技報第 24 号 2007

ポリマーセメントモルタルを用いた既設鋼床版の疲労耐久性向上検討
阪神高速道路(株) 技術部 技術開発グループ 青木（財）阪神高速道路管理技術センター 調査研究部 調査研究課 高田
阪神高速道路(株) 神戸管理部 調査設計グループ 中島康素佳彦
隆………………………………………………………………………………
要旨

近年，車両の大型化や供用年数の経過に伴い，鋼床版の疲労損傷が多数報告されている．鋼床版の疲労損傷の主要因としては，デッキプレートが薄いために発生する局部変形に起因する応力集中と，設計荷重を超過した輪荷重の走行が考えられる．よって，デッキプレートの曲げ剛性を上げ，荷重分散性能を向上させ，局部変形を低減することが有効な補強である．今回，閉断面 U リブを有する鋼床版デッキプレート上面にポリマーセメントモルタルを打設し，鋼床版を合成床版化する工法を検討した．本工法の補強効果を確認するために，静的載荷試
験及び輪荷重走行試験を実施した．また，実橋での適用性に関して，神戸湾岸線鋼床版部でポリマーセメントモルタルの試験施工を実施した．同時に，鋼床版下面の鋼部材にてポリマーセメントモルタル施工前後での実働応力計測を実施し，実橋での応力低減効果を確認した．
キーワード:鋼床版，疲労損傷，ポリマーセメントモルタル，合成床版化，静的載荷試験，輪荷重走行試験，実働応力計測

はじめにし，グースアスファルト混合物は，高温下では軟化し，低温下では硬化する温度依存性を有してい車両の大型化や供用年数の経過に伴い，鋼床版る．このため，温度条件によって弾性係数が変化の疲労損傷が多数報告されている．鋼床版の疲労し，定常的な合成効果は期待できない．今回，硬損傷の主要因としては，①薄肉集成の構造的な弱化後には温度依存性を有さないポリマーセメント

点，②溶接継手強度の不足，③過積載車両の通行モルタルに着目した．セメント混和用ポリマーデが挙げられる．構造的な弱点として特に，デッキィスパージョンとしてゴムラテックス（SBR ラプレートが薄いために，輪荷重が載荷されると，テックス）を使用したポリマーセメントモルタル

デッキプレートの局部変形が生じ，これに起因しである．既設鋼床版上へのポリマーセメントモルた応力集中が溶接部に生じ，疲労損傷につながる． タ ル 打 設 に よ る ， 合 成 床 版 化 （ 以 下 ， PMM
そこで，デッキプレート上面にモルタル材料を打（Polymer Modified Mortar）鋼床版と称す）を図設し，デッキプレートと合成構造化し，断面剛性り，鋼床版の発生応力の低減効果を検討した．

を上げ，局部変形を抑制する補強方法が提案され
1)

鋼床版には，開断面リブ形式と閉断面リブ形式ている ．従来，鋼床版上の舗装基層部には，グがあり，本検討では，閉断面リブ形式の鋼床版をースアスファルト混合物が用いられてきた．しか対象とした．閉断面リブを有する鋼床版で，これまでに確認されている疲労損傷の発生部位は大別方向3880mm，橋軸直角方向2810mm，Uリブは4して，①縦リブ・デッキプレート溶接部，②縦リ本，横リブは3本で構成し，添接版を挟んだ横リブ・横リブ交差部，③垂直補剛材・デッキプレー

ブ間隔は実橋とほぼ等しい2400mmである．添接ト溶接部の 3 箇所である．これら 3 箇所に着目し部以外では，デッキプレート厚は12mm，Uリブて，PMM 鋼床版の補強効果を確認するために，厚は6mmである．デッキプレートとUリブとの溶静的載荷試験及び輪荷重走行試験を実施した．

接は，実橋に準じて，脚長6mmを確保し，溶接また，PMM 鋼床版と同様に，モルタル材料を打ビードの溶け込み量はUリブ板厚の20〜30%とし設し合成構造化した鋼床版において，雨水の存在た．本鋼床版は橋軸方向の床版中心軸に対し，対下で合成構造の耐久性が大幅に低減することが報称な構造である．

告されている

2)．これを受けて，PMM 鋼床版のなお，本供試体は，既往の研究で輪荷重走行試

水環境下での疲労耐久性を確認するために，験を実施した供試体を再利用したものである 3),4)．

PMM 鋼床版の水張り状態での輪荷重走行試験を

過去の輪荷重走行試験は，図‑1 の水張り試験範実施した．

囲で実施したため，疲労損傷を受け，き裂が発生

また，上記試験で応力低減効果が確認されたこしている．き裂が本検討での試験に影響しないよとを受けて，神戸湾岸線鋼床版部でポリマーセメ

うに，このき裂発生位置を当て板補修した．水張ントモルタルの試験施工を実施し，同時に，鋼床り試験での供試体の評価領域は，既に損傷を受け版下面の鋼部材の各所にて実働応力計測を実施し補修した範囲ではあるが，PMM 鋼床版への水のた．以下に検討結果を報告する．

影響を定性的に評価できる．

１．試験の概要

1‑2 ポリマーセメントモルタル(1) 基本性質

1‑1 鋼床版供試体

鋼床版のデッキプレート上に打設したポリマー

図‑1に供試体及び輪荷重走行位置を示す．供試

セメントモルタルの硬化後の代表的な性質は，①体は，縦リブにUリブを用いた閉断面鋼床版であ

高接着力 ②曲げ変形追従性，③防水性能，④温る．実橋を模して，供試体には，添接部と密閉ダ度依存性なしである5)．表‑1に今回使用した配合

イヤフラムを設けてある．床版の平面寸法は橋軸を示す．また，表‑2に材料試験結果を示す．

乾燥試験
水張試験

ＹX

図‑1 供試体及び走行位置表‑1 ポリマーセメントモルタルの配合

表‑2 材料試験結果
材齢

3

W/C
（％）

P/C
（％）

C/S

3218

1/3

単位量(kg/m )
セメント

水

珪砂

ゴムラテックス463

451389

187

3時間

1日

7日

28日

7.01

12.56

16.92

19.88

圧縮強度(MPa)
引張強度(MPa)1.84

弾性係数(GPa)

13.8

15.7

I-section⑫⑪ABCD E FGH I J K

図‑2 ポリマーセメントモルタル打設状況

I-section

C-section⑥(2) ポリマーセメントモルタルの施工④③⑤

図‑2 に PMM 鋼床版の施工の様子を示す．デッキプレート上面をブラスト処理し，振動締固め①によりポリマーセメントモルタルを 45mm 厚で②

図‑3 測定位置と断面の名称施工した．

持率を発生応力から評価するために，適宜走行試
1‑3 試験方法

験を中断し，静的載荷試験を実施した．

(1) 試験機及び載荷荷重溶接部近傍の応力測定に用いたひずみゲージは，試験機は，大阪大学所有の輪荷重走行試験機を溶接線に対して直角方向に，また，溶接止端部か使用した．載荷荷重は 118kN とし，ダブルタイ

ら 5mm の位置を基本とし貼付した．応力測定位ヤを模擬した載荷ブロックを使用した．接地面が置を図‑3 に示す．また，鉛直方向のたわみを図‑

大型車後輪のダブルタイヤ接地面に近くなるよう， 3 の I 断面（垂直補剛材のある断面）のデッキプ200×190mm の鉄製ブロックを 120mm の間隔でレート，U リブ各点で計測した．

橋軸方向に 11 個並列配置した．使用した載荷ブ(4) 輪荷重走行試験

ロック荷重については，別途 FEM 解析により実

輪荷重走行試験は，車両通過に伴う鋼床版の疲橋での発生応力範囲と，供試体での発生応力範囲労現象を模擬するために実施した．応力測定位置

3)がほぼ一致する載荷荷重を設定した ．

及びたわみ測定位置は静的載荷試験と同様である．

(2) 支持条件

応力値，たわみ値，ポリマーセメントモルタルの支持条件は，支点は主桁と横リブが交差する 4隅点とし，各点において鉛直方向の沈下と，橋軸まわりの回転を拘束した単純支持とした．
(3) 静的載荷試験

ひび割れ状況の経時変化より疲労損傷度合を評価した．
また，雨水の存在下での，PMM 鋼床版の構造的な疲労耐久性と舗装体としての耐久性を確認す

静的載荷は，PMM 鋼床版の応力低減効果の確るために水張り試験を実施した．図‑4 に水張り認のため，輪荷重走行試験開始前に実施した．ま試験の概略を示す．ポリマーセメントモルタル端

た，輪荷重走行試験中の損傷度合，合成効果の保部（図‑4 の丸部）よりデッキとモルタルとの界等は無視できるものとし，応力低減効果を評価した．

水

図‑5 に示すように，U リブ支間中央 I 断面では，デッキプレート側止端 I⑪は無補強 198.1MPa，
PMM は 21.6MPa（0.11），U リブ側止端である I
ポリマーセメントモルタル（t=45mm）⑫は無補強 92.4MPa，PMM は 33.8MPa（0.37）であった．I 断面以外の支間部断面でも計測した
結果，総合してデッキプレート側止端部は 10〜15％程度，U リブ側止端部は 40〜50％程度まで発生応力が低減していた．以上より，U リブ支間

図‑4 水張り試験の概要

面に，水が浸入するように，水を床版上面に張り， 部では，合成床版化による応力低減効果が顕著に輪荷重走行試験を実施した．

現れていた．
b) Ｕリブ横リブ交差部におけるＵリブ縦溶接線

２．補強効果確認の静的載荷試験結果③，④は，横リブ交差部のデッキ側のスカーラ

走行試験前の静的載荷試験は打設から 8 日後にップ部における，U リブ縦溶接線近傍である．

実施し，圧縮強度は 17MPa 程度であった．PMM

図‑6 に示すように U リブ側③では無補強では鋼床版の応力低減効果について，各種測定値から52.3MPa，PMM は 38.2MPa（0.73）と，応力低減考察する．なお，疲労現象を捉えるために，走行効果がやや低い．デッキプレート下面の④では無回数 0 回と走行回数 95 万回（水張りは 41 万回）

補強 12.7MPa，PMM は 19.6MPa（1.54）と，応後の測定値を併記する．

力が増加している．ただ応力値が低く，疲労損傷

以下に図‑3 の応力測定位置での応力範囲Δσ，応力範囲の比率（PMMΔσ／無補強Δσ）につに与える影響は小さいと考えられる．
U リブと横リブの交差部では，荷重を横リブがいて考察する．

支持するために，デッキプレートの橋軸直角方向a) Ｕリブ支間部におけるＵリブ縦溶接線の剛性寄与が小さいため，PMM 鋼床版の応力低⑪，⑫は，U リブ支間部の U リブ縦溶接線近傍である．なお，これらは，水張り試験範囲で静減効果はやや低い結果であった．
c) デッキプレートと垂直補剛材との溶接部的載荷し，応力測定した位置であるが，既存の疲デッキプレートと垂直補剛材との溶接部につい労き裂の発生位置からは遠く，当て板補修の影響て，⑤は垂直補剛材コバ面，⑥はデッキプレート

ゲ ージ⑪

ゲ ージ⑫

10015050

100050

無補 強
PMM水張 （0回）

応力 (MPa)

応力 (MPa)PMM水張 （41万回）-50

無補 強-100

PMM水張 （0回）

-150PMM水張 （41万回）

-200

Ａ

Ｂ Ｃ Ｄ Ｅ

-1200-1000 -800 -600 -400 -200

Ｆ Ｇ Ｈ
00-50-100ＩＪＫ

200 400 600 800 1000 1200

センターからの距離 (mm)

-150

Ａ

Ｂ Ｃ Ｄ

Ｅ-1200-1000-800 -600 -400 -200

Ｆ Ｇ Ｈ
0ＩＪ

Ｋ

200 400 600 800 1000 1200

センターからの距離 (mm)

図‑5 U リブ支間部の縦溶接線近傍の応力の橋軸方向影響線（I 断面）ゲ ージ③ゲ ージ④
無補 強（0回）
無補 強（95万回）

応力 (MPa)100

PMM（0回 ）PMM（95万回）

500-50100-100-150

無補 強（0回）
無補 強（95万回）

150

応力 (MPa)150

PMM（0回 ）PMM（95万回）

500-50-100Ａ

Ｂ Ｃ Ｄ

Ｅ-1200-1000-800 -600 -400 -200

Ｆ Ｇ Ｈ
0ＩＪＫ

Ａ-150200 400 600 800 1000 1200Ｂ Ｃ Ｄ

ＥＦ Ｇ Ｈ-1200-1000-800 -600 -400 -200

センターからの距離 (mm)0ＩＪＫ

200 400 600 800 1000 1200

センターからの距離 (mm)

図‑6 U リブ横リブ交差部の U リブ縦溶接線近傍の応力の橋軸方向影響線
ゲ ージ⑤

ゲ ージ⑥
無補 強（0回）
無補 強（95万回）

応力 (MPa)50

PMM（0回 ）PMM（95万回）

0-50-10050

PMM（0回 ）PMM（95万回）

0-50-100-150-200

無補 強（0回）
無補 強（95万回）

100

応力 (MPa)

100-150ＡＢ Ｃ Ｄ

Ｅ-1200-1000-800 -600 -400 -200

Ｆ Ｇ Ｈ
0ＩＪＫＡ-200200 400 600 800 1000 1200Ｂ Ｃ Ｄ

ＥＦ Ｇ Ｈ-1200-1000-800 -600 -400 -200

センターからの距離 (mm)0ＩＪ

Ｋ

200 400 600 800 1000 1200

センターからの距離 (mm)

図‑7 デッキプレートと垂直補剛材の溶接部近傍の応力の橋軸方向影響線
ゲ ージ①

ゲ ージ②

応力 (MPa)100

PMM（0回 ）PMM（95万回）

50
0-50-100-150

150
100

応力 (MPa)

無補 強（0回）
無補 強（95万回）

150

50

無補 強（0回）

0無補 強（95万回）
PMM（ 0回 ）-50

PMM（ 95万 回）

-100

Ａ

Ｂ Ｃ Ｄ

Ｅ-1200-1000-800 -600 -400 -200

Ｆ Ｇ Ｈ
0ＩＪ

Ｋ

200 400 600 800 1000 1200

センターからの距離 (mm)

-150

Ａ

Ｂ Ｃ Ｄ

Ｅ-1200-1000-800 -600 -400 -200

Ｆ Ｇ Ｈ
0ＩＪＫ

200 400 600 800 1000 1200

センターからの距離 (mm)

図‑8 U リブ横リブ交差部下側スカーラップ廻し溶接部近傍の応力の橋軸方向影響線下面である．

60%程度まで低減している．一方，垂直材コバ面

図‑7 のように⑤は無補強 152.6MPa，PMM はでは，応力が増加している．これは，鋼床版は薄166.0MPa（1.08）．⑥は無補強 143.5MPa，PMM肉構造であるため荷重抵抗範囲が局所的であったは 84.6MPa（0.59）であった．⑥のデッキプレーのに対して，版全体の剛性向上によって，PMM

ト下面は，PMM 鋼床版の合成効果により応力が鋼床版では荷重抵抗範囲が拡大し，垂直補剛材に対する荷重が増加したことが要因と推定される．
デッキプレートと垂直補剛材との溶接部では，半円切り欠き等の応力低減対策と併用する必要があ

泥の堆積ると考えられる．
d) Ｕリブ横リブ交差部下側スカーラップ部の廻横リブし溶接部

添接板

図‑8 に示すように，①では無補強 77.7MPa，
PMM は 43.4MPa（0.56）．②では無補強 87.9MPa，
PMM は 46.6MPa（0.53）と，50％程度発生応力が低減している．
図‑9 水張り試験後の試験体の破壊状況

３．輪荷重走行試験結果
3‑1 乾燥状態での走行試験
200万回走行後，鋼床版に疲労き裂は発見されおいて，Uリブ支間部の載荷ブロック直下に幅0.1mm程度，長さ50mm程度のひび割れが確認された他は，損傷は発見されなかった．局部応力について，図‑6〜8で，0回と95万回載荷時を比較す
ると，少し応力が増加しているが，急増しておらず，弾性範囲内にある．また，確認されたひび割れ損傷も軽微なものであることから，乾燥試験でのPMM鋼床版の耐久性は十分確保されていたと推定される．

活荷重たわみ (mm)なかった．ポリマーセメントモルタルは，目視に00.20.40.60.811.21.41.61.82

無補強（１万回）
PMM乾燥状態（1万回）
PMM乾燥状態（200万回）
PMM水張試験（1万回）
PMM水張試験（41万回）

02004006008001000
橋軸直角方向センタ−からの距離 (mm)1200

図‑10 Ｕリブ支間中央のたわみ分布

言われており，過去には1/300に低下した例も報告されている 6),7)．輪荷重の繰返し載荷に起因す

3‑2 水張り状態での走行試験

る水圧作用とポリマーセメントモルタルのひび割(1) 試験での損傷状況

れ面でのすり磨き現象の結果，ポリマーセメント

水張り試験においては，14万回でデッキとポリモルタルの材料分離が生じ，セメント成分と樹脂マーセメントモルタル界面に水の浸入を確認し，ゴム成分が流れ出たと考えられる．水環境下での41万回でポリマーセメントモルタル上面に顕著なPMM鋼床版の耐久性を確保するためには，防水ひび割れを確認し，試験を終了した．

層を施工する必要がある．

図‑9に水張り試験後の供試体の破壊状況を示す． (2) たわみ分布
ポリマーセメントモルタル上面において横リブのU リブ支間中央断面（I 断面）のたわみ分布を直上及び添接板付近に多くひび割れが発生してい図‑10 に示す．I 断面に輪荷重を載荷した際の，Iた．上面には図‑9右上のように，泥のようなもの断面のたわみ分布を示している．

が噴射し堆積した跡が横リブ直上付近で確認され乾燥試験では，疲労試験前後を比較すると断面た．泥の堆積は，RC床版におけるいわゆる骨材で全体的にたわみが増加している．これに対して，化現象に相似なものと推察される．RC床版では，水張り試験では，全体的なたわみ増加ではなく，水環境下で疲労寿命が1/20〜1/100に低下すると主桁側端部付近においてたわみ増加が確認された．

ポリマーセメントモルタルの剛性が低下し，輪荷ル施工前後での実働応力計測を実施した．主な計重直下でたわみが増加している．しかし，走行範測位置は，鋼床版下面の U リブ支間部の U リブ囲から紙面左側では，たわみの増加は生じておらとデッキプレート溶接部近傍である．発生応力性ず，輪荷重走行範囲から端部までの範囲で部分的状を把握するため，総重量 245kN に調整した大に剛性の低下を生じているものと推定される．ま型 3 軸トラックを低速走行（2km/hr）させた．

た，たわみの最大値は，無補強時のたわみに比較(2) 実働応力計測結果して 65％程度であり，合成効果は残存していると言える．

鋼床版下面各所での応力計測結果の内，実橋を模擬した鋼床版供試体の静的載荷試験結果より，PMM 鋼床版工法の補強効果が顕著であった，U

４．神戸湾岸線での実働応力計測

リブ支間部のデッキプレートと U リブの溶接部に着目する．

4‑1 試験施工概要

図‑11 では，後輪ダブルタイヤ 2 軸の直上載荷

兵庫県道高速湾岸線（5 号湾岸線）4 径間連続による圧縮応力成分について，荷重直下の測点①，鋼床版箱桁（海下 S-202〜海下 S-205）の 2 径間②，③，④で応力が低減していることが分かる．

海下 S-204，海下 S-205 でポリマーセメントモル

特に，デッキプレート側止端近傍③では，40％程タルの試験施工を実施した．舗装構成は，ポリマ度まで応力範囲が低減している．デッキプレート

ーセメントモルタルを基層（45mm）とし，海下側止端近傍①，③では，版作用による引張応力成

S-204 では表層を排水性舗装（35mm），海下 S-分と荷重直上載荷によるデッキプレートの局所変205 では表層を密粒舗装（35mm）としている．

形に起因する圧縮応力成分の重ね合せの波形となそれぞれ走行車線のみ橋軸方向に 46.9m，50.5mっており，輪荷重載荷に伴う圧縮応力についてのの試験施工を行った．表層の仕様については，阪補強効果は確認されたが，版作用による引張応力神高速道路基準における標準仕様であり，舗装厚の低減効果は小さい結果となった．また，施工前のみ 35mm と変えている．の基層舗装剛性の影響により，応力低減率が鋼床版供試体試験より低かったことが推察される．

4‑2 実働応力計測

前輪シングルタイヤの載荷による応力波形では，(1) 計測位置及び計測方法

施工前後で変化が少なく，また，U リブウェブ側

海下 S-204 を対象に，ポリマーセメントモルタ
施工前計測
10N/mm2

2010200-10-20-2020

20

1010N/mm2-100-100-10-20-20-30-30

1051050N/mm 2N/mm
2N/mm
2

施工後計測

20-5-100-15-20-20

5050-5-10-15-20-25①-5-10-15N/mm 2④U4右Uリブ（B-U4-4）

N/mm③U4右デッキプレート（B-U4-3）

2②U4左Uリブ（B-U4-2）

N/mm

U4左① デッキプレート（B-U4-1）

止端近傍④では増加している．ダブルタイヤが U-5-10-15-20

経過時間 (sec)-25

経過時間 (sec)

図‑11 実働応力計測波形（U リブ支間部載荷）②4③④⑤

リブウェブを挟み込む載荷走行位置では，前輪はが生じる結果となった．水環境下での耐久性を確

ウェブ直上を通過するため，この圧縮応力は荷重保するためには，防水層を施工する必要がある．

反力分が出ている．これには，走行位置の影響が大きく，今回の応力計測では，ダブルタイヤの橋

参考文献

軸直角方向の走行位置に精度を要求し，低速走行

1) 小野秀一，下里哲弘，増井隆，町田文孝，三木千尋：
既設鋼床版の疲労性能向上を目的とした補強検討，土木学会論文集No.801/I-73，2005.10.
2) 三田村浩，石川博之，福田一郎，加藤静雄，松井繁之：高靭性セメント複合材料で上面増厚した鋼床版の水中環境下の輪荷重走行試験，第五回道路橋床版シンポジウム講演論文集，2006.7.
3) 高田佳彦，平野敏彦，坂野昌弘，松井繁之：阪神高速道路における鋼床版の疲労損傷と要因分析の検討，第五回道路橋床版シンポジウム講演論文集，2006.7.
4) 平野敏彦，高田佳彦，松井繁之，坂野昌弘：鋼床版のU リブと横リブ交差部の疲労き裂に着目した移動輪荷重試験報告，土木学会第 61 回年次学術講演会，2006.9.
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ウム講演論文集，2003.11.
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論文報告集，日本コンクリート工学協会，pp.627-632，
1987年．
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道路橋 RC 床版のひび割れ損傷と耐久性，平成 3 年 12月．

中タイヤ位置を調整したため，前輪通過位置が異なっていた可能性が高い．
なお，施工前後の実働応力計測時の気温はそれぞれ 18℃，25℃であり，表層剛性が施工後計測時には低下している点に注意されたい．

５．まとめ
静的載荷において，応力低減効果が認められ，また，実働応力計測においても応力が低減していたことから，PMM鋼床版の疲労耐久性の向上効果が期待できる．繰返しの輪荷重走行負荷により，PMM鋼床版の応力低減効果が低下する．それでも．デッキプレートとUリブ溶接部では，応力低減効果が残存している．水張り試験においては，材料的な疲労破壊が先行し，局所的な剛性の低下

A STUDY ON IMPROVEMENT OF FATIGUE DURABILITY IN THE EXISTINGORTHOTROPIC STEEL DECK WITH POLYMER MODIFIED MORTAR
Yasumoto AOKI, Yoshihiko TAKADA and Takashi NAKASHIMA
Recently, fatigue damages of orthotropic steel decks have been reported according to increasing active
load and to progress of in-service time. Main factors of fatigue damages are contemplated the stressconcentration attributed to the local deformation of the thin deck plate. Therefore, it is effective
reinforcement to increase bending stiffness of the deck plate, which leads to improve the load dispersion
performance and to reduce the local deformation. The authors focused composite steel deck whichconstituted by casting polymer modified mortar on the deck plate. In addition, the authors studied thedurability and stiffening effects of the composite steel deck in the static and fatigue loading tests.

青木 康素

阪神高速道路株式会社
技術部 技術開発グループ
Yasumoto Aoki

高田 佳彦

財団法人阪神高速道路管理技術センター
調査研究部 調査研究課
Yoshihiko Takada

中島 隆

阪神高速道路株式会社
神戸管理部 調査設計グループ
Takashi Nakashima