技報第 24 号

2007

連続合成桁コンクリ−ト床版における膨張材による引張応力の抑制効果
阪神高速道路(株)阪神高速道路(株)阪神高速道路(株)技術部技術審査・品質管理グループ 寺岡
京都建設部調査設計・審査グループ 谷口
京都建設部調査設計・審査グループ 足立

正人
信彦
幸郎

………………………………………………………………………………
要

旨

連続合成Ｉ桁は，床版に主桁の一部としての機能も期待することによりコスト縮減が可能であり，床版の適切な設計手法の確立による信頼性の向上に伴い，近年の実橋において多数採用される傾向にある。油小路線において，設計の合理化、コスト縮減の観点から鋼６径間連続合成Ｉ桁を試験採用することとなり，設計の結果，一部の中間支点部において死荷重時にひび割れを許容しないこととする為，膨張コンクリ−ト床版を採用することとなった．本研究では，当社で初めての連続合成Ｉ桁であること及び初めて膨張コンクリ−ト床版を採用することから中間支点部と施工ブロック端における応力計測を実施し，連続合成桁床版における膨張コンクリ−トの膨張効果について調査を行った．
調査の結果，収縮補償程度の膨張コンクリ−トであっても引張応力の低減に効果的であることが確認できた．

キ−ワ−ド：連続合成 I 桁，膨張ｺﾝｸﾘ-ﾄ床版膨張ｺﾝｸﾘ-ﾄ床版，引張応力及びひび割れ抑制

はじめにための防水層の設置，床版鉄筋における許容応力度の低減などを実施することにより，所定の強合成桁は，鋼桁とコンクリ−ト床版を頭付スタ

度・耐久性を有する床版の設計手法が確立された．

ッドジベルにより剛結させることで床版を設計上

以上のように，床版の信頼性が向上したことかの主桁構造の一部と考える桁構造であり，より経

ら，コスト縮減が可能な連続合成 I 桁は，近年の済的な設計が可能であることから，日本において実橋において多数採用される傾向にある．

も１９６０年代を中心に架橋実績が増加していた．

今般，京都市道高速道路２号線の一部区間におしかし，１９７０年代に重量違反車両の増加やいて，コスト縮減を目的として６径間鋼連続Ｉ桁

交通量の増大などによると考えられるＲＣ床版の１連に連続合成桁を採用するに当たり，負曲げがひび割れ・陥没破壊が確認されるに従い，床版を作用する中間支点部において，死荷重時にひび割

桁構造の一部と考える合成桁床版では，床版が一れ発生を許容しないことを設計条件とするため，度損傷した場合，桁全体の安定性が崩れるばかり

膨張コンクリ−ト床版を採用することとなった．

でなく，その補修が困難であることから採用が見本研究では，当社で初めての連続合成Ｉ桁であ送られてきた．

ること及び初めて膨張コンクリ−ト床版を採用す

その後，床版の研究が進み，疲労損傷に対応することから中間支点部と施工ブロック端におけるるだけの床版厚・鉄筋量の確保，雨水浸透防止の応力計測を実施し，連続合成桁床版における実橋

レベルでの膨張コンクリ−トの引張応力の抑制

設計の結果，Ｐ81・Ｐ85 支点の G１・G7 桁上効果（以下、膨張効果という）について調査をにおいて死荷重時のコンクリ−トの引張応力が，行った．

設計圧縮強度 36N/mm2 のコンクリ−トを採用しても許容値を上回り，活荷重時のひび割れ幅につ

１．対象橋梁の構造及び計測の概要

いてはすべての外桁，内桁において許容ひび割れ
幅 0.2mm を満足できないことが判明した（表‑1

1‑1

対象橋梁の構造諸元参照）．そこで，桁のフランジ断面の増加による

橋梁形式；鋼６径間連続合成Ｉ桁橋

応力低減を検討したところ，大幅な鋼重増となり

橋長；237.7m(36.2+3×40+41.1+40.4m)

不経済であることから，近年，他団体で採用実績

幅員

；19 m

のある膨張材を用いることにより乾燥収縮ひずみ

設計荷重；B 活荷重

を 200μから 150μに緩和することで，設計条件

床版厚 ；25 cm

を満足することとした．

支承形式；機能分離支承

設計段階における膨張材の添加量の検討としては，一般的に膨張材による膨張量は添加量に比例

1‑2 設計の概要

すること，鉄筋量の平方根に比例することが知ら
１）

本橋梁は，「連続合成桁設計の手引き」に基表‑1 詳細設計時の設計計算結果

づき設計を行い，死荷重載荷時にコンクリ−トにｺﾝｸﾘ-ﾄの引張応力（死荷重時）
σｔ（N/mm2）

ひび割れを生じさせないこと，活荷重載荷時にひび割れ幅が 0.2mm を上回らないことを条件とし

P８２て設計を行った．一般図を図‑1 に示す．

膨張材未使
用
A

膨張材使用
B

膨張効果
C=A-B

膨張材未使用
D

膨張材使用
E

2.44
1.78
2.22
1.38
2.16
1.45
1.98
1.41
2.52
1.86

2.30
1.76
2.11
0.93
2.04
1.44
1.88
1.32
2.37
2.10

0.14
0.02
0.11
0.45
0.12
0.01
0.10
0.09
0.15
-0.24

0.229
0.217
0.247
0.211
0.226
0.200
0.227
0.210
0.215
0.198

0.199
0.178
0.191
0.153
0.187
0.151
0.181
0.154
0.186
0.161

外桁（G７）
内桁（G４）
外桁（G７）
内桁（G４）
外桁（G７）
内桁（G４）
外桁（G７）
内桁（G４）
外桁（G７）
内桁（G４）

P８１

P８３
P８４
P８５

ひび割れ幅照査
活荷重時 （mm)※は、許容値ｵ-ﾊﾞ-を示す。

40,00041,100

許容値
σta=2.39

橋長 237,650
支間長

油P76

打設間隔
打設順序

40,00036,200

油P81

20,80040,000

油P83

油P82

20,400⑦5,600 ①⑧ 計測対象断面：２断面

20,00020,00020,00020,000③⑤①④

20,000②

40,350

油P86

油P84

③

油P85

20,35020,40020,35025,000⑥②③ 計測対象断面：２断面

５００

５００

中間支点上 断面
凡例 ○；中間支点上 △；施工ブロック端

測点

5,890

⑨

；膨張コンクリート

コンクリート施工ブロック端 断面※ 赤は支点上、黒は床版支間中央を示す。

図‑１ 対象橋梁一般図及び計測概要図

F=D-E

0.030
0.039
0.056
0.058 許容値
0.039 0.2mm
0.049
0.046
0.056
0.029
0.037

表‑2 膨張コンクリ−トの配合設計
呼び強度 スランプ 骨材寸法 セメント種別20
普通
単位量（kg/m3）

W/C
（％）
41

36

8

水

セメント

細骨材

粗骨材

AE減水剤

160

360

771

992

3.9

いて橋軸方向の鉄筋ひずみとコンクリ−トひずみ
S/a
（％）
44.9

（床版支間中央部のみ）を計測することとした．

膨張材
（ＣＳＡ）
30

る中間支点 G7 桁上においても橋軸方向の鉄筋ひ尚，設計段階で最も大きな引張応力が発生していずみを測点し，発生応力を計測することによってれており，膨張材の効果を高めようとすれば，膨設計応力と比較することとした．また，施工ブロ

張材の添加量を増やすことが考えられるが，膨張ック端においては，橋軸直角方向のひずみも測定

材の添加量を多くすると膨張反応による結晶体がすることで，支間中央部のコンクリ−トによる橋多くなり，将来的なコンクリ−トとして強度低下

軸直角方向の中間支点部のコンクリ−トに対するなどの懸念があることから，今回の設計では PC

拘束の影響も確認した（図‑1 参照）．

床版での施工試験を行った報告（膨張材の添加量
30kg/m3 で 80μのひずみ抑制効果）2）を参照し

計測期間は，中央分離帯及び高欄打設完了時までとした．

て従来の収縮補償コンクリ−トとして示されている 30kg/m3 とした．

1‑4 計測の方法
表‑3 及び表‑4 に選定した測点と計測器の設置

1‑3 計測の方針数を示す．床版に発現するコンクリ−トのひず

その後，床版の設計条件の見直しを行ったとこ

みは，主に鉄筋に貼付した溶接型ひずみゲ−ジ

ろ，「連続合成桁設計の手引き」に示される死荷（写真‑2）で計測した鉄筋のひずみによって評重載荷時にひびわれを生じさせないこととは床版

価した．また，床版支間中央においては，鉄筋防水工施工時までにひび割れを生じさせないこと

ひずみに加えて，埋込み型ひずみ計（写真‑2）と解釈すると，後死荷重のうち壁高欄・中央分離を用いてコンクリ−トひずみを直接計測した．

帯荷重のみを考慮すればよいと考えられ，詳細設

また，打設条件が同じ膨張コンクリ−トと普通

計時に死荷重として考慮されている裏面板荷重

コンクリ−トの硬化初期段階における基本性状（全死荷重の 10％）を考慮しないこととすれば，を確認する目的で，各々のコンクリ−トの打設応力の超過率が最大でも 5％程度である本設計でブロックを 1 箇所選定し，無応力容器で周囲とは膨張コンクリ−トを用いなくても許容応力を満の縁切りを行い，その中に埋込型ひずみ計を設足することとなり，普通コンクリ‑トを採用する

置して無拘束状態でのコンクリ−トひずみを計こととした．しかしながら，当社において床版に

表‑3 測定数量一覧表（中間支点上）膨張コンクリ−トを採用した事例がないことから，

着眼断面
コンクリ−トの種類

P85 支点ブロックに膨張コンクリ−トを試験的に

計測対象部位打設し，ほぼ同じ負曲げを受ける P81 支点の発生応力と比較することにより膨張コンクリ−トの効果を検証することとした．
測定位置としては，膨張効果を確認することを目的に，対象中間支点上及びこれを含む施工ブロ
ック端付近（片側のみ）の２断面について比較することとし，主桁上と床版支間中央とでは鋼材（床版鉄筋，主桁）によるコンクリ−トへの拘束条件が異なると考えられることから，G5 桁上並
びに G5〜G6 桁間の床版支間中央部の 2 点にお

油P８１上
油P８５上
普通コンクリ−ト
膨張コンクリ−ト
G5〜G6 G5主桁上 G7主桁上 G5〜G6 G5主桁上 G7主桁上
床版支間中央鉄筋溶接ゲ−ジ
コンクリ−トひずみ計
無応力計
コンクリ−ト温度

上側鉄筋
下側鉄筋
上側
下側
鉛直
上側
下側

計

1
1
1
1
1
1
6

床版支間中央

1
1
1
3

1
1
2

1
1
1
1
1
1
6

1
1
1
3

1
1
2

表‑4 測定数量一覧表（施工ブロック端）
着眼断面
コンクリ−トの種類
計測対象部位
上側鉄筋
鉄筋溶接
下側鉄筋
ゲ−ジ
上側
橋直方向
下側
上側
コンクリ−ト温度
下側計
橋軸方向

油P８１打設端（P76側） 油P８５打設端（P86側）

普通コンクリ−ト 膨張コンクリ−ト
G5〜G6 G5主桁上 G5〜G6 G5主桁上
床版支間中央

1
1
1
1
1
1
6

床版支間中央

1
1
1
1
4

1
1
1
1
1
1
6

1
1
1
1
4

２．鉄筋およびコンクリ−トひずみの計測結果
鉄筋のひずみの読み値からコンクリ−トのひずみに換算する手法については，供試体を用いて両者のひずみを計測・比較した既往の研究 ３）において提案されており，今回の計測についても，中間支点上の G5〜G6 支間中央において，鉄筋ひずみ計とコンクリ−トひずみ計を並置して計測し（写真‑2 参照）
，既往の研究との比較を行った．
計測の結果，既往の研究と同様に鉄筋とコンクリ−トのひずみは同様な履歴を呈することが確認
写真‑1 配筋状況

埋込型ひずみ計（図‑2 参照）され，鉄筋ひずみ計の読み値から
コンクリ−トひずみを換算することが可能である
ことが確認された．
図‑3 に中間支点上 G7 桁上橋軸方向（上側鉄筋位置）における鉄筋ひずみ計から換算されたコ
ンクリ−トひずみの経時変化を示す．当該箇所は，設計計算上最も引張応力が発生した部位である．
ひずみの経時変化は，膨張コンクリ−ト部ではコンクリ−ト打設直後から水和反応に伴い膨張材の効果が現れ，材令約１日目程度で最大値 120μ程

溶接型ひずみ計
写真‑2 溶接及び埋込型ひずみ計

度の圧縮ひずみとなった後，硬化収縮により引張に転じて材齢７日目には硬化収縮によりひずみの変化が小さくなり，材齢１０日目には 50μ程度
200

Ｇ５〜Ｇ６中央 下側鉄筋位置（橋軸方向）

ひずみ（ μ）

100

0

凡例
普通ｺﾝｸﾘ‐ﾄ（P81支点）
ｺﾝｸﾘ‐ﾄ鉄筋
膨張ｺﾝｸﾘｰﾄ（P85支点）
ｺﾝｸﾘ‐ﾄ
鉄筋

‑100

‑200
0

無応力計

2

4

6

8

10

12

材令（日）

図‑2 コンクリ−トと鉄筋ひずみの経時変化（橋軸方向）300

計測頻度は，打設後３日間は３０分間隔，以降７日まで１時間間隔，これ以降は２時間間隔で行った．

ひずみ（μ）

測した（写真‑３）．

G7桁上 上側鉄筋位置（橋軸方向）

200

写真‑3 無応力計

100
0
-100

凡例

-200

普通ｺﾝｸﾘ-ﾄ（P81支点）
膨張ｺﾝｸﾘ-ﾄ（P85支点）

-300
0

2

4

6
材令（日）

8

10

図‑3 コンクリ−トひずみの経時変化（橋軸方向）

12

300

Δσc

ひずみ（μ）＝

Σ［Ｅc(ti + ti-1)/2×｛（εi(ti) −εm(ti)）

G5〜G6中央 下側鉄筋位置（橋軸直角方向）

200−（εi(ti-1) −εm(ti-1)）
｝
］

100

ここで，

0
-100

σc

凡例

-200
-300
0

2

4

：コンクリ−トに発生する応力

Ｅc(ti) ：有効弾性係数

普通ｺﾝｸﾘ-ﾄ（P81支点）
膨張ｺﾝｸﾘ-ﾄ（P85支点）

6
材令（日）

8

10

12

図‑4 コンクリ−トひずみの経時変化（橋軸直角方向）

εi(ti)：拘束を受けたコンクリ−トの打ち込みから ti 時間後の鉄筋ひずみεm(ti) ：無拘束と仮定するコンクリ−トのti 時間後のコンクリ−トひずみの引張ひずみでほぼ一定となっていることが分かる．一方，普通コンクリ−トについては，水和と引張応力が最大となったのは，主桁上では硬化収縮は膨張コンクリ−トと同様の過程を辿る

コンクリ−トの種類によらず 3 日目付近であが，材齢１０日目には 100μ程度の引張ひずみとり，床版支間中央では膨張コンクリ−ト施工

なっている．このことから，G7 桁上では，50μ部で 8 日目，普通コンクリ−ト施工部で 5 日

程度のひずみ差が確認できた．

目付近であった．また，上・下鉄筋位置で比図‑4 に施工ブロック端部 G5〜G6 床版支間中較すれば，コンクリ−トの種類や位置に係わ央部における橋軸直角方向の鉄筋計から換算されらず下側が上側に比べて大きい傾向が認めらたコンクリ−トひずみの経時変化図を示す．これる．これらは，桁によってコンクリ−トのの箇所は，先行打設された支間中央部の拘束の影硬化収縮が拘束され，下側鉄筋位置において響が最も懸念される部位である．ひずみの経時変は，より桁の影響を受けることによるものと化は，膨張コンクリ−ト部で最大で 180μ程度の考えられる．

圧縮ひずみとなった後，G7 桁上と同様の過程を

計測時は裏面板荷重が載荷されていない為辿っていることが分かる．この部位では，材齢１

単純な比較はできないが，表‑3 より，膨張コ

０日目での膨張コンクリ−ト（90μ程度の圧縮

ンクリ−トの使用に伴う設計上の膨張効果 と中ひずみ）と普通コンクリ−ト（50μ程度の引張

間支点上 G5，G7 桁上上側鉄筋位置の膨張コひずみ）のひずみ差は 140μ程度であった．このンクリ−ト部と普通コンクリ−ト部の引張応力差ことから，膨張材の効果は硬化収縮が拘束されるによる膨張効果を比較すると，計測値の方が部位に対して，より大きな効果を発揮することが設計で期待した膨張効果の倍以上大きいこと分かる．

が分かる．このことから，設計上の安全率を加味すると設計における膨張材の評価は妥当

３．設計値と計測値の比較
表‑5 は，コンクリ−ト打設後から高欄およびであると考えられる．
表‑5 コンクリ−トの最大引張応力（N/mm2）

中央分離帯が打設された時点までの期間において，
コンクリ−トの引張応力の最大値を各部位毎に示したものである．コンクリ−トに発生する応力は，既往の研究事例 3)に従って算出し，拘束状態と

無拘束状態のひずみ差を利用して，これに弾

普通コンクリ‐ト 膨張コンクリ‐トＡ（P81）

中
間
支
点
上
施
工
ブ
ロ

ッ

性係数を乗じて算出した（下記式参照）．

測定部位

ク
端

上側鉄筋位置下側鉄筋位置上側鉄筋位置
G５桁上 橋軸方向
下側鉄筋位置上側鉄筋位置
G5〜G6
橋軸方向
支間中央
下側鉄筋位置上側鉄筋位置
橋軸方向
下側鉄筋位置G５桁上
上側鉄筋位置
橋軸直角方向下側鉄筋位置上側鉄筋位置
橋軸方向
下側鉄筋位置G5〜G6
支間中央
上側鉄筋位置
橋軸直角方向下側鉄筋位置
G7桁上

橋軸方向

1.30
3.50
1.80
2.10
0.40
1.20
1.24
1.62
3.34
1.91
0.77
0.90
2.00
6.21

B（P85）

0.10
0.90
0.10
0.50
0.20
0.40
0.13
0.14
0.42
0.19
-0.05
-0.07
0.22
2.43

膨張効果
C=A-B

設計におけ
る膨張効果
（表-1より）
0.14（P81）及び0.13(P85)

1.20
2.60
1.70
1.60 0.02（P81）及0.20 び-0.24(P85)
0.80
1.11
1.48
2.92
1.72
0.82
0.97
1.78
3.78

ちなみに，過去の計測事例と比較すると，実橋ある G7 桁の発生応力の方が大きいこと，施工ブでの計測例 4)（多良見橋；鋼 4 径間連続非合成 I

ロック端の橋軸方向と橋軸直角方向の応力を比較

3

桁，膨張材 35kg/m ）ではケミカルプレストレス

すると橋軸直角方向の応力が大きいことから，計の最大値が 1.1 N/mm2 程度であり，供試体（合測結果の傾向とひび割れの発生傾向が一致してい

成桁床版；膨張材 50kg/m3）の載荷試験報告 5)でることが分かる．以上のことから，床版に発現しは 0.9 N/mm2 程度であったことから，これらとたひび割れは，RC 横桁や打継目によって，打設ほぼ同程度の膨張効果が確認された．

されたコンクリ−トの硬化収縮が拘束されることによるものと考えられ，図‑7 に示す床版のひ４．目視によるひび割れ調査の結果

び割れ発生の推定メカニズムが考察される．一方，膨張コンクリ−ト施工部ではひび割れが確認
本床版の施工は，支間中央部を先行して打設し， されなかった．また，表‑3 の施工ブロック端
負曲げが入る中間支点部を後行打設するよう１３での計測値に基づく膨張効果を見ると，硬化ブロックに分けて施工を行った．最終ブロック打収縮が拘束される部位（橋軸直角方向）の方

設６０日後にひび割れの目視調査を，床版上面及が，拘束されない部位（橋軸方向）よりも大び下面について行った．ひび割れ分布を図‑5，床

きいことから，計測結果からも膨張材の使用

版上面のひび割れのスケッチ図を図‑6 に示す．

による膨張効果により硬化収縮の拘束による

尚，これらひび割れは最大でも 0.15mm 以下の微

ひび割れの発生を抑制していることが分かる．

細なひび割れであり，コンクリ−トのひび割れ調
査，補修・補強指針 6)に定める中間程度の環境に
図‑5 より，床版のひび割れ総数は１５５あり，
中間支点部の RC 横桁との境界部，支間中央部と中間支点部の打継目部にひび割れが集中している事が分かる．一方，図‑6 よりひび割れの方向性
を見ると，橋梁中心に近いと橋軸方向に，端部に近づくにつれて斜め方向にひび割れが発生している事が分かる．また，表‑3 における中間支点部の G5 桁と G7 桁の発生応力を比較すると外桁でひび割れ数

おいて補修の必要の無いものである．

80
70
60
50
40
30
20
10
0

ひび割れ数

0以上3未満 3以上6未満 6以上9未満 9以上11未満
支点からの離れ（ｍ）

図‑5 ひび割れ分布図

凡例
支間中央（先行打設）部
中間支点部
中間支点部（膨張Co打設部）

図‑6 ひび割れのスケッチ図（床版上面）

先
行
打
設
部

先
行
打
設
部

床
版
端
部
に
な
る
ほ
ど
大
き
な
拘
束
力
が
発
生

結果的に、RC横桁・打継目を中心としたひび割れが発生

RC横桁部

図‑7 ひび割れ発生の推定メカニズム図
これらの結果を踏まえ，今後同様な構造の設計時に期待した効果よりも十分に大コンクリ−ト床版を設計・施工する際には，きく，設計上の安全率を加味すると設

後行打設される床版ブロックのコンクリ−ト

計時の膨張材の使用による乾燥収縮ひ

の硬化収縮によるひび割れ抑制を考慮する必ずみの緩和評価は妥当であり，既往の要があると考えられる．

文献と比較しても同様の効果があることが確認できた．このことから，収縮５．まとめ補償程度の膨張コンクリ−トであっても引張応力の低減に効果的であること

連続合成 I 桁において，中間支点部に膨張材が分かった．

を試験的に採用し，実橋における応力計測及び④ 本橋梁における目視による床版のひび割

ひび割れの目視を行った結果，以下の事が分かれ調査の結果，ひび割れの８４％はコンった．

クリ−トの硬化収縮が拘束される中間横① 鉄筋のひずみとコンクリ−トのひずみ

桁と打継目部に集中しており，今後のはほぼ同様なひずみ履歴を辿り，本橋設計・施工時に，後行打設される床版においても，既往の研究と同様に鉄筋ブロックのコンクリ−トの硬化収縮にひずみからコンクリ−トひずみへの換

よるひび割れ抑制を考慮する必要があ算が可能であった．

る．

② 膨張コンクリ−トのひずみの経時変化
は，材齢１日目に膨張材のケミカルプ

参考文献

レストレスのピ−クを迎え，その後引1)

張に転じて材齢１０日目にほぼ一定のひずみとなることが確認できた．また，

阪神高速道路公団：連続合成桁設計の手引き（案）；H16.32)（社）日本橋梁建設協会，（社）プレストレス

膨張材の膨張効果は，コンクリ−トのト・コンクリ−ト建設業協会：長支間場所打ち

硬化収縮が拘束される部位に対して，

PC 床版施工試験報告書（短期）；H14.3より大きいことが分かった．
③ 計測結果に基づく膨張材の膨張効果は，

3)

高瀬，中本：ｺﾝｸﾘｰﾄ床版における膨張材効果の評価方法に関する考察；駒井技報 vol22

4)

増田，岡，木曽：鋼橋における膨張ｺﾝｸﾘ‑ﾄ床版

6)

び割れ調査，補修・補強指針，技報堂，1987の特性；日本道路公団試験所報告 vol27
5)

日本コンクリ−ト工学協会：コンクリ−トのひ辻，岡村：膨張ｺﾝｸﾘ-ﾄによる鋼合成桁床版の改善に関する基礎研究；ｺﾝｸﾘ-ﾄ工学

Vol20，

1982

EFFECT OF EXPANSIVE ADMIXTURE IN REINFORCED CONCRETE FLOOR SLAB
Nobuhiko TANIGUCHI, Yukio ADACHI and Masato TERAOKA
Continuous composite I girders are often used in bridges in recent years since reliability has been improved and cost
reduction enabled by the establishment of appropriate design techniques for floor slabs which are expected tofunction as part of the main girder. It has been decided to adopt experimentally a six-span continuous composite I
steel girder in the Aburano-koji Route from the viewpoint of design effectiveness and reduced cost. With notolerance against cracking under dead load suggested at some middle supports, expansive concrete was adopted for
floor slabs at the design stage. This was the first introduction of a continuous composite I girder and expansive
concrete floor slabs at Hanshin Expressway Co., Ltd. In the current study, stress was measured at the middle
supports and the block ends to evaluate the expansion effect of the expansive concrete in the continuous composite
girder slabs. This study confirmed that expansive concrete of shrinkage compensation level is adequately effective intensile stress reduction and successfully controls drying shrinkage.

寺岡 正人

阪神高速道路株式会社

谷口 信彦

阪神高速道路株式会社

技術部技術審査・品質管理グル−プ

京都建設部調査設計・審査グル−プ

Masato TERAOKA

Nobuhiko TANIGUCHI

足立 幸郎

阪神高速道路株式会社
京都建設部調査設計・審査グル−プ

Yukio ADACHI