2018-02-08T19:17:23.316深澤協三日本建築学会技術報告集

第 23 巻 第 53 号，7-12，2017 年 2 月
AIJ J. Technol. Des. Vol. 23, No.53, 7-12, Feb., 2017
DOI http://doi.org/10.3130/aijt.23.7

押出法ポリスチレンフォームを用いたスラブ型枠の構造性能

押出法ポリスチレンフォームを用いたスラブ型枠の構造性能

MECHANICAL PROPERTYEVALUATIONINSULATEDMECHANICALOFPROPERTYFORMWORKFROM EXTRUDEDEVALUATION MADEof INSULATEDPOLYSTYRENE
FOAM from
FORMWORK MADEEXTRUDED POLYSTYRENE FOAM

深澤協三ー ーーーー ＊ 1
小暮直親ー ーーーー ＊ 2
江口孝明ー ーーーー ＊ 2

高橋誠治ー ーーーー ＊ 2
下條芳範ー ーーーー ＊ 2

深澤協三
＊1
高橋誠治
＊2小暮直親
下條芳範
＊2
江口孝明
＊2
キーワード：
型枠，断熱材，加力実験，曲げ剛性，支圧剛性＊2キーワード：
Keywords:
型枠，断熱材，加力実験，曲げ剛性,支圧剛性
Formwork, Heat insulator, Loading tests, Flexural rigidity, Bearing
Keywords:rigidity
Formwork, heat insulator, Loading tests, flexural rigidity, bearing rigidity

Kyouzou FUKAZAWAーー ＊ 1
Seiji TAKAHASHIー ーーーー ＊ 2
Naochika KOGUREー ーー ＊ 2
Yoshinori SHIMOJYOー ー ＊ 2Takaaki EGUCHIー ーーーー ＊ 2
Kyouzou FUKAZAWA＊1 Seiji TAKAHASHI＊2Naochika
KOGURE＊2 Yoshinori
SHIMOJYOThefloor slabs
directly above
footing beams
are parts of＊2
a reinforced
Takaaki building
EGUCHIthat require＊2 insulation. A construction method using
concretethermally insulating extruded polystyrene foam, which does not require
The floor slabs directly above footing beams are parts of a reinforced
removal, is frequently employed to simplify slab formwork dismantlingconcrete building that require insulation. A construction method using
inthe undergroundpit.
thermallyinsulating
extruded polystyrene foam, which does not require
Foam
formwork
has different
characteristics
to plywood
removal,is frequently
employed mechanicalto simplify slab
formwork dismantling
informwork.
However,the undergroundpit. these characteristics are still not well understood.
In
this formwork
study, the has
stiffnessof polystyrene
is evaluatedby
Foam
differentmechanical formwork
characteristics
to plywood
formwork. However,are still
notusing
well understood.
conducting
bendingtheseand characteristics
bearing pressure
tests
a component
In this study,
the stiffnessof polystyrene
formwork
is evaluatedbyspecimen.
Moreover,a full-scale
experimentis conductedunder theconducting
bendingpresent
and bearing
tests using toa investigate
componentloading
conditions
during pressure
actual construction,specimen.theMoreover,a full-scaleconducted
thewhether
true deformation
canexperiment
be assessedisbasedon theunder
stiffnessloading conditions present during actual construction, to investigate
value obtained from the component tests.
whether the true deformation can be assessed based on the stiffness value
obtained from the component tests.

１．はじめに
1 階床スラブの地下ピット部は外気に接する箇所と見なされ「断2 に示す通り、RC スラブの型枠合板の代わりに用いられ、コンクリ熱」が必要な部位である。地下ピット内は、コンクリート打設後のート打設後はスラブ型枠撤去を不要としている。

型枠の解体撤去が困難なケースが多いため、発泡体を用いた断熱材

表1を床スラブの捨て型枠として用いる工法が多用されている。

型枠材の剛性強度(カタログ値)

板厚 密度 ヤング係数 曲げ強さ 圧縮強さ 断熱材グレード(mm） （kg/m3） （N/mm2） （N/mm2） （N/mm2） （JIS規格）
3034.00.65
250.2
XPS3種b50
27.50.45

型枠の構造計算に用いる剛性・耐力について、型枠用合板に関しては日本建築学会「型枠の設計・施工指針」1)（以下「型枠指針」）にヤング係数、許容曲げ応力度の値が示されている。

※1 密度、曲げ強さ、圧縮強さは JIS A 9511 に定める押出法ポリスチレン保温材の最低基準値。
※2 ヤング係数、曲げ強さ、圧縮強さの試験方法は JIS A 9511 に準拠。

一方、スラブ型枠に発泡体を用いることで、根太材からの支圧によるめり込み変形など、型枠用合板とは異なる変形性状を示すことが予想される。しかし、スラブ型枠に用いる発泡体の剛性・耐力は910mm

簡単な曲げ試験結果を用いて評価されているが現状で、型枠材としての力学特性が十分な検討がされているとは言い難い。

レン ム
スチ フォー
リ法ポ
押出30,50mm

本実験では、捨て型枠用に開発された断熱材の型枠としての力学補強フィルム性能、即ち①曲げ剛性、②支圧剛性を要素試験体による構造実験により把握する。さらに、実大型枠材に実施工時と同等の荷重条件で

図1mm
2018

発泡体スラブ型枠の概要

載荷を行う実大実験を行い、要素試験体で得られた曲げ剛性・支圧剛性から、床スラブに用いる発泡体（押出法ポリスチレンフォーム）型枠のたわみ量が評価可能なことを確認する。

発泡体
スラブ型枠

２．発泡体型枠の概要
本実験対象となるスラブ型枠は、図 1 に示す通り押出法ポリスチ

根太材(単管パイプ)

基礎梁

レンフォームの下面に割れ防止用フィルム(ポリエステル系フィル
ム・厚さ 55μｍ)を接着した構造である。

図2

型枠の密度、強度、剛性のカタログ値を表 1 に示す。本型枠は図※1(一社)日本建設業経営協会中央技術研究所・工博（一社）日本建設業経営協会中央技術研究所
工博（〒103-0026
第 22 新館（〒103-0026 東京都中央区日本橋兜町
東京都中央区日本橋兜町 12-1
12-1 太洋ビル太洋ビル第新館 88 階）階）
*2㈱ JSP 建築土木資材事業部 開発部*1※2㈱JSP 建築土木資材事業部

開発部

*1

工法概要

JARGC
Research
for forConstruction
Technology,
Dr. Eng.
JARGC Central
CentralResarchConstruction
Technology.,Dr.Eng.

＊1

*2 ＊2

Construction
and Civil Engineering Materials Division, JSP Corporation
JSP Corporation,
Construction and Civil Engineering Materials Division

72018-02-08T19:17:23.316深澤協三

3.実験計画とは異なる実験方法である)。

実験は、①曲げ実験(型枠材の曲げ剛性評価)、②支圧実験(型枠を（2）実験方法：実験装置を図 4 に示す。単純支持した試験体に、ア支持する根太材へのめり込み変形に対する剛性評価）、③実施工を模ムスラー試験機を用いて 2 点集中荷重を単調載荷する。型枠のたわした実大型枠への鉛直荷重載荷実験(以下「実大実験」と略称）、のみは同図中に示す通り、スパン中央部鉛直変位から支点部鉛直変位3 種類を実施する。各実験の計画を以下に示す。

を取り除いて求めた。また、載荷速度は 10mm/分とする。

3-1 曲げ実験

3-2 支圧実験（1）試験体計画：図 3 に示す型枠の一部を取り出した要素試験体を（1）試験体計画：図 5 に示す通り要素試験体を対象に支圧実験を行対象に曲げ実験を行う。実験変数は、①型枠板厚(t=30,50mm)、②試う。実験変数は、①型枠板厚(t=30,50mm)、②試験体採取位置(中央、験体採取位置(型枠の中央と端部。
押出法ポリスチレンフォームでは、端部)である。試験体計画を表 3 に示す。各ケースで 3 体ずつ 4 ケー

中央部と端部で剛性が相違する可能性があるため、型枠の中央と端ス×3 体＝合計 12 体の実験を行う。

部から試験体を採取)、③支持スパン(Lo＝225,300,450mm、曲げ剛性（2）実験方法：図 6 に示す通り、補強シート面に根太材として一般への支持スパンの影響を検討するもので、実物の根太間隔ではない)、に用いられる単管パイプ(φ48. 6×2.4mm)を置いて、アムスラー試④試験体に作用させる曲げモーメント符号(補強フィルム面が引張

験機により圧縮力を単調載荷する。また、載荷速度は 10mm/分とす側となる正曲げ、圧縮側となる負曲げ)、である。試験体計画を表 2る。に示す。各ケースで 3 体ずつ 24 ケース×3 体＝合計 72 体の実験を

表3試験体計画表（支圧実験）

補強フィルム面に加力行う(なお、本曲げ実験はコンクリート型枠用合板の日本農林規格
表2250

図5250
試験体形状・寸法（支圧実験）

t

し方向中央

端部

板厚 加力 試験体 支持スパン(mm) 方向 採取位置 225 300 450
中央部 ③ ③ ③正端部 ③ ③ ③30
中央部 ③ ③ ③負端部 ③ ③ ③
中央部 ③ ③ ③
正端部 ③ ③ ③50
中央部 ③ ③ ③
負端部 ③ ③ ③押し
出910
試験体採取位置50
補強フィルムtt=30,50mm
125
Lo=225,300,450mm
図3t=30,50mm

板厚 試験体採取位置(mm) 中央端部
30③③50③③

試験体計画表（曲げ実験）

Lo50

図6

実験方法（支圧実験）

試験体形状寸法（曲げ実験）
3-3 実大実験（1）試験体計画：図 7 に示す通り 1820×910mm の実大型枠を根太材(単管パイプ)で支持した状態で発泡体型枠に等分布荷重を作用させる。①型枠 t=30mm で根太材ピッチ 225mm、②型枠 t=50mm で根太材ピッチ 300mm、の 2 タイプの試験体について実験を行う。
（2）実験方法： 1820×910mm の実大型枠を所定ピッチの根太材(単管パイプφ48.6×2.4mm)で支持し、打設されるコンクリート重量に相当する等分布荷重を作用させる。
型枠への等分布荷重載荷は、筆者等が行った構造スリット実験 2)と同様にビーズ材を介して行う。即ち図 8 に示す通り、型枠外周に側枠を配置してビーズ材(粒径約 0.9mm、安息角約 30 度)を約 40cmの高さで平坦に充填する(ビーズ自重で約 2.8kN/m2 が作用)。ビーズ材天端に合板を敷きこんだのち、905×905×6.0・3.2mm 鋼板を 28枚(=2 列×14 枚）順次載せることで型枠に等分布荷重を作用させる。
また、図 7 中に示す通り、型枠中央部のたわみ及び根太材の両端
図48

実験方法（曲げ実験）

部・中央部の鉛直変形から、型枠及び根太材のたわみを測定する。

2018-02-08T19:17:23.316深澤協三

4.実験結果4-1 曲げ実験

正曲げ加力（1）変形性状：実験結果の代表例として、加力スパン L0＝300mm・t=30mm・採取位置中央試験体のスラブ型枠曲げ正曲げ時(補強フィル
ム面引張り側)・負曲げ時の変形状況を写真 1 に示す。

負曲げ加力

加力スパンの約 1/20 まで加力を行ったが、いずれのケースとも型枠の折損は生じない。また、曲げ変形の卓越する変形性状を示す。
写真 1 中に示す通り、負曲げ(補強フィルム圧縮側)ではフィルム面に座屈による「シワ」が発生して剛性低下を生じる。

座屈により補強フィル
ムに「シワ」発生（2）荷重変形関係：荷重変形曲線を図 9 に示す。正曲げ加力時は変形増大に伴い徐々に剛性低下するのに対して、負曲げ加力時は写真1 に示す補強フィルムのシワの発生に伴う剛性低下が顕著である。
t=50mm・根太材@300mm

写真 1型枠材変形性状の例(曲げ実験：L0＝300mm)

t=30mm・根太材@225mm

根太材たわみ図7

試験体形状・寸法(実大実験)

型枠たわみ

土台
根太材
（単管パイプ）側枠
発泡体型枠①土台(H 型鋼)上に根太材(単管パイプ)を所定のピッチで設置②根太材上にスラブ型枠をセット

クレーン

発泡体型枠

③スラブ型枠の四周に側枠を組み立て

ロードセル

ホッパー
合板
ビ ー ズ

④ホッパーを用いて側枠内にビーズ球を充填クレーンに取付けたロードセルで充填したビーズ球の重量を測定⑤ビーズ球天端を均した後、合板(t=19mm)を載せる

図8

鋼板
b×D=905×905
t=6mm×11×2列t=3.2mm×3×2列

鋼板重量t=6mm 約 360N/枚
t=3.2mm 約 200 N/枚※1 枚ごとに重量実測⑥合板上に鋼板(b×D×t=905×905×6.0・3.2mm)を所定荷重に達するまで載せる

実験方法(実大実験)

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また、試験体採取位置(中央部、端部)による荷重変形関係の相違

2mm 以下に制限すれば、許容曲げ応力度については検討を要しない。

は少ない。

同一条件試験体 3 体間の荷重変形曲線の比較の代表例として、各試験体ともδ=3mm 付近まで概ね弾性的な挙動を示している。発L0＝300mm・t=30mm・採取位置中央試験体の荷重変形曲線を図 10 に

泡体型枠はδ=3mm 付近まで概ね弾性範囲内に留まることから、型枠示す。同図に示す通り、同一条件試験体 3 体間の荷重変形曲線はほの検討でたわみ量を型枠指針 1）に示される許容変形量の目安である

ぼ同様の関係を示す。
0.5～3.0mm 間の「荷重、変位」データから最小二乗法(線形近似)正曲げ加力

負曲げ加力

時により求めた勾配から初期剛性を求めた。この初期剛性と、試験体の幅・厚みの実測結果から求めた断面 2 次モーメント I を用いて、型枠材の等価ヤング係数 E を下式より求め、更に同一条件 3 体の平均 mE を求めた。実験変数と mE の関係を図 11 に示す。
より
ただし

L0=225mm
負曲げ加力

正曲げ加力

時加力スパンが長いほど mE が増大する。また、t=30,50mm とも負曲げ時の mE が大きな値を示す。一方、試験体採取位置の影響が少ない。
同図中に示す通り板厚毎の mE の平均値は、t=30mm では 44.6N/mm2、t=50mm では 26.4N/mm2 である。
4-2 支圧実験（1）破壊性状：t=50mm・採取位置中央試験体の加力中及び除荷後の変形状況を写真 2 に示す。t=30,50mm 試験体ともに、支圧により型L0=300mm

枠に単管パイプの形状に即しためり込み変形を生じる。同写真中に
負曲げ加力

正曲げ加力時示す通り、荷重除荷後(約 15mm のめり込み強制変形後)にもめり込み変形の残留が認められる。
（2）荷重変形関係：各試験体の荷重変形曲線を図 12 に示す。変形の増大に伴い徐々に剛性が低下する。しかし、実験範囲の支圧変形
約 15mm まで耐力低下は生じない。
また、同一条件試験体 3 体間の荷重変形曲線の比較の代表例として t=30、50mm 採取位置中央試験体の荷重変形曲線を図 13 に示す。

L0=450mm
図9

荷重変形曲線（曲げ実験）
負曲げ加力

正曲げ加力時

写真 2L0=300mm・t=30mm・中央t=30mm・中央50t=30mm・端部t=30mm・中央30▼ 正・負平均E=26.4N/mm2▲正曲げ加力平均20～～100225t=50mm・中央正曲げ加力時t=50mm・端部
加力スパン(mm)450300

図 1110▲負曲げ加力平均5▲ 正・負平均E=44.6N/mm2▲正曲げ加力平均

等価ヤング係数・mE(N/mm2)

等価ヤング係数・mE(N/mm2)▼ 正・負平均E=44.6N/mm2

306t=50mm・端部▲負曲げ加力平均▲ 正・負平均E=26.4N/mm2

採取位置
中央部
端部

N5δ

40t=50mm・中央

採取位置
中央部
端部

N

6t=30mm・端部

4荷重(KN)

5040

型枠変形状況の例（支圧実験：t=50mm）

同一条件試験体間荷重変形曲線比較（曲げ実験）

荷重(KN)

図 1032δ

43220～～

1002251

負曲げ加力300

発泡型枠材の等価ヤング係数

1t=30mm

加力スパン(mm)450t=50mm

00510変位(mm)

図 121500510変位(mm)

荷重変形曲線（支圧実験）152018-02-08T19:17:23.316深澤協三

同図に示す通り、同一条件試験体 3 体間の荷重変形曲線はほぼ同様鉛直バネ付き連続梁モデルにより求めたものである。計算に用いるの関係を示す。

型枠の「ヤング係数 E」、「鉛直バネ KV」はそれぞれ「4-1 曲げ実験」

図 12 中に示す通り、0.5～2.0mm 間の「荷重、変位」データから及び「4-2 支圧実験」結果による。
「ヤング係数 E」は図 11 に示す板最小二乗法(線形近似)により初期剛性 Kv0 を求めた。更に、各試験厚毎の E の平均とした。「鉛直バネ KV」は根太材(単管パイプ)に対体の初期剛性 Kv0 から同一条件 3 体の平均 mKv0 を求め、型枠単位幅する型枠の支圧剛性であり、図 14 に示す板厚毎の KV の平均とした。

1m 当たりの剛性に換算した支圧剛性 mKv を求めた。実験変数と mKv

w=8.5KN/m2 作用時の変形図を図 18 に示す。また、図 16 の型枠単の関係を図 14 に示す。板厚が厚いほど支圧剛性が低下するが、これ体の荷重変形曲線上にも、この計算値を併せて示す。図 16 に示す通は厚いほど可撓長さが長くなる影響と考えられる。また、型枠端部

り t=30mm 試験体では計算値と実験値は良い対応を示す。一方、から採取した試験体は中央部より約 2 割支圧剛性が高い。同図中にt=50mm 試験体ではδ=1.2mm 付近から実験値ではハードニングが発示す通り、板厚ごとの mKv の平均値は t=30mm では 2.45KN/mm/m、生して、w=8.5KN/m2 作用時変形の計算値は実験値の 1.65 倍となる。

t=50mm では 2.15KN/mm/m である。

4単位幅支圧剛性(KN/mm/m)

t=30mm

荷重(KN)

δ3t=50mm

2No1No2No3100

図 13510変位(mm)2.6

t=30mm
平均Kv=2.49KN/mm/m

2.4

中央部

2.2t=50mm
平均Kv=2.15KN/mm/m

2.0
1.80

15

端部

8.0
▲スラブ厚30cm

6.0

根太材+型枠実験値▲スラブ厚20cm

4.0

根太材+型枠計算値
連続ばり+鉛直バネ（根太材支配面積考慮）▲スラブ厚10cm

2.0

図 14

▲スラブ厚30cm

根太材計算値（単純ばり)

6.0▲スラブ厚20cm

4.0

根太材+型枠実験値

連続ばり+鉛直バネ（根太材支配面積考慮）▲スラブ厚10cm

2.0

t=30mm

t=50mm
0.00.0

板厚(mm)

根太材+型枠実験値

根太材実験値

根太材実験値

0.0～～30

同一条件試験体間荷重
変形曲線比較（支圧実験）

根太材計算値(単純ばり)

0.5

1.0

1.5

2.00.0

2.5

1.0

2.0

3.0

変位（mm）

変位(mm)50

図 15

型枠+単管の荷重変形曲線（実大実験）

型枠の支圧剛性

泡体型枠には、根太材(単管パイプ)との支圧によるめり込み変形がわずかに残留する。

鉛直荷重w（KN/m2）（1）変形性状：t=30、50mm の両試験体とも、実験終了時まで型枠の折損は発生しなかった。また、写真 3 に示す通り実験終了後に発6.0
実験値

4.02.0

根太材（単管パイプ）からの0.46.0
計算値

4.0
実験値

2.00.00.00.0曲げ変形

t=50mmt=30mm

計算値

めり込み変形8.0

曲げ変形

めり込み変形

8.0

4-3 実大実験

鉛直荷重w（KN/m2）

N8.0鉛直荷重w（KN/m2）

2.8

鉛直荷重w（KN/m2）

50.0

1.60.51.01.50.81.2

図 16

型枠単体の荷重変形曲線（実大実験）

変位(mm)

2.0

変位（mm）

t=30mm
根太材@225mm

支圧によるめり込み変形
写真 3

型枠変形状況の例（実大実験：t=50mm）（2）荷重～変形関係：型枠中央スパンの中央部について、型枠全体たわみ(＝型枠+根太材)と鉛直荷重 w の関係を図 15 に示す。同図のt=50mm根太材@300mm

横軸は型枠全体の中央部鉛直変位を示し、縦軸は発泡体型枠上に載せた「ビーズ材重量」及び「鋼板重量」を型枠面積で除して求めた
図 17

単位面積当たりの鉛直荷重 w を示す。更に、単位面積当たりの鉛直荷重から換算したコンクリート打設時のスラブ厚(コンクリート単型枠変形解析モデル（連続ばりモデル）
1.351.62

位体積重量 24KN/m3 として換算)を図中に併せて示す。t=30、50mm
試験体とも、スラブ厚 35cm 相当の荷重に対して剛性低下を生じない。
この時の型枠全体のたわみ量は t=30mm では 2.4mm、t=50mm では2.2mm であり、型枠が健全な状態に留まっていることが確認できた。

0.78
単位:mm
鉛直荷重:8.5kN/m2 相当
2.16

t=30mm

鉛直バネ付き支点(支圧剛性相当)

1.86

図 16 に型枠単体のたわみと鉛直荷重 w の関係を示す。型枠単体の1.18

たわみは、w=8.5KN/m2 まで剛性低下は生じていない。同図中に型枠

t=50mm央部鉛直変形の「計算値」を示す。
この計算値は図 17 に示す根太材ピッチを支持スパンとする支点

図 18型枠変形図（連続ばりモデル）

11

2018-02-08T19:17:23.316深澤協三

また、図 16、18 中に示す通り、型枠のたわみ量に対する発泡体型

なお、図 18 の型枠変形図に示す通り、型枠の変形は連続ばり中央

枠の根太材へのめり込み変形の影響が大きく、型枠鉛直変形のうちスパンよりも端部スパンで大きくなる(端部スパンは負側へのモー

めり込み変形は t=30mm では 58％を、t=50mm では 63％を占める。

メントの釣り上がりが少ないため）。この点を考慮して、一端ピン他

t=50mm 試験体でハードニングを生じる原因には、根太材の曲げ変端固定で根太材支配面積考慮した鉛直バネ付きのはりモデルでの鉛形により、発泡体型枠と根太材との接触圧力の根太材材軸方向での直変形算定結果を表 4 に示す。端部スパンの型枠の変形は一端ピン変動が考えられる。即ち、根太材の曲げ変形が大きくなるスパン中他端固定+鉛直バネモデルで安全に評価できる。

央部では、型枠と根太材の接触圧力が減少して、型枠たわみの 63％

両端固定ばり+鉛直バネ

両端固定ばり+鉛直バネを占めるめり込み変形が減少するため、スパン中央部の型枠のたわ

8.08.0

両端固定ばり両端固定ばり鉛直バネ変位に根太材支配面積考慮でモデル化して、両者を支圧剛性に相当する鉛直バネで結合したものである。図 20 に解析で得られた鉛直バネの単位長さ当たり軸力(=接触圧力に比例する)を示す。根太材スパン中央部では鉛直バネの単位長さ当たり軸力が減少している。また、根太材 1 スパン当たりの反力も連続ばりモデル(図 19 のモデルを連続ばり(支点鉛直バネ考

6.0(鉛直バネ変位に支点支配面積考慮)
連続ばり計算値

4.02.0

単純ばり
実験値

6.0

連続ばり計算値
実験値

4.0

単純ばり

2.0

t=30mm

t=50mm

0.00.0

0.4

0.8

1.2

1.62.00.00.00.5

1.0

1.52.0変位(mm)慮)で解析。この場合根太材は剛体と等価)の結果と相違しており、

図 21

根太材の曲げ変形により接触圧力の変動が生じることが判る。

2.53.0変位（mm）

はり部材による型枠単体のたわみ計算値
表4

図 21 に発泡体型枠単体の鉛直変形を「単純ばり」「両端固定ばり」で算定した結果と実験値の比較を示す。両端固定ばりに鉛直バネを鉛直荷重w（KN/m2）

この解析モデルは、根太材を BEAM 要素で、発泡体型枠を SHELL 要素鉛直荷重w（KN/m2）

み量の減少に繋がる。この点を図 19 に示すモデルにより検討した。

端部スパン型枠たわみ算定値

型枠中央たわみ(mm)
板厚(mm)

連続ばり

片端ピン・他端固定の鉛直反力で求めたモデル（「両端固定ばり+鉛直バネモデル」では、

30

1.62+鉛直バネ1.95

支点反力は 1/2 スパン分の荷重）での算定値は、実験値及び連続ば502.162.35

考慮したうえで、鉛直バネの変形を根太材の支配面積を 1 スパン分（解析モデル）りモデルと良い対応を示す。
この両端固定ばり+鉛直バネ(根太材支配面積考慮)で得られた型枠単体のたわみ算定値に、単純ばりで求めた根太材の中央たわみを5.まとめ
本実験から、押出法ポリスチレンフォームを用いた断熱材型枠の加えた型枠全体のたわみの計算値と実験値の比較を図 15 中に示す。

力学性状について下記の結論を得た。

ｔ=30mm 試験体では計算値と実験値の剛性はほぼ一致する。t=50mm①本実験の範囲内では、スラブ厚 35cm 相当の施工荷重に対して発泡試験体では計算値と実験値の剛性はδ=1.2mm 付近のハートニング以前はほぼ一致するが、以降は実験値の変形が小さくなる。

体型枠の折損等はなく、健全な状態を保った。
②発泡体型枠の施工荷重によるたわみは、根太材(単管パイプ)からの支圧のめり込み変形の影響が大きく、めり込み変形は型枠の全発泡体型枠 t=50mm(Shell 要素)

支圧剛性相当鉛直バネたわみの約 6 割を占める。
③曲げ試験では、発泡体型枠材はδ=3mm 付近まで弾性範囲内にあり、支持スパンの 1/20 のたわみを与えても型枠の折損は生じない。
④発泡体型枠のヤング係数は t=30mm では 44.6N/mm2、t=50mm では

300

26.4N/mm2 である〃〃

根太材(φ48.6×2.4)(Beam 要素)〃300

図 19910⑤単管パイプ(根太材）による発泡体型枠へのめり込み変形に対する支圧剛性は、単位幅当たり t=30mm では 2.45KN/mm/m、t=50mm では2.15KN/mm/m である。

型枠解析モデル（SHELL+BEAM 要素）⑥曲げ試験から求めたヤング係数と、支圧試験から求めためり込み変形に対する支圧剛性を用いて、発泡体型枠単体の施工荷重に対30a通り29するたわみを評価できる。

支圧剛性相当鉛直バネ単位幅反力(N/cm)

各位置の単位幅反力⑦根太材のたわみを単純ばりで、発泡体型枠のうち曲げ変形を両端連続ばりモデル・単位幅反力固定ばりで、型枠の根太材へのめり込み変形を根太材の支配面積

単位幅反力平均値

28を考慮した上で実験より求めた支圧剛性からそれぞれ求め、それ

27w=8.5kN/m2

26

b通り

各位置の単位幅反力bらを合算することで、スラブ型枠全体のたわみ量が評価できる。

a

単位幅反力平均値【参考文献】

連続ばりモデル・単位幅反力1)日本建築学会：型枠の設計・施工指針、2011 年

250位置

図 20

型枠-根太材間の接触圧変910

2)深澤協三、佐藤あゆみ、江口孝明、志水一行、立花正彦：鉛直構造スリッ
トのコンクリート側圧耐荷性能評価に関する研究、日本建築学会技術報告集、第 17 巻 第 36 号，433-438，2011 年 6 月［2016 年 5 月 30 日原稿受理122016 年 7 月 20 日採用決定］