開 発

鋼材と FRP のハイブリッド型枠を用いた合成床版の耐久性
Durability of FRP Composite Slab Using a Hybrid Permanent
Form of Steel and FRP
久保圭

Keigo KUBO

吾＊ 1

河

西

龍

彦＊ 2

Tatsuhiko KASAI

Summary
In recent years, it is increasing to be replaced instead of re-repairing for the deteriorated RC slabs. This selection isappropriate from the viewpoint of life cycle costs. Also, in the case that a slab is replaced partially, the newly installed
deck should be easily connected to the existing one and weight increasing is prohibited. A steel-FRP-concrete
composite deck for satisfying such demands was developed by the authors. However, the structure of this deck iscomplicated due to the composite structure of FRP, steel pipes, reinforcing rods and concrete. In this study, the wheel
running test by the specimen of the actual size was carried out to the fatigue durability of the deck. This paper describesand discusses the result of the fatigue test.
キーワード：ＦＲＰ合成床版、輪荷重走行試験、疲労耐久性

力を伝達する必要がある。このため、FRP 底板には等方性

１．はじめにとなるようにガラス基材を配置し、橋軸方向に分割された
既設橋梁のＲＣ床版は、交通量の増加と交通荷重の増大

FRP パネル間には、FRP の継手を設けている。この継手ににより、劣化・損傷を受け、補修・補強が行われてきたが、関しては、FRP 単体およびはりによる試験により、耐荷力、

近年、補修・補強後の床版において、損傷が顕在化してき耐久性の検証を行っている３）ものの、実床版に適用するにており、打替えを余儀なくされる事例が増加している。まは床版中におけるFRP継手の耐久性を確認する必要がある。

た、海岸地域や融雪剤を散布する積雪地域の橋梁床版では、

このため、実床版中での FRP 継手部の疲労耐久性を確認す

塩害による劣化が深刻であり、耐候性に優れた床版が求めるとともに、床版全体の疲労耐久性を把握するため、実物られている。このような要求に応えられる床版の一つとし大の床版モデルによる輪荷重走行試験を実施した。ここでて、軽量で耐食性に優れる FRP 材を床版下面に配置した打は、この試験の結果について述べ、本床版の疲労耐久性に替え用 FRP 合成床版を開発した。図− 1 に本床版の構１），２）ついて考察する４）。

造概念図を示す。
本床版の FRP 型枠は、コンクリート打設時の型枠・支保工としての機能を持たせるため、FRP 板上に剛性の大きい角形鋼管を橋軸直角方向に配置し、この鋼管の外側を底面の FRP 板と一体となるように FRP を巻き付けた構造とした。また、角形鋼管内を中空とすることで、床版死荷重の軽減が図られるとともに、鋼管外側の FRP により耐食性の図− 1 構造概念図向上も期待できる。さらに、図− 2 に示すように角形鋼管の側面上端部に沿って丸鋼を溶接した突起を設けることで、FRP 型枠とコンクリートとの鉛直方向の一体化をしている。
なお、角形鋼管を橋軸直角方向に配置したため、配力筋方向の下側には鉄筋を配置することができず、FRP 底板で応＊1
＊2

図− 2 FRP 型枠の断面形状`宮地鐵工所 千葉工場技術研究所技術開発グループ課長代理`宮地鐵工所 生産管理本部生産管理部長

鋼材と FRP のハイブリッド型枠を用いた合成床版の耐久性

7２．試験方法と床版供試体の概要（2）供試体の概要と計測項目
試験は、まず、継手形式の違いによる疲労劣化挙動の（1）試験方法の概要比較を行うため、FRP 型枠パネルの 2 ヶ所（Â断面・È

試験は、大阪大学のクランク式輪荷重走行試験機を用断面）に、それぞれ形式の異なる 2 種類（L 型、T 型）

いて実施した。載荷方法は、図− 3 に示すように、実際の継手を設けた供試体 A により実施した５），６）。このときの車輪の接地面積 200mm × 500mm を辺長比で 60%に縮の、型枠、継手形状を図− 4 に、供試体 A の供試体形状

小した 120mm × 300mm の載荷面積をもつ鋼製載荷ブロを図− 5 に示す。本供試体には、角形鋼管間のコンクリ

ックを、125mm 間隔で敷き並べた軌道にて載荷を行い、ートのせん断強度を高めるため、V 字型のトラス鉄筋を

供試体中央から橋軸方向に± 1000mm の範囲をくり返し配置した。なお、図中の丸囲みアルファベットÀ〜Ëお走行させた。また、供試体は、ハンチを省略し、スタッ

よび丸数字A〜Eは、それぞれ、橋軸直角方向、およびドジベルを模したボルトにより主桁に直接固定し、桁端橋軸方向の断面位置を示している。

部は横桁により弾性支持した。

次に、本床版構造の合理化および経済性の向上を図る
ため、FRP 部材厚の減少、継手形状の改善、およびトラス鉄筋の省略を試みた。
FRP 型枠に関しては、鋼管に巻いた FRP が厚い場合、鋼管上部の丸鋼に巻いた FRP 部の成形が難しく、鋼管上部のコンクリートに発生するひび割れを助長する形状となるため、FRP の厚さを、鋼管の防錆が確保できる最小厚さとして 2mm に減少させた。また、継手構造は、偏心の影響がなく片面施工が可能で施工性に優れる C 型継手を用いた。本供試体の型枠、継手形状を図− 4 の供試
体 B、C に示す。さらに、トラス鉄筋については、はり試験結果７）から、トラス筋の有無による静的耐荷力に大きな差が見られなかったことから、トラス筋を省略する

図− 3 試験方法の概要

ことも試みた。
以上より、構造の合理化を図った供試体として、図−6 に示すトラス鉄筋を省略した供試体 B、および図− 7に示すトラス鉄筋を配置した供試体 C を用意した。ただ

図− 4 各供試体の型枠，継手形状8

図− 5 供試体 A

宮地技報 No.25

し、トラス鉄筋の配置は、供試体 A では、トラス鉄筋を配力鉄筋の下に配置しているのに対し、供試体 C では、配力鉄筋をトラス鉄筋に通すようにして、トラス鉄筋の上側筋を配力鉄筋上に配置した。また、FRP 継手部の橋軸直角方向のリベット
間隔は、間隔の違いが継手の耐久性に及ぼす影響を調べるため、供試体 B、C ともにÂ断面部で100mm 間隔（C100 − 1）、È断面部で 200mm 間隔（C200 − 1）とした。各供試体の材料特性を、表−1 に示す。
なお、試験時には、くり返し載荷による床版の性状変化を調べるために、所定の走行回数載荷後に床版中央 （ÅとCの交点）に静的載荷し、たわみ、ひずみの計測を行った。また、試験中は、床版上面のひび割れ状況と打音検査による FRP とコ

図− 6 供試体 B

ンクリートのはく離状況も調査した。

３．試験結果（1）載荷回数とたわみの関係
荷重載荷プログラムと床版中央（ÅC点）における載荷回数とたわみの関係を図− 8 に示す。なお、
たわみは 137kN に換算した活荷重たわみとして表示した。載荷は、道路橋示方書の輪荷重 100kN に衝撃を考慮した 137kN にて 40 万回走行させた後、促進試験とするため 157kN で 10 万回、176kN で 100
万回、それ以降は 196kN となる載荷プログラムで試験を実施した。
供試体 A では、110 万回程度からたわみの急激な増加が見られたため、113.4 万回で試験を終了した。

図− 7 供試体 C

また、トラス鉄筋を配置していない供試体 B では、荷重を 176kN に上げた直後からたわみが急増し破壊に至った。一方、供試体 C では、196kN に荷重を上げた 150
万回以降、たわみの増加率が大きくなったものの、たわみは直線的に増加し、200 万回載荷まで破壊には至らず
載荷を終了した。

表− 1 材料特性

図− 8 床版中央のたわみ−載荷回数曲線

鋼材と FRP のハイブリッド型枠を用いた合成床版の耐久性

9（2）たわみ分布たりからÄ点のたわみが大きくなった。残留たわみも同各載荷回数における、床版中央載荷時の橋軸方向の活様の傾向が見られることから、Â断面の L 型継手部にお荷重たわみの分布と、橋軸方向の残留たわみの分布を、

いて継手部が損傷し、剛性が低下したためと考えられる。

それぞれ、図− 9、図− 10 に示す。なお、図− 9 には、また、供試体 B、C の活荷重たわみの分布は、いずれもコンクリートを全断面有効とした場合と引張側コンクリ

載荷回数の増加とともに中央のたわみが大きくなる傾向

ートを無視した場合の計算値を併記しているが、全断面が見られる。これは、配力鉄筋方向の荷重分配が低下し有効の計算に用いる橋軸方向の剛性は、はり試験結果

６）たためであり、くり返し載荷により、異方性が増大するから、中空の角形鋼管を無視しコンクリート断面としてことが推察できる。しかし、供試体 C では、トラス鉄筋評価した。いずれの供試体も、走行開始前のたわみ値おの配置と、耐久性の高い継手としたため、荷重を 196kN

よび分布形状は全断面有効の理論値とほぼ一致しておに上昇させるまではたわみの増加が緩慢であり、150 万り、載荷とともにたわみが増加していく傾向が読み取れ回載荷までコンクリートが全断面有効に近い状態で安定る。ここで、供試体 A の実験値で、載荷回数 70 万回あする結果となった。

図− 9 活荷重たわみの橋軸方向分布10

図− 10 残留たわみの橋軸方向分布

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（3）ひび割れとはく離状況
図− 11 に床版上面のひび割れ状況を示す。図中には、試験終了後の切断面のひび割れ状況も併記している。

のひび割れに抵抗し、耐久性が向上したと考えられる。
橋軸直角方向断面におけるひび割れは、供試体 B では
斜めひび割れが上面の載荷板端から進展しているのに対供試体 A における載荷軌道下とその近傍の上面ひび割し、供試体 A、C では、上側鉄筋に沿った水平なひび割

れは、100 万回載荷以降に生じたもので、105 万回以降れとなっている。これは、供試体 A、C では、鋼管間ににたわみが急増したことから、その時期に載荷ブロック

せん断剛性の高いトラス鉄筋を配置しているため、せん

端から斜め下に伸びる押し抜きせん断型のひび割れが床

断ひび割れが進展しないためである。ただし、供試体 A

版上面まで進展したと考えられる。実験後の床版中央断では、トラス鉄筋上の上側鉄筋に沿うひび割れとなり、面Cの切断面において、全供試体で角形鋼管上部の FRP

それより上のコンクリートが分離し、重ねばり化する形

突起部から上側配力鉄筋に沿うアーチ状のひび割れが生態となっている。供試体 C では、この水平方向ひび割れ

じていた。供試体 C では、供試体 A に比べトラス鉄筋を

はトラス鉄筋の上弦材より下側に形成されるので、トラ

配力鉄筋の上側に配置したため、トラス鉄筋弦材の下側

ス斜材が重ねばり化することを防いでいる。トラス鉄筋

をこのひび割れが横切っており、トラス鉄筋の斜材がこの中に配力鉄筋を通す構造としたことがせん断抵抗を高図− 11 ひび割れ図

図− 12 コンクリート− FRP 底板間はく離図

鋼材と FRP のハイブリッド型枠を用いた合成床版の耐久性

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め、疲労耐久性を大きく向上させることとなった。
図− 12 に、各供試体における床版下面のコンクリー
トと FRP 底板のはく離状況を示す。
トラス鉄筋を配置した供試体 A、C では、荷重を上げ、荷重によって鋼管の断面変形が大きくなることに起因す
るはく離と推察でき、後で述べる FRP 下面のひずみ分布が大きく乱れることでも説明できる。したがって、その時の荷重が、各供試体の限界荷重と考えられる。

たわみの増加率が急変する回数から、すなわち供試体 A
では 50 万回後の 176kN 載荷直後、供試体 C では 150 万回（4）FRP 底板のひずみ分布

後の 196kN 載荷直後から急激にはく離範囲が広がること図− 13 に、床版中央ÅC点載荷時における橋軸方向が確認された。これより、コンクリートと FRP のはく離

ひずみの橋軸方向分布を示す。各回数のひずみは、載荷により、たわみが急増したものと推察できる。ただし、荷重を 137kN に換算したひずみ値を示している。

このはく離は、それまでのはく離の進展やたわみの増加

供試体 A では、Å点に載荷しているにも関わらず、Ä

と明らかに異なり、急激に進展するもので、増大した輪

点のひずみが大きくなっている。これは、Â断面の L 型

図− 13 FRP 底板の橋軸方向ひずみ分布

図− 14 FRP 底板の橋軸直角方向ひずみ分布

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宮地技報 No.25

継手部の剛性が低下したためと考えられる。
供試体 B のひずみ分布では、載荷とともに鋼管部のひ

供試体 C では、供試体 A、B の最終段階の荷重に対応す
る 120 万回載荷時のものとした。

ずみが大きくなる傾向が見られる。これは、鋼管間のコ

供試体 A の 0 回載荷時において、Â、Ä断面のひずみ

ンクリートの剛性が、鋼管部と比べ小さいことにより、値が、それぞれ 200 μ、400 μと、他のものと比べ大き

鋼管部で荷重を負担する耐荷性状に移行していくためとい傾向が見られる。これは、Â断面の L 型継手が局部的考えられる。

に変形するためであり、Ä断面でひずみ値が大きくなっ

供試体 C ではひずみゲージを鋼管の腹板直下にも追加ているのも、この影響と考えられる。載荷終了時（113したため、ひずみ分布は前 2 体と違うように見える。し万回）の影響線では、断面Æ、Èで、0 回載荷時に比べかし、150 万回までは鋼管腹板直下で若干ひずみの乱れ

ひずみが大きくなるものの、Ä断面のひずみは 0 回載荷が見られるものの、くり返し回数の増加によるひずみ値

時とほとんど変化なく、床版が損傷を受けた場合でも、の変化はほとんど見られず、150 万回の載荷以降、荷重

FRP 底板に生じる最大ひずみはほとんど増加しないことの増大に伴ってÃからÇの間でひずみが急増する傾向ががわかった。

見られる。これは、この荷重以降、鋼管のせん断変形が一方、C 型継手を用いた供試体 B、C における 0 回載大きくなり、コンクリートとのはく離が進むとともに、荷時の最大ひずみは 50 から 100 μ程度であり、C 型継手

FRP 底板とコンクリートとのはく離も急速に進展し、FRP の橋軸方向の荷重分担が増加するためと推察できる。加えて、鋼管上面に生じた水平ひび割れにより 2 層化し剛性が低下する。
図− 14 に、C 点載荷時における橋軸直角方向ひずみの橋軸方向分布を示す。これより、全供試体ともに、載荷回数の増加に伴ってひずみも増加する傾向が見られる。橋軸方向ひずみは、載荷回数の増加に伴うひずみの増加がほとんど見られないことから、載荷回数の増加によってコンクリートのひび割れ、FRP 底板からのはく離が進展し、荷重を主に橋軸直角方向の断面で負担する異方性版へと除々に移行していくものと推察できる。この橋軸直角方向のひずみ分布を 3 つの供試体で比較すると、供試体 A、C が供試体 B より、総じて少ない。これは、トラス鉄筋挿入によるコンクリートのひび割れ拘束による大きな剛性の保持によるものである。
（5）ＦＲＰ継手部の耐久性
床版中の FRP 継手部には、輪荷重の移動により変動応力が作用する。このため、載荷ブロック間隔（125mm）で静的荷重を移動させた時の、橋軸方向ひずみの影響線を用いて、FRP 継手部に働く変動ひずみを調べた。なお、
ひずみは、ÂとÈの継手位置中央において、最も下側となる添接板の下面に、ひずみゲージを貼付することにより計測した。また、継手のないÄとÆ断面においても母材のひずみを計測した。
各供試体における、FRP 底面の橋軸方向ひずみの影響
線を図− 15 に示す。なお、ひずみ値のプロットは、輪
荷重走行前と損傷を受けた載荷終了時のものとしたが、鋼材と FRP のハイブリッド型枠を用いた合成床版の耐久性

図− 15 FRP 底面の橋軸方向ひずみの影響線

13を用いたことにより局部的な変形が生じず、継手部のひずみが小さく抑えられることがわかる。また、継手のな
いÄ、Æ断面と比べ、Â、È断面のひずみが小さいのは、
添接板により母材部より剛性が高くなっているためである。供試体 B における載荷終了時（61 万回）の影響線では、Ä、Æ断面のひずみが 0 回載荷時よりも大きくなっている。これは、鋼管上端から生じたひび割れにより 2層化することで、FRP 部の負担が増加したためであり、床版が損傷を受けた場合でも継手に作用する最大ひずみは 400 μ程度となることがわかった。供試体 C のひずみ
は、150 万回終了時もこの 120 万回時のひずみ分布とほ
とんど変化はなく非常に安定した構造となっていることが理解できる。ただし、最大ひずみは 400 μ程度になることを想定しておく必要がある。
そこで、このひずみ 400 μを FRP 底板が負担する応力に換算すると 7.5MPa となる。この応力は、本床版の継手部の試験 ３） により求められた、C 型継手の疲労限度（36.9MPa）と比べ、1/5 程度となることから、床版中でFRP 継手部が疲労破壊することはないことが確認できた。
ただし、接着剤は水などの環境因子の影響による劣化も考えられることから、実際の設計にあたってはこれに対する安全率を設定するなどの配慮が必要である。

４．耐久性評価（1）S-N 線による評価
一般に載荷荷重 147kN にて 80 万回の走行は、実橋床版で 50 年の交通荷重に相当すると言われている８）。図−8 より、供試体 A は 137kN から 176kN の載荷荷重で計100 万回以上の輪荷重走行に耐えており、たわみの急増が見られた 105 万回を供試体 A の限界寿命と仮定する。
これを、マイナーの累積被害則を用いて階段載荷の載荷回数を一定荷重 147kN で載荷した場合に換算すると 580万回となる。ただし、この換算に用いた S-N 曲線における傾きの逆数の絶対値 m は、RC 床版から得られたせん
断破壊に対する 12.7 を用いたものである。同様に、供試体 C における 200 万回の載荷を換算すると 2950 万回となる。したがって、トラス鉄筋を配置した供試体 A、供試
体 C は、それぞれ 363 年、1846 年の交通荷重に対する疲
労耐久性を有していると評価できる。
図− 16 劣化度と載荷回数の関係

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宮地技報 No.25

（2）劣化度による評価
床版の耐久性評価の一手法として、活荷重たわみが引張側コンクリートを無視した理論たわみに到達した時を使用限界とし、それまでの荷重の走行回数によって評価するものがある 8)。本床版においても、図− 8 の載荷回数とたわみの関係から、引張側コンクリートを無視した
理論たわみは、破壊時の活荷重たわみより小さい値を示しており、これを使用限界として問題ないと言える。そこで、輪荷重のくり返し走行後の活荷重たわみと全断面有効の理論値との差を、引張側コンクリート無視の理論

図− 17

床版の劣化曲線値と全断面有効の理論値との差で除した式（1）により算出される値を劣化度とし、これが 1.0 に達するまでの走行回数を調べた。

DS = (W − W0) / (WC − W0)(1)

ここで、DS ：劣化度
W ：測定値
W0 ：全断面有効の理論値
WC ：引張側コンクリート無視の理論値
輪荷重走行試験における各供試体の劣化度と載荷回数

図− 18

劣化度の傾きと荷重の関係

表− 2 劣化曲線と使用限界の関係を図− 16 に示す。図中には、各供試体の荷重階段毎の近似曲線も併記している。なお、初期ひび割れなどの発生により、1 万回程度まで劣化度が急増することから、近似曲線算出にあたっては、1 万回以降のものを用いて算出した。また、供試体 A では、68 万回と 106 万
回で劣化度に変曲点が見られることから、この回数で分

トラス鉄筋を配置していない供試体 B においては、176割して近似曲線を求めた。

kN で同様の傾向が見られる。したがって、これらの荷いずれの供試体も 137kN の荷重に対しては、劣化度の重は各供試体の限界荷重を越える荷重と考えられること

傾きは非常に緩やかであり、劣化の進展が遅いことがわから、これらを除外することで、各供試体における劣化かる。一般に一定荷重で実験した場合の劣化曲線は図−度の傾きの増加傾向を求めた。これより、各供試体の17 に示すように、初期に急増し、その後線形的に劣化

147kN 載荷時における劣化曲線の傾きは表− 2 のとおり度が増大し、使用限界を超えた後、再度劣化度が急増しとなる。また、劣化曲線の切片の値は、載荷荷重に影響て破壊に至る傾向を示すことがわかっている 。しかし、を受けないと考えられることから、初期載荷時の切片本試験では、40 万回以降、促進試験とするため、荷重を（初期の劣化度増加量）を用いるものとした。

9）

変化させていることから、一定荷重による回数に換算をこれらの劣化曲線から、各供試体の劣化度が 1 となる行う必要がある。そこで、各荷重における劣化度の近似

使用限界回数、および、147kN で 80 万回の載荷が 50 年

曲線の傾きを、荷重との関係としてプロットしたものがの交通荷重に相当することから求めた使用限界寿命を

図− 18 である。これより、トラス鉄筋を配置した供試

表− 2 に示す。これより、供試体 A、B においても、90

体 A、C では 176kN の載荷荷重までは、ほぼ線形的に増年程度の耐久性を有するものの、継手構造を改良し、ト加しているものの、196kN 載荷に対する劣化度の傾きは、ラス鉄筋を配置した供試体 C では、他の供試体と比べ大それまでの傾向とは明らかに異なる結果となった。また、

幅に疲労耐久性が向上することが確認された。

鋼材と FRP のハイブリッド型枠を用いた合成床版の耐久性

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６．まとめ３）久保圭吾，河西達彦：鋼材と FRP のハイブリッド型枠を用いた合成床版の FRP 継手の耐荷力と耐久性，打替え用の鋼・ FRP 複合永久型枠を用いた合成床版における輪荷重走行試験の結果から、以下の結論が得られ

宮地技報 No.24，pp.7-16，2009.
４）久保圭吾，長尾千瑛，石崎茂，松井繁之：鋼・ FRPる。

複合永久型枠を用いた合成床版の耐荷力と耐久性に

１）本床版は、輪荷重の走行により、輪荷重直下部の上関する実験的研究，土木学会論文集 A，Vol.65，

側配力鉄筋面で 2 層化する疲労劣化が進行するが、トラス鉄筋がそれを抑制するせん断補強効果をもたらす。
２）輪荷重走行試験の結果より、トラス鉄筋を配置した
本床版は、300 年以上の交通荷重に対する疲労耐久性を有していることが確認できた。

No.4，pp.932-948，2009.11.
５）長尾千瑛，松井繁之，石崎茂，久保圭吾，小牧秀之，
平山紀夫：鋼・ FRP 複合永久型枠を用いた打替え用
合成床版の耐荷特性，構造工学論文集，Vol.53A，
pp.1032-1039，2007.
６）長尾千瑛，松井繁之，石崎茂，久保圭吾，小牧秀之，

３）劣化度による使用限界に対する耐久性評価により、

平山紀夫：鋼・ FRP 複合永久型枠を用いた打替え用

トラス鉄筋を省略しても 90 年程度の使用耐久性を

合成床版の疲労耐久性，第五回道路橋床版シンポジ

有していると評価でき、トラス鉄筋を配置すること

ウム講演論文集，pp.303-308，2006.

で、大幅な耐久性の向上が図れることが確認された。

７）久保圭吾，長尾千瑛，石崎茂，松井繁之：鋼・ FRP

謝辞：本研究は、松井繁之教授（大阪工業大学）のご指

複合永久型枠を用いた打替え用合成床版の耐荷力と導のもと、宮地鐵工所、日東紡、新日石、富士技建、大疲労耐久性，構造工学論文集，Vol.54A，pp.902-909，

阪大学の共同研究として行われたものであり、ご指導頂

2008.

いた共同研究の関係各位に、感謝の意を表します。

８）松井繁之：橋梁の寿命予測−道路橋 RC 床版の疲労
寿命予測−，安全工学，Vol.30，No.6，pp.432-440，＜参考文献＞

1991.
９）前田幸雄，松井繁之：道路橋 RC 床版の劣化度判定

１）久保圭吾，能登宥愿，松井繁之，長尾千瑛，石崎茂，

法に関する研究，既設橋梁構造物およびその構成部

平山紀夫，宮永直弘，小牧秀之：鋼材と FRP のハイ

材の健全度，耐久性の判定に関するシンポジウム論

ブリッド型枠を用いた合成床版の開発，第 2 回 FRP

文集，pp.107-116，1983.

橋梁に関するシンポジウム論文集，pp.81-84，2006.

2010.3.23

受付２）久保圭吾，河西達彦：鋼材と FRP のハイブリッド型枠を用いた合成床版の開発，宮地技報 No.22，pp.514，2007.

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