道路橋用アルミニウム床版を用いた鋼桁橋
設計・製作・施工ガイドライン
2011 年 3 月版

社団法人

日本アルミニウム協会

土木構造物委員会

まえがき
アルミニウム合金はこれまで橋の高欄や道路の防護柵など付属品的な用途以外に土木構造物の主要部材として用いられることはほとんどなかった．しかし耐食性に優れ，軽量であることから，土木構造物にアルミニウム合金の適用が期待されるようになってきた．
この様な状況で，当協会では，道路橋用アルミニウム床版の開発を 1997 年頃始めた．当
初考案されたアルミニウム床版では摩擦攪拌接合部の裏面を目視検査することができなかったので，これを解決するアルミニウム床版として開閉断面のものが提案された．これに対して構造解析，載荷試験，疲労試験が実施され，アルミニウム床版の基本データが収集された．さらに，実物大のアルミニウム床版が試作され，これに対してトラックタイヤ移
動載荷疲労試験が実施され，同床版には疲労亀裂が発生しないことが実証された．
アルミニウム床版を用いた鋼桁橋では，アルミニウム合金の線膨張係数が鋼の線膨張係数に対して約 2 倍あるため，温度変化により，アルミニウム床版と鋼桁のそれぞれに内部応力が発生する．この温度変化による内部応力の算定方法が確立され，これと前述の知見との統合により，本ガイドラインの完成を見た．
道路橋用アルミニウム床版は，劣化した鉄筋コンクリート床版を有する既設橋の取替床版としてのみならず，建設重機の小型化による工期短縮，下部工の小型化，および耐食性の良さからライフサイクルコストの削減につながるなどの利点が挙げられ，新設橋にも適用することが期待される．
本ガイドラインが，橋梁技術者の実用書としてのみならず，アルミニウム床版を用いた土木構造物の設計に興味を抱く土木技術者・研究者に活用されることを期待する．
最後に，本ガイドラインの作成に多大な努力を払われた大倉一郎分科会委員長をはじめとする委員各位に心からの感謝の意を表する次第である．
2011 年 3 月
社団法人日本アルミニウム協会
土木構造物委員会
委員長 依田 照彦

土木構造物委員会
顧問

藤原 稔

元 海峡横断道路調査会

委員長 依田 照彦 早稲田大学 理工学術院委員

大倉 一郎 大阪大学 大学院工学研究科
大隅 心平 ㈱住軽日軽エンジニアリング 設計技術部
春日 昭㈱ＩＨＩインフラシステム 技術本部

櫻井 勝好 日立造船㈱ 機械・インフラ本部
萩澤 亘保 日本軽金属㈱ グループ技術センター
福田 敏彦 住友軽金属工業㈱ 研究開発センター
事務局 上田 健次 (社)日本アルミニウム協会

道路橋用アルミニウム床版を用いた鋼桁橋
設計・製作・施工ガイドライン作成分科会
委員長 大倉 一郎 大阪大学 大学院工学研究科
委員

有住 康則 琉球大学 工学部
石川 敏之 京都大学 大学院工学研究科
大隅 心平 ㈱住軽日軽エンジニアリング 設計技術部
貝沼 重信 九州大学 大学院工学研究院
久下 晴巳 日本道路㈱ 技術営業部
黒山 昭治 ㈱竹中製作所 表面処理事業部
近藤 俊行 ㈱ＩＨＩインフラシステム 技術本部
櫻井 勝好 日立造船㈱ 機械・インフラ本部
萩澤 亘保 日本軽金属㈱ グループ技術センター
林大介 鹿島建設㈱ 技術研究所

福田 敏彦 住友軽金属工業㈱ 研究開発センター
山田 靖則 ㈱東光コンサルタンツ 大阪支店
協力者 豊田 英治 日軽金アクト㈱ 名古屋支店
長尾 隆史 日本軽金属㈱ グループ技術センター
事務局 上田 健次 (社)日本アルミニウム協会

目次
第1章

序論 ································································· 1

第2章

道路橋用アルミニウム床版－鋼桁橋の構造 ······························· 3

第3章

アルミニウム床版の設計 ··············································· 6
3.1

3.2

第4章

荷重····························································· 6
3.1.1

死荷重 ················································· 63.1.2

活荷重 ················································· 6

3.1.3

疲労設計荷重 ··········································· 7

3.1.4

たわみ照査荷重 ········································· 8許容応力，疲労限度，許容たわみ ··································· 93.2.1

許容応力 ··············································· 93.2.2

疲労限度 ·············································· 10

3.2.3

許容たわみ ············································ 11

3.3

アルミニウム床版の断面形状 ······································ 11

3.4

アルミニウム床版の適用支間長 ···································· 123.5ボルト接合継手·················································· 13

3.6

モルタル注入開口 ················································ 14鋼桁の設計 ·························································· 15
4.1

一般事項························································ 15

4.2

アルミニウム床版と鋼桁との連結構造およびモルタル台座 ············ 15
4.2.1

アルミニウム床版と鋼桁との連結構造 ···················· 15

4.2.2

モルタル台座 ·········································· 16

4.3

アルミニウム床版と鋼桁との合成作用に関する理論 ·················· 174.4

鋼桁のたわみ···················································· 22

4.5

活荷重による桁端の変位 ·········································· 25

4.6温度変化の影響·················································· 264.6.1

温度変化と線膨張係数 ·································· 26

4.6.2

温度変化によって生じる応力 ···························· 274.6.3

温度変化に対する鋼桁の応力照査 ························ 28

4.6.4

温度変化に対するアルミニウム床版上板の応力照査 ········ 28

4.6.5

温度変化による鋼桁の反り ······························ 29

4.6.6第5章

温度変化による桁端の移動量 ···························· 30

4.7

アルミニウム床版の有効幅 ········································ 324.8

端横桁と端ブラケット ············································ 334.9

端横桁と端ブラケットへのアルミニウム床版の定着構造 ·············· 34

アルミニウム床版の製作 ·············································· 37
5.1

アルミニウム床版形材 ············································ 37

5.2摩擦攪拌接合···················································· 38

5.3ボルト接合継手に使用される添接板 ································ 38

5.4フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルト ···················· 39

5.5

仮組立·························································· 40

第6章

鋼桁の製作 ·························································· 41

第7章

舗装 ································································ 42

第8章

第9章

第10章

7.1

舗装材料························································ 42

7.2

防水層·························································· 42

付属物 ······························································ 43
8.1

地覆···························································· 43

8.2

排水装置························································ 44

8.3

伸縮装置························································ 45

8.4

アルミニウム床版端部の処理 ······································ 46

アルミニウム床版の施工 ·············································· 47
9.1

アルミニウム床版の施工フロー ···································· 47

9.2

台座の施工······················································ 47

9.3

アルミニウム床版の据付と調整 ···································· 47
9.3.1

モルタルおよびコンクリート製地覆と接触する面の処理 ···· 47

9.3.2

アルミニウム床版ユニットの位置決め ···················· 48

9.4ボルト締結······················································ 48

9.5

無収縮モルタルの施工 ············································ 48

道路橋用アルミニウム床版－鋼桁橋の設計例 ···························· 49
10.1 設計条件························································ 49
10.2 アルミニウム床版の設計 ·········································· 51
10.2.1 床版支間 ·············································· 51

10.2.2 ボルト接合継手 ········································ 51
10.3 鋼桁の設計······················································ 52
10.3.1 荷重 ·················································· 52
10.3.2 荷重強度 ·············································· 54
10.3.3 断面力 ················································ 55
10.3.4 断面の決定 ············································ 56
10.3.5 垂直補剛材 ············································ 66
10.3.6 温度変化による桁端の移動量 ···························· 68
10.3.7 頭付きスタッドの配置 ·································· 70
10.4 端横桁および端ブラケット ········································ 70
10.5 地覆鉄筋の照査·················································· 71
参考文献 ···································································· 73
付録 A

水平せん断バネの算定方法··········································· 76

付録 B

アルミニウム床版の製作············································· 78

付録 C摩擦攪拌接合の特徴················································· 80

付録 D1

フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの締結要領 ············· 81

付録 D2

フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの補修要領 ············· 83

付録 E

舗装の施工 ························································ 84

第1章

序論

国土交通省の道路整備の中期ビジョン(案)1)によれば，2006 年現在，橋長 15m 以上の橋
梁が約 14 万橋あり，そのうち建設後 50 年以上経過した橋梁が 2006 年現在約 8900 橋，2016
年および 2026 年にはそれぞれ約 28400 橋，約 66300 橋に達することが予想されている．これらの橋の中には補修の必要な橋梁が数多く出てくることが予想され，鉄筋コンクリート
床版の取替えが必要なものも出てくることが予想される．
他方，1993 年の道路構造令の改正により，設計自動車荷重が 196kN から 245kN に変更されたことにより，鉄筋コンクリート床版を取り替える場合，現行の道路橋示方書 2)を適用す
ると床版厚を厚くしなければならない橋も出てくる．床版が厚くなれば自重が増加するため，鋼桁や下部工への荷重が増加し，耐震性にも問題が出てくる．
そこで，鉄筋コンクリート床版の重量の約 1/5 のアルミニウム床版で取り替えることにより，これらの問題を解決することができないかと考えられた 3)．新設の際にも，建設重機を小型化できることによる工期短縮，下部工の小型化，耐食性の良さからライフサイクルコ
ストの削減にもつながるなどの利点が挙げられる．
このような背景で道路橋用アルミニウム床版に関する研究がなされてきた．最初，押出形材を摩擦攪拌接合で接合することにより，図 1.1 に示すような閉断面アルミニウム床版が開発された 4)．アルミニウム合金土木構造物の摩擦攪拌接合部の品質検査指針(案)5)では摩擦攪拌接合部を目視検査することが規定されている．しかし閉断面アルミニウム床版では，摩擦攪拌接合部の裏面を目視検査することができなかった．これを解決するために，
図 1.2 に示す開閉断面アルミニウム床版が開発された 6)．その後，アルミニウム床版と鋼桁との連結構造 7)，現場継手 8)，地覆定着 9)および摩擦攪拌接合部の疲労強度 10),11)に関する研究が行われてきた．そして 2008 年，静岡県富士市にある施工技術総合研究所において，
図 1.3 に示す道路橋用アルミニウム床版のトラックタイヤ移動載荷疲労試験の公開実験が行われ，床版支間長 2500mm のアルミニウム床版に対して，トラックタイヤによって 138kNの荷重が 121.7 万回往復載荷されたが，疲労亀裂は発生せず，アルミニウム床版の疲労耐久性が高いことが実証された 12)．
しかし現在国内では，アルミニウム歩道橋 3),13)と歩道用アルミニウム床版 14),15)は実用に供されているが，道路橋にアルミニウム床版が使用された例はまだなく，アルミニウム床版を用いた鋼橋の設計・製作・施工指針もまだ制定されていない．この様な状況で，本書
は，道路橋用アルミニウム床版を用いた鋼桁橋（以下，道路橋用アルミニウム床版－鋼桁
橋と呼ぶ）の設計・製作・施工に関するガイドラインを示す．

1図 1.1 閉断面アルミニウム床版

図 1.2 開閉断面アルミニウム床版

図 1.3 トラックタイヤ移動載荷疲労試験

2

第2章

道路橋用アルミニウム床版－鋼桁橋の構造

道路橋用アルミニウム床版－鋼桁橋のイメージを図 2.1，アルミニウム床版の断面形状を
図 2.2 に示す．図 2.2 の中空の部材が橋軸直角方向に並ぶような形式で，複数の鋼主桁上にアルミニウム床版が設置される．材料は A6061S-T6 であり，幅 320mm，高さ 200mm の中空押出形材を摩擦攪拌接合で接合することによってアルミニウム床版が製作される 6)．
鋼製高力ボルトを用いた，アルミニウム床版のボルト接合継手 12)の断面形状を
図 2.3 に示す．ボルト接合継手に使用される押出形材の片方の上フランジは，高力ボルトの頭が上面から突出しないように下方に下げられている．これは，アスファルト舗装厚を確保するとともに，基層まで打ち換えする際のはつり作業の施工性を良くするためである．
我国では鋼床版の舗装には通常グースアスファルトが使用される．しかし，アルミニウ
ム床版の舗装材料には施工温度を 160℃以下に抑え，突起物への充填性が良好なことが要求される．このために，アルミニウム床版にはエポキシ樹脂を用いたアスファルト舗装が施される 16)．
アルミニウム床版の両端には鉄筋コンクリート製の地覆が設置される．鉄筋コンクリート
製地覆の取付け構造を図 2.4 に示す 9)．地覆は，U 字型鉄筋と鋼製ナットとによってアルミ
ニウム床版の開断面部の上板に固定される．

図 2.1 道路橋用アルミニウム床版－鋼桁橋

3

32 0
16 0

160

R2
5

R1
0

16 0

35

23 0

15

0
R1

35

113.08

10

5
R2

200

86.92

15

x

90

摩 擦 攪拌 接合 部

図 2.2 アルミニウム床版の断面形状

80

160

290
222

10

10
15

5

5

R2

5

10

200

15

R2

R2

10

R1
0

R1

0

230

220
図 2.3 ボルト接合継手の断面形状

防護 柵

鉄 筋 コン ク リー ト 製地 覆
U字 型鉄 筋ア スフ ァ ルト 舗 装

ア ル ミニ ウ ム挿 入 板
アル ミ ニウ ム 床版

図 2.4 鉄筋コンクリート製地覆のアルミニウム床版への取り付け構造4アルミニウム床版と鋼桁との連結構造を図 2.5 に示す 7)．鋼桁に溶接された頭付きスタッドがアルミニウム床版の閉断面内へ挿入され，対向するアルミニウム仕切り板の間をモルタルで充填することにより，アルミニウム床版と鋼桁とが連結される．したがって，アルミニウム床版と鋼桁との間には桁軸方向に合成作用が生じる．
アルミニウム合金の線膨張係数（23×10-6 1/℃）は鋼の線膨張係数（12×10-6 1/℃）に対して約 2 倍あるため，アルミニウム床版と鋼桁とが合成作用を有すると，温度変化によりアルミニウム床版と鋼桁に内部応力，すなわち温度変化応力が生じる．アルミニウム床版－鋼桁橋においては，この温度変化応力を設計で考慮しなければならない．
アルミニウム床版は鉄筋コンクリート床版と比べて軽量であるため，新設橋としてアルミニウム床版－鋼桁橋を設計する場合，アルミニウム床版－鋼桁橋の鋼桁断面は鉄筋コン
クリート床版－鋼桁橋の鋼桁断面より小さくなる．したがって鋼桁断面の断面二次モーメ
ントが小さくなることにより，活荷重に対する鋼桁のたわみが増加する．そこで活荷重に対する鋼桁のたわみを照査する際には，アルミニウム床版と鋼桁との合成作用を考慮する．
しかし，死荷重，活荷重，衝撃荷重などの主荷重に対して鋼桁を設計する際には，アルミニウム床版と鋼桁との合成作用は考慮しない．すなわち，鋼桁は，アルミニウム床版に対して非合成桁として設計する．

図 2.5 アルミニウム床版と鋼桁との連結構造

第 1 章で述べたように，アルミニウム床版は，元々，劣化した鉄筋コンクリート床版を有する既設橋の取替床版として提案された．しかし，アルミニウム床版－鋼桁橋によって，建設重機の小型化による工期短縮，下部工の小型化，および耐食性の良さからライフサイ
クルコストの削減につながるなどの利点が挙げられ，今後，アルミニウム床版－鋼桁橋の新設が見込まれる．したがって本書では，単純支持された道路橋用アルミニウム床版－鋼桁橋が新設される場合を想定して，設計・製作・施工に関するガイドラインを示す．

5

第3章

アルミニウム床版の設計

3.1 荷重3.1.1 死荷重
アルミニウム床版に作用する死荷重を表 3.1 に示す．アルミニウム床版の死荷重は，
図 3.1 に示す押出形材 1 本の単位長さ当りの値，高欄の死荷重は橋軸方向の単位長さ当りの値，アスファルト舗装と地覆（鉄筋コンクリート）に関しては密度を示している．
表 3.1 死荷重
材料

重量2

アルミニウム床版 (断面積 12271mm )325N/m

アスファルト舗装

22.5kN/m3

地覆 (鉄筋コンクリート)

24.5kN/m3

高欄

500N/m
320
160

80

5
R2

15

R1
0

15

0
R1

113.08

200

5

10

R2

86.92

15

80

35

160
230

35

図 3.1 押出形材の断面図
3.1.2 活荷重
活荷重を図 3.2 に示す．活荷重は道路橋示方書 2)に規定される T 荷重に従い，橋軸方向200mm，橋軸直角方向 500mm の長方形の領域に載荷する．衝撃係数 0.4 を考慮して，1 つの長方形に 140kN（＝100kN×1.4）を載荷する．活荷重の載荷は，橋軸方向に 1 組，橋軸直角方向には組数に制限がないものとし，着目する位置に最も不利な応力が生じるように載荷する．
荷重1組の占有幅
2750
140kN

200

140kN

500
500

500
1750

500

図 3.2 活荷重6

（単位:mm）

3.1.3 疲労設計荷重
トラックタイヤを直接支持するアルミニウム床版の上板は面外変形を起こす．この面外変形に起因して，アルミニウム床版の上板に生じる応力は，タイヤの接地形状の影響を受ける 17)．これに対する疲労設計荷重を図 3.3 に示す．疲労設計荷重は，トラックの後輪 2軸をモデル化し，道路運送車両法に従う道路運送車両の保安基準（国土交通省令第 67 号）
に従って前軸と後軸の間隔を 1300mm としている．各軸のタイヤは複輪で，左右の複輪タ
イヤの中心間隔は 1750mm である．道路橋示方書 2)の T 荷重の総計 100kN に対して，タイヤ 1 輪当たりの荷重は 25kN になる．さらに，鋼道路橋の疲労設計指針 18)に従って，道路橋
示方書 2)で規定される衝撃係数 0.4 の半分の 0.2 を考慮して，タイヤ 1 輪の荷重を 30kN（＝25kN×1.2）とする．疲労設計荷重の載荷は，橋軸方向に 1 組，橋軸直角方向には組数に制限がないものとし，着目する位置に最も不利な応力が生じるように載荷する．
図 3.3 のタイヤ 1 輪の形状を図 3.4 に示す．タイヤは樽型の形状を示し，その接地半径
は荷重とタイヤの空気圧によって次式で与えられる 17)．
r

1000P
 33.7
485.71P   2 

ここに，

(3.1)

r

：タイヤの接地半径 (mm)P：タイヤ 1 輪に作用する荷重 (kN)

1 ,  2 ：トラックタイヤの空気圧から決まる定数
ト ラ ッ ク タ イ ヤ の 空 気 圧 に 対 し て 標 準 空 気 圧 700kPa を 採 用 す る ． こ れ に 対 し て1  7.707103 ， 2  0.434であり 17)，P  30 kN を式(3.1)に代入して，r  126.5 mm を得る．

荷重1組の占有幅2750
30kN 30kN

30kN 30kN

210

210

210

30kN 30kN

30kN 30kN

210

210

210

500
500

1300

500

r=126.5 r=126.5

210

500

210

500
1750

500

210
（単位:mm）

図 3.3 疲労設計荷重（単位:mm）

図 3.4 トラックタイヤの接地半径7トラックタイヤを直接支持するアルミニウム床版の上板以外に生じる応力はタイヤの接地形状の影響を受けない 19)．したがって図 3.5 に示す疲労設計荷重を載荷してもよい．

荷重1組の占有幅
2750

60kN

500

500

60kN

60kN

500

500

200

1300

200

60kN

500

1750

500
（単位:mm）

図 3.5 疲労設計荷重

3.1.4 たわみ照査荷重
道路橋示方書 2)には，床版のたわみに関する規定はない．しかし床版がたわみ過ぎると，床版が振動を起こすことが懸念されるため，アルミニウム床版に対してたわみに関する規定を設ける．
アルミニウム床版のたわみを照査する際に使用する荷重，すなわちたわみ照査荷重を図3.6 に示す．疲労設計荷重と同様に，後輪 2 軸を前軸と後軸に分ける．そして活荷重と同様に，橋軸方向に 200mm，
橋軸直角方向に 500mm の長方形の領域に輪荷重 50kN を載荷する．
ここで道路橋示方書 2)に従って，たわみを照査する際には衝撃荷重を考慮しない．たわみ照
査荷重の載荷は，橋軸方向に 1 組，橋軸直角方向には組数に制限がないものとし，着目する位置に最も不利なたわみが生じるように載荷する．

8

荷重1組の占有幅
2750

50kN

500

500

50kN

50kN

500

500

200

1300

200

50kN

500

1750

500
（単位:mm）

図 3.6 たわみ照査荷重

3.2 許容応力，疲労限度，許容たわみ
3.2.1 許容応力
アルミニウム床版の母材は A6061S-T6 であり，アルミニウム合金土木構造物設計・製作
指針案（JAA 指針）20)の規定に従って，その許容応力は 120MPa である．
アルミニウム床版の上板には摩擦攪拌接合部があり，その熱影響範囲の強度は低下する．
したがって，次式によってその強度低下を考慮する 21)．

 pa   a 

AjA   
a

(3.2)

ja

ここに，  pa ：部材軸方向に摩擦攪拌接合されている部材の許容応力

 a ：母材の許容応力

 ja ：摩擦攪拌接合部の熱影響範囲の許容応力
A ：部材の全断面積

A j ：摩擦攪拌接合部の熱影響範囲の断面積

図 3.1 に示すように，押出形材 1 本の上フランジの幅は 320mm であり，その両側が摩擦攪拌接合によって接合される．摩擦攪拌接合部の熱影響範囲が 1 インチルール 21)（MIG 溶
接による突合せ溶接部の熱影響範囲が溶接中心から左右各側 1 インチすなわち 25mm である）に従うとすると，摩擦攪拌接合部の熱影響範囲は，押出形材 1 本の上フランジ幅 320mmに対して 50mm である．さらに摩擦攪拌接合部の熱影響範囲の許容応力に対して，JAA 指針 20)で規定される MIG 溶接部の熱影響範囲に対する許容応力 59MPa を採用する．押出形材の板厚が 15mm であるので， A  4800mm2， A j  750mm2 であり，さらに  a  120 MPa，9 ja  59 MPa であるので，アルミニウム床版の上板の許容応力は式(3.2)より 110MPa である．
アルミニウム床版の上板にモルタル注入開口が設けられる場合，さらに許容応力が低下する．これに対して，モルタル注入開口の許容応力を 0 と考えて，押出形材 1 本の上フランジ幅 320mm に対して，図 3.7 に示す 20mm の幅の開口を一つ設ける場合，式(3.2)において， A  4800mm2， A j  300 mm2， a  120 MPa， ja  0 MPa として，摩擦攪拌接合部の熱影響範囲とモルタル注入開口の両者を考慮したアルミニウム床版の上板の許容応力は103MPa［  110 (300/ 4800)(120 0) ］になる．
20

20

R1
0

40

図 3.7 モルタル注入開口

3.2.2 疲労限度
アルミニウム床版の耐用年数を 100 年とした場合，床版を通過する車軸数は非常に多い
ので，アルミニウム床版の疲労設計は疲労限度に対して行う．
6000 系アルミニウム合金の母材の疲労限度は次式で与えられる 22)．

 caf  

1461  R 
1.3244 0.6756R(3.3)

ここに，  caf ：疲労限度（単位：MPa）
R

：応力比



：腐食影響係数（腐食の影響を受けない場合 1，腐食の影響を受ける場合
0.716）

6000 系アルミニウム合金の摩擦攪拌接合部の疲労限度は応力を受ける方向によって異なる．接合線直角方向に応力を受ける場合に対して，疲労限度は次式で与えられる 22)．
1  R  0.1 に対して，

 caf  

1331  R 
1.6786 0.3214R(3.4)

0.1  R  1 に対して，

 caf  

99.01  R 
1.2966 0.7034(3.5)

ここに，  caf ：疲労限度（単位：MPa）
R

：応力比



：腐食影響係数（腐食の影響を受けない場合 1，腐食の影響を受ける場合
0.872）

10

6000 系アルミニウム合金の，接合線方向に応力を受ける摩擦攪拌接合部の疲労限度は，過去に実施された実物大の疲労試験の結果より，1  R  0.1 に対して次式で与えられる 23)．

 caf  60

(3.6)

ここに，  caf ：疲労限度（単位：MPa）

：腐食影響係数（腐食の影響を受けない場合 1，腐食の影響を受ける場合
0.872）

3.2.3 許容たわみ
たわみ照査荷重に対するアルミニウム床版の許容たわみとして，道路橋示方書 2)で規定される鋼桁に対する許容たわみを準用する．道路橋示方書 2)では，コンクリート床版以外の床版を有する鋼桁のたわみの許容値は，単純桁に対して L 500 （ L は桁支間長），ゲルバー桁の片持部に対して L 300（ L はゲルバー桁の片持長さ）である．したがって，アルミニウム
床版の許容たわみは，主桁間に対して L 500 （ L は主桁間隔），張出し部に対して L 300（ L は張出し長）とする．
3.3 アルミニウム床版の断面形状
図 2.2 に示すアルミニウム床版の断面形状（材料 A6061S-T6）は，図 3.3 に示す疲労設計
荷重に対して生じる橋軸方向応力  x に対して，摩擦攪拌接合部に疲労亀裂が生じないように設計され 6)，移動トラックタイヤ載荷試験によって疲労亀裂が発生しないことが実証されている 12)．
張出し部の先端ではアルミニウム床版の開断面が開き，橋軸方向応力  x が大きくなる可能性がある．しかし，図 2.2 に示す断面形状（材料 A6061S-T6）を有するアルミニウム床版の，張出し長が 1350mm 以下の場合，  x によって摩擦攪拌接合部に疲労亀裂は発生しない
ことが照査されている 23)．
アスファルト舗装に悪影響を及ぼさないようにするために，アルミニウム床版のウェブとウェブとの間の上板の面外変形を抑制する必要がある．図 2.2 に示すアルミニウム床版の断面形状（材料 A6061S-T6）は，道路橋示方書 2)の鋼床版のデッキプレートの最小板厚の規定に付随する解説に従い，衝撃荷重を考慮して，図 3.8 に示す橋軸方向に 200mm，橋軸
直角方向に 500mm の長方形の領域に輪荷重 70kN を載荷し，アルミニウム床版の上板の面外変形が B 300以下となるように設計されている 6)．ここで， B はアルミニウム床版のウェ
ブとウェブとの間の間隔である．

200

70kN

500

（単位:mm）

図 3.8 アルミニウム床版上板の面外変形を照査する荷重11

5.2 節で述べるように，摩擦攪拌接合においては，接合部の板厚が減尐する．図 2.2 に示
すアルミニウム床版の摩擦攪拌接合部の板厚 15mm は，設計荷重に対して決定された板厚である．したがって，アルミニウム床版を製作する際には，使用する摩擦攪拌接合装置に応じて，摩擦攪拌接合部の板厚を 15mm より厚くしなければならない．
3.4 アルミニウム床版の適用支間長
橋軸直角方向応力  y は，死荷重，活荷重，疲労設計荷重，たわみ照査荷重に対して安全でなければならない． y は，主桁間隔および張出し長が長くなるに従って大きくなるので，これらの荷重に対して安全な支間長，すなわち適用支間長に限界が存在する．図 2.2 に示す断面形状（材料 A6061S-T6）を有するアルミニウム床版に対する FEM 解析の結果，図 3.9に示すように，主桁間の適用支間長は，2 主桁橋で 4000mm 以下，多主桁橋で 3300mm 以下，張出し部の適用張出し長は，地覆幅 600mm を含めた長さで 1350mm 以下である 23)．
600

600

L≦1350L≦4000L≦1350(a) 2 主桁橋
600

L≦1350L≦3300L≦3300(b) 多主桁橋
図 3.9 適用支間長と適用張出し長
外主桁上および多主桁橋の中主桁上の，アルミニウム床版のウェブには，曲げモーメン
トによる垂直応力とせん断力によるせん断応力が同時に作用する．この垂直応力とせん断応力が同時に作用する場合に対する照査を次式で行なう．
2

2

         1.2
     a  a(3.7)

ここに，  ：曲げモーメントによる垂直応力（ただし，    a ） a ：許容応力
 ：せん断力によるせん断応力（ただし，    a ） a ：許容せん断応力（   a3）

図 2.2 に示す断面形状（材料 A6061S-T6）を有するアルミニウム床版は式(3.7)を満たす 23)．

12

3.5 ボルト接合継手
アルミニウム床版のボルト接合継手には鋼製高力ボルトによる摩擦接合継手が使用される．鋼製高力ボルトには，アルミニウム合金と鋼との異種金属接触腐食を防止するためにフッ素樹脂でコーティングされたものが使用される．フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルト 1 本 1 摩擦面当りの許容荷重伝達力は次式で与えられる．

a 

1

N

(3.8)

N  0.75 s 0.2 Ae

(3.9)



ここに，  a ： フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルト 1 本 1 摩擦面当りの許容
荷重伝達力



： 安全率



： 摩擦面のすべり係数

N： 設計ボルト軸力

 s 0.2 ： 鋼製高力ボルトの 0.2％耐力
Ae： 鋼製高力ボルトの有効断面積

鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手においては，フレッティ
ング（こすれ）疲労亀裂が発生する 8)．高力ボルトへの F8T および F10T の初期導入軸力の違いによって，このフレッティング疲労亀裂に対する疲労強度は変わらないことが明らかにされている 8)．F8T の鋼製高力ボルトの使用本数は F10T のそれより増えるので，F8T の鋼製高力ボルトの使用は現実的でない．したがって本ガイドラインでは F10T の鋼製高力ボルトに対してのみ規定する．
摩擦面のすべり係数  は 0.45 とする．アルミニウム建築構造製作要領 24)においては，摩擦接合継手において，一つのせん断面の相対する両方の摩擦面，または一方の摩擦面をブ
ラスト処理により表面粗さ Rz 20μm 以上の粗面とすることによって，すべり係数 0.45 が確保されると記述されている．これに対する追認試験が実施された結果，これが正しいことが明らかにされている 25)．
アルミニウム合金のクリープによる鋼製高力ボルトの軸力低下と経過時間の関係，鋼製
高力ボルトの軸力変化と温度変化の関係および鋼製高力ボルトの初期導入軸力とアルミニ
ウム合金板の表面の変形特性の関係が明らかにされている 26)．しかし，フッ素樹脂でコー
ティングされた鋼製高力ボルトのフッ素樹脂皮膜のクリープが明らかにされていないこと，
フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの施工実績が尐ないこと，および実際のボルト接合継手においては，舗装を介してボルトの直上をトラックタイヤが通過することなどを考慮して，フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルト継手の許容荷重伝達力に対する安全率を，JAA 指針 20)で規定される 1.85 の基本安全率の 1.5 倍の 2.78 とする．
設計ボルト軸力およびフッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの許容荷重伝達力に対して式(3.8)と(3.9)が与える値を表 3.2 に示す．

13

表 3.2 設計ボルト軸力およびフッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの許容荷重伝達力（1 ボルト 1 摩擦面当り）
等級

ねじの
呼び

 s 0.2
（MPa）

M12
F10T

M16
M20

Ae

N
2

（mm ）

(kN)

84.3

56.9

157

106

245

165

303

205

900

M22





a
(kN)
9.2

2.78

0.45

17.2
26.7
33.2

アルミニウム床版のボルト接合継手に使用されるフッ素樹脂でコーティングされた鋼製
高力ボルトの必要本数は，アルミニウム床版上板の全強を伝達することができる本数とする．ここで，全強を計算する際に使用する許容応力は摩擦攪拌接合部の許容応力であり，
A6061S-T6 の場合 59MPa である．
ボルトの中心間隔および縁端距離は JAA 指針 20)の規定に従うことを原則とする．しかし
図 2.3 に示すように，ボルト接合継手の橋軸方向の長さは設計上の制約を受けるため，材端距離（ボルト孔の中心から材端までの距離）が，JAA 指針 20)で規定される値を満たさない場合が生じる．このようなボルト接合継手に対しては，その安全性を解析または実験に
よって明らかにしなければならない．
図 2.3 において，添接板の端部がボルト接合継手形材の円弧部に接触するのを避けるた
めに，添接板の端部とボルト接合継手形材の円弧部開始点との間に 4mm の間隔を設け，ア
ルミニウム床版ユニット間の隙間を 10mm としている．この場合，ボルト接合継手の材端
距離は 30mm となり，JAA 指針 20)で規定される材端距離 40mm（ボルトの呼び径 20mm の2 倍）を満足しない．しかし，図 2.3 に示すボルト接合継手には疲労亀裂が発生しないこと
が，移動トラックタイヤ載荷疲労試験によって確認されている 12)．
3.6 モルタル注入開口
モルタル注入開口は，図 3.7 に示す長孔形状とする．モルタル注入開口の細長い方向が橋軸直角方向である．橋軸直角方向応力  y に対して，床版支間長が 3300mm 以下の中主桁
上および張出し長が 1350mm 以下の外主桁上で，このモルタル注入開口に疲労亀裂が発生しないことが照査されている 23)．

14

第 4 章 鋼桁の設計
4.1 一般事項
4.4 節「鋼桁のたわみ」，4.5 節「活荷重による桁端の変位」，4.6 節「温度変化の影響」
を除いて，アルミニウム床版と鋼桁は非合成として設計する．鋼桁，横桁，対傾構，横構の設計は道路橋示方書 2)に従う．
4.2 アルミニウム床版と鋼桁との連結構造およびモルタル台座
4.2.1 アルミニウム床版と鋼桁との連結構造
アルミニウム床版と鋼桁との連結構造を図 4.1 に示す．この連結構造は，アルミニウム
床版の橋軸直角方向の挙動に対して，頭付きスタッドおよびモルタル台座が十分な静的強度および疲労強度を保有していることが実験によって確認され，提案された構造である 7),27)．
したがって頭付きスタッドの本数および配置間隔は，アルミニウム床版と鋼桁との橋軸方

R1
0

20

向の合成作用の観点から決めらたものではないことに注意されたい．

40

仕切り板

80

160
40 40
20

80

30以上

244
330

84.5

2

150

φ22

200
15
35.5 99

82
φ6

82

15

330
40

80
230

R1
0

80

244

図 4.1 アルミニウム床版と鋼桁との連結構造15図 4.1 に示すように，鋼桁上フランジに溶接された頭付きスタッドが，アルミニウム床版の下フランジに開けられた開口から中空断面内へ挿入される．アルミニウム床版の上板に開けられた開口から無収縮モルタルが注入され，3 本のロッド（材料 A5056BE-H112，
A5056BD-H12 など）で連結された対向する仕切り板（材料 A5052P-H32，H34 など）の間を無収縮モルタルで充填することにより，アルミニウム床版と鋼桁とが連結される．
無収縮モルタルは，東日本高速道路株式会社，中日本高速道路株式会社および西日本高速道路株式会社の試験方法「無収縮モルタル品質管理試験方法」 28)に従って，その性能が表 4.1 に示す管理値を満たすものでなければならない．無収縮モルタルは注入後膨張する
ので，3 本のロッドで連結された対向する仕切り板はこの膨張に抵抗できるものでなければならない．3 本のロッドはスタッドに接触しない位置に設ける．
表 4.1 無収縮モルタルの管理値
項目

管理値

コンシステンシー

8±2 秒

ブリーディング

練上り 2 時間後において 2％以下
凝結開始時間 1 時間以上

凝結時間
膨張収縮
圧縮強度
付着強度

終結時間 10 時間以内
材齢 7 日で収縮を示さないこと
材齢 3 日において 25MPa 以上
材齢 28 日において 45MPa 以上
材齢 28 日において 3MPa 以上

4.2.2 モルタル台座
アルミニウム床版が鋼桁に接触することによって生じる異種金属接触腐食を防止するために，アルミニウム床版と鋼桁との間にモルタル台座を設ける．モルタル台座は，アルミニウム床版からの繰返しの支圧力に耐えることが求められる．
モルタル台座には高靭性セメント複合材料 ECC (Engineered Cementitious Composite) を使用する．ECC は表 4.2 に示す管理値を満たすものでなければならない．同表の引張降伏ひずみは，ECC 台座に生じるひび割れを抑制するために，ECC 台座の引張降伏ひずみが鋼桁の降伏ひずみと同じになるように，ECC の材齢 28 日の引張降伏ひずみに対して要求される値である 27)．ECC には，混和材料および繊維などの多種類の材料が使用されるので，実施
工において安定した品質を確保するために，プレミックスされた製品を用いることが望ま
しい．

16

表 4.2 ECC の管理値
項目

管理値

コンシステンシー（スランプフロー）

550±100mm の範囲内

圧縮強度

材齢 28 日において 24MPa 以上
鋼桁の鋼種

材齢 28 日において

SS400
SM400

0.189%以上

SMA400W
SM490

引張降伏ひずみ

0.254％以上

SM490YSM520

0.286%以上

SMA490WSM570

0.362％以上

SMA570W
引張終局ひずみ

材齢 28 日において 2.0％以上

ECC が台座に使用された試験体の，アルミニウム床版から支圧力を受ける疲労試験により，ECC にはひび割れが発生しないことが報告されている 27)．
モルタル台座の厚みは，一般部で 30mm 以上を標準とする．鋼桁の上フランジにボルト接合継手が存在する場合，モルタル台座の厚みは，ボルト頂部から 12mm 以上のかぶりを確保できる厚さとする．
4.3 アルミニウム床版と鋼桁との合成作用に関する理論
鉄筋コンクリート床版を有する鋼桁の合成作用に関する理論では，鉄筋コンクリート床
版が変形後も平面を保持すると仮定されている．これに基づいて，初期の研究 29),30)においては，図 4.2 に示すように，アルミニウム床版上板と鋼桁上フランジとの間の部分が変形
後も平面を保持すると仮定して，鋼桁上フランジの上面の位置で，鋼桁上フランジの上面の水平変位とアルミニウム床版の水平変位との差と，水平せん断力との間に次式が仮定された．

H  k  u f  ua

ここに，

H



(4.1)

：アルミニウム床版上板の下面および鋼桁上フランジの上面に生じる水平
せん断力

k



：水平せん断バネ

u f , u a ：それぞれ，鋼桁上フランジの上面の変位およびアルミニウム床版上板の鋼桁上フランジの上面の位置での変位17アルミニウム床版上板

x

ya

Ma
Na

da

H

a

H

uf

ua*

M

ds

Ms

ys

Ns

鋼桁

図 4.2 初期の研究におけるアルミニウム床版上板と鋼桁の変形
そして鋼桁上フランジの上面の，応力によるひずみ εss およびアルミニウム床版上板の，鋼桁上フランジの上面の位置での，応力によるひずみ εas がそれぞれ次式で与えられた．

 ss 

Ns
Ms
ds
Es As Es I s

 as  

(4.2)

Na
Ma

da
Ea Aa Ea I a(4.3)

ここに， E s , E a ：それぞれ，鋼およびアルミニウム合金のヤング係数
As , Aa：それぞれ，鋼桁およびアルミニウム床版上板の断面積

Is , Ia：それぞれ，鋼桁およびアルミニウム床版上板の断面二次モーメントN s , N a ：それぞれ，鋼桁およびアルミニウム床版上板に生じる軸力
M s , M a ：それぞれ，鋼桁およびアルミニウム床版上板に生じる曲げモーメントds：鋼桁の中立軸から鋼桁上フランジ上面までの距離da：アルミニウム床版上板の中立軸から鋼桁上フランジの上面までの距離式(4.2)は，鋼桁の断面が変形後も平面を保つという構造力学の基本仮定に基づいている．
式(4.3)の右辺第 2 項では，アルミニウム床版上板の曲率 M a Ea I a  にアルミニウム床版上板の中立軸から鋼桁上フランジの上面までの距離 d a が乗じられている．したがって鋼桁上フランジの上面とアルミニウム床版上板との間に，変形後も平面が保持されていることが仮定されている．
前述の仮定に基づいて，アルミニウム床版上板および鋼桁に生じる軸力 N に対して次式が導出された．
22
d 2N
  N  c M  k  T
dx2

(4.4)

ここに，

18

A 
I 
A 2

 As  a  I s  a   As a a
n 
n
n
  k  
Aa 
Ia 
Es As
 Is  
n 
n

(4.5)

Aa
a
n
c 
A 
I 
A 2

 As  a  I s  a   As a a
n 
n
n


(4.6)

As



n
a

Es
Ea

(4.7)
：アルミニウム床版上板の中立面と鋼桁の中立軸との間の距離

 T ：アルミニウム床版と鋼桁の温度変化によるひずみ差［後出の式(4.25)］

開閉断面アルミニウム床版においては，モルタルが充填されていない開断面が存在する．
そこで，開閉断面アルミニウム床版を有する鋼桁に対して FEM 解析を実施した結果，アルミニウム床版上板と鋼桁上フランジとの間は変形後，平面を保持していないことが明らかにされた 31)．アルミニウム床版上板と鋼桁上フランジとの間の部分が変形後，平面が保持されない理論 31)について次に述べる．
図 4.3 を参照して，鋼桁上フランジの上面の位置の鋼桁の水平変位とアルミニウム床版
上板の中立面の位置のアルミニウム床版上板の水平変位との差と，水平せん断力との間に次式が成立すると仮定する．
H  k u f  ua 

ここに， H(4.8)：アルミニウム床版上板の下面および鋼桁上フランジの上面に生じる水平
せん断力

k：水平せん断バネ

u f , u a ：それぞれ，鋼桁上フランジの上面の水平変位およびアルミニウム床版上板の中立面の位置の水平変位式(4.8)の u a はアルミニウム床版上板の中立面の位置の水平変位である．初期の研究 29),30)の式(4.1)の u a は，アルミニウム床版上板と鋼桁上フランジとの間の部分が変形後も平面を保持すると仮定して，鋼桁上フランジの上面の位置でのアルミニウム床版上板の水平変位であり， u a と u a は異なる．式(4.8)では，アルミニウム床版上板と鋼桁上フランジとの間の部分に対して平面保持の仮定が設けられていない．

19

アルミニウム床版上板

x

ya

ua

Ma
Na

H
uf

M

a

H

ds

Ms

ys

Ns

鋼桁

図 4.3 アルミニウム床版上板と鋼桁の変形
鋼桁とアルミニウム床版上板に生じるひずみをそれぞれ  s と  a で表すと，これらのひず
みは，応力によるひずみと温度変化によるひずみの和として次式で与えられる．

 s   ss   st(4.9)

 a   as   at

(4.10)

ここに，

 ss ,  as ：それぞれ，鋼桁とアルミニウム床版上板に生じる，応力によるひずみ
 st ,  at ：それぞれ，鋼桁とアルミニウム床版上板に生じる，温度変化によるひずみ

 st と  at はそれぞれ次式で与えられる．
 st   s Ts(4.11)

 at   a Ta(4.12)

ここに，  s ,  a ：それぞれ，鋼およびアルミニウム合金の線膨張係数

Ts , Ta ：それぞれ，鋼桁およびアルミニウム床版上板の温度変化（温度上昇を正，温度下降を負とする）
鋼桁とアルミニウム床版上板に生じる，応力によるひずみ  ss と  as はそれぞれ次式で与えられる．

 ss 

NsM
 s ysEs As Es I s

 as  (4.13)NaM
 a yaEa Aa Ea I a(4.14)

ここに， y s , ya ：それぞれ，鋼桁の中立軸およびアルミニウム床版上板の中立面からの位置（上方向を正）
アルミニウム床版上板の曲率と鋼桁の曲率は等しいので次式が成立する．

20

Ms
M
 a
Es I s Ea I a(4.15)

他方，全モーメントは次式で与えられる．
M  Na  M s  M a(4.16)

ここに，N  Ns  Na

(4.17)

式(4.15)と(4.16)より次式を得る．
Ms 

Es I sM  Na 
Es I s  Ea I a(4.18)Ma 

Ea I aM  Na 
Es I s  Ea I a(4.19)

式(4.17)～(4.19)を式(4.13)と(4.14)に代入して，鋼桁とアルミニウム床版上板に生じる，応力によるひずみがそれぞれ次式で与えられる．
 1

ays
ys
 N 
M
Es I s  Ea I a
 Es As Es I s  Ea I a  ss  (4.20)




aya
ya
1
N 

M

E s I s  Ea I a
 Ea Aa Es I s  Ea I a  as   

(4.21)

式(4.20)と(4.21)から鋼桁上フランジ上面とアルミニウム床版上板の中立面の，応力によるひずみがそれぞれ次式で与えられる．
 1

ads
ds
N 

M

Es I s  Ea I a
 Es As Es I s  Ea I a  ss   as  (4.22)N
Ea Aa(4.23)

 s  dus dx および  a  dua dx を考慮して，式(4.8)を微分したものに式(4.9)と(4.10)を代入
して次式を得る．
1 dH
  ss   as   T
k dx

(4.24)

ここに，

T   st   at  s Ts  a Ta  12Ts  23Ta 106(4.25)

Ts , Ta ：それぞれ，鋼桁およびアルミニウム床版上板の温度変化（温度上昇を正，温度下降を負とし，単位は℃）

 T は温度変化によるひずみである．
図 4.4 に示すように，アルミニウム床版上板の微小区間 dx における力の釣り合いより，
水平せん断力 H と軸力 N の関係が次式で与えられる．

H

dN
dx

(4.26)

21

dx

N

N + dN
H

図 4.4 アルミニウム床版上板に生じる水平せん断力と軸力式(4.22)，(4.23)，(4.26)を式(4.24)に代入して，軸力に関する微分方程式が次のように導出
される．
d 2N
 2 N  c2 M  k T
dx2(4.27)

ここに，
A 
I 
A

 As  a  I s  a   As a ads
n 
n
n
 k
Aa 
Ia 
Es As
 Is  n n(4.28)

Aa
ds
n
c
A 
I 
A

 As  a  I s  a   As a ads
n 
n
n


(4.29)

As

式(4.27)は，初期の研究 29),30)の軸力に関する式(4.4)と同形である．しかし，式(4.28)と(4.29)
がそれぞれ与える  と c は，初期の理論の式(4.5)と(4.6)がそれぞれ与える  と c と部分的に異なる．
開閉断面アルミニウム床版においては，アルミニウム床版上板と鋼桁上フランジとの連結構造が同一であっても，水平せん断バネ k の値は，アルミニウム床版と鋼桁の断面寸法および鋼桁の支間長によって変化することが明らかにされている 31)．水平せん断バネ k の算定方法を付録 A に示す．
4.4 鋼桁のたわみ
道路橋示方書 2)においては，鉄筋コンクリート床版を有する鋼桁に対して次の許容たわみが規定されている．
 L
 2000 2
 L
δa  
 20000
 L
 500L  10m
10m  L  40m(4.30)

40m  L

ここに，  a ：鋼桁に対する許容たわみ（単位：m）
L ：鋼桁の支間長（単位：m）

22

道路橋示方書 2)で規定される鉄筋コンクリート床版に対する設計曲げモーメント式は，鉄筋コンクリート床版が鋼桁の位置で単純支持されている，すなわち，鋼桁の位置で鉄筋コ
ンクリート床版に沈下が起こらないという仮定の基に，板に関する 4 階の偏微分方程式を解くことによって得られたものである．したがって，鋼桁の不等沈下に起因する付加曲げモーメントが鉄筋コンクリート床版に発生するのを防ぐために，道路橋示方書 2)においては，
鋼桁に対して式(4.30)の許容たわみが規定されている．
3.4 節で述べたように，多主桁橋のアルミニウム床版の適用支間長は，中主桁でアルミニ
ウム床版が単純支持された境界条件に対して FEM 解析によって算出された 23)．したがって多主桁橋の鋼桁の許容たわみとして式(4.30)を採用する．2 主桁橋の場合，鋼桁が不等沈下を起こしても付加曲げモーメントがアルミニウム床版に生じないが，アルミニウム床版－
鋼桁橋は過去にまだ実施例のない構造であるので，2 主桁橋の鋼桁の許容たわみに対しても式(4.30)を採用する．
道路橋示方書 2)においては，鋼桁のたわみ照査は，衝撃荷重を含まない活荷重に対して行われる．すなわち鋼桁のたわみ照査は使用限界に対するものである．したがって鋼桁のたわみを算出する際には，アルミニウム床版と鋼桁との合成作用を考慮する．
アルミニウム床版と鋼桁との合成作用を考慮した鋼桁のたわみの求め方を次に述べる．
アルミニウム床版と鋼桁との合成度が次の v で評価される 30),31)．

v v0  v
v0  v0  v  1

(4.31)

ここに， v ：完全合成の場合に対する鋼桁のたわみ
v0 ：非合成の場合に対する鋼桁のたわみ

v ：不完全合成の場合に対する鋼桁のたわみ

v が 0 に近いとき，アルミニウム床版と鋼桁の関係は非合成に近く， v が 1 に近いとき，両者の関係は完全合成に近い．
支間中央に集中荷重が載荷された単純支持桁の支間中央のたわみがそれぞれ次式で与えられる 31)．
1  ca 3 caL ca
P L 
L  2  3 tanh 2Es I s  Ea I a   242
 2 

(4.32)v 

PL3
48E s I v

(4.33)v0 

PL3
48Es I s  Ea I a (4.34)v

ここに，
Iv  I s 

I a As Aa ads
n nAs  Aa

(4.35)

P ：集中荷重の大きさ23

式(4.32)，(4.33)，(4.34)を式(4.31)に代入して v は次式になる 31)．

v  1 

3  tanhL 2 1(L 2) 
L 22 (4.36)

式(4.36)が与える v と L の関係を実線で図 4.5 に示す．L が 10 以上のとき，v は 0.9 より大きくなり，アルミニウム床版と鋼桁との合成作用は完全合成に近い．
式(4.31)を v v0 について解いて次式を得る．
 v v
 1  1   vv0
 v0 

(4.37)

式(4.33)と(4.34)を式(4.37)に代入して次式を得る．
 
Ia    I s  n  v v0v  1  1 
Iv  
 
 
 
 

(4.38)

1.0
0.9
0.8
0.7

φv
φu
φT

0.6

φ 0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0

0

5

10

15

20

25

30

λL
図 4.5

 と L の関係

付録 A に示す方法で算出された水平せん断バネ k の値を式(4.28)に用いて算出された  の値を式(4.36)に代入して v の値が得られる．アルミニウム床版と鋼桁が非合成として算出された鋼桁のたわみを v0 に使用する．ここで衝撃荷重を含まない活荷重に対して v0 を算出す
る．
4.6.5 項で述べるように，温度変化によって鋼桁は反る．鋼桁の断面二次モーメントまたはアルミニウム床版の有効幅が異なる場合，各鋼桁に生じる反りの大きさは異なる．この場合，鋼桁は不等沈下を起こす．したがって隣接する鋼桁の反りの差を，活荷重によって生じるたわみに加え，それが式(4.30)の許容たわみ以下であることを照査する．

24

4.5 活荷重による桁端の変位
支間中央に集中荷重が載荷された単純支持桁の鋼桁とアルミニウム床版上板に生じるひずみが次式で与えられる 31)．


 






cays  sinhx  P  c 1  ca y s   c

s 
x

 

I a   As
Ia 
L  
2 E s  AsIs 
I s    coshn  n 
 2 


(4.39)

caya  sinhx  
P   c 1  ca ya   c


a 
 

 x   
2 Ea   Aa
nIs  I a   Aa nIs  I a 
 L   cosh   2 


(4.40)

ここで，式(4.39)と(4.40)は 0  x  L 2 で成立する．
式(4.39)の y s に  yl を代入して，鋼桁下フランジの下面に生じるひずみが与えられる．こ
こで yl は，鋼桁の中立軸の位置から鋼桁下フランジの下面までの距離である．他方， s  dus dx であるので次式を得る．


 






dus
P
c 1  ca ylccayl
sinhx  

 


x 

I a   As
Ia 

L 
dx 2 Es  AsIs 
I s    cosh



n  
n 
 2  


(4.41)

ここに， u s ：鋼桁下フランジの水平変位
x  L 2 で us  0 の境界条件に対して式(4.41)を解いて次式を得る．





 


2
2




P  c 1  ca yl  x
L 
c
cayl
1 
coshx  




us 




1




I a  2
2 Es  As
8   As I  I a  2   L  
I

cosh




s
s


n 
n  

 2  


(4.42)

式(4.42)において x  0 と置いて，桁端の鋼桁下フランジの，活荷重による水平変位 usL が次式で与えられる．


 
 c
 PL2  yl
cayl  
u 
usL 
 

16Es  I  I a  As I  I a  s s n 
n  

(4.43)

ここに，




1
u  1 
1
2 L   cosh L  
 2  
 2  2

(4.44)

25

式(4.44)が与える u と L の関係を破線で図 4.5 に示す．
式(4.34)を P について解いて，これを式(4.43)に代入して次式を得る．


 
 c
 3v0 I a  yl
cayl  
u 
usL 
 
 I s  L n  I  I a  As I  I a  s s n 
n  

(4.45)

式(4.45)において，アルミニウム床版と鋼桁が非合成として算出された鋼桁のたわみを v0に使用することにより，活荷重に対する，桁端の鋼桁下フランジの水平変位が算出される．
ここで， v0 は衝撃荷重を含まない活荷重に対して算出する．
式(4.40)の ya に 0 を代入し，アルミニウム床版上板の中立面に生じるひずみが与えられる．
他方，  a  dua dx であるので次式を得る．



dua
Pc 
sinhx   x 
dx 2 Ea Aa  L 
 cosh   2  (4.46)

ここに， u a ：アルミニウム床版上板の水平変位
x  L 2 で ua  0 の境界条件に対して式(4.46)を解いて次式を得る．




 2

2

Pc  L x
1 coshx  ua  2 1 
2 Ea Aa  8
2    L  
cosh





 2  


(4.47)

式(4.47)において x  0 と置いて，桁端のアルミニウム床版上板の，活荷重による水平変位
uaL が次式で与えられる．
uaL 

PcL2
u
16Ea Aa(4.48)

式(4.34)を P について解いて，これを式(4.48)に代入して次式を得る．
uaL 

3v0cnIs  I a uLAa(4.49)

式(4.49)において，アルミニウム床版と鋼桁が非合成として算出された鋼桁のたわみを v0に使用することにより，活荷重に対する，桁端のアルミニウム床版上板の水平変位が算出される．ここで， v0 は，衝撃荷重を含まない活荷重に対して算出する．
4.6 温度変化の影響
4.6.1 温度変化と線膨張係数
温度変化は，道路橋示方書 2)の規定に従って次の通りとする．
橋全体の設計に用いる基準温度は 20℃を標準とする．ただし寒冷な地域においては 10℃

26を標準とする．橋全体に対して一様な温度変化を考慮する場合，温度変化の範囲は－10℃
から 50℃までとする．ただし，寒冷な地方においては－30℃から 50℃までとする．
アルミニウム床版と鋼桁との温度差による影響を考慮する必要がある場合には，その温度差を 10℃とし，温度分布はアルミニウム床版および鋼桁のそれぞれにおいて一様とする．
支承の移動量ならびに伸縮装置の伸縮量の算定に用いる温度変化の範囲は－10℃から50℃までとする．ただし，寒冷な地方においては－20℃から 40℃とする．
アルミニウム合金と鋼の線膨張係数は，それぞれ 23×10-6 1/℃，12×10-6 1/℃とする．
4.6.2 温度変化によって生じる応力
アルミニウム合金と鋼の線膨張係数は異なるので，温度変化があると，アルミニウム床版と鋼桁との合成作用によって，アルミニウム床版と鋼桁に応力が生じる．
M  0 を式(4.27)に代入して，アルミニウム床版と鋼桁との温度変化によって生じる軸力
N に関する微分方程式が次式で与えられる．

d 2N
 2 N  k T
dx2(4.50)x  0 で N  0 および x  L 2 で dN dx  0 の境界条件に対して，式(4.50)の解が次式で与え

られる．

 L
 
 cosh   x  
 
 2
N  N T  T 1 


L
  
cosh  
 2  

(4.51)

ここに，
Aa 
I 
 Is  a n nNT  A 
I A As  a  I s  a   As a ads
n 
n
n

E s As(4.52)

NT  T は，アルミニウム床版と鋼桁とが完全合成の場合に対する，温度変化によって生じる軸力である．
温度変化応力は鋼桁の支間中央で最大になるので，x  L 2 を式(4.51)に代入して，鋼桁の支間中央に生じる軸力が次式で与えられる．




1


N  N T  T 1 
 cosh L  
 2  (4.53)

式(4.53)の右辺の{…}は 1 以下になるので，不完全合成の場合に対しても，完全合成の場合に対する NT  T が最も大きな軸力を与える．したがって，温度変化によって生じる軸力27として NT  T を採用する．式(4.20)と(4.21)の N に NT  T を代入し，さらに M  0 と置いて，温度変化によって，鋼桁とアルミニウム床版上板に生じる応力がそれぞれ次式で与えられ
る．
 1

Es a

y s  N T  T
 As Es I s  Ea I a  sT  Es ss  

 AT  Ea as   


(4.54)

Ea a1

ya  NT  T
Aa Es I s  Ea I a (4.55)

4.6.3 温度変化に対する鋼桁の応力照査
温度変化に対する鋼桁の応力照査は次式によって行う．

 sD   sL   sT   sa

(4.56)

ここに，  sD ：死荷重によって鋼桁に生じる応力

 sL ：活荷重によって鋼桁に生じる応力

 sT ：温度変化によって鋼桁に生じる応力 sa ：鋼桁の許容応力
死荷重によって鋼桁に生じる応力  sD は，アルミニウム床版と鋼桁が非合成として算出される値である．活荷重によって鋼桁に生じる応力  sL は，アルミニウム床版と鋼桁との合成作用を考慮して算出される値である．しかし非合成として算出される値は，合成作用を考慮して算出される値より大きくなるので，非合成として算出される値を用いる．温度変化によって鋼桁に生じる応力  sT は，式(4.54)によって算出される．
死荷重，活荷重，衝撃荷重などの主荷重に対して，アルミニウム床版と鋼桁は非合成として設計される．したがって，アルミニウム床版－鋼桁橋が崩壊するとき，アルミニウム
床版と鋼桁は非合成となるので，温度変化の影響は消滅する．式(4.56)は実働荷重に対する照査式であり，鋼桁の許容応力  sa を割増すことによってこれを考慮する．許容応力の割増
しを幾らにするか種々の考えがあるが，道路橋示方書 2)の鉄筋コンクリート床版に対する合成桁における，床版と鋼桁との温度差に対する鋼桁の許容応力の割増し係数と同じにして，鋼桁の上フランジに対して 30％，
下フランジに対して 15％の許容応力の割増しを適用する．
4.6.4 温度変化に対するアルミニウム床版上板の応力照査
温度変化に対するアルミニウム床版上板の応力照査は次式によって行う．

 AD   AL   AT   Aa

(4.57)

ここに，  AD ：舗装，地覆，高欄の死荷重によってアルミニウム床版上板に生じる応力

 AL ：活荷重によってアルミニウム床版上板に生じる応力
 AT ：温度変化によってアルミニウム床版上板に生じる応力
 Aa ：アルミニウム床版上板の許容応力（摩擦攪拌接合部の許容応力）
舗装，地覆，高欄の死荷重によってアルミニウム床版上板に生じる応力  AD および活荷重

28によってアルミニウム床版上板に生じる応力  AL は，アルミニウム床版と鋼桁との合成作用を考慮して算出される値である．温度変化によってアルミニウム床版上板に生じる応力  AT
は，式(4.55)によって算出される．4.6.3 項と同様な考察により，アルミニウム床版上板の許容応力  Aa に割増しを考慮する．道路橋示方書 2)の鉄筋コンクリート床版に対する合成桁
における，床版と鋼桁との温度差に対するコンクリートの許容応力の割増し係数と同じにして，15％の許容応力の割増しを適用する．
舗装，地覆，高欄の死荷重によってアルミニウム床版上板に生じる応力  AD および活荷重
によってアルミニウム床版上板に生じる応力  AL は，アルミニウム床版と鋼桁との合成作用を考慮して算出される値であるが，次に示す方法によって算出される値は，合成作用を考慮して算出される値より大きくなる．
アルミニウム床版と鋼桁とが完全合成の場合，式(4.22)の  ss と式(4.23)の  as が等しいので次式を得る．
ME s I s  Ea I a  1
ads
1

 N


ds
 Es As Ea Aa Es I s  Ea I a (4.58)

式(4.58)を式(4.20)と(4.21)に代入して，鋼桁下フランジの下面に生じるひずみに対するア
ルミニウム床版上板の上面に生じるひずみの比が次式で与えられる．

ta
t  1
 1  a 
2d s Es As 
2d s  Ea Aa

 as

 ss


(4.59)y  1yl
1  l 
d s  Es As d s Ea Aa

ここに， t a ：アルミニウム床版上板の板厚
yl ：鋼桁の中立軸の位置から鋼桁下フランジの下面までの距離

舗装，地覆，高欄の死荷重および活荷重に対して，アルミニウム床版と鋼桁とが非合成として算出された鋼桁下フランジの下面に生じる応力  sD   sL によって生じるひずみ sD   sL  Es を式(4.59)の  ss に用いて，舗装，地覆，高欄の死荷重および活荷重によってア

ルミニウム床版上板に生じる応力 ζ AD  ζ AL が次式で与えられる．

 AD   AL  


ta
t  1
 1  a 
2d s Es As 
2d s  Ea Aa  sD   sL

yl
y  1
1  1 
d s  Es As d s Ea Aan(4.60)

4.6.5 温度変化による鋼桁の反り
鋼桁のたわみに関する微分方程式は次式で与えられる．
Md 2v
M  Na s 
2dx
Es I sE s I s  Ea I a(4.61)

式(4.51)を式(4.61)に代入し， M  0 とおいて，温度変化による鋼桁の反りに関する微分方29

程式が次式で与えられる．

 L
 
 cosh   x  
aNT  T 
d v
 
 2

1

L
dx2 Es I s  Ea I a   cosh  
 2  2

(4.62)x  0 で v  0 および x  L 2 で dv dx  0 の境界条件に対して式(4.62)を解き，次式を得る．


 L
 
cosh   x  
 2
aNT  T  x
Lx 1
 
 2
v

 2 
E s I s  Ea I a  22  L  
2 cosh   2  

(4.63)x  L 2 を式(4.63)に代入して，支間中央の反りが次式で与えられる．







2 
1

v  vT 1 1  L  2 L
  cosh   
 2    2  (4.64)

ここに，vT  aL2
NT  T
8Es I s  Ea I a (4.65)

式(4.64)の右辺の［…］は 1 以下となるので，不完全合成の場合に対しても，完全合成の場合に対する vT が最も大きな，温度変化による鋼桁の反りを与える．したがって，アルミニウム床版－鋼桁橋の設計において，温度変化によって生じる鋼桁の反りは，式(4.65)で与えられる vT により計算する．
鋼桁の断面二次モーメントまたはアルミニウム床版の有効幅が異なる場合，各鋼桁に生じる反りの大きさは異なる．この場合，鋼桁は不等沈下を起こすので，4.4 節で述べたように，隣接する鋼桁の反りの差を，活荷重によって生じるたわみに加える．
4.6.6 温度変化による桁端の移動量式(4.9)の鋼桁に生じるひずみ  s は dus dx で与えられるので，次式が成立する．
dus  ss   st
dx

ここに，

us

(4.66)：鋼桁の水平変位

 ss ,  st ：それぞれ，鋼桁に生じる，応力によるひずみと温度変化によるひずみ鋼桁下フランジの下面に発生する，応力によるひずみ ε ss は，式(4.20)の y s に  yl を代入し，N に式(4.51)を代入し， M  0 として与えられる．ここで， yl は，鋼桁の中立軸の位置から

鋼桁下フランジの下面までの距離である．温度変化によるひずみ ε st は式(4.11)で与えられる．
これらのひずみを式(4.66)に代入して次式を得る．

30


 L
 
 cosh   x  
 1

dus
ayl
 
 2
 1 
 N T  T 
  s Tsdx
 L   Es As Es I s  Ea I a  cosh  
 2  

(4.67)x  0 で u s  0 の境界条件に対して式(4.67)を解いて次式を得る．


 L

L 
sinh   x  tanh  

 1

ayl

 2
 2     T x
 x 
u s  N T  T 


s
s



L
E
A
E
I

E
I

 
s s
a a 
 s s

cosh




 2 



(4.68)

式(4.68)において x  L と置いて，桁端の鋼桁下フランジの，温度変化による水平変位 usT が次式で与えられる．


 1

ayl


T   s Ts L
u sT   N T  T 

E
A
E
I

E
I


s s
a a 
 s s



(4.69)

ここに， L 
t anh
 2 
T  1 
L
2(4.70)

式(4.70)が与える T と L の関係を点線で図 4.5 に示す．さらに，式(4.25)を式(4.69)に代入し， T  Ta  Ts ，  s  12  106 ，  a  23 106 として次式を得る．


 1

ayl


T  12L
u sT  106 T  11N T 
(4.71)
 Es As Es I s  Ea I a 
他方，式(4.10)のアルミニウム床版上板に生じるひずみ  a は dua dx で与えられるので，次式が成立する．
dua  as   at
dx

ここに，

ua

(4.72)：アルミニウム床版の水平変位

 as ,  at ：それぞれ，アルミニウム床版上板に生じる，応力によるひずみと温度変化によるひずみ応力によるひずみ  as は，式(4.23)の N に式(4.51)を代入して与えられる．温度変化による
ひずみ  at は式(4.12)で与えられる．これらのひずみを式(4.72)に代入して次式を得る．

 L
 
 cosh   x  
dua
N 
 
 2
  T T 1 
  a Ta
Ldx
Ea Aa 

 
cosh
 

 2  x  0 で ua  0 の境界条件に対して式(4.73)を解いて次式を得る．

31(4.73)


 L

L 
sinh   x  tanh  

N 

 2
 2     T x
ua   T T  x aaEa Aa  L 
 cosh 


 2 



(4.74)

式(4.74)において x  L と置いて，桁端のアルミニウム床版上板の，温度変化による水平変位 uaT が次式で与えられる．
 N 
u aT   T T T   a Ta L Ea Aa(4.75)

さらに，式(4.25)を式(4.75)に代入し， T  Ta  Ts ， s  12  106 ， a  23 106 として次式を得る．
11N T
u aT  106 T 
T  23L Ea Aa(4.76)

支承の移動量を設計する際に必要となる，桁端の鋼桁下フランジの，温度変化および活荷重による移動量 Ls が次式で与えられる．

Ls  usT  2usL

(4.77)

ここで， u sL は式(4.45)で与えられる．
伸縮装置の伸縮量を設計する際に必要となる，桁端のアルミニウム床版の，温度変化および活荷重による伸縮量 La が次式で与えられる．

La  uaT  2uaL

(4.78)

ここで， u aL は式(4.49)で与えられる．
4.7 アルミニウム床版の有効幅
アルミニウム床版と鋼桁との合成作用を考える際に用いるアルミニウム床版の有効幅として，道路橋示方書 2)で規定される有効幅が使用できることが明らかにされている 32)．アル
ミニウム床版の全有効幅は次式で与えられる．
b  b  b
Be   0 e1 e 2
 b0  2be 2

ここに，

外桁
中桁

(4.79)

Be：アルミニウム床版の全有効幅b0：アルミニウム床版と鋼桁との連結部の仕切り板の間の間隔

be1 , be 2 ：片側有効幅

図 4.6 を参照して，片側有効幅 be1 と be 2 は次式で算出される．

b


b

be  1.1  2 bL
 0.15Lb
 0.05Lb0.05   0.30
Lb0.30 
L(4.80)32ここに， be ： be1 または be 2b ： b1 または b2

L ：単純支持桁の支間長

be1

b0

be2

be2

b1

b0

2b2

図 4.6 アルミニウム床版の有効幅
4.8 端横桁と端ブラケット
橋軸方向の両端には端横桁と端ブラケットを設ける．端横桁と端ブラケットの上フラン
ジ幅は，アルミニウム床版と伸縮装置が定着できる幅でなければならない．端横桁と端ブラケットのウェブには，上フランジの鉛直変形を抑制するために鉛直リブを 0.5～1m の間隔で設ける．
端横桁および端ブラケットは，単独で輪荷重に抵抗でき，十分な剛性を確保するように設計しなければならない．端横桁と端ブラケットの曲げ剛性 EI は，次式で与えられる値以上でなければならない．
(a) 端横桁

EI  3759L1.8906(b) 端ブラケット

EI  106.26 L

ここに，(4.81)

1.5397(4.82)

2

E：鋼材のヤング係数 (kN/m )I：端横桁または端ブラケットの断面二次モーメント (m4)L

：床版支間 (m)図 4.7 に示すように，式(4.81)と(4.82)は，道路橋示方書 2)の「8.2.11 けた端部の床版」に付随する解説中の図で与えられた点に最小自乗法による曲線当てはめにより与えられたも
のである．

33

4

[10 ]

5[10 ]
2式(4.82)

4E I (kN・m2 )2

E I (kN・m )5式(4.81)

3

2

1
1.5

1.5

1

0.5

2

2.5
3
L (m)

3.5

4

0

(a) 端横桁

0.5

1
L (m)

1.5

2

(b) 端ブラケット

図 4.7 端横桁および端ブラケットの剛性
4.9 端横桁と端ブラケットへのアルミニウム床版の定着構造
端横桁と端ブラケットへのアルミニウム床版の定着構造を図 4.8 に示す．定着構造には，不陸のある ECC との間でガタが生じないようにし，伸縮装置の橋軸方向の変形を抑制する役割を果たすことが求められる．
図 4.9 に示すように，端横桁と端ブラケットの上フランジには，アルミニウム床版の定着に使用される頭付きスタッドを一箇所当り橋軸方向に 2 本溶接する．2 本の頭付きスタッドの橋軸方向の間隔は 60mm であり，橋軸直角方向に 250mm の間隔で配置する．端横桁と端ブラケットの上フランジには，アルミニウム床版の下フランジの端まで ECC を打設する．
アルミニウム床版の定着に使用される頭付きスタッドと伸縮装置の定着に使用される異形棒鋼スタッド（8.3 節参照）の橋軸直角方向の配置位置は同じにする．しかし，伸縮装置とアルミニウム床版の締結に使用する 2 本の異形鉄筋（8.3 節参照）をアルミニウム床版の中空部の奥まで入れるために，アルミニウム床版の定着に使用される頭付きスタッドがこれを阻害する場合には，両者の配置位置を尐しずらしてもよい．
端横桁および端ブラケット上のアルミニウム床版の中空部に頭付きスタッドを挿入するために設けるアルミニウム床版の下フランジの開口の形状を図 4.10 に示す．
図 4.9 に示すように，アルミニウム床版の下フランジに設けられた開口の直上の上フランジに直径 30mm のモルタル注入孔を設ける．アルミニウム床版は，端横桁および端ブラ
ケット上に載っているので，主桁上に設けられる，図 3.7 に示す長孔より尐し小さい円形の孔としている．
端横桁および端ブラケット上のアルミニウム床版の中空部の両端には，仕切り板を設置
し，中空部全長にわたって無収縮モルタルを充填する．アルミニウム床版の中空部に一度に無収縮モルタルを充填することができない場合には，中空部の途中に仕切り板を設置し34てもよい．

無収縮モルタル充填（幅全長）
舗装

無収縮モルタル充填

後打ちコンクリート

異形棒鋼
250

頭付きｽﾀｯﾄﾞ

250

伸縮装置
ECC
アルミニウム床版

ECC

異形鉄筋
補強リブ

端ブラケット

主桁

端横桁

仕切り板

主桁

図 4.8 端横桁と端ブラケットへのアルミニウム床版の定着構造

摩擦攪拌接合頭付きスタッド
モルタル注入孔320

主桁

図3.7に示す長孔
φ30孔

140

60

250

250

異形棒鋼スタッド

伸縮装置

端ブラケット

後打ちコンクリート
端横桁

図 4.9 頭付きスタッドの配置位置

35

頭付きｽﾀｯﾄﾞ

320

230

110

0

60

R1

80

図 4.10 端横桁および端ブラケット上のアルミニウム床版の下フランジに設けられる開口の形状

36

第5章

アルミニウム床版の製作

アルミニウム床版の製作の具体例を付録 B に示す．
5.1 アルミニウム床版形材
アルミニウム床版形材としては，図 5.1(a)，(b)に示す 2 種類がある．これらを摩擦攪拌
接合することにより，図 5.2 に示すアルミニウム床版ユニットが製作される．アルミニウ
ム床版ユニットの両端には図 5.1(b)に示すボルト接合継手形材が用いられる．ボルト接合
継手形材の片方の上フランジは下方に下げられている．これは，他のアルミニウム床版ユニットと現場でボルト接合する際，ボルトの頭がアルミニウム床版の上面から上に突出し

5 135
R2

27.5

5

200

5
R2

R2
5

15

380
160

5
R2

320
160

15

ないようにするためである．

15

0
R1

R1
0

10

230

(a) 床版形材(b) ボルト接合継手形材

図 5.1 アルミニウム床版形材の断面形状
760
押出形材 2本

1,080
押出形材 3本

1,400
押出形材 4本

1,720
押出形材 5本

図 5.2 アルミニウム床版ユニットの断面形状

375.2 摩擦攪拌接合
摩擦攪拌接合は，図 5.3 に示すように，互いに突合された一対の母材の突合せ面に鋼製のツールを挿入し，ツールの回転によって発生した摩擦熱によって軟化した母材を塑性流動させ，ツールを突合せ面に沿って移動させることによって継手が得られる最新の接合技術である 21）．その特徴を付録 C に示す．
接合時に攪拌が不足すると，図 5.3 に示すプローブの先端付近には，キッシングボンドと呼ばれる接合不完全部が生じる．キッシングボンドは疲労強度低下の原因となるため，これの発生を防止するために，アルミニウム床版の製作に用いる摩擦攪拌接合には，両面摩擦攪拌接合が使用されなければならない．両面摩擦攪拌接合は，図 5.4 に示すように，一回目の摩擦攪拌接合を行った後，裏返して反対側の面から二回目の摩擦攪拌接合を行うことによって継手が得られる方法である．
摩擦攪拌接合においては，ツールが母材の突合せ面に垂直に加圧されるので，ツールのショルダーと接触する板厚が減尐する．しかし，アルミニウム床版の摩擦攪拌接合部の板厚は，第 3 章で決定された設計板厚より小さくなってはならない．その対策として，摩擦攪拌
接合部の板厚を，第 3 章で決定された設計板厚より厚くしなければならない．
アルミニウム床版ユニットの摩擦攪拌接合部は，アルミニウム合金土木構造物の摩擦攪
拌接合部の品質検査ガイドライン 33)に規定される各種品質検査に合格しなければならない．
付録 B に示すアルミニウム床版ユニットに対して，旧品質検査指針 5)に従って実施された品
質検査の結果が文献 34)に記載されている．
加圧力
接合方向
ツール
回転

二回目の摩擦攪拌接合

ショルダー
プローブ

一回目の摩擦攪拌接合裏当て

図 5.4 両面摩擦攪拌接合

図 5.3 摩擦攪拌接合
5.3 ボルト接合継手に使用される添接板

ボルト接合継手に使用される添接板は，幅 222mm，厚さ 10mm の A6061S-T6 の平板の押出形材である．摩擦面のすべり係数 0.45 を確保するために，母材と接触する添接板の面に，表面粗さ Rz20μm 以上のブラスト処理を行う 24)．母材に対してブラスト処理を施す必要は38

ない 24)．添接板の材縁までブラスト処理を施すと疲労強度が低下するので，ブラスト処理
は添接板の材縁から 5mm より内側の領域に行い 8)，添接板の材縁の角に 1mm 程度の面取りを施す．
5.4 フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルト
ボルト接合継手には，アルミニウム合金と鋼との異種金属接触腐食を防止するために，フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトを使用する．ボルト接合継手は摩擦接合として使用するので，フッ素樹脂被膜は，JIS K 5600-5-5 35) に規定される鉛筆硬度 5H 以上の高硬度で，トルク係数値を満足するものでなければならない．
フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトとして，JIS B 1186 36)で規格化された高力六角ボルトが使用できる．ボルト軸力はトルク法で導入することができる．
フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの被膜断面構造を図 5.5 に示す．ボル
ト素材表面を清浄し，衝撃法により金属系材料下地皮膜を素材表面に約 1～2μm 形成した後，亜鉛系下地被膜を加熱硬化により 2～5μm 形成する．その後，加熱硬化型フッ素樹脂塗料を
全表面に 30μm 以上の膜厚となるようにスプレー塗装する．フッ素樹脂塗料には紫外線劣化が生じないような耐候性に優れる可溶性フッ素樹脂がブレンドされたものを用いる．この様な処理が施された鋼製高力ボルトに対して，フッ素樹脂被膜は，JIS Z 2371 37)に規定される塩水噴霧試験および JIS K 5600-7-7 38) に規定される耐候性試験で 10000 時間の耐久性を有するものでければならない．
フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの締め付けには，通常の現場施工で用いられる一次締めおよび本締め用電動工具が使用できる．電動インパクトレンチは被膜を破壊する恐れがあるので使用してはならない．締結の施工フローを付録 D1 に示す．締結の際，座金が共廻りした場合，座金の外縁の被膜が破壊され，ボルトとアルミニウム合金が異種金属接触腐食を起こす可能性があるので，座金が共廻りしたボルトセットは取り替えなければならない．締結後直ちに，付録 D1 に示す要領で，露出面を上塗塗装しなければならない．
ボルトの経年変化によって発生した被膜損傷および腐食箇所に対する補修は，付録 D2 の施工要領に従う．

39

第 1 層目金属系下地被膜 1～2μm
Material
ボルト

第 2 層目亜鉛系下地被膜 2～5μm
加熱硬化型フッ素樹脂被膜 30μm 以上

図 5.5 フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの被膜断面構造
5.5 仮組立輸送の前に，アルミニウム床版を仮組立し，所定の形状が得られていることを確認する．
仮組立の際，ボルト接合継手部をドリフトピンなどで位置決めし，ボルト孔にずれがない
ことを確認する．各部材要素に組立記号を記入する．

40

第 6 章 鋼桁の製作
鋼桁上フランジの上面に軸径 22mm の頭付きスタッドを溶接する．頭付きスタッドは，橋軸方向に対して，アルミニウム床版の全ての閉断面の中央の位置に設ける．頭付きスタッドの長さは，次式を満たすように決める．
l h

H
2

(6.1)

ここに， l ：頭付きスタッドの長さ
h ：モルタル台座の厚さ

H ：床版の高さ

道路橋示方書 2)に従って，頭付きスタッドの橋軸直角方向の最小中心間隔は 52mm とし，
頭付きスタッドの幹と鋼桁上フランジ縁との最小純間隔は 25mm とする．

52mm以上lh H /2H

φ22スタッド

25mm以上

図 6.1 頭付きスタッドの長さと配置
図 5.1 に示すアルミニウム床版形材を使用する場合に対して，頭付きスタッドの橋軸方
向の配置間隔を図 6.2 に示す．ボルト接合継手を挟まない頭付きスタッドの配置間隔は320mm，ボルト接合継手を挟む頭付きスタッドの配置間隔は 450mm である．

80

320
160

80 80

380
160
140

140

10
320

320

450

320

図 6.2 頭付きスタッドの橋軸方向の配置間隔

41

320

第7章

舗装

アルミニウム床版の舗装の施工例を付録 E に示す．
7.1 舗装材料
アルミニウム床版の舗装構成を図 7.1 に示す．アルミニウム床版の舗装は，基層および表層の 2 層構成とする．我国の鋼床版の舗装の基層には通常グースアスファルトが使用されるが，施工時の温度が 240℃程度あるため，180℃付近から軟化し始めるアルミニウム床版に使用することはできない．過去に，アルミニウム床版に適用する舗装材料として，施工時温度が 160℃程度のエポキシアスファルト混合物が選定されており 16)，アルミニウム床
版の舗装の基層にはエポキシアスファルト混合物の使用を標準とする．エポキシアスファ
ルト混合物は，表 7.1 に示す基準値 39)を満たすものでなければならない．基層に関するその他の事項および表層に関する事項は，舗装設計便覧 40)の「7-3-1 橋面舗装」に準ずる．

表層
基層
防水層
アルミニウム床版

図 7.1 アルミニウム床版の舗装構成
表 7.1 エポキシアスファルト混合物の基準値
項目

マーシャル試験

ホイールトラッキング試験

基準値
空隙率 (%)

2～5

飽和度 (%)

75～90

安定度 (kN)19.6 以上

フロー値 (1/10mm)

80 以下

動的安定度 (回/mm)

5000 以上

曲げ試験 破断ひずみ

5.0×10-3 以上

7.2 防水層
アルミニウム床版にはプライマーを塗布した後，防水層を施工する．加熱型アスファル
ト系防水材は，施工時の材料温度が高く，アルミニウム床版に悪影響を与える恐れがあるので使用してはならない．アルミニウム床版の表面の処理として塵埃と油脂の除去を行い，防水層とアルミニウム床版との接着強度が十分に得られるようにする．

42

第 8 章 付属物
8.1 地覆地覆は鉄筋コンクリート構造とし，その幅は 600mm とする．地覆は，先端が M20 にねじ切りされた U 字型鉄筋を，M20 の摩擦接合用鋼製高力六角ナットと鋼製座金を用いて，ア
ルミニウム床版の開断面部の上板に締結する．地覆に不慮に大きな衝突荷重が作用した際に，アルミニウム床版に残留変形を残さないようにするために，下側の鋼製ナットとアル
ミニウム床版の上板との間には 80  80  20 mm のアルミニウム板（A6061-T6 材）を挿入す
る 9)．
支柱式の車両用防護柵を地覆に設ける場合には，支柱の抵抗モーメントを柱間隔で除した値が，地覆に均等に働くものとして地覆鉄筋の照査を行う．地覆の主鉄筋はアルミニウ
ム床版上板にボルト接合された D22 の U 字型鉄筋であり，その間隔は 320mm を標準とす
る．さらに，その間隔の 1/2 に D13 の帯筋を配置する．ボルト接合継手付近は主鉄筋間隔
が 450mm になるので，この箇所には帯筋を 3 本配置する．配力筋はボルト接合継手付近の主鉄筋間隔を考慮して D16 とし，上下 2 本配置するのを標準とする．鉄筋の配置と詳細を
図 8.1 に示す．
図 8.1 において，防護柵に車両が衝突し，防護柵の支柱に水平力が作用すると，地覆の右端を支点として回転モーメントが生じ，U 字型鉄筋の左側の鉄筋に引抜力が発生する．
この引抜力に対する，U 字型鉄筋の先端の，アルミニウム床版上板の締結部の抵抗強度，
すなわち引抜強度は 244kN である 9)．
600

U字型筋位置 60

480

60

帯筋位置
64.5
配力筋位置 115

471

64.5

370

115

帯筋 D13U字型筋 詳細

帯筋 詳細

480

471

D22×1083（SD345)

図 8.1 地覆の構造と鉄筋詳細

43

225.5

330
90

54.5 196.5 79
40 225.5 64.5

M20

R
26

R
55

330 60

D16

100

100

D13×1133（SD345)

橋梁用防護柵の支柱の間隔は一般に 2000mm である．しかし，アルミニウム床版の場合，支柱が取付く地覆の主鉄筋間隔は 320mm であり，ボルト接合継手部にはこの鉄筋が配置できない．したがって支柱の両側に主鉄筋が配置されるように，アルミニウム床版ユニットの配置を考慮して支柱の間隔を決定する．支柱箇所には補強筋を一般に施工されているよ
うに配置する．
U 字型鉄筋とアルミニウム床版の異種金属接触腐食を防止するために，U 字型鉄筋の締結部のナットにはフッ素樹脂でコーティングが施されたものを使用し，さらに U 字型鉄筋のねじ部にもフッ素樹脂でコーティングを施す．締結後，両者には，付録 D1 に従って上塗塗装を行う．地覆の施工の際に，アルミニウム床版のアルカリ腐食を防止するために，地覆コンクリートに接触するアルミニウム床版の面に塗装を施す．
アルミニウム床版はその線膨張率が鋼材およびコンクリートと異なるので温度変化によって地覆にひび割れが発生する可能性が高い．そのため，コンクリート床版上の地覆以上に目地を多く設ける必要がある．目地は切断目地とし，その間隔は通常の 1/2 程度（約 4m程度）とする．目地の配置はアルミニウム床版ユニットの配置や，橋梁用防護柵の支柱間隔を考慮して決定する．
8.2 排水装置
排水装置の標準図を図 8.2 に示す．排水装置は，地覆に排水管を貫通させて排水する構

320

150

350

造とし，アルミニウム床版には排水のための孔を開けないものとする．

100
10mに1箇所程度設置
100
50

1-STKR 150×100×4.5×750
1-STKR 150×100×4.5×648
溶融亜鉛めっき（HDZ35)

648

3%

300

80 25010600

図 8.2 排水装置

44

8.3 伸縮装置
アルミニウム床版に使用できる伸縮装置として，東京ファブリック工業㈱製のブロフジョイント NⅡ型が挙げられる．図 8.3 に示すように，同伸縮装置は伸縮部と，それから突き出された直径 13mm の U 字型鉄筋から構成され，伸縮量に応じて 20，25，35，50 および60mm に対応できるものが用意されている．

図 8.3 伸縮装置
図 8.4 に示すように，この製品の定着には，一箇所当り 2 本の異形棒鋼スタッド（D16，
長さ 280mm）が用いられる．2 本の異形棒鋼スタッドの橋軸方向の間隔は 140mm であり，
これらが橋軸直角方向に 250mm の間隔で配置される．舗装と後打ちコンクリートとの合わ
せ目が開かないようにするために，長さ 440mm の 2 本の異形鉄筋（D16）を横からアルミ
ニウム床版の中空部に 145mm 挿入する．アルミニウム床版のウェブに開ける，異形鉄筋を挿入する孔の直径は 30mm とする．異形鉄筋がこの孔に接触しないようにする．
アルミニウム床版の中空部に挿入する異形鉄筋を異形棒鋼スタッドに溶接した後，アルミニウム床版の中空部に無収縮モルタルを充填する．伸縮装置から橋軸方向に突き出された U 字型鉄筋および通し筋（D13）を異形棒鋼スタッドに溶接して伸縮装置を固定する．その後，コンクリートを打ち，伸縮装置を固定する．
伸縮装置はパッキンの幅を季節に応じて治具で固定して工場から出荷され，伸縮装置が異形棒鋼スタッドに固定された後に固定治具を外す．

45

500

300
12 46 12

後打ｺﾝｸﾘｰﾄ

250

～

250
後打ｺﾝｸﾘｰﾄ翼鉄筋 φ1366 異形棒鋼ｽﾀｯﾄﾞD16

異形鉄筋 D1644015無収縮ﾓﾙﾀﾙ

30

145

120

150

150

95

80

140

橋台

110
通し筋 D13
ｽﾀｯﾄﾞ溶接

80

80
200
30

150

型
枠
材

D16

90
150

D16×230

60

φ30

100

280

110

舗装

ECC台座

端横桁

鋼主桁

図 8.4 伸縮装置の設置

8.4 アルミニウム床版端部の処理
鳥による害を防ぐために，橋軸直角方向のアルミニウム床版の両端部の開閉断面を塞がなければならない．開閉断面を塞ぐ例を図 8.5 に示す．
アルミニウム床版端部の塞ぎ板としては，板厚が 2～5mm の A5052P-H32 あるいは H34
が適当である．塞ぎ板とアルミニウム床版端部との接合には，M3～M5 程度のステンレス製の小ねじを用いる．
地覆ア ルミ ニ ウム 床 版

M3 ～M 5
ス テン レ ス製 小 ね じ

床版 端 部塞 ぎ 板（ 2～ 5m m厚 ）A 505 2P- H32 or H3 4

図 8.5 アルミニウム床版端部の処理

46

E CC

第9章

アルミニウム床版の施工

9.1 アルミニウム床版の施工フロー
アルミニウム床版の施工フローを図 9.1 に示す．

桁架設

アルミニウム床版端部の処理

台座の施工

地覆施工

アルミニウム床版の据付と調整

伸縮装置と排水装置の据付

ボルト締結

防水層施工

連結部の無収縮モルタル施工

舗装施工

図 9.1 アルミニウム床版の施工フロー
9.2 台座の施工台座に使用される ECC の施工については，製造・販売メーカーの指示書に従う．型枠は打ち込み後 24 時間で脱型してよいが，湿潤養生をしなければならない．
ECC の養生期間は，混合セメントとして養生することを標準とする 41)．例えば，気温が 15℃以上の場合には 7日間以上の湿潤養生を必要とする．圧縮強度が，表 4.2 に示す値に達した時点で，ECC は実用に供すことができる．
9.3 アルミニウム床版の据付と調整
9.3.1 モルタルおよびコンクリート製地覆と接触する面の処理
モルタルと接触するアルミニウム合金面は，モルタルが乾燥し，以後湿潤状態が続かな
い限りアルカリ腐食を起こすことはない．しかし，モルタルが乾燥するまではアルカリ腐食を起こすので，これを防止するために，モルタルと接触するアルミニウム合金面，すな
わちアルミニウム床版の中空部内面の仕切り板間，アルミニウム床版下フランジのモルタ
ル台座と接触する部分，およびアルミニウム床版上板のコンクリート製地覆と接触する部
分に，エポキシ樹脂塗料などで塗装を施す．

47

9.3.2 アルミニウム床版ユニットの位置決め
図 4.1 に示すように，
アルミニウム床版下フランジに設けられた四角の開口部を跨いで，仕切り板をアルミニウム床版の中空部に設置する．仕切り板の縁部は，充填する無収縮モ
ルタルが漏れないように止水を施す．
アルミニウム床版ユニットをクレーンなどで吊る場合には，ナイロンスリングを用いる．
アルミニウム床版ユニットの長手方向を橋軸直角方向に向け，モルタル台座の上に置く．
その際，頭付きスタッドの位置をアルミニウム床版下フランジの開口部の中央に合せる．
アルミニウム床版の位置決めにドリフトピンを用いる．ドリフトピンは，位置決めをする
ために必要な本数を用いる．ボルトによる仮締めは行わない．
アルミニウム床版ユニットの下フランジとモルタル台座に生じる隙間から，注入時の無収縮モルタルの漏れを防ぐために，モルタル台座の上面に接着剤あるいはコンクリート補修材などを塗布した後，アルミニウム床版ユニットをモルタル台座の上に置く．
9.4 ボルト締結
アルミニウム床版ユニットのボルト接合継手を図 9.2 に示す．アルミニウム床版ユニット間の隙間は，許容誤差を 3mm として，10±3mm とする．ボルトの締付けは頭締めで行う．
トルク法によって締結する場合の締付けボルト軸力は，設計ボルト軸力の 10%増しを標

10

15

222
76
30

10

準とする 26)．

10±3

図 9.2 アルミニウム床版ユニットのボルト接合継手
9.5 無収縮モルタルの施工
アルミニウム床版ユニットのボルト締結終了後，アルミニウム床版の閉断面内部の，対向するアルミニウム仕切り板間の空間に無収縮モルタルを注入し，鋼桁とアルミニウム床版を連結する．無収縮モルタルは，アルミニウム床版の上板に開けられた注入孔から注入す
る．注入時，空気の巻き込みと無収縮モルタルの継ぎ足しに注意する．空気を巻き込むと空洞が生じ，無収縮モルタルを継ぎ足すと，その境に面状の分離が生じるので，アルミニ
ウム床版の中空断面部の仕切り板間の空間の容積に相当する量のモルタルを一度に，連続的に注入しなければならない．
注入後数分経過して，無収縮モルタルが膨張して，注入孔から押出されるので，溢れた無収縮モルタルを拭き取って，注入孔を一時的に塞ぐ．

48

第 10 章道路橋用アルミニウム床版－鋼桁橋の設計例

10.1 設計条件◇形式

単純アルミニウム床版-鋼桁橋◇荷重

活荷重：A 活荷重

◇橋長14.100 m◇桁長13.980 m◇支間長

13.380 m◇有効幅員5.000 m

◇平面線形

R=∞

◇斜角

A1：90° A2：90°◇縦断勾配2.96 %

◇横断勾配

―

◇舗装

アスファルト舗装◇床版

アルミニウム床版◇支承条件

A1：固定支承 A2：可動支承

◇主桁本数

2本

◇主桁間隔

3.600 m

◇地覆幅

600 mm◇地覆高250 mm

◇舗装厚

80 mm

◇横桁本数

5本

A 活荷重の T 荷重と L 荷重に対する曲げモーメントとせん断力の比較を下表に示す．曲
げモーメントとせん断力は，いずれも T 荷重の場合が大きい．したがって，T 荷重に対して設計を行なう．
計算項目

位置

T 荷重

L 荷重

曲げモーメント (kN・m)

桁橋軸中央

935

790

支点

280

268

せん断力

(kN)

49

断面図
6200
600

5000

600

250 350350 250

アルミニウム床版
200

80

250

アスファルト舗装

G1

G2

1300

3600

1300

側面 図
14100
60 30013380

300 60

A1

A2

平面図
1720

10

1720

10

1720

10

1720

10

1720

10

1720

10

1720

10 630 300

1 300

600

300 630 10

500 0

360 0

G1

600

13 00

G2

360

4×3345=13380

50

360

10.2 アルミニウム床版の設計
10.2.1 床版支間
3.4 節より，下図に示すアルミニウム床版の適用支間長は，2 主桁橋で 4000mm 以下，張出し部では地覆幅 600mm を含めた長さで 1350mm である．本橋は床版支間が 3600mm，張出し長が 1300mm であり，上記を満たす．

320
160

160

15

R1
0

5
R2

0
R1

113.08

200

5

10

R2

86.92

15

x

35

160
230

35
90

摩擦攪拌接合部

10.2.2 ボルト接合継手(1) ボルト本数
使用ボルト

M20，F10T

ボルトの許容荷重伝達力 a  26.7 kN（表 3.2）

母材断面積

A  6200 15  93000mm2

摩擦攪拌接合部の許容応力

 ja  59 MPa

ボルト本数

n

59  93000
 102.8 →123 本
2  26700(2) ボルト配置
M20 のボルトの場合，JAA 指針 20)の規定では，ボルトの中心間隔およびボルト孔中心から材縁までの距離は，それぞれ 50～174mm および 34～55mm である．これに対して，下図に示すボルト接合継手では，それらが，それぞれ 68mm および 50mm であるので JAA 指針の規定を満足している．下図に示すボルト接合継手の材端距離は 30mm であり，JAA 指針
で規定される材端距離 40mm（ボルトの呼び径 20mm の 2 倍）を満足していないが，3.5
節で述べられているように，このボルト接合継手には疲労亀裂が発生しないことが確認さ
れている．

51

240

70

162

102 60

50

240

770
290

65

A
122@50=6100

200

50

160

290
222
10

5

R2
10

5

200

R2

10
15
10

15

80

15

R1
0
230

220
A(2:1)

10.3 鋼桁の設計
10.3.1 荷重(1) 死荷重= 1.145 kN/m2

床版
台座モルタル

21.0 kN/m3×0.030 m×0.330 m
3= 0.208 kN/m

3充填モルタル

21.0 kN/m ×(0.025×0.330) m /箇所×39 箇所／13.380 m = 0.505 kN/m

舗装

22.5 kN/m3×0.080 m= 1.800 kN/m2

地覆24.5 kN/m3×0.330 m×0.600 m= 4.851 kN/m

高欄

= 0.500 kN/m

鋼重= 2.260 kN/m

52

6200
600

5000

600
350

80

1300

250

200

350

250

250

3600

1300

1.15
床版［kN/m2］

0.21

0.21
台座モルタル［kN/m］

0.51

0.51
充填モルタル［kN/m］

1.80
舗装［kN/m2］

4.85

4.85
地覆［kN/m］

0.50

0.50
高欄［kN/m］

2.26

2.26
鋼重［kN/m］(2) 活荷重
A 活荷重-T
T 荷重載荷組数

2組

支間長

L  13.380m

衝撃係数i  20 50  L  0.316

T 荷重係数なし

53

10.3.2 荷重強度
影響線
6200
600

5000

600

250 350350 250

250

1750

1000

250

1300

0.361

0.639

3600

1.000

1.125

1.361

1300

1750

(1)施工時荷重強度
床版

1.145 kN/m2 ×6.200 m ／ 2= 3.550 kN/m

台座モルタル= 0.208 kN/m

充填モルタル= 0.505 kN/m

鋼重= 2.260 kN/mwD ' = 6.523 kN/m

54

(2) 荷重強度
死荷重
床版

1.102 kN/m2 ×6.200 m ／ 2

台座モルタル= 0.208 kN/m

充填モルタル
舗装= 3.550 kN/m

= 0.505 kN/m
2

×5.000 m ／2

1.800 kN/m

= 4.500 kN/m

地覆= 4.851 kN/m

高欄

= 0.500 kN/m

鋼重= 2.260 kN/m
wD = 16.374 kN/m

活荷重
A 活荷重-TwL  100 1.125 0.639 0.361 1  0.316  279.556 kN

10.3.3 断面力(1) 曲げモーメント
影響線
断面1-C

13380

3.345

AD = 22.378 m2

断面 1-C
施工時曲げモーメント

M D '  AD  wD '  22.378 6.523

死荷重曲げモーメント

MD

活荷重曲げモーメントML

全曲げモーメント

M AD  wD

 146.0 kN･m

 22.37816.374  366.4 kN･m
 3.345 279.556  935.1 kN･m

 M D  M L  366.4  935.1

55

 1301.5 kN･m

(2) せん断力
影響線
断面1-L

13380

AD = 6.690 m
1.000

+

断面 1-L
施工時せん断力SD ' AD  wD '  6.690 6.523

死荷重せん断力SD AD  wD

活荷重せん断力

SL

全せん断力

S

 6.69016.374

 43.6kN

 109.5 kN

 1.000 279.556  279.6 kN
 SD  SL

 109.5  279.6

 389.1 kN

10.3.4 断面の決定(Ⅰ) 施工時の照査(1) 応力計算
断面

A

y

Ay

Ay2

I0

mm×mm

cm2

cm

cm3

cm4

cm4

UF

330×16

52.8

50.8

2628.2

13.626×104

Web

1000× 9

90.0

0.0

0.0

0.0

LF

330×1652.8

50.8

2628.2

13.626×104

部材合計

 Ay  0.0

As  195.6

7.500×104

 Ay2  I 0  34.75×104
 0.0 cm

ウェブ中央から中立軸位置までの距離δs Σ ( Ay) As

鋼桁の断面二次モ－メントIs 34.75  104  As δ s 2

中立軸から上フランジ上縁までの距離

ysu  51.6  δs

 51.6 cm

中立軸から下フランジ下縁までの距離

ysl

 51.6  δs

 51.6 cm

 34.75104 cm4鋼桁上縁の応力 su ,D ' 

M D'
y su
Is



146.0 106
  516
34.75108

 21.7 MPa

鋼桁下縁の応力 sl ,D '

M D'
y sl
Is



146.0  106
 516
34.75  108

 21.7 MPa

56

(2) 許容応力度の算出
使用鋼材 SM490Y
上フランジに対する許容曲げ圧縮応力度
Aw ：ウェブの総断面積 (mm2)

Aw 9000 1.7 < 2
Ac 5280

Ac ：圧縮フランジの総断面積 (mm2)l ：圧縮フランジの固定間距離 (mm)l 3345
3.5   10.1 < 27
b 330

b ：圧縮フランジ幅 (mm)施工時の許容曲げ圧縮応力度は，道示Ⅱ3.1 から割り増し係数 1.25 を考慮して以下となる．


l
b




 ca  1.25 210 4.6  3.5   224.3 MPa

局部座屈に対する許容応力度b  330 9 / 2  160.5 mm

b ：自由突出幅 (mm)b
 15.3 < t  16 mm
10.5

t ：圧縮フランジの板厚 (mm2)施工時の許容応力度は，道示Ⅱ3.1 から割り増し係数 1.25 を考慮して以下となる．

 ca  1.25 210  262.5 MPa
下フランジに対する許容曲げ引張応力度
施工時の許容曲げ引張応力度は，道示Ⅱ3.1 から割り増し係数 1.25 を考慮して以下となる．

 ta  1.25 210  262.5 MPa(3) 応力照査

応力状態

断面 1-C
鋼桁上縁

鋼桁下縁

施工時

21.7

21.7

許容応力

224.3262.5

57（単位：MPa）

(Ⅱ) 主荷重に対する照査(1) 応力計算
断面

A

y

Ay

Ay2

I0

mm×mm

cm2

cm

cm3

cm4

cm4

UF

330×16

52.8

50.8

2628.2

13.63×104

Web

1000× 9

90.0

0.0

0.0

0.0

LF

330×1652.8

50.8

2628.2

13.63×104

部材合計

 Ay  0.0

As  195.6

7.500×104

 Ay2  I 0  34.75×104
 0.0 cm

ウェブ中央から中立軸位置までの距離δs Σ ( Ay) As

鋼桁の断面二次モ－メントIs 34.75  104  As δ s 2

中立軸から上フランジ上縁までの距離

ysu  51.6  δs

 51.6 cm

中立軸から下フランジ下縁までの距離

ysl

 51.6  δs

 51.6 cm

 34.75104 cm4①死荷重によって生じる応力
鋼桁上縁の応力 su , D



MD
y su
Is



366.4  106
  516  54.4 MPa
34.75 108

鋼桁下縁の応力 sl , D



MD
y sl
Is



366.4  106
 516
34.75 108

 54.4 MPa②活荷重によって生じる応力
鋼桁上縁の応力 su , L



ML
y su
Is



935.1 106
  516  138.8 MPa
34.75 108

鋼桁下縁の応力 sl , L



ML
y sl
Is



935.1 106
 516
34.75 108

 138.8 MPa(2) 許容応力度の算出
使用鋼材 SM490Y
上フランジに対する許容曲げ圧縮応力度
上フランジが床版に固定されているので，  ca  210 MPa
局部座屈に対する許容応力度b  330 9 / 2  160.5 mm

b ：自由突出幅 (mm)b
 15.3 < t  16 mm
10.5

t ：圧縮フランジの板厚 (mm2)許容応力度は，  ca  210 MPa

58下フランジに対する許容曲げ引張応力度

 ta  210 MPa(3) 応力照査

応力状態

断面 1-C
鋼桁上縁

鋼桁下縁

①死荷重

54.4

54.4

②活荷重

138.8138.8①+②

193.2

193.2

許容応力

210.0210.0（単位：MPa）(4) せん断応力の照査
鋼桁ウェブのみでせん断力を担うとする．
断面 1-L 389.1 kN

全せん断力

S

ウェブの断面積Aw  90.0 cm2

せん断応力



S
389.1  103
 43.2 MPa <  a  120 MPa
Aw
90.0  102

 < 0.45η a  0.45120  54 MPa であるので，合成応力度の照査は省略する．
(Ⅲ) 温度変化に対する鋼桁の応力照査(1) 有効幅の算出
等価支間長

be1

L  13380 mm

b0

be2

be2

b0  330 mm

片側有効幅b1  1135 mm

b1

b2  1635 mm

1300

b 

be1  1.1  2 1 b1
L


2b2
1800
3600

1135 
 1.1  2  1135  1056 mm
13380



b 
1635 

be 2  1.1  2 2 b2  1.1  2  1635  1399 mm
L
13380





全有効幅

Be  b0  be1  be 2  2785 mm

59

b0

be1

(2) 応力計算③温度変化によって鋼桁に生じる応力
鋼のヤング係数 E s

 200103 MPa

アルミニウム合金のヤング係数 Ea 70103 MPan  Es Ea

 2.86鋼桁の断面積 As

 195.6 cm2
 278.5 1.5  417.7 cm2

アルミニウム床版上板の断面積 Aa

 34.75103 cm4鋼桁の断面二次モーメント I s

アルミニウム床版上板の断面二次モーメント I a  278.5  1.53 /12  78.3 cm4鋼の線膨張係数 α s 12  106 1/℃

アルミニウム合金の線膨張係数 αa 23106 1/℃

鋼桁の中立軸から鋼桁上フランジ上縁までの距離 d s

 516 mm

アルミニウム床版の中立軸から鋼桁中立軸までの距離 a 738.5 mm

台座モルタルの高さ h 30 mm式(4.52)より，
Aa I  Is  a n nNT  
Aa 
Ia 
A

 As 
 I s    As a ads
n 
n
n

Es As

417.7  102 
78.30  104   34.75 108 
2.86
2.86 

417.7  102  
78.30  104 
417.7  102
195.6  102    34.75 108   195.6  102  738.5  516
2.86  
2.86 
2.86

200 103  195.6  102  8.727 108 N

2785
アルミニウム床版上板

a

ya

ds

ys

鋼桁

60

温度変化によって鋼桁に生じる応力は，鋼桁とアルミニウム床版の温度差を 10℃として，基準温度(20℃)から(a)，(b)に示す温度変化が生じた場合について計算する．
(a) ΔTs  20 ℃， ΔTa  30 ℃の場合
式(4.25)より， Δε T  12  20  23  30  106  450106
鋼桁上縁

y s  51.6 cm

式(4.54)より，

1200 103  738.5
 516
 sT  
23
8
3
4200 10  34.75 10  70  10  78.30  10
 195.6  10
8
6
  8.727 10   450 10 
 63.1 MPa

鋼桁下縁

ys  516mm


1200 103  738.5
  516
 sT  
23
8
3
4200 10  34.75  10  70  10  78.30  10
 195.6  10
8
6
  8.727 10   450 10 
 23.0 MPa(b) ΔTs  20 ℃， ΔTa  30 ℃の場合
ΔεT  12  20  23  30106  450106

鋼桁上縁

ys  516mm


1200 103  738.5
 516
 sT  
23
8
3
4200 10  34.75  10  70  10  78.30  10
 195.6  10
8
6
  8.727 10  450 10 
 63.1 MPa

鋼桁下縁

ys  516mm


1200 103  738.5
  516
 sT  
23
8
3
4200 10  34.75  10  70  10  78.30  10
 195.6  10
8
6
  8.727 10  450 10 
 23.0 MPa(3) 応力照査
温度変化に対する鋼桁の応力照査は，式(4.56)によって行う．許容応力度は，上フランジに対して 30%，下フランジに対して 15%の割り増しを行う．
上フランジに対する許容応力度

ζ sa  1.30 210  273.0 MPa

下フランジに対する許容応力度

ζ sa  1.15 210  241.5 MPa

61

断面 1-C

応力状態

鋼桁上縁

鋼桁下縁

①死荷重

54.4

54.4

②活荷重

138.8138.8③温度変化(a)

63.1

23.0

③温度変化(b)

63.1

23.0

①+②+③(b)256.3

216.2

許容応力

273.0241.5（単位：MPa）(Ⅳ) 温度変化に対するアルミニウム床版上板の応力照査(1) 応力計算④舗装，地覆，高欄の死荷重および活荷重によってアルミニウム床版上板に生じる応力
アルミニウム床版上板の板厚

t a  15 mm

鋼桁の中立軸の位置から鋼桁下フランジの下面までの距離

yl  516 mm

舗装，地覆，高欄の死荷重および活荷重に対して，アルミニウム床版と鋼桁とが非合成として算出された鋼桁下フランジの下面に生じる応力（断面 1-C）
ζ sD  ζ sL  32.7  138.8  171.5 MPa

舗装，地覆，高欄の死荷重および活荷重によってアルミニウム床版上板に生じる応力は，式(4.60)より，
15
15 
1

 1 
2  516 200 103  195.6  102  2  516 70  103  417.7  102 171.5
 AD   AL  

1
516
2.86
 516

1 

3
2
3
2
516 70  10  417.7  10
 516 200 10  195.6  10
 24.7 MPa⑤温度変化によってアルミニウム床版上板に生じる応力
温度変化によってアルミニウム床版上板に生じる応力は，鋼桁とアルミニウム床版の温度差を 10℃として，基準温度から(a)，(b)に示す温度変化が生じた場合について計算する．
(a) ΔTs  20 ℃， ΔTa  30 ℃の場合
式(4.25)より， Δε T  12  20  23  30  106  450106
アルミニウム床版上板上面

ya  7.5 mm式(4.55)より，

62



1
70  103  738.5
 7.5  AT   
2
3
8
3
4
200 10  34.75  10  70  10  78.30  10
 417.7  10
8
6
  8.727 10   450 10 
 9.2 MPa(b) ΔTs  20 ℃， ΔTa  30 ℃の場合
ΔεT  12  20  23  30106  450106

アルミニウム床版上板上面

ya  7.5 mm


170  103  738.5
 7.5  AT   
2
3
8
3
4
200 10  34.75  10  70  10  78.30  10
 417.7  10
8
6
  8.727 10  450 10 
 9.2 MPa

(2) 応力照査
温度変化に対するアルミニウム床版上板の応力照査は，式(4.57)によって行う．許容応力度は，15%の割り増しを行う．
アルミニウム床版上板の許容応力度

ζ Aa  1.15 59  67.9 MPa

断面 1-C

応力状態

上板上面④死荷重+活荷重

 24.7⑤温度変化(a)9.2⑤温度変化(b)9.2④+⑤(a)

 33.9

許容応力

67.9

（単位：MPa）(Ⅵ) 鋼桁のたわみの照査(1) 弾性ばねの算出
本橋の弾性ばねを算出するために，付録 A に従って FEM 解析を行った．
使用ソフト 汎用有限要素解析プログラム ANSYS
支間長 L

13.380m

載荷荷重 P

100kN

支間中央での鋼桁の中立軸位置のたわみ

3.80mm63

ヤング係数

ポアソン比

(MPa)

奥行き長さ
(mm)

アルミニウム床版

70×1030.32785

鋼桁上下フランジ

3

200×10

0.3

330

3

200×100.3

93

200×100.3

51.83

200×103

0.3

967

26.8×103

0.222

330

鋼桁ウェブ
スタッド
スタッドとアルミニウム
床版の交差部
充填モルタル

要素分割図

完全合成の場合に対する支間中央でのたわみ ν は次式で表される．
v 

PIs L
PL3

48Es I v 4Gs Asw I v

ここに，Iv  Is 

I a As Aa ads
n nAs  Aa

 34.75  108 

78.30  104 195.6  102  417.7  102  738.5  516
 6.664 109 mm42.86
2.86  195.6  102  417.7  102

64

Gs 



Es
21   s 200 103
 76.92  103 MPa
21  0.3 s ：鋼のポアソン比
Asw ：鋼桁ウェブの断面積

したがって，v 100 103  133803
100 103  34.75 108  13380
 4.00 mm
48 200 103  6.664 109 4  76.92  103  90.0  102  6.664 109

FEM によって計算された鋼桁のたわみは，完全合成の場合に対する鋼桁のたわみ（3.80mm）よりも小さい．したがって，本橋は完全合成（   ∞）である．
式(A.6)より，

Aa I  Is  a 
n 
n
k
2  ∞AIA As  a  I s  a   As a ads
n
n
n



E s As式(4.36)より，

v  1 

3  tanhL 2
1
  1.00(L 2) 
L 22 (2) たわみの計算
衝撃を含まない活荷重
P  100 1.125 0.639  0.361  212.5 kN

非合成の場合に対する鋼桁のたわみ
v0 

PL3
212.5 103 133803

48Es I s  Ea I a  48 200103  34.75108  70103  78.30104

式(4.38)より，
 
I  
Is  a   n  vv  1  1 
v 0
I

 
v
 

 
 

 

78.30  104 
8  34.75  10 
2.86
  1.00  15.26  7.96 mm
 1  1 

6.664 109
 


 



65



 15.26 mm

(3) たわみの照査
10m < L < 40m より，許容たわみ va L2
13.382 0.00895m → 8.95 mm
20000 20000v  7.96 mm < va  8.95 mm(Ⅶ) 温度変化による鋼桁の反りに対する照査
温度変化による鋼桁の反りは，式(4.65)より，
v T  

aL2
NT  T
8Es I s  Ea I a 
738.5 133802
  8.727108   450106
8  200103  34.75108  70103  78.30104

 



 



 9.3 mm

2 本の主桁の断面二次モーメントおよびアルミニウム床版の有効幅が等しいので，温度変化による各主桁に生じる反りの大きさも等しい．したがって，温度変化によって不等沈下は生じない．

10.3.5 垂直補剛材
使用鋼材は SM400 とする．
(1) 端補剛材
補剛材の板幅 b
b

ウェブ高
1000
 50 
 50  83 mm → 使用板幅を 100mm とする．
3030

補剛材の板厚 t
使用板幅 100 7.7 mm → 使用板厚を 9mm とする．
13
13

t

有効断面積 Av
Ag  2  9 100 2  9 108  3744mm2
A'  18001.7  3060mm2  Ag より，柱として働く有効断面積 Av は，3060 mm2 となる．

断面二次モーメント II

9  2 100 93
 684.7 104 mm412

有効座屈長 ll

ウェブ高 1000
 500 mm2266

断面二次半径 rr

I
6846997 47.3 mmAv3060

許容軸方向許容圧縮応力度 ζ ca
局部座屈を考慮しない許容軸方向圧縮応力度の上限値

ζ cao  140 MPa

局部座屈を考慮しない許容軸方向圧縮応力度
l 500
 10.6 より，  cag  140 MPa
r 47.3

局部座屈に対する許容応力度b 11.1 より，t cal  140 MPa

 ca   cag   cal  cao  140 MPa

許容軸方向許容圧縮応力度
軸方向圧縮応力度  c
ζc 

S 388.2 103

 126.9 MPa < ζ ca  140MPa
Av
3060(2) 中間補剛材
垂直補剛材の間隔 a
垂直補剛材の間隔を， 13380/ 12  1115mm とする．
補剛材の板幅 b

b

ウェブ高
1000
 50 
 50  83 mm
3030→ 使用板幅を 100mm とする．
使用板幅 100 7.7 mm1313

補剛材の板厚 tt

必要剛度 I v ,req

I v,req 

垂直補剛材の剛度 I v

Iv 

有効座屈長 ll

→ 使用板厚を 9mm とする．
2

bw t w 3
1000 9 3
 10004
4
γ v,req  8.0  
  42.65  10 mm
11
11
1115



tb 3 9  1003

 300.0  104 mm4  I v,req
3
3

ウェブ高 1000
 500 mm2
2

bw ：ウェブの板幅(mm)t w ：ウェブの板厚(mm)a ：垂直補剛材の間隔(mm)bγv , req ：垂直補剛材の必要剛比  8.0 
a

2

67

垂直補剛材の間隔照査
a 1115 1.115
bw 1000

水平補剛材を用いない場合，次式で照査する．
2
4
2


 bw   ζ  
η


 1

 


2 
 100t   345 
77  58bw a  
w 






ζ ：ウェブの縁圧縮応力度(MPa)η ：ウェブのせん断応力度(MPa)

距離 (m)

bw (mm)t w (mm)

a (mm)ζ (MPa)η (MPa)

照査式

0.000

1000

9

1115

0.0

43.2

0.19  1

1.115

1000

9

1115

57.2

38.6

0.19  1

2.230

1000

9

1115

104.034.0

0.25  1

3.345

1000

9

1115

140.429.4

0.34  1

4.460

1000

9

1115

166.524.8

0.42  1

5.575

1000

9

1115

182.1

20.1

0.46  1

6.690

1000

9

1115

187.315.5

0.47  1

10.3.6 温度変化による桁端の移動量(1) 温度変化による桁端の鋼桁下フランジの水平変位 u sT
支間長 L  13380mm， λ  ∞，温度変化は 10 ～50℃（普通の地方），温度差 ΔT  60 ℃，
NT  8.727108 N， yl  516 mm式(4.70)より，合成度

 L 
t anh  2   1.00
T  1 L
2

式(4.71)より，


 1

ayl

T  12
usT  10 6 T  11NT 

L



 Es As Es I s  Ea I a 1
783.5  516
 106  60   11  8.727 108   1.00  1
3
2
3
8
3
4 
200

10

195
.
6

10
200

10

34
.
75

10

70

10

78
.
30

10










1
783.5  516
 60  11  8.727108  1.00  12 13380
3
2
3
8
3
4 
 20010 195.6 10 20010  34.7510  7010  78.3010 







 7.4 mm68

(2) 温度変化による桁端のアルミニウム床版上板の水平変位 uaT式(4.76)より，
11NT

uaT  10 6 T 
T  23L Ea Aa 11  8.727 108 106  60  
 1.00  23  13380 15.8 mm
32
 70  10  417.7  10(3) 活荷重による桁端の鋼桁下フランジの水平変位 u sL
式(4.44)より，




2 
1

u  1 
1

2 

L

 L   cosh 2  
 2   1.00式(4.29)より，
Aa
ds
n
c
A 
I 
A

 As  a  I s  a   As a ads
n 
n
n

As

417.7  102
 516
2.86


417.7  102  
78.30  104 
417.7  102
 195.6  102   34.75  108   195.6  102  738.5  516
2.86  
2.86 
2.86

195.6  102 

 6.48104 1/mm
v0  15.26 mm式(4.45)より，


 
 c
 
 3v0 I a  ylcaylu 

u sL 
 I s  
I
I
L 
n 
A

Is  a  s Is  a  n n  

 3  15.26 
78.30  104   34.75  108 
13380
2.86 







4
4


516
 6.48  10  6.48  10  738.5  516   1.00
4
 195.6  102
78.30  104 
 34.75  108  78.30  10
34.75  108 


2.86
2.86





 1.3 mm

69

(4) 活荷重による桁端のアルミニウム床版上板の水平変位 u aL
式(4.49)より，
uaL 



3v0cnIs  I a 
u
LAa





3  15.26  6.48 104  2.86  34.75 108  78.30  104
 1.00  0.5 mm
13380 417.7  102(5) 温度変化および活荷重による桁端の下フランジの移動量 ΔLs

Ls  7.4  2 1.3  10.0 mm(6) 温度変化および活荷重による桁端のアルミニウム床版上板の移動量 ΔLaLa  15.8  2  0.5  16.8 mm

10.3.7 頭付きスタッドの配置
主桁上のスタッドの配置を下図に示す．スタッドの橋軸直角方向の中心間隔は 100mm（＞52mm），スタッドの幹と鋼桁上フランジ縁との純間隔は 54mm（＞25mm）である．式(6.1)よりスタッドの長さは，l  h

H200
 30 
 130mm → スタッドの長さは 150mm とする．
2
2
13980
320

320

320

320

450

320

320

320

320

450

320

320

320

450

320

320

150

1032

280

320

100 100
54
54

450

330

95 125 290
140 6010.4 端横桁および端ブラケット
端横桁を充腹式として，その剛度を本文の式(4.81)，端ブラケットの剛度を式(4.82)によって決める．
端横桁に必要な剛度と断面二次モーメントは，
E・I  3759 3.61.8906  42.3  103 kN･m2
I

42.3  103
2  108

 2.12  104 m470

端ブラケットに必要な剛度と断面二次モーメントは，
E・I  106.26  (1.3  0.6  0.25)1.5397  31.1  103 kN･m2
I

31.11032 108

 1.555104 m4

端横桁の断面寸法
断面

A

y

Ay

Ay2

I0

mm×mm

cm2

cm

cm3

cm4

cm4

UF

520×10

52.0

24.5

1274

3.12×104Web

480× 9

43.2

0.0

0.0

0.0

部材

LF

260×10

26.0

24.5

637
 Ay  637

As  121.2

合計

1.561×10

ウェブ中央から中立軸位置までの距離



8294
4



 Ay2  I 0  5.51×104δ s  Σ ( Ay) As  5.26 cm

端横桁の断面二次モ－メント
I  5.51 104  As δ s 2  5.17  104 cm4  5.17  104 m4 ＞ 2.12  104 m4

10.5 地覆鉄筋の照査
設計荷重
支柱断面 139.8φ×4.5（STK400）
断面係数 6.269×104 mm2支柱の抵抗モーメント
柱間隔

M r  1.7 140 6.269104 / 106  14.92 kN･m

B  1.730 m

作用モーメントM r  14.92 1.730  8.624 kN･m / m

断面照査
地覆幅 600 mm
鉄筋かぶり 60 mm
支柱間隔あたりの U 字鉄筋の本数

4本

単位長(1m)あたりの U 字鉄筋の本数n  4 1.730  2.312本

鉄筋断面積 As  As '  387.1 2.312  895.0 mm2
U 字型鉄筋 D22 取付部のねじを M20 とすると，ねじ部有効断面積 An  245 mm271

鉄筋応力計算
地覆厚

H

mm

600

地覆単位長さ

B

mm

1,000

As1

mm2

895.0

D22@320

As2

2

mm

895.0

D22@320

ds1

mm

60.0

ds2

mm

540.0

鉄筋断面積

圧縮縁からの距離
弾性係数比n

鉄筋の総断面積

ΣAsi

mm2

17.901×102

鉄筋の一次モーメント

ΣAsi×dsi

mm3

537.02×103

中立軸

x

mm

102.9

断面二次モーメント C

Ic

mm4

3.6303×108

断面二次モーメント As1

IAs1

mm4

0.2469×108

断面二次モーメント As2

IAs2

mm4

25.652×108

総断面二次モーメント

ΣI

mm4

29.529×108

断面係数（コンクリート）

Kc

mm3

28.701×106

断面係数（圧縮鉄筋）

Ks1

mm3

4.5904×106

断面係数（引張鉄筋）

Ks2

mm3

0.4504×106

作用曲げモーメント

M

kN･m

8.624

コンクリート応力

σc

2

N/mm

-0.3

<

-12.0

σck=24鉄筋応力 1

σs1

N/mm2

-1.9

<

300

SD345

鉄筋応力 2

σs2

N/mm2

19.1

<

270

SD345

ねじ部応力

σs2’

N/mm2

30.3

<

270

SD345

15

許容値は衝突荷重による割増し 1.5 を考慮

72

参考文献
1) http://www.mlit.go.jp/kisha/kisha06/06/060601_2/14.pdf2) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説，I 共通編 II 鋼橋編，2002．
3) 大倉一郎，萩澤亘保，岩田節雄，北村幸嗣：アルミニウム橋実現のための技術開発，軽金属，軽金属学会，第 54 巻，第 9 号，pp.380-387，2004．
4) 大倉一郎，萩澤亘保，鳴尾亮，戸田均：摩擦攪拌接合で製作されたアルミニウム床版の疲労特性，土木学会論文集，No.703/I-59，pp.255-266，2002．
5) 日本アルミニウム協会，土木構造物委員会：アルミニウム合金土木構造物の摩擦攪拌接
合部の品質検査指針(案)，2008．
6) 大倉一郎，岡田理，萩澤亘保，大澤章吾：開閉断面のアルミニウム床版の開発，構造工学論文集，Vol.51A，pp.1219-1227，2005．
7) 大倉一郎，萩澤亘保，中原太樹，岡田理，山口進吾：アルミニウム床版と鋼主桁との連結部の静的および疲労挙動，鋼構造年次論文報告集，第 11 巻，pp.199-206，2003．
8) 大倉一郎，西田貴裕：アルミニウム合金板摩擦接合継手の疲労特性，ALST 研究レポート，No.8，2009．
9) 大倉一郎，筒井将仁：地覆定着のためのアルミニウム床版の引抜強度，ALST 研究レポート，No.4，2008．
10) 萩澤亘保，大倉一郎，花崎昌幸，大西弘志，佐藤正典：アルミニウム合金材の母材と摩擦攪拌接合部の疲労強度に腐食が与える影響，土木学会論文集 A，Vol.62，No.3，
pp.478-488，2006．
11) 萩澤亘保，大倉一郎：アルミニウム合金 A6005C-T5 の母材と摩擦攪拌接合部の疲労強度に応力比が与える影響，土木学会論文集 A，Vol.65，No.1，pp.117-122，2009．
12) 大倉一郎，長尾隆史，萩澤亘保：アルミニウム床版の移動トラックタイヤ載荷疲労試験
による疲労耐久性評価，構造工学論文集，Vol.56A，pp.1217-1226，2010．
13) 塚本健三，末廣本治，中林章，大隅心平：アルミニウム合金製橋梁－JR 川棚駅前広場
自由通路橋，橋梁＆都市 PROJECT，第 38 巻，第 6 号，pp.4-8，2002．
14) 島貫繁吉，山口進吾：資源循環型床版の施工－リサイクル材を利用したアルミニウム合
金製床版，橋梁＆都市 PROJECT，第 37 巻，第 11 号，pp.5-11，2001．
15) 山田雅義，武本頼和：アルミ床版による新加古川大橋拡幅について，大阪大学，阪大フ
ロンティア研究機構，第 1 回アルミニウム合金構造物実現のためのシンポジウム，
pp.26-27，2004．
16) 近藤俊行，北山暢彦，大隇心平，岡本信人，大倉一郎：アルミニウム床版に適用する舗
装材料の性能確認実験，アルミニウム橋研究会，2006 年度講演概要集，2006．
17) 大倉一郎，石川敏之，筒井将仁，大澤章吾：トラックタイヤの接地形状がアルミニウム
床版の板曲げ応力に与える影響，土木学会論文集 A，Vol.63，No.4，pp.655-666，2007．

7318) 日本道路協会：鋼道路橋の疲労設計指針，2002．
19) 石川敏之，筒井将仁，大倉一郎：複輪トラックタイヤ載荷によってアルミニウム床版に生じる板曲げ応力，第 6 回道路橋床版シンポジウム論文報告集，土木学会，pp.87-92，
2008．
20) 日本アルミニウム協会，土木構造物委員会：アルミニウム合金土木構造物設計・製作指針案（第 1 次改定試案），1998．
21) 大倉一郎，萩澤亘保，花崎昌幸：アルミニウム構造学入門，東洋書店，2006．
22) 日本アルミニウム協会，土木構造物委員会：6000 系アルミニウム合金土木構造物の母材および摩擦攪拌接合部の疲労設計ガイドライン，2010 年 9 月版．
23) 大倉一郎，原田祐樹，萩澤亘保，長尾隆史：道路橋用アルミニウム床版の適用支間長，
ALST 研究レポート，No.9，2009．
24) アルミニウム建築構造協議会：アルミニウム建築構造製作要領 アルミニウム建築構造
物製作工場認定規定および基準・同解説，pp.39-50，2003．
25) 萩澤亘保，大倉一郎：鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手のすべり係数と鋼製高力ボルトの軸力低下，ALST 研究レポート，No.7，2009．
26) 大倉一郎，萩澤亘保，長尾隆史：アルミニウム合金板摩擦接合継手における鋼製高力ボ
ルトの軸力低下，構造工学論文集，Vol.56A，pp.827-837，2010．
27) 萩澤亘保，長尾隆史，大倉一郎：道路橋用アルミニウム床版の ECC 台座のひび割れ抵
抗試験および疲労試験，ALST 研究レポート，No.20，2010．
28) JHS 312：無収縮モルタル品質管理試験方法，1999．
29) 大倉一郎，石川敏之，高木眞広，武野正和：アルミニウム床版と鋼桁の合成作用，構造工学論文集，Vol.55A，pp.1172-1181，2009．
30) 石川敏之，高木眞広，大倉一郎，武野正和：アルミニウム床版－鋼桁橋の合成挙動および温度変化応力，第 7 回複合構造の活用に関するシンポジウム，土木学会，複合構造委
員会，CD，No.63，2007．
31) 大倉一郎，稲見豪：開閉断面アルミニウム床版と鋼桁との合成作用，ALST 研究レポート，No.13，2010．
32) 大倉一郎，高木眞広，石川敏之：アルミニウム床版－鋼桁橋の合成作用および温度変化
により応力と反り，ALST 研究レポート，No.5，2008．
33) 日本アルミニウム協会，土木構造物委員会：アルミニウム合金土木構造物の摩擦攪拌接
合部の品質検査ガイドライン，2010 年 9 月版．
34) 萩澤亘保，長尾隆史，大倉一郎：移動トラックタイヤ載荷試験による道路橋用アルミニ
ウム床版の疲労耐久性評価，ALST 研究レポート，No.18，2010．
35) JIS K 5600-5-5：塗料一般試験方法－第 5 部 塗膜の機械的性質－第 5 節 引っかき硬度（荷重針），1999．
36) JIS B 1186：摩擦接合用高力ボルト・六角ナット・平座金のセット，2007．

7437) JIS Z 2371：塩水噴霧試験方法，2000．
38) JIS K 5600-7-7：塗料一般試験方法－第 7 部 塗膜の長期耐久性－第 7 節 促進耐候性及び促進耐光性（キセノンランプ法），2008．
39) 本州四国連絡橋公団：橋面舗装基準(案)，1983．
40) 日本道路協会：舗装設計便覧，2006．
41) 土木学会：コンクリート標準示方書 施工編，2007．

75

付録 A 水平せん断バネの算定方法
ここで述べる水平せん断バネの算定方法は文献 31)で示されたものである．詳細は同文献を参照されたい．
アルミニウム床版を有する鋼桁が単純支持され，支間中央に集中荷重を受ける場合に対する鋼桁のたわみを平面応力状態の弾性平面問題として FEM 解析によって解く．有限要素
分割の例を図 A.1 に示す．アルミニウム床版の奥行き長さは全有効幅である．水平せん断
バネを小さく評価するためにモルタル台座を考慮しない．アルミニウム床版上板と鋼桁上フランジとの間に生じる水平せん断力は，頭付きスタッド（緑色の部分）の右側とアルミニウム床版のウェブ（水色の部分）との間に挟まれた充填モルタル（黄色の部分）に生じる圧縮力によって伝達される．支間中央における対称性より，支間の左側半分が要素分割されている．鋼桁の垂直補剛材と支点上のソールプレートは考慮しなくてもよい．
アルミニウム床版，頭付きスタッド，充填モルタル，モルタル台座，鋼桁の異種材料間の界面の節点を全て共有させる．頭付きスタッドの桁長手方向の長さは頭付きスタッドの直径と同じで，頭付きスタッドの奥行き長さは，頭付きスタッドの総本数の断面積に等しい長さとする．頭付きスタッドとアルミニウム床版が交差する部分の奥行き長さは次の計算によって，アルミニウム床版の下フランジの奥行き長さを等価な頭付きスタッドの奥行
き長さに置き換え，これを頭付きスタッドの奥行き長さに加えたものとする．
bs EaBe  bo 
Es

ここに，

bs

(A.1)

：頭付きスタッドの奥行き長さ

Be ：アルミニウム床版の全有効幅
bo：頭付きスタッドを挿入するためにアルミウム床版の下フランジに設けられた開口の奥行き長さ

Ea , E s ：それぞれ，アルミニウム床版と頭付きスタッドのヤング係数
P 2

図 A.1 アルミニウム床版を有する鋼桁の有限要素分割76図 A.1 に示すように，集中荷重を受けるアルミニウム床版の中空部の充填モルタルを全て考慮し，この中空部の幅に， P 2 の荷重を等分布載荷で与える．ここで， P は荷重の大きさである．
鋼桁の中立軸上の節点が与えるたわみを次式の vx  に代入し，このたわみを満たす  の値を数値計算によって求める．

vx   vm x   vq x 

(A.2)

ここに，


 1  ca



P
1

ca
ca
sinh

x




3
2
v m ( x) 

x

L

x

ca





L
2E s I s  E a I a  
6
2 


 8
3 cosh  
 2  


(A.3)





PEs I s


sinh

x




vq x  
1

ca
x

ca


2Gs Asw E s I s  E a I a   L   cosh 
 2  


(A.4)

Gs 

Es
：鋼のせん断弾性係数21   s (A.5)

 s ：鋼のポアソン比
Asw ：鋼桁ウェブの断面積

FEM 解析においては中立軸が支点上でわずかなたわみを生じるので，このたわみを除去したものを vx  に用いる．
得られた  の値を次式に代入して水平せん断バネ k の値を求める．

Aa 
I 
 Is  a 
n 
n
k
2
A 
I 
A

 As  a  I s  a   As a ads
n
n
n



E s As(A.6)

水平せん断バネ k の桁長手方向の分布を描き，直線性を示す部分を支間中央に向かって直線外挿し，支間中央の位置の値を水平せん断バネとして採用する．

77

付録 B アルミニウム床版の製作
アルミニウム床版ユニットおよび添接板の製作フローを図 B.1 に示す．

床版形材とボルト接合継手
形材の両面摩擦攪拌接合孔などの加工

仕切り板の製作と設置･両面摩擦攪拌接合･バリ削除･無収縮モルタル注入開口･スタッド挿入開口

添接板の加工･面取り･ブラスト処理･仕切り板の連結･設置，シーリング･無収縮モルタル接触面の塗装

完成

図 B.1 アルミニウム床版ユニットおよび添接板の製作フロー(1) 床版形材とボルト接合継手形材の両面摩擦攪拌接合
ここでは，例として，図 5.2 に示す 4 本の押出形材で構成されるアルミニウム床版ユニットの両面摩擦攪拌接合について述べる．その他の本数からなるアルミニウム床版ユニットの場合も，以下に述べる方法に準じる．
床版形材とボルト接合継手形材を裏返しにして上フランジ端同士を突き合わせて固定し，最初に裏面から摩擦攪拌接合を行う．裏面の摩擦攪拌接合後のアルミニウム床版ユニットの半分を図 B.2，摩擦攪拌接合の状況を図 B.3 に示す．摩擦攪拌接合後，回転ツールをエンドミルと差し替えて，摩擦攪拌接合で生じたバリを削除する．裏面の摩擦攪拌接合終了後，
上下を逆にして表面の摩擦攪拌接合を行う．同様に，摩擦攪拌接合後，回転ツールをエンドミルに差し替えて，摩擦攪拌接合で生じたバリを削除する．両面摩擦攪拌接合終了後のアルミニウム床版ユニットの半分を図 B.4 に示す．半分のアルミニウム床版ユニットの床版形材の上フランジ端同士を突き合わせ，両面摩擦攪拌接合することによりアルミニウム
床版ユニットを製作する．
(2) 孔などの加工
無収縮モルタル注入開口，スタッドを挿入する四角形の開口およびボルト接合継手形材のボルト孔の加工を行う．
(3) 仕切り板の製作と設置
板厚 2mm の A5052P-H32 または H34 の 2 枚の板を，直径が 6mm の 3 本の A5056-H112

78

の棒で連結する．アルミニウム床版ユニットの完成後，頭付きスタッドが挿入される部分に仕切り板を設置する．床版形材の内面と接する仕切り板の周囲には，無収縮モルタルが漏れないようにシールを施す．アルミニウム床版の中空部内面の仕切り板間，アルミニウ
ム床版の下フランジが台座モルタルと接触する部分，およびアルミニウム床版上板がコンクリート製地覆と接触する部分に，アルカリ腐食を防止するために塗装を施す．裏返しにされたアルミニウム床版ユニットの完成品を図 B.5 に示す．
(4) 添接板の加工
厚さ 10mm の A6061-T6 の平板形材のすべての辺に対して 1mm 程度の面取りを行った後，ボルト孔を開け，片面にブラスト処理を行う．マスキングなどにより，辺から 5mm の範囲にはブラスト処理は行わず，その内部寄りに施す．ブラスト処理により，表面の粗さをRz20μm 以上にする．加工後の添接板を図 B.6 に示す．

図 B.2 裏面摩擦攪拌接合

図 B.3 摩擦攪拌接合状況

図 B.4 両面摩擦攪拌接合

図 B.5 アルミニウム床版ユニット

図 B.6 添接板
79

付録 C 摩擦攪拌接合の特徴
摩擦攪拌接合は 1991 年に英国の溶接研究所(TWI)で考案された新しい接合法である．ミ
グ溶接のような溶融凝固を伴わないので，摩擦攪拌接合は固相接合方法に属する．摩擦攪拌接合には，以下に示す長所がある．
(1) 入熱量が尐ないため，残留変形が小さい．
(2) 溶融凝固を伴わないため，接合部の結晶粒が粗大化しにくい．
(3) 機械制御で接合されるため，接合部の品質が安定している．
(4) 接合する母材同士の材質と調質の組合せに制限がない．
(5) 溶加材が不要である．
(6) 騒音，スパーク，ヒュームなどの環境影響要因がほとんどない．
摩擦攪拌接合を行う際には，以下に示す注意が必要である．
(1) 突合せ部の両母材の板厚を等しくしなければならない．突合せ部の両母材の板厚が異なる場合には，厚い方の母材の板厚を切削するなどして，薄い方の母材の板厚と等しくする必要がある．
(2) 摩擦攪拌接合部の板厚は，元厚より減尐する．
(3) 接合の際，母材の接合部周辺の油，汚れなどを除去しなければならない．

80

付録 D1

フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの締結要領

フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトは，不適切な取り扱いおよび締結により被膜に損傷が生じると，耐久性が低下するので，取り扱いおよび締結の際には，以下の要領に従わなければならない．
(1) 締結工具① フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトを締結する際には，インパクト
レンチを使用してはならない．パイプレンチなどの鋭利な工具も使用してはならない．
② トルクレンチおよびトルクメーターの付いた油圧式レンチ（ナットランナー）など，トルク管理のできる工具を使用する．
③ ソケットは六角ソケットを使用することを推奨する．
④ 平面がナットの平面と一致しないソケットおよびレンチは使用してはならない．
(2) 締結および施工方法
被締結材を締結する前に，必ず現場でキャリブレーションを行ない，その時決定された締付トルク値を本締めの際のトルク値とする．施工フローを図 D1.1 に示す．

ボルトをセット

1 次締め

マーキング

ﾅｯﾄﾗﾝﾅｰ締結後上塗塗装

本締め
ﾅｯﾄﾗﾝﾅｰ

確

認

共廻り有無

最終確認

図 D1.1

施工フロー

次の注意事項を遵守しなければならない．
① 締結個所においてボルトとナットをセッティングする前に，添接板表面を充分に清掃する．
② ボルト孔にボルトを通す時，ボルトに傷や窪みができないように注意する．ハンマーで叩き入れたり，強い衝撃を与えてボルト孔に通してはいけない．
③ 座金には，両面がローレット加工されたものと，ローレット加工されてないものがある．ナット締めの場合にはボルト頭部側に，ボルト頭部締めの場合にはナッ
ト側にローレット加工された座金を使用しなければならない．

81

(3) 締結後の上塗塗装
締結後の上塗塗装に使用する材料の例を図 D1.2 に示す．

(b) フッ素樹脂皮膜用
専用塗料液(a) 下地用塗料(c) 清浄化用備品と刷毛図 D1.2 締結後の上塗塗装に使用する材料
締結後の上塗塗装の施工要領を以下に示す．
①

表面の清浄化（図 D1.3）
ボルト，ナットおよび座金の表面を，ウエスや布ブラシでごみなどを完全に除去して清浄にする．その後，布地で表面を拭き取り乾燥させ，油脂分・埃などが無いようにする．

② 下地塗装（図 D1.4）
高濃度亜鉛末塗料を使用前に充分攪拌したのち，刷毛塗りにより被膜露出部
全域を塗装する．塗料の調整は，塗料メーカーの要領に従わなければならない．
③ フッ素樹脂皮膜用専用塗料液（図 D1.5）
専用塗料液は 2 液混合型塗料を用いる．下地塗料液を塗装後約 2 時間乾燥させる．フッ素樹脂皮膜用専用塗料液の 2 液を原液：硬化剤＝8：1 の比率で使用直前に必要量のみ混合し，充分に攪拌した後，被膜露出部全域を塗装する．専用塗料液の 2 液混合後，約 8 時間で液は硬化する．
フッ素樹脂皮膜用専用塗料液は，塗布から 2 時間経つと被膜はへこみや跡がつかない程度に硬化し，指で触ることができる．24 時間後には，被膜は完全に硬化する．その間は湿気やオイルなどから離して保管する．

図 D1.3 上塗塗装前の状態

図 D1.4 下地塗料の塗装

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図 D1.5 専用塗料液による上塗り

付録 D2フッ素樹脂でコーティングされた鋼製高力ボルトの補修要領

経年変化後にボルト表面に錆が発生した場合に対する補修要領を次に述べる．
(1) 使用材料
付録 D1 に示す締結後の上塗塗装と同じ材料である（図 D1.2 参照）．
(2) 補修要領
損傷個所から既に錆びが発生している場合，真鍮ブラシで錆層を除去した後，ウエスなどで清浄する．表面が乾燥していることを確認した後，直ちに付録 D1 の(3)の締結
後の上塗塗装と同じ施工を施す．施工フローを図 D2.1 に示す．

(a) 錆発生状態(b) 真鍮ブラシによる錆層の除去(c) 錆を除去した後の表面状態(d) 補修後の状態

図 D2.1 施工フロー83

付録 E 舗装の施工
アルミニウム床版の舗装の施工例について述べる．
(1) 舗装材料
舗装構成を図 E.1 に示す．基層に 5mmTop のエポキシアスファルト混合物，表層に13mmTop の排水性アスファルト混合物を使用し，基層厚 40mm，表層厚 35mm としている．
(2) アルミニウム床版の表面の処理
アルミニウム床版上面に塵埃，油脂などが付着しているとアルミニウム床版と防水層との接着性に悪影響を及ぼすので，高水圧洗浄機でアルミニウム床版上面の塵埃を除去する．
次に，アセトン系脱脂洗浄剤により汚れを除去する．その後，アルミニウム床版上面が乾燥するまで放置する．
(3) 防水工
防水層にはゴム溶剤型塗膜系防水層を使用する．防水層の施工の様子を図 E.2 に示す．
(4) 基層工
基層材料にはエポキシアスファルト混合物を使用する．舗装の敷き均しおよび転圧の状
況を図 E.3 と E.4 に示す．
(5) タックコート工
基層仕上り後，表面温度が下がるまで放置し，タックコートを施す．施工時の様子を図 E.5 に示す．
(6) 表層工
表層材料に排水性アスファルト混合物を使用する．舗装の敷き均しおよび転圧の状況を
図 E.6 と E.7 に示す．

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表層（排水性ｱｽﾌｧﾙﾄ混合物(13)）,舗装厚35mm
基層（ｴﾎﾟｷｼｱｽﾌｧﾙﾄ混合物(5)）,舗装厚40mm

アルミニウム床版

図 E.1 舗装構成

図 E.2 防水工

図 E.3 基層の敷き均し

図 E.4 基層の転圧

図 E.5

図 E.6 表層の敷き均し

図 E.7 表層の転圧

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タックコート工

防水層