷重後に荷重が急激に下がるのに対して、Ｂ社塗料では徐々にすべりはじめ、荷重が急落しない挙動を示した。
２．桁曲げ試験表-3 に、桁曲げ試験から算出したすべり係数を示す。

図-1

桁曲げ試験の供試体

桁曲げ試験におけるすべり係数は、梁理論から求めた
0.85

下フランジの平均曲げ引張力、下フランジのひずみゲ0.83ージの平均から算出した引張力の２種類のすべり荷重0.81を、ボルトに貼付したゲージで計測されたボルト軸力0.79で除して求めている。

0.77

桁曲げ試験はＢ社塗料を用いており、Ｂ社塗料の標準すべり試験でのすべり係数との比較においては、
S14T では同等の値以上、S10T においては小さめの値である。なお、梁理論よりも計測値が小さいのは、接合0.75
す 0.73
べ0.71
り係 0.69
数 0.67■S14T(M22,24)
平均＝0.71
標準偏差＝0.06
全205体■S10T(M22,24)
平均＝0.73
標準偏差＝0.06
全74体

0.65

部の一部での上下フランジの剛性差を考慮すると、下0.63フランジでは４％引張力が小さくなり、これをひずみ0.61ゲージで計測していることが原因の一つと考えられる。

0.590.57［今後の課題］

0.55

高強度ボルト接合継手のすべり特性について条件を拡大して解明を進めるとともに、遅れ破壊対策を含む長期耐久性に対する材料や施工等の品質要求水準、設計施工要領の確立のための検討を行う。

0.53
0%

2%

4%

6%

8%

10%

図-2

標準すべり試験でのすべり係数(Ａ社塗料)

表-2

標準すべり試験でのすべり係数(Ｂ社塗料)

・S14T、M220.60
平均0.59＝0.590.59
標準偏差0.58＝0.010.57［参考文献］
1)(社)土木学会：鋼構造シリーズ 15 高力ボルト摩擦接合継手の設計・施工・維持管理指針(案),平成 18年 12 月2)国総研資料第 536 号、第 624 号：平成 20 年度、平成21 年度 道路調査費等年度報告

表-3・S10T、M220.67
平均
0.66＝0.650.65
標準偏差0.65＝0.020.61

桁曲げ試験でのすべり係数

http://www.nilim.go.jp/lab/bcg/siryou/tnn/tn-nilim.htm［成果の発表］国総研資料及び各種論文で発表予定。
［成果の活用］
基準等に反映させる予定。

算出方法①②-1 ②-2 ③
S14T S14T S14T S10T

梁理論：下フランジの平均曲0.62 0.63 0.62 0.57
げ引張力
計測値：下フランジのひずみ0.57 0.60 0.57 0.47
ゲージから算出した引張力- 135 -

- 136 -