スパイラル筋量の異なるインターロッキング橋脚の交番載荷実験

〔「I)C6210116 1 は じめに

2実

験概要

3実

験結果

1.は

じめ に 阪神 大震 災以降

,鉄

筋 コンク リー ト橋脚 の横 拘束 の重 要性 が再認識 され

,現

行 の道 路橋 示方書1)によれ ば

,中

間 帯鉄 筋 は 帯筋 の配 置 され るす べ て の断 面 に配 筋す る と ともに

,そ

の間隔は

,1.Om以

内 と しな けれ ば な らな い。 したがって

,断

面に よっては過密 な配 筋 とな り

,施

工性 や コンク リー トの充填性 が低 下す る場合 が ある。 一 方

,道

路橋示方書 では

,矩

形 断面 の横 拘束 を効果 的 に行 うた めの手法 と して

,イ

ンター ロ ッキ ング形 式 の配筋方 法 が紹介 され てい る。 円形 帯 筋 あ るい は スパ イ ラル 筋 をイ(夏_{数 ラ ップ させ て} 横拘 束 筋 とす るイ ンター ロ ッキ ング式配筋 は

,中

間帯鉄 筋等 の配 筋手数 が減少 す るた め施 工性 に優 れ てお り

,ま

た,コン ク リー トの拘束効果 が高 く主筋の座 屈防止 に も 有効 で あ るこ とか ら

,耐

震性 向上 も期待 で き る工法で あ る。 イ ンター ロ ッキ ングスパ イ ラル 配 筋 は

,米

国 にお いて は一般 的 に採 用 され,Caltransの示方書 のにお いて も, イ ン ター ロ ッキ ン グ領域 に配 置す べ き主筋 の本数や

,隣

り合 うスパ イ ラル 間 の 距離 に関す る規 定 が示 され て い 束急匙設技術研究F'F報ヽ926

4ま

とめ 5,おわ りに る。 しか しなが ら

,そ

の而∫震性 能や設 計方法 について は, 十分 な検討 がな され て い る とは言 えない。 また

,イ

ンタ ー ロ ッキ ング式橋 脚 に関す る実験 は これ まで に もい く つ か行 われ てきて いるが 働

0,道

路橋 示方 書 に示 され る, 保 有 耐 力 法 に基 づ い た設 計 ヘ フ ィー ドバ ックす るた め には

,実

験デ ー タが少 ないのが現状 で あ る。 そ こで

,本

研 究 で は

,在

来矩形 橋脚 お よびイ ンター ロ ッキ ングスパ イ ラル 橋 脚 の橋 軸 方 向 の正 負 交番 載荷 実 験 を行 い

,両

者 を比較す るこ とに よって

,イ

ンター ロ ッ キ ング式橋脚 の耐 震性能 を調べ た。本論 では

,履

歴 特′性, 塑性 ヒンジ領 域 の破 壊 性 状 お よび 曲率分 布 につ いて述 べ る。

2

実験概 要

2.1

試験 体 試 験体諸 元 お よび配筋 図 を表1および図 1に 示す。試 験 体 は

,在

来 矩形 橋脚

1体

(CH Wl)およびイ ンター ロ ッキ ング橋脚

3体

(IS WO,1,2)の 計

4体

と した。CH Wl は

,道

路橋 示方書 に基づ いて設 計 した標 準的 なプ ロ トタ イ プ矩形 断面橋脚 (橋脚 高

H=150m)の

約 1/5の 諸 元 を

スパイラル筋量の異なるインターロッキング橋脚の交番載荷実験

黒岩

俊之

*

大滝

健

キ

宮城

敏明

* 要 約 インター ロッキング型配筋を有す る鉄筋 コンクリー ト橋脚は,施工性

,耐

震性 に優れ

,矩

形断面を有す る鉄筋 コンクリー ト橋脚の横拘束筋を合理化す るのに有効である。 このインター ロッキング橋脚を設計する上で,必要 となる基礎データを得 ることを目的 として,インター ロンキングスパイラル橋脚および在来矩形橋脚の橋軸 (弱 軸

)方

向の正負交番裁荷実験を行 った。その結果,インター ロッキング橋脚 は帯筋体積比が0.3%程度でも,耐力 お よび変形性能

,繰

り返 し載荷による損傷状況,エネル ギー吸収能等において

,在

来矩形橋脚 (同

088%)と

同等 の耐震性能 を有 していることが確認 された。 キーワード

:

鉄筋 コンク リー ト橋脚,イ ンター ロッキング型配筋,スパイラル筋

,交

番載荷実験 目 次 表

1試

験体諸元 試 験体 幅 ｍｍ高 さ シアスアヽ ン mm MPa 本数 ―径 主筋比

%

降伏 点ヽlPa 引 張 強 度 MPa 型 式 径 ― ヒ°ノチ % 体積比1 MPa 降伏点キ】引張強度 MPa CH―Vl IS―V0 1S―Vl IS―V2 3000 3000 3000 3000 32-D16 38-D16 38-D16 38-D16 1 18 585 611 585 611 れ形アーフ 十 中間帯鉄筋 ス/く_{イ ラル} スハ イラル スハイ ラル D6-080 D6-@120 D6-@80 D10-@100 0 88 0 19 0.29 0.52 345 359 345 337

*土

木研 究室 sd(Ah i帯筋断面積 帯筋ヒ°ノチ

,d:図

1に示す 0 2%オフセットt宣

有 す るモデル で

,そ

の断面 は幅 ×高 さ

=900X600mmで

あ る。IS WO,1,2の断面 は これ と同外形寸法 を有す る小判 型 と した。 また

,シ

アスパ ンは

30mで

あ る。CH Wlの 主 鉄 筋 比 は

,1.18%,帯

筋体積 比 は

0,88%で

あ る。 一方, IS WO,1,2は,CH Vlと 同等 の 曲げ耐 力 を有 す るよ う, 主筋量 を決 定 したた め,主 鉄 筋比 は1.63%となつた。 また

,帯

筋体積 比 は

,0.19%,029%,0.52%の

3種

類 と した。 なお ,IS―Wlの

0,29%は ,CH Wlと

同材 料 の スパ イ ラル 筋 を同 ピ ッチ (D6-080)で配 した もので あ る。

22

載荷方 法 載荷装 置 を図

2に

示す。試 験 体 は

,PC鋼

棒 に よつ て フーチ ン グ部 を反力床 に固定 し

,試

験 体頂部 に取 り 付 けた 1470 kNア クチ ュエー タに よつて正負 水平交番 載荷 した。軸 力 は

,上

部 工荷重 (死荷重

+活

荷重

)と

橋 脚 自重 に よつ て実橋 脚 基 部 断面 に生 ず る軸 圧 縮 応 力度 を想 定 し

,一

疋

軸

力 (0.8MPa)を

PC鋼

棒 に よつて 作用 させ た。水 平力 は,曲げ耐力算 定値 の

75%ま

では 荷重制御 に よつて加 力 し

,統

い て変位 制御 に よ り変位 塑性 率 μ=1.0,15,2.0・中 をそれ ぞれ

3サ

イ クル づ つ繰 り返 したも降伏変位 は部材 降伏 を適切 に評価す る た め

,75%加

力 時 の実験 変位 の正負 平均値 を

,曲

げ耐 力算 定値 まで外挿 す るこ とに よつて求 めたり。

3

実験 結 果

3.1

破 壊性状 各F式験 体基部 の最終F皮壊 状況 を図

3に

,荷 重 一変形 関係 を図

4に

それ ぞれ 示 した。 また

,図

4に

は

,材

料 実 強度 を用 い た道 路橋 示 方 書 に よ る荷 重 一変形 関係 の算 定値 (」欧 code),お よび最外 縁 主鉄 筋 の初 降伏 時せ ん断力 の算 定値 V'yを 併せ て示 した。 (1)CH―

Wl試

験 イ本 曲げひ び害1れは

,水

平力

P=

80 k Nに お いて試 験 体基部 に発 生 した。 算 定 され た降伏 変位 は δy=16.9■lmであ り

,ひ

ず み ゲ ー ジを添付 した最外縁 の主筋 が 降伏 ひず み を超 えた の は, μ

=

10∼

15に

お い てで あった。柱 基部 よ り約

1.OD(D:柱

せ い) 破 断 に よる耐力低 下 を生 じた。 (2)IS WO,IS Wl,IS W2試 験 体

いずれ の試験体 も P=60 k Nに お いて,曲げひび割れ が 試験 体基部 に発 生 した。算 定 され た降伏 変位 はそれ ぞれ 主 筋 帯筋 D6-@80 中 間帯筋(両端135° アック) 2700 小 ︱ ︱ ︶ Ｅ 代 く 民 38-D16 スハ・イラル筋 D6増120(IS‖() D104100(IS―T2) インターロッキング断面 図 刊 試験体配筋図 (単位 :ェ Hl) 500望 Nセンター ホールシ・ヤッ キ 正 負 交 番 載 荷 一 図

2

加 力装置 反力壁 軸 力用 Pc爛棒 ■470文N (b)IS―WO における曲げひび害Jれは, μ

=

15(P=265 k N)に おいて曲げせ ん断 ひび割れ へ と移行 した。 μ

=6.0∼

8.0に

お い て最 大 耐 力 (P=307kN)を 示 し

,柱

基部 に圧 壊 が生 じた。 μ

=8,0の

繰 り返 し載 荷 にお いて

,か

ぶ リコンク リー トの剥落 に伴 い

,中

間帯鉄 筋 が抜 け出 し

,主

筋座 屈お よび (c)IS― Wl 図

3最

終破壊状況 (d)IS―W2

CH―

Wl

δ,‐′(,9,I″′ μ=δ′δl nヮ `:″「"?打 ′ ′翼ノ4て,ο′ `′ 束急建設技術研究所朝tNの 26 δy==26.2, 24 9, 27.01rlmで あ り,最 外縁 の主筋 が降伏 ひ ず み に 達 した の は μ

=075

∼1.0にお いてで あった。 μ

=1,0∼

1.5(P=230∼270kN) に お い て 曲 げ せ ん 断 ひ び 割 3.0(P=280kNれが観 察 され, μ

=)で

は

,柱

基 部 に圧壊 が 生 じた。いずれ も μ

=6.0に

お い て 最 大 耐 力

(P=280∼

300 k N)に 達 した。 IS WOは ,μ

=4.0の

繰 り 返 し載 荷 で,か ぶ リコンク リ ー トが剥落 し,主 筋の座屈が 確認 され た。 さ らに μ

=6.0

の繰 り返 しで,主 筋座屈お よ び破 断 に よ っ て 耐 力 低 下 し た。IS―Wl,2は , μ

=4.0の

繰 り返 し載 荷 で圧 壊 が進 展 したが ,主 筋座 屈が確認 され た のは μ

=6.0に

お いてで あ つた。 いずれ もμ

=80に

お いて,主 筋座 屈お よび破 断に よる耐力低 下 を生 じた。なお, ス パ イ ラル 筋 が破 断 した の ￨まIS―Vlがμ

=80に

お いて のみ で あ つた。 DriA Ratio△/L(%) Dlsplacement(mm) (a)CH却1 DriA Ratio Δ/L(0/。) -250‐200 ‐150 ‐100 -50 0 50 100 150 200 250 Displaccmcnt(mm) (c)IS―Wl ４０ ００ ２０ １０   １０ ２０ ８０ ４０ ︵Ｚ ︼ ︶ ω 留 ｏ ﹂ 電 ︼ ！ 、 口 ００ ００ ００ ００ ０ ００ ００ ００ ００ ４ ３ ２ １   ﹁ ・２ ４ “ ︵Ｚ ︼_︶ ｏ曾 ｏ Ｌ 罵 ︼９ 、日 ４００ ３００ ２００ １００ ０ ︲００ ２００ ３００ ４００ ︵ Ｚ 解 ︶ ｏ 曾 ｏ ﹂ 電 ︼ 宅 ω ロ ︵ｚ こ ｏ ｅ ｏ ﹄ ︻日 ︺ ゛ 口 ‐4 ‐250-200 ‐150‐100 ‐50 0 50 100 150 200 250 ‐250‐200 ‐150-100 -50 0 50 100 150 200 250 D五A Ratio△/L(%) Displaccmcnt(mm) (b)IS―WO D五ft Ratio△/L 400 900 100 0 ‐100 ‐200 ‐300 ‐400

CH試

験体 とIS試験 体の最 大耐力 に至 るま での破壊 進 展状瀑 には

,顕

著 な違 いは見 られ なか ったが

,主

筋が座 屈 を開始 してか ら終局 に至 る過程 では

,以

下 の違 いが認 め られ た。 ・

CH試

験体 :最 外縁 の全主筋 が ほぼ同時 に座 屈 し始 め, かぶ リコ ン ク リー トの剥 落 に伴 って 中間帯 鉄 筋 の フ ン クが抜 け出 し

,主

筋 の座 屈 を拘束 しきれず に耐力低 下 し た。 ・

IS W試

験体 :か ぶ リコンク リー トが剥落 し

,最

外縁 の主筋 が座屈 し始 めて も

,ス

パイ ラル筋は破 断す るまで 主筋 を拘 束 した。 また 円形 に配置 され た主筋 は

,座

屈 が 最外縁 よ り徐 々に進行 す るた め

,主

筋座 屈 開始 時 の繰 り 返 し載 荷 に よる耐 力低 下は

CH試

験体 に比べやや緩や か で あった。 ‐250‐200 ‐150 -100 ‐50 0 50 100 150 200 250 Displacemeat(mm) (d)IS―W2 図

4荷

重 一変形 関係 なお

,試

験体 の破 壊 状況 か ら 目視 に よ り推 定 した CH お よびIS試験 体の塑`性ヒンジ長 は 300∼ 400mmで あった。

32

耐 力および変形性 能 各試 験体の最 大耐力お よび変形性能 を表2に示 した。 これ に よる と

,限

界 変位 (図

4の

包 絡 線 が最 大 耐 力 の

80%を

下 回 る と き の 変 位

)は

,CH Wl(188mm)と IS― WO,1,2(189, 208, 192mln)で ほ ぼ等 しく

,算

定 され た 靭性 率 は

,道

路橋示方書 に よる算 定値 を上回 り

,そ

の比

はCHで

1,7,ISで

25∼

36と

な った。 また

,IS VOと

IS Ylで

は

,帯

筋量の違 いに よる限界 変位 の増加 が認 め られ たが,IS―

V2で

は頭 打 ち とな った。保有 耐力算 定値 に対す る最大耐 力の比 は

,CHで

1.22,ISで 111∼

115

とな り

,CHが

やや大 きな値 とな ったが

,こ

れ は最外縁 に 配 置 され る主筋量 とひず み硬 化 の影響 と考 え られ る。 図

4の

包絡線 か ら

j柱

基部 よ り 30mlnの 区間 にお いて 測 定 した変位 か ら求 めた

,抜

け出 しに よる回転変位 を引 表

-2

最大耐力および変形性能 IS―

W0

16

‖

243 十 １ １ １ いＢ 51-クびク″′″: μ=δ′δl ど■2'fr!朋 `:′=′ ′Jt′4て,ο′g IS‐

Wl

δ,‐´79″!″l μ=δ/5, ど17gttmで,,IF y脇0′そ: IS―

W2

5,‐2ア0″I′,l μ=δ′5, テM(:ο′ `, 実験イ盲 示方書 試験体 降伏変位 δv(mm) 最 大 耐 力* Pmax(kN) 限界変位*1 δu(mln) 革刃性 率 μe、p お[1/δv 降伏変位 δv(mn) 終 局変位 δu(mm) 保有耐力 靭性率 μ」即 δu/δ y Pmax <sub>―</sub> ド μ「R` CH―Wl IS―Y0 1S―‖「1 1S―l12 16.9 26 2 24,9 27.0 (139) (20.9) (19,7) (20 5) 188 189 208 192 ll l

72

84

71

(13.5) (90) (10.6) (94)

175

20.8 20.4

2]8

113.4 41 4 46 3 63 1 252 254 257 261

65

2,0 2.3 2.9 1 22 1 11 1 15 1 15

17

3.6

37

25

(21) (4.5) (47) (32) スハ た 8Pmax ただ し

いた躯 体変形 と水平力の関係 を図5に示 した。 図 中

,道

路橋示 方書 の値 (J敵一

CODE)は

,表

2に示 したCH Wlの もので あ る。 図5よ り

,CH試

験体 とIS試験体 では

,初

期剛性 の違 い は あ る ものの

,荷

重 一変形 関係 の包絡線 は, 耐力低 下 を生 じる点 まで よ く対応 してお り

,こ

れ らは道 路橋 示 方 書 で算 定 され た耐 力 お よび 終 局 変位 で ほ ぼ評 価 で き る。

33

曲率分 布 図

6に

柱 基部 よ り高 さ 1200■lコ の範囲で測 定 した軸方 向変位 か ら算 定 した 曲率分布 を示 した。 図 中Lpおよび φu_Hは

,そ

れ ぞれ道 路橋示方書 に よ る塑`性ヒンジ長お よび橋 脚 基 部 断面 にお け るタイ プ Ⅱ地震 動 に対 応 す る 終 局 曲率 を示す。これ に よる と,いずれ の試験 体 も同様 な分布 形 状 を示 し,曲 率が φu」Iを大 き く超 え る領 域 は, 柱基部 よ り高 さ約300mln以下 の範 囲 に収 まってお り,観 察 され た塑性 ヒンジ長 と良 く対応 してい る。 降伏 後 の変形 が塑性 ヒンジの回転 に よる もの と仮 定 す る と

,試

験 体変位 は

,次

式 で表 され る。 5=δy+lφ

―φ

y)Lplh Lp/2) (1)

ここに

,

δ

y:降

伏変位】 φ

,

φァ:橋脚基部における 曲率お よび降伏 曲率

,h:橋

脚高 さ

,Lp:塑

′性ヒンジ長 (1)式よ り

,塑

イ性ヒンジ長 Lpは

_'次

式で表す ことがで きる。 今

,橋

脚基都 0∼1801nlnにお い て測 定 したoが

,塑

性 ヒンジ領域 の φを代表す る と仮定 し

,(2)式

に よつて算 定 した各試験体 のLDを図

7に

示 した。 これ に よる と

,CH

試験体 の塑性 ヒンジ長 は

,約

270mmから徐 々 に増 大 し, μ

=8.0に

お いて約390Hlmとな った が

,IS試

験体 の塑性 ヒンジ長 は

,約

300∼360nlnの範 囲 で ほぼ一 定で あ った。

■

2は

■

)詩

は

=γ

嘲

(2)

Lp=h

４００ ３００ ２００ １０。 ０ ︲００ ２００ ３００ ４。。 ︵Ｚ 留 ︶ ｏ ｏ ︼ ｏ 随 ︻ 硝 詣 ０ や_Ｃ 劇 ００ ００ ００ ００ ００ ００ ︵ Ｆ 日 じ Ｅ 勁 石 Ｈ ｇ Ｅ ３ 巧 ⑫ ︵日 日 ︶ 〓 響 Φ 〓 ｇ 日 ● ０ ∪ ２。０ ０００ ８００ ６００ ４００ ２００ ︵日 ｇ ︶ 〓 響 ω ■ 目 日 Ｅ ｏ ∪ ２００ ０００ ８０。 ６００ ４００ ２。。 ︵日 ｇ ▼ Ｆ勁 一 ｏ 〓 雪 日 ● ｏ Ｏ C‐Wl 0 -250-200-150-100‐

50 0 50 100 150200250

Displacement(mm)

図

5

荷重 一変形包絡線 0 ‐03 ‐02 -03 -02

-01 00 01

CuⅣatLirC(1/m) (a)CH剖1

-01 00 01

CuⅣature(1/m) (c)IS― Wl

02 03

02 03 -03 -02 -03 -0 2 -01 00 01 Curvature(1/m) (b)IS―W0 -0呵 0ィ0 01 CuⅣature(1/m) (d)IS―W2

02 03

02 03

0 図

6

曲率分市 の比較 CH‐

Wl

― ′ JrSカ 帆 日 2‐@300mm 卜 ′″″ ´´´ 目}´´==´ II ◆ μl ― △ 「 wi 5 - μ2 - μ3 - μ4 - μ6 -一1淵〈――― _μ8 廿 μ10 (D μ12 L′― ′RИ IS‐■V0 ―一―一 ′〕rsカ ーーーーー′′〃 ○ ― μt ― △ ― μ15 - 牌 ― 戸 ― μ4 - μ6 半 μ8 二 ′ ― ′RИ イ IS‐ヽVl 7″Sカ ーーーー‐_P″〃 ◆ μl ― △ 「 μ15 - 醇 キ μ3 - ‖4 - μ6 + μ8 φ 上′―′RИ ゆ ! ▲ IS―IV2

-7“

♂′: ―――――PIど〃 ◆ μI ― Ⅲ15 - 牌 ― μ3 - μ4 -w6 +μ 8 0

束急建設技術研究所報ヽ,26

５

。

。

４

０

。

３

。

。

２

。

。

価

︵ ヨ じ § Ｆ ， ∞ ８ 日 跳 目 ︼_田 ｏ Ｆ ∽、 ︼負 ︺目 ｏ ︻゛ ＞ 一鰤 げ 四 ３０ ２５ ２０ １５ ︲０ ︵ ざ ヽ ミ   ︼ ０ 卜 ０ く ﹂ ０ ／ 属 Σ く ０ い Ｚ ロ コ ＜ ＞ 一Ｄ Ｏ ロ

0123456789η

0

Displacemcnt I〕uctinty Factor _μ

図

7

等 価 塑′性 ヒ ン ジ 長 この違 いは

,在

来配筋 に比べ てスパイ ラル 筋 の方 が

,横

拘 束 筋 と して の効 果 が 高 い こ とに よ る もの と考 え られ る。図 中,Priestleyら の提案式 Ю)(Lp=0'08h+0,022fydbl; fy:主_{筋降伏 点 ,dbl:主 筋径}

_)お

_{よび道 路橋 示 方書 に よる} Lpを示 した が

,い

ずれ の場合 も塑'ltヒ_{ンジ長 は}

_,こ

_の間 で推移 してお り

,こ

れ らの式 によって

,ほ

ぼ妥 当に推定 で きる と考 え られ る。

35

エネルギー吸収能 荷 重 一変形 関係 よ り求 めた等価粘 性減衰 定数heqを図

8に

示 した。 これ に よる と

,各

試 験 体 の同塑性 率 にお け る heqは ほぼ一 致 し

,部

材 降伏後

,約

5%か

ら塑性 率 μ

=8.0の

1回

目の載 荷 で最大約28%と な るまで公 々 に増 大 し

,主

筋 の座 屈 が顕著 となった μ

=8.0の

繰返 し載荷 で急激 に低 下 した。 ただ し,IS―WO,1,2の μ

=80の

1 回 目にお け る

heqは

_,桔

筋 比 の小 さい順 に

,そ

れ ぞれ

242%,253%,27.7%と

なった。

(CH Vl:278%)ま

た, これ らは図 中に示 した修正Takedaモデル H)による算 定 値 と良 い対応 を示 した。

4

ま とめ 在 来 矩 形 橋 脚 お よび イ ン ター ロ ッキ ン グ橋脚 の橋 軸 方 向の一方 向正負 交番載荷実験 を行 った。 その結果

,以

下 の こ とが 明 らか となった。

1.矩

形 お よびイ ンター ロ ッキ ング橋脚 の破壊性状 は, 同変形 レベル で はほぼ同等で あ るが

,終

局時 にお い て

,矩

形橋 脚 は 中間帯鉄 筋の フ ックが抜 け出 し

,帯

鉄 筋が主筋 の座 屈 を制止 で きな いのに対 し

,イ

ンタ ー ロッキング橋脚 の スパイ ラル筋 は

,主

筋 の座 屈 防 止 に効果 的 であった。

2

矩 形 お よび イ ン ター ロ ッキ ン グ橋 脚 の荷 重 一変形 関係 は

,エ

ネル ギー吸収 能 に優 れ た紡錘 型 とな り, そ の包絡線 は

,両

者 でほば一致 した。

3.矩

_{形 橋 脚 の 変 形 性 能 は道 路橋 示方 書 の算 定式 で ほ} ぼ評価 で きるが

,イ

ンター ロ ッキ ング橋脚 は道路橋 示 方 書 で算 定 され る終 局 宏位 よ り大 き な変形性 能 0 1 2 3 4 5 6 7 0

DiSPALACE卜4ENT DUCTtLITY FACTOR

図

8

等価粘 性減衰 疋

数

9 10 を有 して いた。

4

矩形 お よびイ ンター ロ ッキ ング橋脚 の曲率分布 は, 同様 な特性 を示 し

,道

路橋 示方書 の終局 曲率 を超 え た領域 は

,観

察 され た塑性 ヒンジ領域 とほば一致 し た。

5

矩形橋脚 の塑性 ヒンジ長 は

,塑

性 率 の増力口に伴 って 増大す るのに対 し

,イ

ンター ロ ッキング橋脚 では, ほぼ一定値 とな り

,こ

れ らは既往 の算 定式 でほぼ評 価 できる。

6.同

塑 性 率 で 比 較 した矩 形 お よび イ ン ター ロ ッキ ン グ橋脚の等価粘性減衰定数 は

,ほ

ぼ一致 し, これ は 修 正 Takedaモ デル に よって評価 できる。

7.イ

_{ン ター ロ ッキ ング橋 脚 は帯筋体積 比 の増加 に よ} り

,変

形性能 が改善す るが

,ス

パ イ ラル筋径 とピッ チ

,主

筋径等 の関係 に よ り頭 打 ち とな る場合 もあ り, 今 後 これ らの影 響 につ いて検討す る必 要 が ある。

5

おわ りに 本実験 に よって

,イ

ンター ロ ッキング型配筋構造 の橋 脚 を設計す る上で必要 な基礎 デー タが得 られ た。 しか し なが ら

,現

状 では実験 デー タが限 られ てい るため

,本

実 験 の範 囲 を超 えて設 計 を行 う場合 には

,別

途検討 が必要 であ る。今後

,イ

ンター ロンキング型配筋構造の特性 を さらに活用す るた めに

,橋

軸 直角方 向の耐震′性能や

2方

向外力

,ね

じれ に対 す る抵抗性

,断

面寸法 がスパイ ラル 筋 の拘 束 効 果 に及 ぼ す影 響 等 につ いて検討 す る ととも に

,ス

パイ ラル筋の径や ピッチ

, 2つ

のスパイ ラル筋間 隔等が

,イ

ンター ロ ッキング橋脚 の耐震性能 に及 ぼす影 ン 響 につ いて も検討 す る必要 が ある と考 えて い る。 ― CH‐Wl(D6@80, 今 IttWO(D6@120) ◆ 二餅Wl(D6@80) 手 iSヽV2(D10@二ll(l) ―_JRA 0∂上十θθク乃6Jl,l_ θ CH―Wi(ρi‐088。/。 ) IS WO(ρ デ019%) IS WI(p,‐029%) IS W2(p‐0う2%)

MOdiacd Takcda Model

l〔ェ=03,F00)

母 ○ ―

O

謝 辞

本 実験 を実施 す るにあた つて御 指導頂いた, 日本道路公 団試 験研 究所橋 梁研 究室 の方 々に深 く感謝 いた します。 参考文献

1) (社

)日本道 路協会:道路 橋示方書・ 同解説

V

耐 震設 計編

,平

成8年12月

2) I`CALTRANS Smcttrcs scismic Dcsign Refercnccs,"Bridge Dcsign Spccifications,Statc ofCalifomia,Depattncnt ofTransPoHatiOn January 1993

3) Tanaka, H,Park,R,``Scismic Dcsign and Bcha宙or of Rcinforccd Concrctc Colunins with lntcriocking SPirals," ACI Stmctural Journal March― April 1993

4) Bucにむgham, G.C., “Scismic PcrfoHnance of Bridgc Columns witt lntcrlocに ing Spiral Reinforccmenf'MS.Thcsis,Washington Statc Un市crsity,May,1992

5)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 ト柱の繰 り返 し荷重下におけ る挙動,コンク リー トエ学年次論文報告集,Vol 19,No2,1997

6)藤

倉修―,川島一彦,庄司学

,張

建東

,武

村浩志:インター ロッキング式橋脚の繰 り返 し哉荷実験

,第

1回地震時保有而寸 力法に基づ く橋梁の而↓震設計に関す るシンポジ ウム講演論文集,pp151∼ 154,1998

7)大

滝 健

,黒

岩俊之,細木康夫:インターロッキング型 フープ筋 を有す る鉄筋 コンク リー ト橋脚の耐震性能

,土

木学会第53 回年次学術講演会概要集

V,ppH22∼

■25,1998

8)柳

下文夫

,井

上雅文:インター ロッキングスパイラル鉄筋を有す るRC橋脚 の力学的基本特性

,土

木学会第54回年次学術 講演会概要集V,pp510∼ 511,1999

9) △TC 1992 Guidehaes for cyclic seismic testing of componcnts ofstcci smcmres RcPort ATC-24,Applicd Tcchaology Councn,CA

10)P●csdcy,MJN,Sciblc,F and Catvi,GM,“ Scis面c Dcsign and Rctroit ofBridgcs,John Wilcy&Sons,Inc,1996,686pp.

H)大

滝 健・黒岩俊之:インターロッキング型 フープ筋を有す る鉄筋 コンク リー ト橋脚の耐震性能に関す る実験的研究,東急

建設技術研究所報No 24,1998

12)Otani,S :Inclastic Analysis ofR′ lC Framcs Shlcttrcs,J Smct Div,ASCE,100,ST7,1974,1433-1449

Effect oflateral rehforcemellt raio on he seisllic perfo■ lllance ofreinforced concrete colllmns with interlocking spirals.

T.Kuroiwa,T,Ohaki,and T,Miyagi

Interiockhg spiral rcinforcement is one of the rational reinforcing methods for tectangular colurnn sections becausc ofits casy construction and ercctivc lateral coninement Thrce colurrl■ s wida interiocking spirals wcrc tested in he longittdinal direction using cychc latcral loading pattern in order to invesigate the relationships betwcen the volune苗 c conincment tatio and the displacement ductility lcvcl As a result,the behavior of the intcrlocking sPiral colullln was quite comparable to that of the convenional rectangular column tho,sh the volumettic coninement ratio ofthe intcriocking column was about 0 30/O.