共同研究報告書
整理番号第 398 号

鋼床版橋梁の疲労耐久性向上技術に関する共同研究（その２）報告書－ＳＦＲＣ舗装した鋼床版実大供試体の静的載荷および移動輪荷重試験－

分冊２／２

平成 22 年 4 月

独 立 行 政 法 人 土 木 研 究 所
株

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社

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Copyright © (2010) by P.W.R.I.
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共同研究報告書
第 398 号 2010 年 4 月

鋼床版橋梁の疲労耐久性向上技術に関する共同研究（その２）報告書－ＳＦＲＣ舗装した鋼床版実大供試体の静的載荷および移動輪荷重試験－

分冊２／２

独立行政法人 土木研究所

株式会社 横河ブリッジ

構造物メンテナンス研究センター

上席研究員

村 越

主任研究員

梁取 直樹

専門研究員

宇 井

研究課長

春日井俊博

研究課課長

石井 博典

技術計画室 技術計画第二部

技術計画課課長

井 口

橋梁工事本部 工事第二部

計画課課長補佐

西野 崇史

技術本部 技術研究所

潤

崇

進

要旨
既設鋼床版のデッキプレートとＵリブとの溶接部に発生がみられる疲労き裂に対して、補修補強技術の開発を目的とした「鋼床版橋梁の耐久性向上技術に関する共同研究（その２）」を平成 16 年度から実施している。当該疲労き裂に対する補修補強策として、本共同研究では鋼繊維補強コンクリート（ＳＦＲＣ）舗装の適用について検討した。既設のアスファルト舗装を剛性の高いＳＦＲＣ舗装に置き換えてデッキプレートと合成させることによって、疲労挙動に係わる鋼床版の局部応力の大幅な低減を図るものである。
本報告書は、実大鋼床版供試体を用いた静的載荷試験および移動輪荷重試験の結果をとりまとめたものである。静的載荷試験ではＳＦＲＣ舗装前の鋼床版の応力性状を計測するととともに、舗装後の応力低減を確認した。また、供試体のＳＦＲＣ舗装のデッキプレートへの接合方法として接着材タイプとスタッドタイプ
を用いて両者の挙動を比較した。移動輪荷重試験による繰返し載荷の結果、供試体の応力等の挙動は若干の変化を生じたが、応力低減効果は保持されることを確認した。
キーワード：鋼床版、疲労き裂、補修補強技術、Ｕリブ、鋼繊維補強コンクリート舗装、ＳＦＲＣ

鋼床版橋梁の疲労耐久性向上技術に関する共同研究（その２）報告書－ＳＦＲＣ舗装した鋼床版実大供試体の静的載荷および移動輪荷重試験－
分冊２／２

目 次
１．はじめに ···························································································································· 1
２．概 要···························································································································· 2

2.1 ＳＦＲＣ補強工法の構造································································································· 22.2 鋼床版における実績と既往の研究
2.3 標準的な施工工程
2.4 工法の特徴····················································································· 4·········································································································· 9·················································································································· 12

３．移動輪荷重試験終了後の供試体観察 ···················································································· 13
3.1 概 要······················································································································· 13

3.2 ＳＦＲＣ舗装の引張接着強度試験·················································································· 13

3.2.1 建研式引張試験概要······························································································· 13

3.2.2 建研式引張試験結果······························································································· 16

3.3 スタッドおよび鋼床版面の破面観察
3.3.1 調査方法··············································································· 19·············································································································· 19

3.3.2 デッキプレート上面およびスタッドの観察結果 ··························································· 19
3.4 超音波探傷試験およびマクロ試験·················································································· 23

3.4.1 超音波探傷試験方法······························································································· 23

3.4.2 超音波探傷試験結果······························································································· 23

3.4.3 き裂部のマクロ試験······························································································· 24

3.4.4 き裂部の破面観察·································································································· 25

3.4.5 き裂発生部の応力·································································································· 26

3.5 まとめ······················································································································· 27

４．スタッドの挙動に着目したＦＥＭ解析
4.1 解析目的

················································································ 28···················································································································· 28

4.2 解析の概要 ················································································································· 29
4.2.1 解析モデル··········································································································· 29

4.2.2 荷重条件·············································································································· 31

4.2.3 スタッドのバネ定数の設定······················································································ 32

4.3. 解析値と実験値の比較 ································································································· 33
4.3.1 デッキプレートの鉛直変位······················································································ 33

4.3.2 Ｕリブ溶接止端部近傍のひずみ················································································ 34

4.4 ＦＥＭ解析結果によるスタッドの挙動の推定
4.4.1 スタッドに作用するせん断力··································································· 36··················································································· 36

4.4.2 せん断応力範囲とスタッドの破断との関係 ································································· 39
4.5 まとめ······················································································································· 43

５．移動輪荷重試験における軸重および載荷回数の整理······························································ 44

5.1 検討内容···················································································································· 44

5.2 検討結果···················································································································· 45

６．まとめ··························································································································· 55

参考文献··························································································································· 57

付属資料 ＳＦＲＣ舗装の施工による橋全体系への影響の試設計例
1. 試設計概要··············································· 61·················································································································· 61

1.1 試設計目的 ·············································································································· 61
1.2 試設計条件 ·············································································································· 61
2 主桁の設計··················································································································· 62

2.1 主桁設計の基本条件 ·································································································· 62
2.2 構造解析 ················································································································· 63
2.2.1 構造解析の基本条件···························································································· 63

2.2.2 荷重強度および載荷方法
2.2.3 断面力······················································································ 64·············································································································· 66

2.3 断面計算方法 ··········································································································· 70
2.4 断面計算結果·············································································································· 72
2.4.1 P1～P2 径間支間中央部（Sec.1）
2.4.2 P2 中間支点部（Sec.2）········································································· 72······················································································ 75

2.4.3 P2～P3 径間支間中央部（Sec.3）········································································· 78

3. 接着層に作用する水平せん断応力度の算出········································································ 80

3.1 水平せん断力の算出方法··························································································· 80

3.2 水平せん断力の算出と接着層に作用するせん断応力の算出·············································· 82

3.2.1 P1 端支点部 ······································································································· 83
3.2.2 P2 中間支点部 ···································································································· 86
4. 試設計のまとめ············································································································ 86

１．はじめに鋼床版は、死荷重軽減等の観点から長大橋の床構造や都市内高架橋に広く用いられてきているが、比較的薄い鋼板を溶接により組立てた構造であり、輪荷重を直接支持するため、疲労に対する配慮が必要である。
これまでにも構造ディテールに関する調査研究 1.1)が行われており、平成 14 年に改訂された道路橋示方書 1.2)
では、疲労耐久性向上の観点から、鋼床版の設計、製作規定の充実が図られるとともに、併せて発刊された「鋼道路橋の疲労設計指針」1.3)では構造詳細による鋼床版の疲労設計の考え方・方法が示されている。
一方、既設橋では大型車の交通条件の厳しい路線を中心に、1980 年半ば頃より疲労損傷事例が報告されている。特に近年ではＵ型の縦リブ（以下、Ｕリブ）を使用した鋼床版の損傷事例が顕在化しつつあり、中でもＵリブとデッキプレート間の片側溶接のルート部から、①デッキプレート内板厚方向に進展しデッキプレート表面に到達するき裂（以下、デッキ進展き裂）と、②溶接ビード内に進展しビードを貫通するき裂（以下、ビード進展き裂）の、２タイプのき裂もしくは両者が複合したき裂が報告されている。このうち、デッキ進展き裂は現在まで数橋において確認されているが、進展すれば走行路面の舗装の損傷や陥没につながる
おそれがあること、き裂発生部の構造はＵリブ鋼床版にほぼ共通の構造ディテールと考えられることから、対応の緊急度の高いき裂と考えられる。
独立行政法人土木研究所では、対応の緊急性の高いデッキ進展き裂を始めとする各種き裂に対して、対策工法の開発に向けて、民間各社との共同研究「鋼床版橋梁の疲労耐久性向上技術に関する共同研究」を平成
16 年度より実施しており、６グループの各社と研究を行ってきている。このうち共同研究（その２）は、デッキ進展き裂およびビード進展き裂を主な対象として、剛性の高い鋼繊維補強コンクリート（ＳＦＲＣ：Steel
Fiber Reinforced Concrete）舗装を用いる補強工法に関して、土木研究所と株式会社 横河ブリッジが実施
しているものである。本補強工法は、ＳＦＲＣ舗装と鋼床版デッキプレートを合成させることにより、着目
疲労き裂を生じさせる原因と考えられているデッキプレートの局部変形・応力を低減させる技術である。この共同研究（その２）では、ＳＦＲＣ舗装が鋼床版の局部変形・応力に与える効果の確認、ＳＦＲＣ舗装とデッキプレートとの接合方法の検討、ＳＦＲＣ舗装の耐久性の確認などを行った。それらの成果のうち、本報告書では、実大模型供試体を用いた静的載荷試験および移動輪荷重載荷試験の結果をまとめている。
本資料は報告書のうちの分冊２／２であり、移動輪荷重試験体の載荷試験終了後の観察結果や考察をまとめたものである。なお、1 章、2 章は分冊１／２と同じ内容となっている。

-1-２．概 要

2.1 ＳＦＲＣ補強工法の構造
デッキプレートとＵリブ溶接部に発生する疲労損傷の発生メカニズムについては、これまでにＦＥＭ解析
や輪荷重走行試験 2.1)-2.4)などにより検討されている。それらの成果によれば、デッキプレート進展き裂やビード進展き裂の発生は、輪荷重の作用によるデッキプレートの局部変形と、それに伴うＵリブ溶接ルート部
での応力集中の影響を受けていると考えられる。本研究で対象とした補強工法は図－2.1.1 に示すように、従来のアスファルト舗装よりも剛性の高いＳＦＲＣ舗装をデッキプレートと合成させることにより、デッキプ
レートの局部変形を軽減し、Ｕリブ溶接ルート部での応力集中を軽減してき裂発生を防ぐものである。このような鋼床版の疲労耐久性向上を目的としたＳＦＲＣ舗装を、以下ではＳＦＲＣ補強工法と呼ぶ。
本研究で対象としたＳＦＲＣ補強工法の標準的な構造を図－2.1.2 に示す。鋼床版デッキプレートに接着材を塗布し、ＳＦＲＣ舗装を１層舗設する。デッキプレート端部には、舗装の反り上がりやそれに伴う水の浸入を防ぐための機械的接合としてスタッドを配置する。また主桁ウェブ上など、ＳＦＲＣ舗装に負曲げモーメントが作用して引張ひび割れが発生する恐れのある箇所には、炭素繊維補強グリッド（以下、ＣＦＲＰ）
をＳＦＲＣ舗装内部に設ける。
本補強工法においては、デッキプレートとＳＦＲＣ舗装を強固に接合し、合成挙動を確保することが重要である。図－2.1.2に示したように、本研究ではエポキシ系接着材による接合方法を標準としているが、既往の鋼床版上のＳＦＲＣ舗装の事例としては図－2.1.3に示す２種類の接合方法がある。同図(a)のスタッドタイ
プはＳＦＲＣ舗装をスタッドにより機械的に接合するものである。スタッドは鋼床版デッキプレート上の全面に約300mmの格子間隔に配置し、現場で打設したＳＦＲＣを機械的に接合する。エポキシ系接着材はデッキプレート端部にのみ用いられ、床版防水を目的にしている。この接合方法による鋼床版上のＳＦＲＣ舗装
は、舗装の高耐久化を主な目的として、1980年代より研究開発2.5)が進められた。その後、名古屋高速道路において本格的に採用2.6)され、ランプ橋や料金所、非常駐車帯の鋼床版舗装として基準化された2.7)。名古屋高速道路の鋼床版上のＳＦＲＣ舗装は、最も供用期間の長い箇所で20年間以上経過した区間がある。この区間
は、大型車交通量は少ないものの、現在においてもその供用性は良好であり、これまでに補修等を一切要していない。このことから、スタッドタイプの接合法は信頼性のある方法の一つと考えられる。しかしながら、接合方法は本来鋼床版の疲労耐久性を向上させることを目的としたものではなく、さらに既存橋梁の補強に適用する場合、スタッドの設置に要する作業時間の確保が難しい場合も想定される。
同図(b)の接着材タイプは、接着材を鋼床版デッキプレート全面に塗布し、ＳＦＲＣ舗装と鋼床版を接合させるものである。
スタッドは、
ＳＦＲＣの乾燥収縮による反り上がりや接着材の劣化が生じた場合に備えて、施工範囲の端部にのみ約300mm間隔で配置する。この接合方法は近年開発されたものであり、一般国道357号横浜ベイブリッジ下層路2.8)や、一般国道134号湘南大橋2.9)で適用されている。エポキシ系接着材による全面的な接着と、スタッドによる端部の機械的接着を組み合わせる本接合方法は、長期的な耐久性の評価は必要なものの、前述した施工時の時間的制約の解決や建設コストの削減が期待されることから、現時点において有力な接合方法の一つである。
-2-

変形小

変形大

（a）アスファルト舗装（b）ＳＦＲＣ舗装

図－2.1.1 ＳＦＲＣ舗装によるデッキプレート局部曲げの軽減イメージ

75 程度（単位：mm）

図－2.1.2 鋼床版ＳＦＲＣ舗装の構造(a) スタッドタイプ(b) 接着材タイプ

図－2.1.3 接合タイプ概要図-3-

2.2 鋼床版における実績と既往の研究
先述のとおり、鋼床版上のＳＦＲＣ舗装は、当初は舗装の耐久性の向上を目的として採用された。古くは、
昭和 50 年代に応急工事の仮橋の覆工板 2.10)やロードヒーティングが設けられた可動橋 2.11)への施工事例がある。その後、昭和 60 年頃に、
（株）横河橋梁製作所（現：（株）横河ブリッジ）等による本格的な検討が開始された。この検討では、移動輪荷重試験による耐久性評価試験 2.12) やＳＦＲＣ舗装と鋼床版の接合方法に関する要素試験 2.13)がなされており、それらの成果は、ＳＦＲＣ合成鋼床版の設計施工要領（案）2.14)としてまとめられた。昭和 60 年 3 月には写真－2.2.1 に示すように名古屋高速道路の東別院オフランプ橋において
ＳＦＲＣ舗装が施工 2.15)され、これが我が国で初めての本格的な採用事例となった。東別院オフランプ橋では、ＳＦＲＣ舗装の前後での応力測定 2.16)-2.17)が行われており、ＳＦＲＣ舗装が鋼床版や主桁の応力性状や、振動特性に与える影響を調査している。その後、名古屋高速道路では写真－2.2.2 の黒川ランプ橋、写真－
2.2.3 の清須工区 2.18)など、ランプ橋や料金所などを中心にＳＦＲＣ舗装が多く採用されており、施工事例の大半を名古屋高速道路の実績が占めている。また写真－2.2.4 の福井県雪対策技術研究所 2.19)による城東橋や
旧・日本道路公団月浦 I.C.ランプ橋 2.20)での採用事例は、舗装体中に路面の凍結防止装置や融雪装置を設置するためにＳＦＲＣ舗装を施工したものである。
一方、平成 2 年に、鋼床版デッキプレートとＵリブ溶接部の疲労損傷として、ビード進展き裂が阪神高速道路の５径間連続ゲルバー桁において報告 2.21)された。その後、都市内高速道路を中心に、ビード進展き裂の事例が相次いで報告されている。デッキ進展き裂は、平成 11 年に一般国道 134 号湘南大橋で確認されたのが、我が国で最初の報告事例 2 9)である。これは、舗装の打ち換え工事の際に、デッキプレート上面に疲労き裂が発見されたものである。平成 15 年には、重交通路線の鋼床版においてデッキ進展き裂による路面の陥没 2.22)が発生し、さらに名古屋市道 2.23)や首都高速道路 2.24)、阪神高速道路 2.25)においてもデッキ進展き裂が相次いで報告されている。
このようにデッキプレートとＵリブ溶接部での疲労損傷が報告されるなか、一般国道 357 号の横浜ベイブ
リッジの下層路に鋼床版の新設が計画された。当該路線は大黒ふ頭と本牧ふ頭とを結ぶ重交通路線であるため、鋼床版の疲労損傷が懸念され、疲労耐久性向上策が求められた。しかし本橋の製作・架設が既に完了していたことから、鋼床版構造のさらなる改良によるのではなく、従来のアスファルト舗装に代えてＳＦＲＣ
舗装を採用することによる鋼床版の疲労耐久性向上策が実施されることとなった。これにあたっては学識経
験者らによる委員会が組織され、ＳＦＲＣ舗装の適用に際しての様々な技術的な検討が行われた。その結果に基づき、平成 15 年度に我が国で初めての鋼床版の疲労耐久性向上を目的としたＳＦＲＣ舗装が横浜ベイブリッジに採用された 2.8),2.26)。施工状況を写真－2.2.5 に示す。
さらに、既設鋼床版の恒久補強策として湘南大橋にＳＦＲＣ舗装の採用が検討され、事前検討や試験施工
2.27)-2.29)を経て平成 17 年度にＳＦＲＣ舗装が施工された。供用状況を写真－2.2.6 に示す。また、旧首都高速道路公団においても、古くは写真－2.2.7 に示すように可動橋の鋼床版においてＳＦＲＣ舗装が試験的に採用されたが 2 30)、近年では鋼床版の疲労耐久性向上を目的として荷重車載荷試験による鋼床版の応力低減効果の確認 2.31)や移動輪荷重試験による耐久性評価試験 2.32)を行っている。これらの成果に基づき、湾岸線東扇島
工区における補強対策 2 24)や、写真－2.2.8 に示すように西新宿ジャンクション橋 2.33)において、ＳＦＲＣ舗-4-

装が採用されている。
その他の鋼床版ＳＦＲＣ舗装の検討としては、既設鋼床版の合成鋼床版化による耐久性評価を検討した事
例 2.34)が挙げられる。表－2.2.1 に、鋼床版上のＳＦＲＣ舗装の主な施工実績の一覧を示す。

写真－2.2.1 名古屋高速道路

写真－2.2.2 名古屋高速道路・黒川ランプ工区

東別院オフランプ橋（大井工区）

写真－2.2.3 名古屋高速道路・清須工区

写真－2.2.4 福井市・城東橋-5-

写真－2.2.5 一般国道 357 号・横浜ベイブリッジ

写真－2.2.7 首都高速道路・BT336 工区

写真－2.2.6 一般国道 134 号・湘南大橋

写真－2.2.8 首都高速道路・西新宿ジャンクション

-6-

-7-

名古屋市中区（東別院ランプ）

東京都

名古屋市北区

名古屋市中村区（名駅オンランプ）

市道高速分岐３号
大井工区舗装工事

首都高速道路公団
ＢＴ336工区（その2-2）

名神高速道路
草津川金勝川床版新設工事

市道高速分岐２号
明道工区舗装工事

市道高速２号
清水（その２）工区舗装工事

県道高速名古屋新宝線
名駅オンランプ工区ほか２工区
舗装工事

市道高速分岐２号
久屋工区舗装工事

市道高速２号
清水（その１）工区舗装工事

市道高速２号
黒川工区舗装工事

市道高速２号
荻野工区舗装工事

市道高速分岐２号
本町工区舗装工事

城東橋橋梁整備工事

名古屋高速
道路公社

首都高速道路公団

日本道路公団
京滋工事事務所

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

福井県
雪対策技術研究所

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15
福井市

名古屋市中区

県道高速名古屋新宝線及び名古屋市中村区
市道高速１号名駅工区舗装工事 （錦橋オフランプ）名古屋市北区

名古屋市北区

名古屋市北区

名古屋市中区

名古屋市中区（丸の内オフランプ）滋賀県栗東町

富山県
黒部市

富山県
中橋可動橋舗装工事

富山県

2

施工場所

東京都

東京都

1

舗装工事名

工事名不明の場合は橋梁名

東京都・浦安橋（応急橋）
SFRC舗装工事

発注者

番
号

平成７年
12月

平成７年

昭和62年
4月～6月

平成７年
4月～10月

平成７年3月

平成７年3月

平成７年
2月～8月

72

220

1,182

152

179

390

110

1,129

400

平成6年12月～
平成7年8月
平成７年
1月～３月

1,242

2,784

平成６年３月
平成７年３月
平成6年
5月～6月

492

564.2

266

81.7

(m2)

施工面積

昭和60年
12月

昭和60年
3月

昭和57年

昭和56年

施工時期

表－2.2.1

鋼床版単純桁
橋長42.1m，最大幅員31.8m

70
表層なし

イゲタ鋼板
0.2×1.25×25

BSドラミックス
0.5×0.5×30

イゲタ鋼板
0.5×0.5×30

5径間連続
鋼床版箱桁橋施工延長：205m
連続鋼床版箱桁橋（非常駐車帯部を施工）

BSドラミックス
0.5×0.5×30

BSドラミックス
0.5×0.5×30

BSドラミックス
0.5×0.5×30

BSドラミックス
0.5×0.5×30

イゲタ鋼板
0.5×0.5×30

BSドラミックス
0.5×0.5×30

BSドラミックス
0.5×0.5×30

シンコーファイバー
φ0.5×30

イゲタ鋼板
0.5×0.5×30

…

1.5

1.5

1.5

1.5

1.5

1.5

1.5

1.5

1.5

…

1.5

1.5

1.5

異形せん断
ファイバー
0.5×0.5×30
イゲタ鋼板
0.5×0.5×30

…

100

117

117

117

117

117

117

117

117

117

100

118

117

…

120

ｋｇ/ｍ３

SF量
％vol

住友I.Sファイバー

（形状）

使用SF種

連続鋼床版箱桁橋（非常駐車帯部を施工）

連続鋼床版箱桁橋（非常駐車帯部を施工）

連続鋼床版箱桁橋（非常駐車帯部を施工）

連続鋼床版箱桁橋（非常駐車帯部を施工）

3径間連続鋼床版箱桁橋
橋長180m80

グルービング仕上げ

82～92

80

80

80

80

グルービング仕上げ

82～92

80

連続鋼床版箱桁橋（非常駐車帯部を施工）

5径間連続ラーメン
鋼床版箱桁橋施工延長：208m

路肩：68
中央:80
グルービング仕上げ

単純箱桁橋
橋長78.8m，最大幅員14.5m

80

50

鋼床版可動橋
橋長69 5ｍ，幅員7.0ｍ

２径間連続鋼床版
１主箱桁橋
橋長89 8m，幅員最大7.4m

路肩：80
中央：92
グルービング仕上げ

鋼床版単純箱桁可動橋
橋長：38.4m，幅員7.0m

応急橋の覆工版

概要

橋梁（床版）

70

75

(mm)

舗装厚さ

鋼床版ＳＦＲＣ舗装の施工実績一覧（つづく）

9 5φ×40（標準250mm
間隔）

ｱｻﾉ
ｼﾞﾌﾟｶﾙ
30
デンカ
CSA
40

不明

9 5φ×40（標準250mm
間隔）

小野田
ｴｸｽﾊﾟﾝ30
小野田
ｴｸｽﾊﾟﾝ
30
デンカ
CSA
30
小野田
ｴｸｽﾊﾟﾝ30
小野田
ｴｸｽﾊﾟﾝ30
小野田
ｴｸｽﾊﾟﾝ30
小野田
ｴｸｽﾊﾟﾝ
30
デンカ
CSA
30
小野田
ｴｸｽﾊﾟﾝ30

9 5φ×40（150mm間隔）

9 5φ×40

9 5φ×40

9 5φ×40

9 5φ×40

9 5φ×40

9 5φ×40

9 5φ×40

9 5φ×40

スタッド使用
（詳細不明）

不明

9 5φ×40（250×300mm
間隔）

不明

9 5φ×40（200mm間隔）

スタッド

40

40

kg/m3

膨張剤

ロードヒーティング埋設
参考文献2.11)

仮橋・覆工版舗装
参考文献2.10)

備 考

接着材は全面塗布と考えられる。

舗装の耐久性向上
死荷重低減
参考文献2.30)

不明

エポキシ樹脂系（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

エポキシ樹脂系（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

エポキシ樹脂系（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

エポキシ樹脂系（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

エポキシ樹脂系（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

エポキシ樹脂系（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

蓄熱材封入鋼床版
参考文献2.19)

舗装耐久性向上
エポキシ樹脂系
地覆端部・中間支点に補（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）
強金網

エポキシ樹脂系（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

エポキシ樹脂系
参考文献2.35)（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

不明

不明

エポキシ樹脂（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355, 舗装耐久性向上
参考文献2.15)
1kg/m2）

不明

不明

接着材

-8-

名古屋市西区

東京都渋谷区

福岡駅地区開発工事

市道高速２号黒川ランプ工区舗装工事（勝山橋）

市道高速分岐２号
丸の内オンランプ舗装工事

県道高速名古屋小牧線
豊山（その１）工区舗装工事

北陸自動車道
月浦IC Ｃランプ橋

国道357号横浜ベイブリッジ

国道134号
湘南大橋

湾岸線・東扇島工区

国道50号
大平高架橋

県道高速名古屋朝日線
清須（下り線）工区舗装工事

SJ32工区～SJ63工区
舗装その他工事（中央環状線西新宿JCT）

西日本鉄道（株）

名古屋高速
道路公社

福井県
雪対策技術研究所

名古屋高速
道路公社

名古屋高速
道路公社

日本道路公団
北陸支社

国土交通省
関東地方整備局
横浜国道事務所

神奈川県
平塚土木事務所

首都高速道路
株式会社

国土交通省
関東地方整備局
宇都宮国道事務所

名古屋高速
道路公社

首都高速道路
株式会社

17

18

19

20

21

22

23

24

25

26

27

28

平成８年

平成７年度
開通

施工時期

栃木県小山市

神奈川県川崎市

神奈川県
平塚市

神奈川県
横浜市

石川県金沢市

愛知県西春日井郡
豊山町

名古屋市中区

福井県勝山市

不明

3,700

2,000

約780

6,861

2,770

500

(m2)

施工面積

平成19年度

平成19年度

平成19年度

平成19年1月

平成17年
10月～12月

8,100（SFRC）

3,300

1,530

不明

3,600

平成16年３月 27,400

平成１３年５月

平成12年
3月～11月

平成11年
3月～4月

平成11年度
開通

名古屋市北区
平成8年11月(黒川オン・オフラン～プ)
平成9年5月

福岡市中央区

福井市

天菅生橋

福井県
雪対策技術研究所

施工場所

16

舗装工事名

工事名不明の場合は橋梁名

発注者

番
号

表－2.2.1

不明

橋長335mのローゼ橋のうち鋼床版単純橋部分
支間長：29.1m

連続鋼床版箱桁橋ほか

３径間連続鋼床版箱桁橋
橋長：346m（SFRC）：50（表層）：30（SFRC）：50（表層）：30

3径間連続鋼床版箱桁
および単純鋼床版鈑桁2連

３径間連続
鋼床版箱桁橋不明

シンコーファイバー
φ0.62×30

シンコーファイバー
φ0.6×30

不明

シンコーファイバー
φ0.5×303径間連続
鋼床版箱桁橋２連
橋長：530.1m（鋼床版部分）

…

1.5

…

…

…

シンコーファイバー
φ0.5×30
BSタフグリップ
0.6×0.6×30

6,7径間連続鋼床版鈑桁橋9連（3径間連続鋼トラス橋斜張橋の二層構造の下層）

75（SFRC）：50（表層）：30(設計アスファルト厚は70mm）

80～90

75

1.5

1.0

５径間連続鋼床版箱桁橋（L=243.9ｍ）

60（SFRC）＋
50（表層）

BSタフグリップ
0.6×0.6×30

1.5

…

1.5

…

120

117

120

不明

100

120

…

117

117

不明

117

100

不明

ｋｇ/ｍ３

SF量
％vol

不明

3径間連続鋼床版箱桁橋
施工延長：184m

50～80

BSタフグリップ
0.6×0.6×30

BSドラミックス
0.5×0.5×30

BSドラミックス
0.5×0.5×30

連続鋼床版箱桁橋

3径間連続鋼床版箱桁橋：
202m
グルービング仕上げ 2径間連続鋼床版箱桁橋： 97m

路肩：68
中央：80

（薄層表層あり）100

グルービング仕上げ

80

68～80
不明

不明

4+2径間連続鋼床版２主箱桁橋
橋長468.5m，幅員11m

88
表層：薄層
樹脂舗装

（形状）

使用SF種

概要

橋梁（床版）(mm)

舗装厚さ

鋼床版ＳＦＲＣ舗装の施工実績一覧（つづき）

不明

9 5φ×40（150mm間隔）

スタッド

9 5φ×40

20

デンカ
CSA
30

20

不明

不明

30

不明

蓄熱材封入鋼床版
参考文献2.19)

備 考

蓄熱材封入鋼床版
参考文献2.19)

既設鋼床版の疲労耐久性向上
CFRPグリッド使用
参考文献2.9)新設鋼床版の疲労耐久性向上
参考文献2.8)鋼床版ランプ橋
電熱線ヒーター埋設
参考文献2.20)

既設鋼床版の疲労耐久性
全面にエポキシ樹脂系
向上（KSボンド）CFRPグリッド使用
全面塗布
参考文献2.24)

エポキシ樹脂系（KSボンド）全面塗布

エポキシ樹脂系（コニシE-200）
全面塗布

不明

エポキシ樹脂系
参考文献2.38)（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

エポキシ樹脂系
参考文献2.37)（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

不明

エポキシ樹脂系
参考文献2.36)（ﾀﾞｲﾄｻｲｻﾞｰOW-355）

不明

不明

接着材

使用せず

9 5φ×30（300mm間隔）

新設鋼床版の疲労耐久性向上
参考文献2.18)
全面にエポキシ樹脂系 新設鋼床版の疲労耐久性向上（KSボンド）CFRPグリッド使用
1.4kg/m2
参考文献2.33)

エポキシ樹脂

既設鋼床版の疲労耐久性
舗装端部に 全面にエポキシ樹脂系
向上
9.0φ×30（KSボンド）CFRPグリッド使用（300mm間隔）
全面塗布
参考文献2.39)

使用せず

舗装端部に
9.0φ×40（300mm間隔）

舗装端部に9.0φ×40（300mm間隔）

9 5φ×40（300mm間隔）小野田
9 5φ×40
ｴｸｽﾊﾟﾝ30
小野田
9 5φ×30,40
ｴｸｽﾊﾟﾝ （250mm間隔）
30

不明

小野田
9 5φ×30,40
ｴｸｽﾊﾟﾝ （250mm間隔）
30

不明

不明

kg/m3

膨張剤

2.3 標準的な施工工程
本節では、鋼床版の疲労耐久性向上策として適用されるＳＦＲＣ舗装の施工工程の例を示す。これまでの実施例から、施工工程としては早強セメントによるコンクリートを用いる場合、超速硬セメントによるコンクリートを用いて夜間規制のみで工事を行う場合、および超速硬セメントによるコンクリートを用いて 24
時間集中工事を行う場合の３種類が考えられる。これら施工工程の選択にあたっては交通規制等の制約条件を考慮したうえで、経済性や施工の確実性にも配慮しなければならない。ここでは、早強セメントによるコ
ンクリートを用いる場合のＳＦＲＣ舗装の施工工程を図－2.3.1 に示す。早強セメントによるＳＦＲＣ舗装の施工は、交通規制日数が多く取れる施工条件においてのみ適用可能であるが、平成 19 年に国道 50 号大平高
架橋での適用例がある。また、本研究の供試体には早強セメントを用いた。施工工程は、主に既設舗装撤去
工、研掃工、スタッド設置工、型枠設置工、接着材塗布工、補強材設置工、ＳＦＲＣ製造、ＳＦＲＣ打設工等からなる。
(1) 既設舗装撤去工
既設鋼床版のアスファルト舗装を撤去する工程であり、鋼床版のボルト接合箇所等の突起物に切削傷をつけない深さまで路面切削機により切削し、残された部分についてはブレーカー等を用いて切削する。アスファルト舗装撤去後にデッキ貫通き裂の有無を確認するが、この時点で対処の必要なき裂を発見した場合、当て板の手配や孔明け等に時間を要し、計画通りの工程進捗はほぼ不可能となる。このような事態を避けるた
め、事前の損傷状況の調査、それに基づくき裂の状況に応じた進展抑制の対策、施工前調査を入念に実施する必要があり、必要な場合は鋼板当て板補強等が迅速にできるように事前準備する必要がある。
(2) 研掃工
研掃工は、アスファルト舗装が撤去されたデッキプレート上の錆や付着物を除去し、接着材の接着性を確保するために行う。1 種ケレンに相当する研掃状態が得られることが求められるが、所要の研掃状態に達していることを逐次確認しながら作業を行うことは効率的ではない。このため、ショットブラストにより研掃を行う場合には、所要の研掃状態が得られる投射密度をあらかじめ確認した上で、施工にあたってはこの投射密度が確保されるよう研掃機の移動速度を管理することが一般的に行われている。ケレン処理をしたデッキプレートは発錆しやすいので、研掃工終了後、直ちに接着材を塗布する必要がある。長期間の交通規制が可能であり、ＳＦＲＣの打設を一度に広範囲に行なう場合には、研掃工後のデッキプレートにプライマーを塗布することもある。また、スタッドタイプでは、スタッド設置位置のケレンとスタッドの溶接による損傷
部のタッチアップが必要となる。
(3) スタッド設置工
デッキプレート研掃工終了後、スタッドを所定位置に溶接で設置する。スタッドの設置位置は、設計図書
や現地の鋼床版の構造条件を十分に勘案して決定する。また、主桁ウェブ直上は構造上ＳＦＲＣ舗装にひび割れが発生しやすい部位であるため、避けるようにする。
(4) 型枠設置工ＳＦＲＣ舗装が所定の形状・寸法で舗設されるよう、所定の位置・高さに堅固な型枠を確実に固定する。

-9-

(5) 接着材塗布工
鋼床版とＳＦＲＣを一体化し、活荷重等による作用力に抵抗する性能と鋼床版の防水性能を確保するため、接着材をデッキプレート表面に塗布し、打込み後のコンクリートの硬化過程において両者を接合する。これまでの施工実績では、接着材としてエポキシ系接着材が標準的に用いられている。接着材塗布工にあたっては、使用するエポキシ系接着材の特性を事前に十分に把握したうえで施工計画を策定し、施工中は粘度や塗布量などについて品質・出来型管理を適切に行うことにより、完成後のＳＦＲＣ舗装において接着材が要求された性能を十分発揮できるようにする必要がある。
(6) 補強材設置工
車両走行による負曲げを受け、ひび割れが発生する可能性の高い主桁ウェブ直上において、ひび割れ発生
後のＳＦＲＣ舗装の一体性を保持し、耐久性を確保することを目的として、耐食性を有する格子状の補強材
を舗装内部に設置する。接着防水工の終了後、補強材を所定の位置および高さに速やかに設置する。設置方
法および設置タイミングはＳＦＲＣコンクリートの締固めの工程を阻害しないよう、ＳＦＲＣの施工方法とあわせて検討する必要がある。
(7) ＳＦＲＣ製造ＳＦＲＣの製造工程や、ＳＦＲＣを打設する時期は使用するセメントの種類によって異なる。普通ポルト
ランドセメントや早強ポルトランドセメントを使用する場合は、生コンプラントにてベースコンクリートを製造し、アジテータトラックで打設現場に運搬後、鋼繊維の投入と練混ぜを行う。超速硬セメントを使用する場合は、現場プラント車等にてベースコンクリートを製造し、ＳＦの投入練混ぜを行う。ＳＦＲＣは、強度、耐久性、水密性、作業に適するワーカビリティー等の所要の特性を有し、かつ、品質のばらつきの少ないものが製造されるようにしなければならない。
(8)ＳＦＲＣ打設工
コンクリート打込みは、デッキプレートとの強固な接着が確保できるよう、接着材の可使時間を考慮して適切な時間内に施工を終了する必要がある。コンクリート締固めは確実に行い、密実な舗装コンクリートが得られるようにする。本研究ではＳＦＲＣ舗装１層による構造を想定しており、ＳＦＲＣ表面は橋面舗装として必要な性能を有するように仕上げる必要がある。
コンクリート養生は、十分な強度発現が得られるよう、所定量の表面養生剤を散布するなどして行う。表面養生剤の選定にあたってはＳＦＲＣとの適合性を事前に検討しておく必要がある。表面養生剤の散布後、シート等でシート養生を行う。

- 10 -

損傷状況の調査

き裂の状況に応じた進展
抑制の対策

施工前調査
交通規制
既設舗装撤去工

有

デッキ貫通
き裂の有無

き裂位置、長さの記録

無き裂の状況に応じた進展
抑制の対策

研掃工

※き裂の進展抑制の対策
は、損傷状況を調査した上で、施工前に実施するが、施工時に新たにき裂が見つかる可能性もあるため、対処方法を想定しておく必要がある。

プライマー工スタッド設置工

型枠設置工
接着材塗布工

補強材設置工SFRC打設工・コンクリート打込み
・コンクリート締固め
・表面の仕上げ・コンクリート養生

SFRC 製造（早強コンクリート）

路面表示工

供用（交通開放）図－2.3.1 鋼床版上のＳＦＲＣ舗装の標準的な施工工程（早強ポルトランドセメントを用いたコンクリートによる場合）- 11 -

2.4 工法の特徴(1) 設計面の特徴
1) アスファルト舗装に比べて高い剛性が得られるＳＦＲＣ舗装とデッキプレートを合成させることにより、輪荷重作用時のデッキプレートの局部変形を軽減できる。これにより、デッキ進展き裂やビード進
展き裂を発生させると考えられるＵリブ溶接ルート部の応力を低減できる。また、Ｕリブと横リブの交差部など、疲労上の弱点となる他の部位のひずみも低減させることができる。
2) 既存のアスファルト舗装を比重がほぼ変わらないＳＦＲＣ舗装に換えるので、補強工事による死荷重の増加は少ない。ＳＦＲＣ舗装は主桁上フランジとしての合成作用にも寄与する可能性があるが、その程度については、本共同研究にて検討する。
3) 接着材を用いてデッキプレートとＳＦＲＣ舗装を一体化させる場合は、デッキプレートとＳＦＲＣは、
設計上完全合成挙動を示すものと予想されるが、本研究において確認する。ただし、品質が十分に確保されるように接着材を施工することが前提である。
(2) 施工面の特徴
1) ＳＦＲＣ舗装の施工は床版上面で行うため交通規制を必要とするが、超速硬セメントの採用など、短時間で所定の強度が得られるコンクリートにより規制時間の短縮を図ることができる。
2) 基本的に施工は床版上面からのみであり、桁下からの作業がないため足場を設置する必要がない。
3) 場所打ちコンクリートであるため、鋼床版上面の高力ボルト添接部や、ハンドホールなどの突起部に対しても施工が可能である。また、舗装厚さを調整することよって路面のレベリングを確保することが可能である。
4) 既設舗装撤去時にデッキ貫通き裂が発見された場合は、鋼板当て板補強法等で対策できるよう、準備が必要である。ただし、現場で当て板補強での即応は難しいため、施工前にき裂発生状況の調査を十分に行っておく必要がある。
(3) 維持管理上の特徴
本工法の施工では、鋼床版への溶接や孔明けなどの加工を行わないため、疲労の弱点を新たに生じさせることがない。また、補強後もデッキプレートとＵリブの溶接線を下面より目視検査することが可能であり、鋼床版の維持管理上有利である。ただし、ひび割れたＳＦＲＣ舗装の耐久性や接着材の耐久性についてはまだ未解明な点も多いため、変状が生じた場合は早期に発見して必要な対策が施せるように、適切な維持管理が必要である。

- 12 -

３．移動輪荷重試験終了後の供試体観察

3.1 概 要本共同研究において、図－3.1.1 に示す供試体（接着材タイプ、スタッドタイプの 2 体）を用いて移動輪荷重試験を実施した。210 万回（載荷荷重 98kN×10 万回＋157kN×100 万回＋196kN＝合計 210 万回）の繰り返し載荷試験の結果、鋼床版本体およびＳＦＲＣ舗装にき裂やひび割れなどの大きな変状は見られず、十分な耐久性があることが確認された（詳細は報告書分冊１／２）。ただし、繰り返し数の増加に伴い、一部、
鋼床版のひずみに変化が見られる部位があった。これは、鋼床版デッキプレートとＳＦＲＣ舗装の剥離、ス
タッドの破断、鋼床版の疲労き裂の発生などが原因であると考えられた。そこで、移動輪荷重試験終了後の供試体を用いて、①ＳＦＲＣ舗装の引張接着強度試験、②ＳＦＲＣ舗装撤去後の鋼床版デッキプレート面の観察、③デッキプレートと U リブ溶接部を対象とした超音波探傷試験、を実施し、移動輪荷重試験終了後の供試体の状態を観察した。

a) Type-1 供試体 （接着材タイプ）b) Type-2 供試体 （スタッドタイプ）

図－3.1.1 移動輪荷重試験用の供試体の概要

3.2 ＳＦＲＣ舗装の引張接着強度試験
3.2.1 建研式引張試験概要
移動輪荷重試験終了後の鋼床版とＳＦＲＣ舗装の接合部の付着状況を確認するため、建研式引張試験を実施した。具体的には、接着材にて面的に接合した接着材タイプ供試体（Type-1）およびスタッドで機械的に接合したスタッドタイプ供試体（Type-2）の輪荷重走行試験終了後、建研式引張試験により鋼床版とＳＦＲ
Ｃ舗装の引張接着強度（輪荷重走行位置直下および輪荷重から離れた位置）を確認するものである。建研式
引張試験方法の概要を図－3.2.1 に示す。
図－3.2.2 と図－3.2.3 に建研式引張試験の位置図を、表－3.2.1 に建研式引張試験を実施した個数を一覧にして示す。建研式引張試験の実施箇所は、接着材タイプが 17 箇所、スタッドタイプが５箇所であり、移動輪荷重試験時の輪荷重直下および輪荷重から離れた位置とした。

- 13 -

図－3.2.1 建研式引張試験方法 3.1)

表－3.2.1 建研式引張試験実施個数
供試体名
接着材タイプType-1
17 箇所

スタッドタイプ
Type-25 箇所- 14 -

合計
22 箇所

3.2.2 建研式引張試験結果
建研式引張試験結果を表－3.2.2～表－3.2.3 に示す。試験状況および破壊界面を写真－3.2.1～写真－3.2.2に示す。
接着材タイプ 17 箇所の試験のうち、10 箇所は引張試験前のコア抜き時にデッキプレート上のプライマー
面と接着材の界面で破断したため、引張接着強度を測定することができなかった。コア抜き時に破断した箇
所は、引張試験前に既に界面が剥離していた可能性があるが、いずれも橋軸方向に見て横リブに近い側の断面である。測定できた残りの 7 箇所は全てＵリブ支間中央付近の断面であるが、6 箇所については引張接着
強度が 0.2N/mm2 以下と非常に低い値であった。残りの 1 箇所についても、引張接着強度は 0.87 N/mm2 であった。鋼床版上ＳＦＲＣ舗装において、ＳＦＲＣ舗装とデッキプレートの界面に必要とされる付着強度は明らかでないが、例えば、これらの値はコンクリート床版の上面増厚工法で新旧コンクリートの打継面に必要とされる付着強度 3.2)の 1.0N/mm2 を下回っている。破壊位置は、全てプライマーと接着材の界面であった（写真－3.2.2 参照）。輪荷重直下、輪荷重から離れた位置ともに引張接着強度は低かった。
スタッドタイプについては、5 箇所中 4 箇所については引張試験前のコア抜き時にＳＦＲＣ舗装とデッキプレートの界面が破断したため、引張接着強度が測定できなかった。測定できた 1 箇所についても、引張接
着強度は 0.1N/mm2 以下と非常に小さかった。
このように、接着材タイプにおいて、ほぼ全域にわたり十分な引張接着強度が得られないことが確認された。この原因について、供試体の接着材施工時の状況を調査したところ、以下の２点が原因として挙げられた。
① 接着材（E200）塗布に先立ちデッキ表面に塗布したプライマーが、横浜ベイブリッジ下層路で使用された“E プライマー（コニシボンド製）“ではなく、“E 補修用プライマー（コニシボンド製）“であった。
ＥプライマーとＥ補修用プライマーの諸元、性能を比較したものを表－3.2.4 に示す。
② プライマー塗布後、接着材を塗布するまでの時間が 8 日間程度あり（メーカー推奨は、E 補修用プライ
マーの場合、次工程までの時間 3～6 時間以内、E プライマーの場合は 3 日以内）
、塗り重ね間隔が所定のものより長かった。
E プライマーと性能の異なる E 補修プライマーを使用し、推奨される塗重ね時間を超過して接着材を塗り重ねたことが、供試体において十分な引張接着強度を得られなかった原因であると考えられる。以上の２点を再現した引張接着強度試験を実施した結果、本研究の輪荷重供試体同様、十分な引張接着強度が得られないという結果を得た。今回、供試体への SFRC 舗装施工時に E プライマーが入手困難であったため、接着材メーカーにヒアリングした上で、同等の性能を有すると思われる E 補修用プライマーを適用したものであるが、これが結果的に引張接着強度を低下させる原因になったものと考えられる。実橋の接着材施工に当たっては、接着材の選定、塗り重ね時間などの施工条件を十分に確認し、施工する必要がある。

- 16 -

表－3.2.2
供試体番号
K1-Y
K2-Y
K3-Y
K4-Y
K5-Y
K6-Y
K7-Y
K8-Y
K9-Y
K10-Y
K11-Y
K12-Y
K13-Y
K14-Y
K15-Y
K16-Y
K17-Y

接着材タイプ供試体（Type-1）

引張接着強度kgf/cm2
測定不能
1.8
測定不能
〃
0.6
測定不能
〃
8.9
測定不能
〃
1.3
2.0
1.1
測定不能
〃
1.3
測定不能

N/mm2
0.18
0.06
0.87
0.13
0.20
0.11
0.13
-

破壊状況
プライマー面と接着材面
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃
〃

備

考

コア抜き時に破断
コア抜き時に破断〃
コア抜き時に破断〃
コア抜き時に破断〃

コア抜き時に破断〃
コア抜き時に破断

表－3.2.3 スタッドタイプ供試体（Type-２）
供試体番号
K1-M
K2-M
K3-M
K4-M
K5-M

引張接着強度kgf/cm2
測定不能
〃
〃
0.6
測定不能

N/mm2
－
－
0.06
－

破壊状況
Ｃｏｎ版と鋼板界面〃〃〃〃

写真－3.2.1 試験状況

- 17 -

備考

コア抜き時に破断〃〃
コア抜き時に破断写真－3.2.2 破壊状況（いずれもプライマーと接着材の界面で破壊）表－3.2.4 E プライマーと E 補修用プライマー
仕様等

Ｅ補修用
プライマー
主 剤： エポキシ樹脂
防錆材
硬化剤：変性脂環式ポリアミン
ポリアミドアミン

Ｅプライマー

主成分

主剤：エポキシ樹脂
硬化剤：アミドアダクト

外観
混合比
粘度
可使時間

黄白色液
主剤：硬化剤=１：１
50±10mPa・s
約5時間（20℃）

白色粘稠液
主剤：硬化剤＝３：１
12500±7500mPa・s
約30分（23℃）
6時間以内（10℃）
3時間以内（20℃）
1.5時間以内(30℃）

塗重ね推奨時間 3日以内
引張接着強さ

17.7- 18 -

6.0

3.3 スタッドおよび鋼床版面の破面観察
3.3.1 調査方法
輪荷重供試体は、平成 17 年度末に試験を終了した後、平成 19 年 6 月までの約 1 年間強、屋外で暴露された。その後、ＳＦＲＣ舗装を撤去し、デッキプレート上面状態の確認を行なった。
接着材タイプの供試体（Type-1）のＳＦＲＣ舗装は、前述の引張接着強度試験結果の通りデッキプレートとの付着力が極めて小さく、版形状のまま機械工具およびフォークリフトで剥がすことが可能であった（写真－3.3.1 参照）。一方、スタッドタイプの供試体（Type-2）のＳＦＲＣ舗装は、全面的にスタッドと接合されているため、コンクリートブレーカーにて撤去した（写真－3.3.2 参照）。鋼繊維混入の影響に加え、スタッド本数が多いため撤去作業は容易ではなかった。

写真－3.3.1 接着材タイプ舗装撤去状況

写真－3.3.2 スタッドタイプ舗装撤去状況

3.3.2 デッキプレート上面およびスタッドの観察結果
ＳＦＲＣ舗装を撤去後、デッキプレート上面の状況を確認した。
① 接着材タイプ（Type-1、図－3.3.1）
・ スタッド全 18 本のうち、15 本が疲労により破断していた。デッキ側にスタッド溶接のビードが残っており、疲労き裂はスタッドの軸部側止端部に発生していた（図中の破壊性状 a）。デッキプレート側に発生、進展しているものはなかった。
・ 輪荷重載荷位置を中心にデッキプレート面の発錆が確認された。また、破断したスタッド基部も発錆がみられた。錆の原因となる雨水は、屋外保管中に舗装端部から浸透していったものと推測される。
② スタッドタイプ（Type-2、図－3.3.2）・ 輪荷重載荷位置を中心に、スタッド全 121 本のうち 43 本（35.5%）が疲労により破断していた。疲労
き裂は、溶接金属のスタッド軸部側止端部およびデッキプレート側止端部の両方で発生していることが確認された（図－3.3.2 中のマクロ試験）。いずれの疲労き裂も、熱影響部に沿って進展した後、ス
タッドの破断に至っており、接着材タイプ同様、デッキプレート側に進展したものはなかった。輪荷重直下付近のスタッドでは破壊性状 a、b が混在しており、輪荷重から離れた位置のスタッドは全て破- 19 -

壊性状 a であった。
・ デッキプレート上面での発錆はほとんど確認されなかった。
・ コア抜き部（S4-M）では、スタッドの位置（デッキプレート側）でＳＦＲＣ舗装のひび割れが確認された。ひび割れは橋軸方向全長にわたって断続的に発生している可能性がある。なお、分冊１／２で述べたように、ＳＦＲＣ舗装表面にはひび割れは観察されていない。
このように、接着材タイプでは、スタッド設置位置が輪荷重位置から離れていたにもかかわらず、ほとん
どのスタッドが破断した。接着材が剥離した後、端部のスタッドにせん断力が集中し、破断したものと考えられる。スタッドタイプでは、輪荷重直下からスタッドが破断しはじめ、徐々に周辺に広がっていったものと考えられる。このＳＦＲＣ舗装とデッキプレートの付着切れや重ね版化、スタッドの破断といった現象の時系列については、解析的な検討を行ったので４章で述べる。

- 20 -

図－3.3.1 供試体 Type-1（接着材タイプ）のＳＦＲＣ舗装撤去直後のデッキプレート上面状況- 21 -

図－3.3.2 供試体 Type-2（スタッドタイプ）のＳＦＲＣ舗装撤去直後のデッキプレート上面状況- 22 -

図－3.4.2

斜角法のＵＴ結果に基づいたきず寸法の推定結果（単位：㎜）

3.4.3 き裂部のマクロ試験
きずエコー検出部と、これと橋軸方向に対称となるきずエコー非検出部（以下、健全部という）を切り出し、マクロ試験および磁粉探傷試験（以下、ＭＴ）を実施した。マクロ試験位置を図－3.4.3 に示す。
写真－3.4.2 にきずエコー検出部のマクロ試験結果を示す。きずエコー検出部の試験断面は図－3.4.2 に示したＵＴで推測されたきず形状から、きず深さが最大と判断される断面とした。その結果、きずエコー検出部において、写真に示すようなデッキプレートを進展するき裂が確認された。
一方、写真－3.4.3 には、きずエコー非検出部のマクロ試験結果を示す。ＭＴの結果においてもき裂は確認されなかった。
なお、当該部位の溶接溶込み量は約 78%であった。

図－3.4.3

マクロ試験対象位置- 24 -

写真－3.4.2

きずエコー検出部のマクロ試験結果（左は磁粉探傷試験結果）

写真－3.4.3 きずエコー非検出部のマクロ試験結果（左は磁粉探傷試験結果）

3.4.4 き裂部の破面観察
マクロ試験において、デッキプレート進展き裂が確認された箇所と健全部を対象に、破面試験を実施した。
破面を観察することで、疲労き裂の起点およびその原因を探るとともに、ＵＴ結果の検証を行った。
図－3.4.4 にき裂発生箇所の破面試験結果を示す。き裂はルート部が起点となって円弧に進展していた。き
裂深さは最大 5.0 ㎜、き裂長さは 34.5 ㎜であった。これはＵＴで推測されたき裂（き裂深さ最大 3.7mm、き裂長さ 38mm）とほぼ一致しており、ＵＴにより精度良くき裂を検出できたことが確認できた。なお、ルート部には大きな溶接欠陥などは確認されなかった。
図－3.4.5 に健全部の破面試験結果を示す。健全部はき裂が存在しないため、脆性破面はすみ肉溶接ののど断面である。デッキプレート側のルートフェイス側を観察したが、溶接欠陥は確認されなかった。

- 25 -

４．スタッドの挙動に着目したＦＥＭ解析

4.1 解析目的
3 章で示したとおり、移動輪荷重試験後の供試体を詳細に観察した結果、接着材タイプ供試体、スタッド
タイプ供試体ともに、スタッドの多数が疲労破断していることが明らかとなった（写真－4.1.1、図－4.1.1
参照）。移動輪荷重試験の比較的初期においてＳＦＲＣ舗装と鋼床版が剥離し、両者間に作用するせん断方向
もしくは引張方向の力をスタッドのみで負担するようになったためであると推測される。
接着材タイプ供試体では、せん断力への抵抗は接着材に期待し、端部のスタッドには①ＳＦＲＣ舗装の乾燥収縮による反り上がりの防止、②端部防水、③万が一接着材の付着機能が喪失した場合のＳＦＲＣ舗装が欠落するなどの状態の防止、を期待している。そこで、先述の移動輪荷重試験結果を鑑み、接着材の付着機能が喪失した場合を想定して、スタッドのせん断力に対する疲労耐久性について検討することとした。具体的には、ＳＦＲＣ舗装と鋼床版が重ね梁状態となった場合にスタッドに作用するせん断力とスタットジベルの配置との関係について検討するとともに、これらの疲労耐久性について検討した。

写真－4.1.1

疲労破断したスタットジベル（１）接着材タイプ（Type-1）（２）スタッドタイプ（Type-2）

図－4.1.1 移動輪荷重試験において疲労破断したスタッドの配置- 28 -

表－4.2.1
名

解析ケース

称

備 考

完全合成

デッキプレートとSFRC舗装が完全に合成となっているものを想定。

スタッド1列（付着なし）

移動輪荷重試験のType-1供試体（接着材タイプ）が接着材の付着力を喪失したケースを想定。

スタッド2列（付着なし）

端部スタッドを2列として接着材の付着力を喪失したケースを想定。

全面スタッド（付着なし）

移動輪荷重試験のType-2供試体（スタッドタイプ）が接着材の付着力を喪失したケースを想定。

スタッド 1 列（付着なし）
図－4.2.2

スタッド 2 列（付着なし）

全面スタッド（付着なし）

解析モデルにおけるスタッドの配置（付着力を喪失したケース）- 30 -

4.2.2 荷重条件
解析モデルに作用させる荷重は、移動輪荷重試験における荷重を再現するため、橋軸方向の影響線載荷とした。具体的には、図－4.2.3 に示すように、橋軸直角方向の載荷位置は移動輪荷重試験の走行位置（ダブルタイヤが U リブウェブを跨ぐ位置）、橋軸方向は U リブ支間中央を中心に、500mm ごとに橋軸方向に影響線載荷した。なお、載荷ケースをそれぞれＬ１～Ｌ５と表現する。
荷重強度は、単位荷重として 98kN とし、これを等分布面圧荷重として与えた。載荷面は移動輪荷重試験と同様、大型車の後輪ダブルタイヤを想定した 200×200mm の面積を 100mm 間隔で並べた形状とした。

図－4.2.3 ＦＥＭ解析における荷重載荷位置（載荷ケースを全て示す）- 31 -

4.2.3 スタッドのバネ定数の設定
本解析では、スタッドを３方向（鉛直方向、橋軸方向、橋軸直角方向）のバネとして表現した。このバネのバネ定数は、文献 4.1)を参考に、以下のとおり決定した。
（１）鉛直バネ
ＳＦＲＣ舗装とデッキプレートの界面に作用する圧縮力は、付着機能を喪失した接着層が伝達し、スタッ
ドは、引張側の鉛直方向のバネとしてのみ機能すると仮定した。スタッドのばねとしての応力－ひずみ関係
は線形と仮定し、その勾配は、スタッドの軸部の断面積 As 、軸部の長さ l s と弾性係数 Es から算出したバネ
定数 kv を用いることとした。ここで、軸部の長さ l s は、軸部の長さに頭部の 7mm を加えた 40mm とした。
以下に、鉛直バネ定数 kv を示す。

k v = E s × As / l s = 205800 × 63.6 / 40 = 327.2kN / mm

図－4.2.4 スタッド詳細

本解析においては、この鉛直ばねに作用する力を、スタッドに作用する軸力と考える。

（２）水平バネ
水平方向の力に対して、スタッドは曲げ変形により抵抗するものと考えた。水平方向のバネ定数は、文献
4.1)に示されるφ13 のスタッドの２本分のバネ定数 k h =147kN/mm を参考に、スタッドの断面定数、すな
わち直径の３乗に比例にするとして仮定し、本試験で用いたφ9 のスタッドのバネ定数を算出することとした。
以下に、水平バネ定数 k h を示す。

k h  147 / 2  9 / 13  24.4kN / mm
3

本解析においては、橋軸方向、橋軸直角方向の２つの水平ばねに作用する力の合力をスタッドに作用する
せん断力、合力の向きをせん断力の方向と考える。

- 32 -

4.3. 解析値と実験値の比較
ＦＥＭ解析との比較のため、4.3、4.4 で示す移動輪荷重試験から得られた変位、ひずみ、応力の値は、全て載荷荷重 98kN あたりに換算した値とする（載荷荷重は移動輪荷重試験の載荷回数によって異なるが、それぞれ載荷荷重[kN]で除して 98[kN]を乗じることにより、すべて載荷荷重 98kN あたりの変位、応力、ひずみに換算している）。
4.3.1 デッキプレートの鉛直変位
ＦＥＭ解析により得られた各ケースの鉛直変位を、Type-1 供試体（接着材タイプ）と Type-2 供試体（スタッドタイプ）の移動輪荷重試験における鉛直変位の履歴と併せて図-4.3.1 に示す。Type-1 供試体（接着材タイプ）と Type-2 供試体（スタッドタイプ）の鉛直変位の履歴を見ると、いずれも輪荷重載荷回数 10 万回程度までは、完全合成タイプの解析値に近い挙動を示していることがわかる。その後 10 万回以降は、輪荷
重載荷回数が増加するのに伴い、Type-1 供試体（接着材タイプ）はスタッド 1 列（付着なし）モデルの解析
結果に、Type-2 供試体（スタッドタイプ）は全面スタッド（付着なし）モデルの解析結果に近づくことがわかる。載荷回数 10 万回までの移動輪荷重試験の開始当初は、接着材、もしくはＳＦＲＣとデッキプレートの付着により合成挙動を示していたものが、輪荷重の繰り返しにより接着材の付着が喪失し、スタッドのみ
でせん断力および引張力を負担するモードに移行したものと考えられる。付着が喪失した後の全面スタッドとスタッド 1 列を比較すると、実験値、解析値ともにスタッド 1 列の鉛直変位量が大きいことがわかる。

図－4.3.1

DS-D2 の鉛直変位（L3 載荷時）

- 33 -

4.3.2 U リブ溶接止端部近傍のひずみ（１）デッキ側溶接止端部
ＦＥＭ解析により得られた各ケースのデッキ側溶接止端部近傍橋軸直角方向ひずみを、移動輪荷重試験の載荷回数と計測ひずみの関係と併せて図－4.3.2 に示す。
ＦＥＭ解析では、完全合成の場合ひずみがほとんど発生しない。スタッド 1 列（付着なし）と全面スタッド（付着なし）では-30×10-6 程度のひずみが発生するが、両者の違いは見られない。
移動輪荷重試験結果に着目すると、Type-1 供試体（接着材タイプ）と Type-2 供試体（スタッドタイプ）
とも、載荷開始時のひずみは完全合成と仮定した解析結果と一致している。Type-1 供試体（接着材タイプ）
では、輪荷重載荷回数 80 万回程度までは完全合成の解析結果と一致しているが、80 万回から 150 万回にかけて徐々にスタッド 1 列（付着なし）モデルの解析結果に近づいていき、最終的にはほぼ一致している。接着材が徐々に剥離し、スタッド 1 列（付着なし）と同様の状態に移行したものと考えられる。Type-2 供試体（スタッドタイプ）は、載荷初期は完全合成の結果に一致しているが、載荷回数 20～30 万回程度で全面ス
タッド（付着なし）モデルの解析結果に、載荷回数 30 万回以降は全面スタッド（付着なし）モデルの解析結果よりも大きなひずみが発生している。載荷試験当初は完全合成であったものが、ＳＦＲＣ舗装とデッキプレートの付着が失われ、スタッドのみでせん断力および引張力の伝達が行われる状態となり、その後、徐々にスタッドが疲労で破断するにしたがって、当該部位のひずみが増加していったものと考えられる。なお、最終的には 121 本中、43 本のスタッドが破断している。

図－4.3.2 デッキ側溶接止端部のひずみ（L3 載荷時）

- 34 -

（２）U リブ側溶接止端部
ＦＥＭ解析により得られた各ケースの U リブ側溶接止端部近傍鉛直方向ひずみを、移動輪荷重試験の載荷回数と計測ひずみの関係と併せて図－4.3.3 に示す。ＦＥＭ解析において、スタッド 1 列（付着なし）と全
面スタッド（付着なし）のひずみに差は見られない。Type-1 供試体（接着材タイプ）と Type-2 供試体（スタッドタイプ）とも、載荷開始時のひずみは完全合成と仮定した解析結果と一致している。しかし、Type-1
供試体（接着材タイプ）は、載荷回数 20～30 万回程度でひずみが増大し、スタッド 1 列（付着なし）の解析結果に近づいている。Type-2 供試体（スタッドタイプ）は、載荷回数 20～30 万回程度でひずみが増大した後も、全面スタッド（付着なし）の解析値を上回って徐々にひずみが増大し続けている。スタッドが載荷回数の増加にともなって順次破断したため、スタッド全数を有効とした全面スタッド（付着なし）モデルの解析値を上回ったものと考えられる。

図－4.3.3 U リブ側溶接止端部のひずみ（L3 載荷時）

- 35 -

4.4 ＦＥＭ解析結果によるスタッドの挙動の推定
4.4.1 スタッドに作用するせん断力
図－4.4.1～図－4.4.3 に、ＦＥＭ解析により得られたスタッドに作用するせん断力（凡例のせん断応力はせん断力を軸部断面積で除した値）をベクトル図として示す。図－4.4.1 は Type-1 供試体（接着材タイプ）
においてＳＦＲＣ舗装とデッキプレートの付着が失われた状態を想定したスタッド 1 列（付着なし）の解析
結果、図－4.4.2 は Type-1 供試体（接着材タイプ）において端部スタッドを 2 列とした状態を想定したスタ
ッド 2 列（付着なし）の解析結果、図－4.4.3 は Type-2 供試体（スタッドタイプ）でＳＦＲＣ舗装とデッキプレートの付着が失われた状態を想定した全面スタッド（付着なし）の解析結果である。結果をまとめると以下の通りである。
1) いずれのモデルにおいても、輪荷重の橋軸方向の移動によって、スタッドに作用するせん断力は回転する。これは、文献 4.2）において示される、「回転せん断力」と同様のメカニズムと考えられる。
2) せん断力の作用によってスタッドの軸部は曲げ挙動を示すが、曲げの方向はどの輪荷重位置においても輪荷重載荷点に向いている。
3) デッキプレートの端部（4 隅付近）に位置するスタッドには、1kN を超えるせん断力が作用する。また、このせん断力はスタッドの本数を多くすると低減する傾向にある（表－4.4.1 参照）。
4) 接着材タイプを想定したスタッド１列（付着なし）の解析では、4 隅のスタッドのせん断力が最も大きく、中央寄りのスタッドのせん断力は小さい。このため、図－4.1.1 で示したように、輪荷重供試体のスタッド破断状況において、供試体中央寄りのスタッドが破断せずに残っていたものと考えられる。
5) スタッドを全面に配置した全面スタッド（付着なし）モデルでは、輪荷重直下の列のスタッド両端（横リブ近傍）で 1.3kN 程度のせん断力が作用する。ただし、供試体中央寄りのスタッドに作用するせん
断力は比較的小さい。また、輪荷重直下の列に隣接する列のスタッドに作用するせん断力は大きい。
一方、輪荷重載荷位置からは遠いものの、供試体４隅のスタッドに作用するせん断力も比較的大きい。
ＦＥＭ解析で得られたスタッドのせん断力の大きい位置と、図－4.1.1 で示した破断したスタッドの位
置が概ね一致していることが分かる。
図－4.4.4 に、全面スタッド（付着なし）の解析で得られたせん断応力範囲と、Type-2 供試体（スタッドタイプ）で破断したスタッドの関係を示す。ここで、縦軸のせん断応力範囲は、ＦＥＭ解析の影響線載荷により得られた各スタッドのせん断力範囲（最大せん断力－最小せん断力）を、スタッド軸部の断面積で除することにより算出した。なお、せん断力の方向は載荷位置によって変化するが、せん断応力範囲の算出にあたってはその方向は考慮していない。また、試験体は走行方向には対称構造であり、ＦＥＭ解析においては、
例えば 1 行と 11 行のスタッドのせん断応力範囲は同じなので、図－4.4.4 において、プロットが重なるもの
は少し横にずらして表記した。
せん断応力の方向がほとんど回転しない第 11 列のスタッドは、せん断応力範囲が 14.7N/mm2 となる最端部のスタッドが破断している。一方、せん断応力の方向が回転する輪荷重載荷位置近傍の列（第 5 列、第 8列）では比較的小さい応力範囲の 6.8N/mm2 となるスタッドでも破断している。輪荷重載荷位置直下となる列（第 6 列、第 7 列）ではせん断力の方向はほとんど回転せず、せん断力が小さいスタッドもあるが、ほと- 36 -

んどのスタッドが破断している。これは、せん断力の影響に加えて、輪荷重の載荷による鉛直力が影響しているものと考えられる。

図－4.4.1 スタッドに作用するせん断力：スタッド１列（付着なし）、Type-1 供試体に相当

図－4.4.2 スタッドに作用するせん断力：スタッド２列（付着なし）- 37 -

図－4.4.3 スタッドに作用するせん断力：全面スタッド（付着なし）、Type-2 供試体に相当

表－4.4.1 端部に位置するスタッドに作用するせん断力
スタッド配置せん断力 (kN)
比率

１列

２列

全面

1.39

1.33

1.17

1.00

0.96

0.84

図－4.4.4 せん断応力範囲とスタッド破断の有無の関係（全面スタッド（付着なし）の解析値と Type-2 供試体（スタッドタイプ）のスタッド破断状況より）- 38 -

4.4.2 せん断応力範囲とスタッドの破断との関係
スタッドに作用するせん断応力範囲とスタッドの破断との関係、すなわちＳ－Ｎ線図を得て、疲労寿命を予測することを試みる。
移動輪荷重試験において破断したスタッドの位置は、図－4.1.1 に示したように Type-1 供試体（接着材タイプ）では端部のスタッドのほぼ全てであり、Type-2 供試体（スタッドタイプ）では 4 隅のスタッドと輪荷
重載荷位置周辺のスタッドである。したがって、Type-1 供試体（接着材タイプ）と Type-2 供試体（スタッドタイプ）のスタッドの破断現象はメカニズムが異なると考えられる。ここでは、それぞれのタイプにおいて、ＦＥＭ解析結果および移動輪荷重試験の供試体におけるスタッドの破断状況、引張接着強度試験から推定される接着材とプライマー界面の剥離位置から、スタッドが破断していったメカニズムを推定する。
（１）Type-1 供試体（接着材タイプ）
Type-1 供試体（接着材タイプ）では、ＦＥＭ解析の結果で得たせん断応力範囲が小さいスタッドも含めて端部のスタッドのほぼ全てが破断した。このスタッドの破断メカニズムは以下のように考えられる。
①

接着材とプライマーの界面が、作用せん断力の大きな舗装端部から剥離し始め、ＳＦＲＣ舗装とデッキプレートは徐々に重ね版に近い状態となり、せん断力の大部分を端部のスタッドが負担する状態となった。

②

最大のせん断応力が作用していたスタッド、すなわち 4 隅に位置するスタッドが最初に破断した。

③②に伴い、破断した 4 隅のスタッドに隣接するスタッドに作用するせん断力が増大し、このスタッドも破断に至った。

④③が連鎖的に発生し、輪荷重に近い側の列のスタッドは全て破断に至った。輪荷重から遠い側の列では全数破断には至らず、供試体中央寄りのスタッド 3 本が破断せずに残った。

Type-1 供試体（接着材タイプ）は、図－4.4.5 に示すように、最端部のスタッドに隣接するスタッドの溶接部近傍のデッキプレート下面で橋軸方向にひずみゲージを設置している。移動輪荷重試験で所定載荷回数毎に実施した静的載荷試験結果から得られた、載荷回数とひずみの関係を図－4.4.6 に示す。最端部のスタッドが破断に至る①～④の各段階における挙動は、図－4.4.7 に示すイメージとなると考えられる。接着材の付着が失われ、せん断力のほとんどを端部のスタッドが負担する状態に移行した後のスタッドの疲労耐久性を評価する場合、最端部のスタッドに着目し、スタッドに作用するせん断応力範囲（Δτ）と付着が失われて重ね版の状態になった後にスタッドが破断に至るまでの載荷回数（Ｎ）（図－4.4.7 に示す②の回数）との関係を求めればよいと考えられる。
図－4.4.1 より、スタッドに作用するせん断応力範囲Δτ=1.94kgf/mm2（載荷荷重 98kN 相当）が求まる。
また、図－4.4.6 より、破断までの載荷回数 N＝250,000 が求まる。ここで、輪荷重試験は荷重を変えて試験しているため、各荷重におけるΔτとＮの関係から 1 つの S-N プロットを得るためには、等価換算回数を求める必要がある。ここでは、疲労設計曲線の傾きを表す係数 m を m=3、5 の 2 通りとして載荷荷重 98kN
における等価換算回数を試算し、S-N プロットを得ることとした。このようにして輪荷重試験結果から得た
S-N プロットを、文献 4.2)に示される、コンクリート中のスタッドに回転せん断力（回転角約 160°）が作用した場合の S-N 線図上にプロットしたものが、図－4.4.8 である。今回の実験における S-N 線図上のプロッ- 39 -

トは、破壊性状①の延長線上付近に位置することが分かる。なお、図－3.3.1 に示したように、Type-1 供試体（接着材タイプ）の破壊性状は軸部（破壊性状 a）であり、文献 4.2）に示される破壊性状①とき裂の発生
点は一致するものの、進展方向は異なる。
（２）Type-2 供試体（スタッドタイプ）
Type-2 供試体（スタッドタイプ）では、最端部のスタッドと輪荷重載荷位置近傍のスタッドが破断した。
Type-2 供試体（スタッドタイプ）においても、5 本のスタッドにおいてデッキプレート下面にひずみゲージを設置している。移動輪荷重試験時の載荷回数とスタッド下のデッキ下面のひずみの関係を図－4.4.9 に示す。
図中、計測対象のスタッドの位置と、破断したスタッド位置を示した。実測値は、S5 を除いては完全合成のFEM 解析値と、全面スタッド（付着なし）の解析値の間にある。周辺のスタッドが多数破断したにも係らず、ひずみの変化は少なかった。スタッドが多く、付着喪失やスタッドの破断による挙動が複雑なため、ス
タッド位置のデッキプレート下面のひずみからスタッドの破断挙動を推測するのは困難であると考えられる。
最端部のスタッドについては、FEM 解析結果と破断状況から推測すると、破断のメカニズムは以下の通りであると考えられる。
①

最外列で最大のせん断力が作用していたスタッド、すなわち 4 隅に位置するスタッドが破断した。

②①に伴って隣接するスタッドに作用するせん断力が増大するが、接着材タイプとは異なり、隣接する３本のスタッドでせん断力を分担するため、これらのスタッドは破断するに至らなかった。

一方、輪荷重載荷位置付近のスタッドは、そのほとんどが破断に至っているが、スタッドの位置によって、
回転せん断力が作用するものと、一方向のせん断力が作用するものとに分類できると考えられる。また、輪荷重載荷付近のスタッドでは、せん断力のほか軸力も作用する。これらのスタッドについては、どのように破断が連鎖して発生し、せん断力の再分配がなされているか、FEM 解析からも推測するのは困難である。
ただし、本試験では輪荷重載荷付近のスタッドの多くが破断に至ったものの、ＳＦＲＣ舗装の破壊や逸散といった状態には到達していない。

図－4.4.5

デッキ下面にひずみゲージを貼付したスタッドと着目するスタッド（Type-1 供試体（接着材タイプ））- 40 -

図－4.4.6

最端部スタッド位置のデッキプレート下面における横断方向ひずみの経過（Type-1 供試体（接着材タイプ））

図－4.4.7

スタッドの破断に至るまでのひずみ値変動のイメージ（Type-1 供試体（接着材タイプ））(③)

図－4.4.8

本試験結果と文献 4.2)に示される S-N 線図との関係- 41 -

4.5 まとめ
ＦＥＭ解析により、移動輪荷重試験においてそれぞれの供試体のスタッドが破断したメカニズムを推定した。結果をまとめると下記の通りである。
(1) デッキプレートとＳＦＲＣ舗装が接着材や付着により完全合成として挙動している場合、スタッドにはほとんど力は作用しないが、接着や付着が失われた場合、スタッドに比較的大きなせん断力が作用する。
特に、接着材タイプにおいて接着材が剥離した場合には、スタッドには大きな力が作用する。
(2) スタッドに作用するせん断力は常に載荷点の方向に作用するため、荷重の移動によりせん断力の方向が変化する、いわゆる回転せん断力が作用する。
(3) Type-1 供試体（接着材タイプ）は、施工に不具合のあった接着材が輪荷重の載荷により早期に剥離し、せん断力の大部分を端部スタッドが負担したため、特に負担するせん断力の大きな 4 隅のスタッドから順次破断したと考えられる。
(4) Type-2 供試体（スタッドタイプ）は、せん断力の大きな 4 隅のスタッドおよび載荷点近傍のスタッドが順次破断したと考えられる。ただし、スタッドが破断した後も、せん断力を分担するスタッド数が多いため、今回の試験条件では全数破断には至らなかったと考えられる。
このように、ＳＦＲＣ舗装とデッキプレートとの接着、もしくは付着が失われた場合、スタッドに大きなせん断力が作用するため、スタッドが疲労破壊する可能性があることが確認された。ただし、早期に付着が喪失したのにも関わらず、ＳＦＲＣ舗装の表面ひずみに大きな変化もなく、表面のひび割れも確認されなかった。接着材タイプにおいて、端部のスタッドは水の浸入の防止と、乾燥収縮による反りに抵抗する目的で設置されるものであるが、二次的な効果として、接着材が剥離した場合に接着材の機能を補う効果も期待できる。その意味からも、端部のスタッドの配置は重要であると考えられる。

- 43 -

５．移動輪荷重試験における軸重および載荷回数の整理

5.1 検討内容
本研究で実施した移動輪荷重試験では、大型車のダブルタイヤを想定した 200mm×200mm×2 の載荷面積に対し、98kN×10 万回＋157kN×100 万回＋198kN×100 万回の繰り返し載荷を実施した。この載荷条件は、
ＳＦＲＣ舗装を施した鋼床版供試体による移動輪荷重試験の事例 5.1)-5.2)や鋼・コンクリート合成床版を対象とした移動輪荷重試験の事例 5.3)を参考に決定した。当初 10 万回まではＴ荷重相当である 98kN／輪を予備的に載荷し、初期の不具合やＳＦＲＣ舗装のひび割れなどの有無を確認した。次のステップとして、載荷荷
重 157kN で 100 万回を載荷した。この載荷荷重 157kN は、実路線で測定された過積載車の輪荷重の最大値5.4)-5 5)や、土木学会道路橋床版の調査研究小委員会の報告書 5.6)で提案されている性能照査型設計法における照査荷重 150kN と同程度である。載荷荷重 157kN での載荷試験終了後、ＳＦＲＣ舗装表面を観察し、ひび割れ等の顕著な損傷が確認されなかったため、さらに最終ステップとして、載荷荷重 196kN で 100 万回を載荷した。
一方、共同研究の中で、本研究とは別に土木研究所において実施している移動輪荷重試験では、150kN×200
万回の繰り返し載荷試験を実施している（載荷面積は本研究と同じ）。
ここでは、昭和 59 年（以下、S59 と表記する）、および昭和 62 年（以下、S62 と表記する）に旧土木研究所で実施された車両実態調査結果 5.4)-5 5)を用いて、移動輪荷重試験の載荷条件と実交通の載荷条件を比較することとした。比較に用いる車両実態調査の一覧を表－5.1.1 に示す。特に、S59 に国道 357 号線の有明地点で実施された車両データは、重車両交通路線での調査データの中でも厳しいデータの１つとして、鋼道路橋の疲労設計指針 5.7)をはじめ、広く参照されているデータである。

表－5.1.1 車両実態調査の概要- 44 -

5.2 検討結果（１）軸重分布車両実態調査結果の一覧を表－5.2.1 に示す。調査では、車種ごとの車重、軸重分布の把握のため、車両の種類を 21 種類に細分している（表－5.2.2）。このうち、車種 5 から車種 21 までが大型車に分類されている。
車両の特定は目視で、軸重は軸重計により計測された。なお、表－5.2.1 中の調査結果の各値は、参考文献
5.4）の表－3.1.5、表－3.1.6、および参考文献 5.5）の表－1.5、表－1.6 に記載の値を集計したものである。
（章末の参考資料－5.2.1～5.2.3 に参考文献より引用した、車両実態調査結果の表を示す。
）
軸重の最大値は、S59 の有明で測定された 298kN であり、車両制限令に定められる最大軸重の約 3 倍に相当する。載荷長の長いトレーラー以外の最大車重は同じく S59 に有明で測定された 607kN であり、これも車両制限令の規定の 3 倍程度である。トレーラーを含む最大荷重は S62 に有明で測定された 935kN であった。一日一車線あたりの大型車交通量が最も多いのは S59 の有明で 5255 台である。交通実態調査を実施した中では、国道 357 号の有明が最も厳しい交通実態であるが、他の路線においても、車両制限令で定められた軸重、車重をはるかに超える重車両が走行していることがわかる。一方、首都高速道路で計測された最大軸重は 174kN、最大車重は 526kN であり、国道と比較すると小さいことがわかる。

表－5.2.1 車両実態調査結果の概要- 45 -

表－5.2.2

車種分類（２）平均軸数と等価換算輪重の算出
車両実態調査のうち、最も条件の厳しいと考えられる S59 の有明のデータから平均軸数と等価換算輪重を算出する。平均軸数の算出式を式（5.1）に、等価換算輪重の算出式を式（5.2）に示す。

N ave 

N

i

Nt



(5.1)



  Pi m  N i Peq  


N

i



1/ m

(5.2)

ここで、

N ave：平均軸数（軸／台）N i ：各軸重範囲における軸数
N t ：大型車交通量（台）Peq ：等価換算輪重（kN）
Pi ：各軸の輪重＝軸重の 1／2（kN）

m ：疲労設計曲線の傾きを表すべき数
疲労設計曲線の傾きを表すべき数 m については、
鋼道路橋の疲労設計指針で示される m=3、m=5 のほか、本研究の対象が鋼床版ならびに鋼床版上のＳＦＲＣ舗装であることを考慮し、コンクリート床版の疲労耐久性の検討 5.8)で用いられている m=8、m=10、m=12 についても検討を加えた。

- 46 -

平均軸数および等価換算輪重の計算結果を表－5.2.3 に示す。表中の大型車交通量、全軸数、各軸重範囲における軸数は、参考文献 5.4）の資料－3 の活荷重実態調査データ集から、車重、軸重の明確なデータを集計したものである。m が大きいほど等価換算輪重が大きくなることがわかる。m が大きくなると、輪重の大きなデータの影響が強くなるためである。
（３）横断方向の輪荷重のばらつきを考慮した補正係数
横断方向の輪荷重載荷位置のばらつきが対象部の疲労損傷度に与える影響を、日本鋼構造協会の疲労設計
指針 5.9)に記載されている横断方向の輪荷重分布データと、報告書分冊１／２で示したＳＦＲＣ舗設後の横断
方向影響線載荷試験結果を用いて算出した（図－5.2.1）。横断方向の輪荷重載荷位置のばらつきを考慮した応力の補正係数（以下、横断方向載荷位置補正係数という）の算出式を式（5.3）に示す。




m
Li

 n Li

 L0



1

m

（5.3）

ここで、

 Li ：輪荷重の横断方向位置が Li の場合の応力範囲 (kN)nLi ：輪荷重の横断方向位置が Li となる相対頻度 (Σ nLi =1.0)

 ：横断方向載荷位置補正係数
 L0 ：輪荷重の横断方向位置が着目溶接線直上の場合の応力範囲 (kN)
横断方向載荷位置補正係数の算出結果を表－5.2.4 に示す。横断方向載荷位置補正係数は、m=3 で 0.80 であり、m が大きくなると補正係数も大きくなる。
（４）移動輪荷重試験の試験条件の評価
移動輪荷重試験による累積疲労損傷度と、S59 の有明で得られた交通実態調査結果による累積疲労損傷度が等しくなる条件から、移動輪荷重試験による負荷と S59 の交通実態による負荷が等価となる年数を算出す
る（以下、等価年数という）。等価年数の算出にあたっては、横断方向の載荷位置のばらつきを考慮した。等価年数の算出式を式（5.4）に示す。

Y eq 

 P

ti

m

 N ti  P   365  N
m

eq

ave


 ADTT



（5.4）

ここで、

Yeq ：等価年数（年）Pti ：移動輪荷重試験の各載荷荷重 (kN)
N ti ：移動輪荷重試験の各載荷荷重における繰返し数(回)ADTT：日大型車交通量 （台／日／車線）
等価年数の試算結果を表－5.2.5 に示す。疲労設計曲線の傾きを表すべき数 m が小さいほど、等価年数は小さくなる結果となった。m が大きいと、輪重の大きな軸数の影響が大きくなるが、移動輪荷重試験の荷重条件が交通実態の最大輪重と同等、もしくは最大輪重よりも大きいため、このような傾向になる。
移動輪荷重条件と比較して、交通実態が厳しくなるのは m=3 の場合であるが、本研究の条件で等価年数- 47 -

は 141 年、土木研究所の移動輪荷重試験の条件で等価年数は 81 年との試算結果である。本研究および土木研究所の試験条件は、比較的厳しいものと判断できる。
（５）他路線の交通実態調査結果との比較
ここでは、表－5.2.1 に示した各路線の交通実態調査結果を用いて、S59 の有明と同様に等価輪数、等価輪荷重を算出し、等価年数を評価した。疲労設計曲線の傾きを表す m は、交通実態を厳しく評価する m=3 とした。
各路線における等価輪数、等価荷重の算出結果を表－5.2.6 に、等価年数の試算結果を表－5.2.7 に示す。
表中の大型車交通量、全軸数、各軸重範囲における軸数は、参考文献 5.4）、5.5）の資料－3 の活荷重実態調
査データ集から、車重、軸重の明確なデータを集計したものである（そのため、数値は表－5.2.1 の値と若干異なる部分がある）。ADTT が不明な首都高速道路の結果、および参考文献から正確な軸重データを確認できない S62 有明のデータは試算から除いた。S59 の有明が最も等価年数が小さいが、他の国道から算出した等価年数についても、交通量の少ない八戸を除いて差は小さい結果となった。S59 の熊谷は S59 の有明とADTT に大きな差がないこと、S62 の有明、S62 の草加は S59 の有明に比べて ADTT は少ないものの、等
価換算輪重が大きいためである。いずれにせよ、本研究で実施した輪荷重条件は、実橋の 100 年以上に相当することが確認できた。土木研究所で実施している輪荷重試験についても、実橋の 80 年以上に相当する。

表－5.2.3

平均軸数と等価換算輪重の算出（S59 有明）- 48 -

図－5.2.1 横断方向の輪荷重分布 5.9)と対象部の横断方向の影響線

表－5.2.4

横断方向載荷位置補正係数αの算出結果



σeq    Li  n Li

- 49 -

m



1

m

表－5.2.5

等価年数の試算結果（S59 有明）（a）本研究の移動輪荷重試験（b）土木研究所で実施した移動輪荷重試験

表－5.2.6

平均軸数と等価換算輪重の算出（各路線、m=3）- 50 -

表－5.2.7

等価年数の試算結果（各路線、m=3）（a）本研究の移動輪荷重試験（b）土木研究所で実施した移動輪荷重試験- 51 -

参考資料－5.2.1

S59 車両実態調査結果- 52 -

参考資料－5.2.2

S62 車両実態調査結果 (1)- 53 -

参考資料－5.2.3

S62 車両実態調査結果 (2)- 54 -

６．まとめ近年、Ｕリブを使用した鋼床版で発生事例が数多く報告されているデッキ進展き裂およびビード進展き裂を主な対象として、剛性の高いＳＦＲＣ舗装を用いる補強工法に関して、各種実験を始めとする検討を実施した。ＳＦＲＣ舗装が鋼床版の局部変形・応力に与える効果の確認、ＳＦＲＣ舗装の耐久性、補強効果の持続性の確認を目的として、実大鋼床版供試体を用いた静的載荷試験および移動輪荷重載荷試験を実施した。
ＳＦＲＣ舗装とデッキプレートの接合方法としては、エポキシ系接着材による接合を基本と考えたが、全面にスタッドを配置して接合する方法についても検討を行なった。本章では、分冊１／２の結果も含め、本研究により得られた成果をまとめる。

（１）ＳＦＲＣ舗装が鋼床版の局部変形・応力に与える効果
ＳＦＲＣ舗装が鋼床版の局部変形・応力に与える効果については、２径間鋼床版パネルの実大鋼床版供試体により確認した。その結果、ＳＦＲＣ舗装を用いた補強により、デッキプレートとＵリブとの溶接部の局部ひずみは著しく低減することが確認された。特に、デッキ進展き裂に関係すると考えられるデッキプレー
ト側のひずみの低減は大きく、舗設後のひずみは舗設前（舗装のない場合）の１割程度となる。デッキプレートの面外剛性が向上し、Ｕリブウェブ上でのデッキプレートの局部曲げ変形が抑制されるためであると考えられる。ビード進展き裂に関係すると考えられるＵリブ側のひずみについても、舗設前の２割程度に低減することが確認された。ＳＦＲＣ舗装を用いる補強方法は、Ｕリブを有する鋼床版のデッキ進展き裂、ビー
ド進展き裂に対して、大きな補強効果を有していることが確認された。
その他、ＳＦＲＣ舗装により鋼床版全体の剛性が改善されるため、鋼床版のたわみやＵリブ下面のひずみ、
横リブ交差部のひずみ、垂直補剛材上端部のひずみも低減することが確認された。ただし、ひずみの低減効
果は部位、輪荷重の載荷位置、構造詳細によって変わるほか、垂直補剛材の上端部など、部位によってはＳ
ＦＲＣ舗設後においても比較的大きなひずみが発生する場合もあることに注意が必要である。

（２）ＳＦＲＣ舗装の耐久性および補強効果の持続性
ＳＦＲＣ舗装の耐久性および補強効果の持続性ついては、U リブ１径間からなる実大鋼床版供試体を用いた移動輪荷重試験により確認した。試験体は２体とし、１体についてはＳＦＲＣ舗装とデッキプレートを接着材で、もう一体についてはＳＦＲＣ舗装とデッキプレートをスタッドで接合した。輪荷重試験の載荷条件
は、１輪で 98kN×10 万回+157kN×100 万回+198kN×100 万回としたが、試算によると、この条件は特に厳しい重交通路線の交通荷重の 100 年分以上に相当する。
移動輪荷重試験の結果、ＳＦＲＣ舗装の表面にはひび割れなどの損傷は認められず、舗装としての供用性に問題はみられなかった。
鋼床版の応力については、
輪荷重の繰り返しにより若干の増加は見られたものの、
ＳＦＲＣ舗装は試験終了まで十分な応力低減効果を保持していた。
移動輪荷重試験終了後の供試体を用いて各種調査を実施したところ、いくつかの変状が確認された。接着材タイプの供試体においては、ほぼ全面にわたって十分な付着強度が得られないという結果が得られた。輪- 55 -

荷重の繰り返しにより、
プライマー面が早期に剥離した、あるいは接着強度が低下したものと考えられるが、剥離した原因としてはプライマーの材料の選定や施工条件が影響していることが確認された。接着材の剥離によりスタッドに力が集中したため、端部スタッドの 18 本中、15 本が疲労破断した。き裂は全てスタッド側に発生しており、デッキプレート側に進展したき裂はなかった。接着材タイプについては、プライマー等の材料の選定や施工条件によりＳＦＲＣ舗装とデッキプレートが早期に剥離する可能性があり、十分に注意する必要がある。ただし、早期に付着が喪失したのにも関わらず、ＳＦＲＣ舗装の表面ひずみに大きな変化もなく、表面のひび割れも確認されなかったことから、ＳＦＲＣ舗装の剥離や破壊に対して、端部にスタッドを配置しておくことが効果的であることが示された。
スタッドタイプの供試体についても、輪荷重直下を中心にスタッドが疲労破断しており（43 本／121 本）、
き裂はスタッド側およびデッキプレート側の溶接止端部に発生していた。ただし、デッキプレート母材に進展したき裂はなく、舗装性能、鋼床版の応力低減効果には問題は見られなかったことから、鋼床版の補強方法および舗装としては十分な性能を有していたものと考えられる。スタッドの破断を防止するためには、ス
タッドの配置方法の検討、接着材との併用など、今後の検討が必要である。

- 56 -

＜参考文献＞

第１章
1.1) （社）土木学会：鋼構造シリーズ 4 鋼床版の疲労、1990.9
1.2) （社）日本道路協会：道路橋示方書・同解説 II 鋼橋編、2002.3
1.3) （社）日本道路協会：鋼道路橋の疲労設計指針、2002.3

第２章2.1) 例えば、有馬敬育、村越潤：鋼床版縦リブ溶接ルート部応力に着目したＦＥＭ解析、土木学会第 59 回
年次学術講演会概要集、pp.1087-1088、2004.9
2.2) 例えば、川畑篤敬、江崎正浩、加藤靖、杉村誠、鈴木大也、原直人、矢ヶ部彰、横山薫：鋼床版のデッキ貫通亀裂に関する一考察、土木学会第４回道路橋床版シンポジウム論文集、pp.23-28、2004.11
2.3) 例えば、森猛、鴫原志保、中村宏：溶接溶け込み深さを考慮した鋼床版デッキプレート・トラフリブ
溶接部の疲労試験、土木学会論文集 A Vol.62、No.3、pp.570-581、2006.7
2.4) 例えば、川畑篤敬、井口進、廣中修、鈴木統、齋藤史朗：鋼床版のデッキプレートと縦リブ溶接部を対象とした移動輪荷重試験、土木学会第５回道路橋床版シンポジウム論文集、pp.247-252、2006.7
2.5) 寺田博昌：鋼繊維補強コンクリートを用いた合成鋼床版の開発研究、名古屋大学博士論文、1986.10
2.6) 前野裕文、鈴木教義、梅原秀哲、吉田弥智：鋼繊維補強コンクリートを用いた鋼床版の舗装、コンク
リート工学 Vol.24 No.5、pp.39-46、1986.5
2.7) 名古屋高速道路公社：舗装設計基準、1999.4
2.8) 加形護、児玉孝善、中丸貢、西川隆晴、石田稔、栗原和彦：ＳＦＲＣ舗装による鋼床版の疲労損傷対策－一般国道 357 号横浜ベイブリッジ舗装工事－、橋梁と基礎、2004-10、pp.27-32、2004.10
2.9) 菊池孝雄、児玉孝喜、後藤和満：湘南大橋における鋼床版の疲労対策、土木学会 第 10 回鋼構造と橋に関するシンポジウム論文報告書、pp.1-10、2007.8
2.10) （株）横河橋梁製作所：（研究所報告 81-29）浦安橋（応急橋）のＳＦＲＣ覆工板調査報告書、1981.
2.11) （株）横河橋梁製作所：（研究所報告 81-18）富山県中橋可動橋舗装検討書、1981.
2.12) 寺田博昌、松本好生、有原隆雄：ＳＦＲＣ合成鋼床版の実験－実大試験橋載荷試験報告－、横河橋梁
技報 No.11、pp.31-42、1981.11
2.13) 松本好生、寺田博昌：合成鋼床版のずれ止めの実験－機械的接合および接着接合について－、横河橋
梁技報 No.14、pp.34-40、1984.11
2.14) （株）横河橋梁製作所、住友金属工業（株）：ＳＦＲＣ合成鋼床版設計施工要領（案）、1983.82.15) 名古屋高速道路公社、日本鋪道：市道高速分岐 3 号大井工区舗装工事 繊維補強コンクリート舗装工
事報告、1985.5
2.16) 名古屋高速道路公社、住友重機械工業（株）：ＳＦＲＣ舗装を有する鋼床版桁の力学的挙動に関する実験的研究、1985.3- 57 -

2.17) 佐藤章次、前野裕文、北原俊男、中村幸、寺田博昌：鋼繊維補強コンクリート舗装を施した鋼床版の合成効果、橋梁と基礎 86-2、pp.26-32、1986.2
2.18) 石黒修一、
佐藤和彦：鋼床版上におけるＳＦＲＣ舗装の施工事例、
第28回日本道路会議論文集、2009.102.19) （社）日本鋼構造協会：鋼床版の凍結抑制に関する調査研究、JSSC テクニカルレポート No.75、2006.62.20) 川岡靖司、堀田徹、荒木伸夫、國分尚司、中松裕、堂本康彦、綱本将、原田康弘：月浦インターチェ
ンジＣランプ橋（鋼床版箱桁）の施工、日本橋梁技報 2003、pp.44-50、2003.
2.21) 米倉徹、柳瀬保、丸山悟：鋼床版トラフリブ疲労き裂補修前後の応力測定、阪神高速道路技報 第 13号、1993.
2.22) 西川和廣：ＳＦＲＣによる鋼床版舗装－鋼とコンクリートの新しい関係－、橋梁と基礎、2005-8、pp.84-87、2005.8
2.23) 山田健太郎：重交通下における鋼床版の疲労損傷－名古屋周辺での事例－、土木学会 第 10 回鋼構造と橋に関するシンポジウム論文報告書、pp.11-18、2007.8
2.24) 平林泰明、牛越裕幸、木ノ本剛：首都高速道路における鋼床版疲労損傷、土木学会 第 10 回鋼構造と橋に関するシンポジウム論文報告書、pp.39-53、2007.8
2.25) 藤林美早、田畑晶子、西岡勉、木代穣：鋼床版デッキ貫通き裂損傷に関する報告、土木学会第 61 回
年次学術講演会概要集、pp.1089-1090、2006.9
2.26) 三木千壽、鈴木啓悟、加納隆史、佐々木栄一、石田稔、高森博之：鋼床版の疲労へのＳＦＲＣ舗装による.予防補強とその健全性モニタリング、土木学会論文集 Vol. 62、No. 4、pp.950-963、2006.12
2.27) 毎熊宏則、小林朗、三浦真司、古中仁、児玉孝喜：FRP グリッド材で補強した鋼床版上ＳＦＲＣ版の曲げ補強効果に関する一検討、土木学会第 60 回年次学術講演会概要集、pp.496-497、2005.9
2.28) 加形護、児玉孝喜、近藤充志、岩下幸生、千葉浩幸：鋼床版上ＳＦＲＣ舗装の疲労に関する一検討、
土木学会第 60 回年次学術講演会概要集、pp.504-505、2005.9
2.29) 後藤和満、古中仁、近藤充志、児玉孝喜、毎熊宏則：鋼床版上ＳＦＲＣ舗装による補強効果確認計測、
土木学会第 60 回年次学術講演会概要集、pp.502-503、2005.9
2.30) （株）横河橋梁製作所：（研究所報告 86-06）京浜運河可動橋試運転時応力・たわみ計測結果 －ＳＦ
ＲＣ舗装－、1986.6
2.31) 小野秀一：Retrofit for Orthotropic Steel Bridge Decks、東京工業大学博士論文、2005.9
2.32) 下里哲弘、神木剛、稲葉尚文、富田芳男、小野秀一、鈴木健之：鋼繊維補強コンクリート敷設により補強された鋼床版の輪荷重疲労試験、土木学会第 61 回年次学術講演会概要集、pp.1117-1118、2006.9
2.33) 並川賢治、蔵治賢太郎、高瀬龍二、川崎昭一：首都高速中央環状線の舗装、舗装 43-1、pp.11-20、2008.1
2.34) 服部雅史、的場栄孝、松井繁之、古市亨、伊藤正一：既設鋼床版の合成鋼床版化による疲労耐久性向
上に関する研究、土木学会第５回道路橋床版シンポジウム論文集、pp.259-264、2006.7
2.35) 名古屋高速道路公社：市道高速分岐 2 号 明道工区舗装工事 早強ＳＦコンクリート（ＳＦＲＣ）舗
装の工事、1994.12- 58 -

2.36) 高木寛、浅井隆徳、浜口匡、鋼床版上の薄層鋼繊維補強コンクリート舗装の施工－スリップフォーム
ペーパによる急勾配、急カーブ区間での施工－、第 22 回日本道路会議論文集、pp.760-761、1997.12
2.37) 名古屋高速道路公社：市道高速分岐 2 号丸の内オンランプ工区舗装工事 工事報告書、1999.5
2.38) 名古屋高速道路公社：県道高速名古屋小牧線豊山（その１）工区舗装工事 工事報告書、2000.11
2.39) 児玉孝喜、緑川和由、玉越隆史、村越潤、山本洋司、一瀬八洋、大田孝二：大平高架橋の鋼床版におけるＳＦＲＣ舗装によるひずみ低減効果、
土木学会第６回道路橋床版シンポジウム論文集、
pp.111-120、2006.7

第３章
3.1) 日本道路公団試験研究所：試験研究所技術資料第 124 号材料施工資料（第 4 号）コンクリート床版防水工、1994.
3.2) （財）高速道路調査会：上面増厚工法設計施工マニュアル，1995.11
3.3) 国土交通省国土技術政策総合研究所、（社）日本橋梁建設協会：鋼部材の耐久性向上策に関する試験調査報告書、国土技術政策総合研究所資料 No.471、2008.8
3.4) 川畑篤敬、井口進、廣中修、鈴木統、齋藤史朗：鋼床版のデッキプレートと縦リブ溶接部を対象とした移動輪荷重試験、土木学会第五回道路橋床版シンポジウム論文集、pp.247-252、2006.7

第４章
4.1) 中島章典、池川真也、山田俊行、阿部英彦：ずれ止めの非線形挙動を考慮した不完全合成桁の弾塑性
解析、土木学会論文集 No.537/I-35、pp.97-106、1996.4
4.2) 松井繁之、文兌景、福本唀士：鋼板・コンクリート合成床版中のスタッドの疲労破壊性状について、構造工学論文集 Vol.39A、pp.1303-1311、1993.3

第５章5.1) 福井県雪対策・建設技術研究所ほか：ＮＥＤ「技術融合による地中熱融合システムのコスト縮減と省エネ化の研究開発」報告書、2005.3
5.2) 服部雅史、的場栄孝、松井繁之、古市亨、伊東正一：既設鋼床版の合成床版化による疲労耐久性向上
に関する研究、土木学会 第５回道路橋床版シンポジウム講演論文集、pp.259～264、2006.7
5.3) 例えば、春日井俊博、水越秀和、村上修司、井上武：連続合成桁支点上の合成床版疲労試験、土木学
会 第 59 回年次学術講演会講演集、2004.9
5.4) 藤原稔、岩崎泰彦、田中良樹：限界状態設計法における設計活荷重に関する検討、土木研究所資料第2539 号、橋梁研究室、1988.1
5.5) 藤原稔、岩崎泰彦、田中良樹：限界状態設計法における設計活荷重に関する検討Ⅱ、土木研究所資料
第 2700 号、橋梁研究室、1989.1
5.6) （社）土木学会 鋼構造委員会 鋼橋床版の調査研究小委員会：道路橋床版の新技術と性能照査型設計、- 59 -

2000.10
5.7) （社）日本道路協会：鋼道路橋の疲労設計指針、2002.3
5.8) 国土交通省国土技術政策総合研究所ほか：道路橋床版の疲労耐久性評価に関する研究、国総研資料第472 号、2008.8
5.9) （社）日本鋼構造協会：鋼構造物の疲労設計指針・同解説，1993.4- 60 -

付属資料 ＳＦＲＣ舗装の施工による橋全体系への影響の試設計例

１．試設計概要
1.1 試設計目的
鋼床版の補強を目的としたＳＦＲＣ補強方法は、既設のアスファルト舗装に換えてＳＦＲＣ舗装を舗設する工法である。本工法を、鋼床版が主桁の上フランジを兼ねる橋梁に適用した場合、接着材により鋼床版に強固に接合されたＳＦＲＣ舗装が、活荷重に対して主桁断面として抵抗することが予想される。また、ＳＦ
ＲＣ舗装の乾燥収縮や温度収縮が鋼桁に影響を及ぼすことも考えられる。ここでは、通常の設計で用いられる格子解析により、これらの影響について検討する。具体的な検討項目は下記の通りである。
１） アスファルト舗装からＳＦＲＣ舗装の打ち換えによる死荷重増加の影響
２） ＳＦＲＣ舗装の合成効果が主桁の活荷重応力に与える影響
３） ＳＦＲＣ舗装と鋼桁の温度差および温度分布の影響
４） ＳＦＲＣ舗装の乾燥収縮の影響
なお、ＳＦＲＣ舗装は基本的に死荷重を分担しないため、乾燥収縮の影響を除いては持続荷重は作用しないものとし、クリープの影響は考慮しないものとした。なお、試設計は文献１）を参考として行なった。

1.2 試設計条件
設計条件は下記の通りとする。
１）橋

格 ： Ｂ活荷重２）構造形式 ： ３径間連続２主鋼箱桁橋（鋼床版箱桁）
３）橋

長 ： 264.000m

４）支間 ： 88.0m＋88.0m＋88.0m

５）有効幅員 ： 11.5m（3.5m+4.0m+4.0m）６）床版 ： 鋼床版

７）舗

装 ： ＳＦＲＣ舗装（t=70mm、アスファルト舗装から置き換え）８）斜角 ： 90 度

９）適用基準 ： 道路橋示方書Ⅰ～Ⅴ（平成 14 年 3 月）10）構造一般図： 構想一般図を図－1.1 に示す。本試設計では、図 1.1 中に示す端径間（P1～P2 間）の支
間中央断面（Sec.1）、P2 中間支点上断面（Sec.2）、中央径間（P2～P3 間）の支間中央断面（Sec.3）を着目断面として試設計を行なった。

- 61 -

ＳＦＲＣ舗装には乾燥収縮の影響を除く持続荷重は作用しないため、クリープの影響は考慮しない。

2.2 構造解析
2.2.1 構造解析の基本条件（１）解析に考慮する断面剛性
構造解析に用いる荷重に対する断面剛性は、道路橋示方書Ⅱ11.1.2 より表－2.1 の通りとする。

表－2.1 構造解析に用いる荷重と断面剛性
荷重
死荷重（舗装含む）
活荷重
乾燥収縮
温度差

合成前断面力合成後断面力

剛性
鋼桁断面
合成断面

なお、構造解析における合成断面の取り扱いは、ＳＦＲＣ舗装に作用する引張応力に関わらず、全て合成
断面とする。
（２）鋼材とＳＦＲＣ舗装のヤング係数比
主桁の弾性変形、
不静定力および断面力の算出に用いる鋼材とＳＦＲＣ舗装のヤング係数比 n は 7 とする。
（３）仮定断面
一般的に、既設橋におけるＳＦＲＣ舗装への打換え工事では、ＳＦＲＣ舗装は分割して施工される。そのため、死荷重についても一部、合成断面で抵抗することになる。ただし、それらの影響を考慮するためには、実際の施工手順を考慮した複雑な計算をしなければならないこと、
死荷重全体に占める舗装の割合は小さく、その影響は小さいと考えられることから、ここではＳＦＲＣ舗装を含める死荷重すべてを鋼桁断面で負担するものと仮定して設計する。
ＳＦＲＣは靭性が高く、ひび割れ後もひび割れ発生時と同程度の荷重を分担するため、合成後の断面は主桁曲げモーメントの正負、ＳＦＲＣ舗装内の応力の正負に関わらず、全て合成断面と仮定することとした。
また、同様の考え方から、乾燥収縮による荷重、温度差の影響による荷重は全区間に載荷するものとした（表－2.2）。

表－2.2 荷重載荷範囲と有効断面・ヤング係数比
作業
解析
荷重
算出
解析

荷重
①
②
SH
T
④
⑤

死荷重
活荷重
乾燥収縮荷重温度差荷重
乾燥収縮荷重
温度差荷重

載荷範囲
全区間
全区間
全区間
全区間
全区間
全区間

- 63 -

解析モデル
有効断面
ヤング係数比
鋼断面
－
n=7
合成断面
合成断面
n=21（φ2=4.0）
n=7
合成断面
n=7
合成断面
n=7
合成断面

2.2.2 荷重強度および載荷方法（１）死荷重死荷重については、図－2.1 に示す荷重載荷図により、平面格子解析を行う。平面格子解析の断面は鋼桁断面とする。

図－2.1 荷重載荷図（２）活荷重
活荷重はＢ活荷重とし、合成断面で抵抗するものとする。
（３）乾燥収縮および床版コンクリートと鋼桁との温度差に対する荷重
ＳＦＲＣ舗装の乾燥収縮およびＳＦＲＣ舗装と鋼桁との温度差の影響は、ＳＦＲＣ舗装と鋼桁間のずれよ
うとする力を拘束することにより生じる。
これらの影響により発生するＳＦＲＣ舗装や鋼桁の断面力は、拘束による軸方向の荷重Ｐおよび曲げモー
メントＭを算出した上で、平面格子解析により算出する。この際の平面格子解析の断面は合成断面とする。
１）乾燥収縮の影響
ＳＦＲＣ舗装の乾燥収縮を鋼桁が拘束するため、ＳＦＲＣ舗装に軸力が作用する（図－2.2）。

- 64 -

図－2.2 乾燥収縮の影響

合成断面に作用する軸力 P2 および曲げモーメント Mv2 は、道路橋示方書Ⅱ11.2.8 により、最終収縮度 εsを 20×10-5、クリープ係数φ2=4.0 として、次式により算出する。

P2 

Es   s  Acn2

M v 2  P2  d vc 2  
n 2  n 1  2 2
ここで、Es は鋼のヤング係数、Ac はＳＦＲＣ舗装の有効断面積、dvc は n2 を用いて求めた合成断面の重心軸とＳＦＲＣ舗装の重心との距離である。これらの式により得られた軸力 P2、モーメント Mv2 を図－2.3に示すように格子解析モデルに載荷し、ＳＦＲＣ舗装の乾燥収縮により主桁断面に作用する断面力を算出する。

図－2.3 乾燥収縮の影響による軸力、曲げモーメントの載荷方法

２）ＳＦＲＣ舗装と鋼桁との温度差による影響
ＳＦＲＣ舗装と鋼桁は日射により温度差が生じるため、乾燥収縮と同様に床版の温度変形を鋼桁が拘束するため、ＳＦＲＣ舗装に軸力が作用する（図－2.4）。

- 65 -

図－2.4 温度差の影響

合成断面に作用する軸力 P1 および曲げモーメント Mv は、道路橋示方書Ⅱ11.2.8 により、鋼桁とＳＦＲ
Ｃ舗装の温度差を Δt を±10℃とすると、次式により算出することができる。

 t    t
P1 

Es   t  Acn

M v  P1  d c
ここで、α はＳＦＲＣの線膨張係数（12×10-6）、 dc は n を用いて求めた合成断面の重心軸とＳＦＲＣ舗装の重心との距離である。これらの式により得られた軸力 P1、モーメント Mv1 を、温度差の影響と同様の方法により格子解析モデルに載荷し、ＳＦＲＣ舗装と鋼桁の温度差により主桁断面に作用する断面力を算出する。

2.2.3 断面力
（１）断面力の算出方法
断面力の算出は、平面格子解析による。格子解析モデルを図－2.5 に示す。

図－2.5 格子解析モデル- 66 -

（２）死活荷重による断面力
平面格子解析により求めた死活荷重による断面力を図－2.6 に示す。

-80000G1モーメント[kN・m]-60000G2-40000-20000
0
20000
40000
60000
0

88

176

264

位置[m]

（１）死荷重モーメント

モーメント[kN・m]-25000-20000G1-15000G2-10000
-5000
0
5000
10000
15000
20000
25000
0

88

176
位置[m]

（２）活荷重モーメント（合成断面）図－2.6 死活荷重による断面力図- 67 -

264

（３）乾燥収縮の影響による断面力
平面格子解析により求めた乾燥収縮による断面力を図－2.7 に示す。
0

モーメント[kN・m]

200
400
600
800

Ｇ１桁

1000

Ｇ２桁

1200
1400
0

88

176

264

位置[m]

（１）モーメント図
-900
-800
-700

軸力[kN]

-600
-500
-400

Ｇ１桁

-300

Ｇ２桁

-200
-100
0
0

88

176
位置[m]

（２）軸力図

図－2.7 乾燥収縮による断面力図- 68 -

264

（４）温度差の影響による断面力
平面格子解析により求めた温度差の影響による断面力を図－2.8 に示す（ＳＦＲＣ舗装の温度が低い場合）。
0

モーメント[kN・m]

500
1000
1500
Ｇ１桁
2000

Ｇ２桁

2500
0

88

176

264

位置[m]

（１）曲げモーメント図
-1600
-1400
-1200
軸力[kN]

-1000
-800
-600
Ｇ１桁

-400

Ｇ２桁

-200
0
0

88

176
位置[m]

（２）軸力図

図－2.8 温度差による断面力図- 69 -

2642.3 断面計算方法
本資料における断面計算例は、着目断面である端径間の支間中央断面（Sec.1）、中間支点上断面（Sec.2）、
中央径間の支間中央断面（Sec.3）のうち、車線直下の G2 桁について示すものとする。なお、せん断力の影
響は小さいため、照査は省略する。
（１）断面照査における荷重の組み合わせ
表－2.3 に示す荷重状態における断面照査を行う。

表－2.3 荷重の組み合わせケース
基本荷重ケース

組み合わせ荷重ケース

① 死荷重
② 活荷重
③ 乾燥収縮の影響④ 温度差の影響(1) 乾燥収縮の影響を除く主荷重①＋②(2) 主荷重①＋②＋③(3) 主荷重＋ＳＦＲＣ舗装と鋼桁との温度差①+②+③+④（２）有効幅
鋼桁上フランジの有効幅を道示Ⅱ8.4.4 により算出し、鋼桁の有効断面に含めるものとした。ＳＦＲＣ舗装
後の断面については、鋼桁上フランジ幅に含まれるＳＦＲＣ舗装を有効断面に含めるものとした。
（３）応力度の算出
応力度の算出方法を下記に示す。
１）死荷重応力度の算出
死荷重により断面に発生するモーメント MD から、鋼桁の応力を次式により算出する。

s 

M D  ysIs

ここで、σs は鋼桁の応力、MD は死荷重曲げモーメント、Is は鋼断面の断面 2 次モーメント、ys は鋼断面の中立軸からの距離である。
２）活荷重応力度の算出
活荷重により断面に発生するモーメント ML から、鋼桁およびＳＦＲＣ舗装の応力を次式により算出する。

c 

1  M L yv n  I v s 

M L  yv
Iv

σc はコンクリートの応力、σs は鋼桁の応力、ML は活荷重曲げモーメント、n はヤング係数比（n=7）、
ここで、Iv は合成断面の断面 2 次モーメント、yv は合成断面における中立軸からの距離である。

- 70 -

３）乾燥収縮による応力度の算出
乾燥収縮により断面に発生する軸力 P2’、Mv2’ から、ＳＦＲＣ舗装および鋼桁の応力を次式により算出す
る。

c 

1  P2 ' M v 2 ' yu 2   Ec 2   s
n2  Av 2
I u 2 s 

P2 ' M v 2 ' yu 2

Avs
I v2

ただし、 Ec 2 

Esn2

ここで、σc はコンクリートの応力、σs は鋼桁の応力、Ｉv2、Av2、yv2 はそれぞれ n2（n2=21）用いて計算した合成断面の鋼換算の断面 2 次モーメント、鋼換算断面積、中立軸からの距離である。
４）ＳＦＲＣ舗装と鋼桁との温度差応力による応力度の算出
ＳＦＲＣ舗装と鋼桁の温度差により断面に発生する軸力 P1’、曲げモーメント Mv1’ から、ＳＦＲＣ舗装お
よび鋼桁の応力を次式により算出する。

1 P'
n  Av c   1 

s 

M v ' yv   Ec   t
I v 

P1 ' M v ' yuAv
Iv

ここで、Ｉv、Av、yv はそれぞれ n を用いて計算した合成断面の鋼換算の断面 2 次モーメント、鋼換算断面積、中立軸からの距離である。
（４）許容応力度の割増係数
許容応力度の割り増しは、道示Ⅱ11.3.1、11.3.2 に従い、表－2.4 の通りとする。

表－2.4 許容応力度の割り増し一覧
ＳＦＲＣ舗装(1) 乾燥収縮の影響
を除く主荷重①+②(2) 主荷重①+②+③(3) 主荷重＋温度差応力①+②+③+④

1.00
1.00
1.15

- 71 -

鋼桁
上縁

下縁

1.00

1.00

圧縮：1.15
引張：1.00
圧縮：1.30
引張：1.15

1.00
1.15

2.4 断面計算結果
2.4.1 P1～P2 径間支間中央部（Sec.1）（１）断面諸元の算出
１）鋼桁断面
A
2
[mm ]
1
8.5
2
1
5

- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×12
320×260×8-402500 ×14
2220 ×
34
250 ×
25
Σ=
e=
Is=
ysu=
ysl=

75000
48000
70000
75480
31250
299730ΣA・y／A
ΣＩ-ΣA×e2
y+t/2-ey+t/2-e

y
[mm]

A・y
3
[mm ]

A・y2
4
[mm ]

Io
4
[mm ]

1256 9.42E+07 1.18E+111090 5.23E+07 5.71E+10
3.65E+10-1267 -9.56E+07 1.21E+11-1125 -3.52E+07 3.96E+10
3.73E+11
1.57E+07=
52.5 mm=
3.72E+11 mm=
1209.5 mm=-1336.5 mm２）合成断面：ヤング係数比 n=7
A
2
[mm ]
1
1
8.5
2
1
5

- SFRC- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×70
6250 ×12
320×260×8-402500 ×14
2220 ×
34
250 ×
25
Σ=
e=
Iｖ =
yｖｓu=
yｖｓl=
yｖｃu=
yvｃｌ=
dvｃ=

y
[mm]

A・y
3
[mm ]

2

A・y
4
[mm ]

Io
[mm4]

62500
1297 8.11E+07 1.05E+11 2.55E+07
75000
1256 9.42E+07 1.18E+11
48000
1090.3 5.23E+07 5.71E+10
70000
3.65E+1075480-1267 -9.56E+07 1.21E+11
31250-1125 -3.52E+07 3.96E+10
4.78E+113622309.68E+07
ΣA・y／A
=
267.3 mm2
ΣＩ-ΣA×e=
4.52E+11 mm
y+t/2-e=994.7 mmy+t/2-e=-1551.3 mm
yvsu+t=1064.7 mm
yvｓu=
994.7 mmyvsu+t/2=
1029.7 mm３）合成断面：ヤング係数比 n=21
A
2
[mm ]
1
1
8.5
2
1
5

- SFRC- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×70
6250 ×12
320×260×8-402500 ×14
2220 ×
34
250 ×
25
Σ=
e=
Iｖ=
yｖｓu=
yｖｓl=
yｖｃu=
yvｃｌ=
dvｃ=

y
[mm]

A・y
3
[mm ]

2

A・y
4
[mm ]

Io
4
[mm ]

20833.33
1297 2.70E+07 3.50E+10 8.51E+06
75000
1256 9.42E+07 1.18E+11
48000
1090.3 5.23E+07 5.71E+10
70000
3.65E+1075480-1267 -9.56E+07 1.21E+11
31250-1125 -3.52E+07 3.96E+10
4.08E+11320563
4.28E+07
ΣA・y／A=
133.4 mm2
ΣＩ-ΣA×e=
4.02E+11 mm
y+t/2-e=1128.6 mm
y+t/2-e=-1417.4 mm
yvsu+t=1198.6 mm
yvｓu=
1128.6 mm
yvsu+t/2=
1163.6 mm- 72 -

（２）応力度の算出
１）死荷重による応力度の算出
死荷重モーメント
Md=
σsu=

-

σsｌ=

34022

kN・m

Md
Is

・ysu

=

-3.40E+10・ 12093.71724E+11

=

-111

N/mm2

Md
Is

・ysｌ

=

3.40E+10
・ 13373.71724E+11

=

122

N/mm2

２）活荷重による応力度の算出
活荷重モーメント
ML=
σｖｓｕ=

-

σｖｓｌ=

19942

kN・m

ML
Iv

・yｖｓu

=

-1.99E+10
・
4.51843E+11

995

=

-44

N/mm2

ML
Iv

・yｖｓl

=

1.99E+10
・ 15514.51843E+11

=

68

N/mm2

σｖｃｕ=

-

ML
Iv

・yｖｓu／n=-1.99E+10
・
4.51843E+11

152

=

-6.7

N/mm

σｖｃｌ=

-

ML
Iv

・yｖｓｌ／n=-1.99E+10
・
4.51843E+11

142

=

-6.3

N/mm2

2

３）乾燥収縮による応力度の算出
M2=
P2 =
ε2=

517
833
200

kN・m
kN
×10-6

σvsu2=

P2 M v 2 yv 2

Av 2
Iv2

=

-

8.33E+05
5.17E+08
・ 1129320563
4.0E+11

=

-4.1

N/mm2

σvsl2=

P2 M v 2 yv 2

Av 2
Iv2

=

-

8.33E+05
5.17E+08
・ -1417320563
4.0E+11

=

-0.8

N/mm2

σvcu2= 1  P2 Mv2 yv 2  1
  Es 2n2  Av2
Iv 2  n2

=

-1
21

5.17E+08
1+
・ 1199 ) +200000 ・ 0.0002( 8.33E+05
320563
4.0E+11
21

=

1.7

N/mm2

σvcl2= 1  P2 Mv2 yv 2  1
  Es 2n2  Av2
Iv 2  n2

=

1
21

5.17E+08
1+
・ 1129 ) +200000 ・ 0.0002( 8.33E+05
320563
4.0E+11
21

=

2.1

N/mm2

４）温度差応力による応力度の算出（ＳＦＲＣ舗装側の温度が低い時）
M1=
P1 =
ε1=

821
1727
120

kN・m
kN
×10-6

（線膨張係数×温度差10℃）

σvsu1=P1
M y
 v1 v
Av
Iv=-

1.73E+06
8.21E+08・3622304.5E+11

995

=

-6.6

N/mm2

σvsl1=P1
M y
 v1 v
Av
Iv=-

1.73E+06
8.21E+08
・ -15513622304.5E+11

=

-1.9

N/mm2

σvcu1= 1  P1 M v1 yv  1   Es 1n  Av
I v  n=-1
7

8.21E+08
1+
・ 1065 ) +( 1.73E+06
3622304.5E+117

200000・ 0.00012

=

2.5

N/mm2

σvcl1= 1  P1 M v1 yv  1
  Es 1 n  Av
I v  n=

1
7

8.21E+08
1+
・ 995 ) +( 1.73E+06
3622304.5E+117

200000

・

=

4.4

N/mm2

- 73 -

0.0001

（３）応力度の照査
１）乾燥収縮の影響を除く主荷重
①死荷重

②活荷重

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝-110.7

+

-43.9

=

-154.6 ＜ σca=-210 (1.00)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

122.3

+

68.5

=

190.8 ＜ σta=

210 (1.00)

床版上側

σvcu＝

-6.7

=

-6.7 ＜ σa=-10 (1.00)

床版下側

σvcl ＝-6.3=-6.3 ＜ σa=-10 (1.00)

２）主荷重
①死荷重

②活荷重

③乾燥収縮

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝-110.7

+

-43.9

+

-4.1

=

-158.7 ＜ σca=-241.5 (1.15)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

122.3

+

68.5

+

-0.8

=

190.0 ＜ σta=

210 (1.00)

床版上側

σvcu＝

+

-6.7

+

1.7

=

-5.0 ＜ σa=-10 (1.00)

床版下側

σvcl ＝

+

-6.3

+

2.1

=

-4.2 ＜ σa=-10 (1.00)

３）主荷重＋温度差応力
①死荷重

②活荷重

③乾燥収縮

④温度差

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝-110.7

+

-43.9

+

-4.1

+

-6.6

=

-165.2 ＜ σca=-273.0 (1.30)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

122.3

+

68.5

+

-0.8

+

1.9

=

192.0 ＜ σta=

241.5 (1.15)

床版上側

σvcu＝

+

-6.7

+

1.7

+

-2.5

=

-7.5 ＜ σa=-11.5 (1.15)

床版下側

σvcl ＝

+

-6.3

+

2.1

+

-4.4

=

-8.5 ＜ σa=-11.5 (1.15)- 74 -

2.4.2 P2 中間支点部（Sec.2）（１）断面諸元の算出
１）鋼桁断面
A
2
[mm ]
1
8.5
2
1
5

- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib5681 ×12
320×260×8-404400 ×22
2166 ×
19
220 ×
22
Σ=
e=
Is=
ysu=
ysl=

y
[mm]

A・y
3
[mm ]

A・y2
[mm4]

Io
4
[mm ]

68172
2206 1.50E+08 3.32E+11
48000
2040 9.79E+07 2.00E+11
1936003.12E+1141154-2209.5 -9.09E+07 2.01E+1124200-2090 -5.06E+07 1.06E+11
375126
1.07E+08
1.15E+12
ΣA・y／A
=
284.7 mm
ΣＩ-ΣA×e2 =1.12E+12 mm
y+t/2-e=
1927.3 mm
y+t/2-e=-2503.7 mm２）合成断面：ヤング係数比 n=7
A
[mm2]
1
1
8.5
2
1
5

- SFRC- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib5681 ×70
5681 ×12
320×260×8-404400 ×22
2166 ×
19
220 ×
22
Σ=
e=
Iｖ=
yｖｓu=
yｖｓl=
yｖｃu=
yvｃｌ=
dvｃ=

y
[mm]

A・y
[mm3]

A・y2
[mm4]

Io
[mm4]

56810
2247 1.28E+08 2.87E+11 2.32E+07
68172
2206 1.50E+08 3.32E+11
48000
2040.3 9.79E+07 2.00E+11
1936003.12E+1141154-2209.5 -9.09E+07 2.01E+1124200-2090 -5.06E+07 1.06E+11
1.44E+12431936
2.34E+08
ΣA・y／A
=
542.8 mm
ΣＩ-ΣA×e2 =1.31E+12 mm
y+t/2-e=1669.2 mm
y+t/2-e=-2761.8 mm
yvsu+t=1739.2 mm
yvｓu=
1669.2 mm
yvsu+t/2=
1704.2 mm

３）合成断面：ヤング係数比 n=21
A
[mm2]
1
1
8.5
2
1
5

- SFRC- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib5681 ×70
5681 ×12
320×260×8-404400 ×22
2166 ×
19
220 ×
22
Σ=
e=
Iｖ=
yｖｓu=
yｖｓl=
yｖｃu=
yvｃｌ=
dvｃ=

y
[mm]

A・y
[mm3]

A・y2
[mm4]

Io
[mm4]

18936.67
2247 4.26E+07 9.56E+10 7.73E+06
68172
2206 1.50E+08 3.32E+11
48000
2040.3 9.79E+07 2.00E+11
1936003.12E+1141154-2209.5 -9.09E+07 2.01E+1124200-2090 -5.06E+07 1.06E+11
1.25E+12
394062
1.49E+08
ΣA・y／A=379.0 mm
ΣＩ-ΣA×e2 =1.19E+12 mm
y+t/2-e=1833.0 mm
y+t/2-e=-2598.0 mm
yvsu+t=1903.0 mm
yvｓu=
1833.0 mm
yvsu+t/2=
1868.0 mm- 75 -

（２）応力度の算出
１）死荷重による応力度の算出

σsu=

Md=

-40326

kN・m

-

Md
Is

・ysu

=

4.03E+10
・ 19271.12011E+12

=

69

N/mm2

Md
Is

・ysｌ

=

-4.03E+10・ 25041.12011E+12

=

-90

N/mm2

σsｌ=

２）活荷重による応力度の算出

σｖｓｕ=

ML=

-22687

kN・m

-

ML
Iv

・yｖｓu

=

2.27E+10
・ 16691.31011E+12

=

29

N/mm2

ML
Iv

・yｖｓl

=

-2.27E+10・ 2762
1.31011E+12

=

-48

N/mm

σｖｓｌ=

2

σｖｃｕ=

-

ML
Iv

・yｖｓu／n=

2.27E+10・
1.31011E+12

248

=

4.3

N/mm2

σｖｃｌ=

-

ML
Iv

・yｖｓｌ／n=

2.27E+10・
1.31011E+12

238

=

4.1

N/mm2

３）乾燥収縮による応力度の算出
M2=
P2 =
ε2=

1071
784
200

kN・m
kN
×10-6

σvsu2=

P2 M v 2 yv 2

Av 2
Iv2

=

-

7.84E+05
1.07E+09
・ 1833394062
1.2E+12

=

-3.6

N/mm2

σvsl2=

P2 M v 2 yv 2

Av 2
Iv2

=

-

7.84E+05
1.07E+09
・ -2598
394062
1.2E+12

=

0.4

N/mm2

σvcu2= 1  P2 Mv2 yv 2  1
  Es 2n2  Av2
Iv 2  n2

=

-1
21

1.07E+09
1+
・ 1903 ) +200000 ・ 0.0002( 7.84E+05
394062
1.2E+12
21

=

1.7

N/mm2

σvcl2= 1  P2 Mv2 yv 2  1
  Es 2n2  Av2
Iv 2  n2

=

1
21

1.07E+09
1+・ 1833 ) +200000 ・ 0.0002( 7.84E+05
394062
1.2E+12
21

=

2.1

N/mm2

４）温度差応力による応力度の算出
M1=
P1 =
ε1=

1700
2151
120

kN・m
kN
×10-6

（線膨張係数×温度差10℃）

σvsu1=P1
M y
 v1 v
Av
Iv=-

2.15E+06
1.70E+09
・ 1669431936
1.3E+12

=

-7.1

N/mm2

σvsl1=P1
M y
 v1 v
Av
Iv=-

2.15E+06
1.70E+09
・ -2762431936
1.3E+12

=

-1.4

N/mm2

σvcu1= 1  P1 M v1 yv  1   Es 1n  Av
I v  n=-1
7

1.70E+09
1+・ 1739 ) +( 2.15E+06
431936
1.3E+127200000・ 0.00012

=

2.4

N/mm2

σvcl1= 1  P1 M v1 yv  1   Es 1
n  Av
Iv  n=17

1.70E+09
1+
・ 1669 ) +( 2.15E+06
431936
1.3E+127200000

・

=

4.4

N/mm2

- 76 -

0.0001

（３）応力度の照査
１）乾燥収縮の影響を除く主荷重
①死荷重

②活荷重

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝

69.4

+

28.9

=

98.3 ＜ σca=

210 (1.00)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

-90.1

+

-47.8

=

-138.0 ＜ σta=-210 (1.00)

床版上側

σvcu＝

4.3

=

4.3

引張

床版下側

σvcl ＝

4.1

=

4.1

引張

２）主荷重
①死荷重

②活荷重

③乾燥収縮

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝

69.4

+

28.9

+

-3.6

=

94.6 ＜ σca=

210 (1.00)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

-90.1

+

-47.8

+

0.4

=

-137.6 ＜ σta=-241.5 (1.15)

床版上側

σvcu＝

+

4.3

+

1.7

=

6.0

引張

床版下側

σvcl ＝

+

4.1

+

2.1

=

6.2

引張

３）主荷重＋温度差応力
①死荷重

②活荷重

③乾燥収縮

④温度差

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝

69.4

+

28.9

+

-3.6

+

7.1

=

101.8 ＜ σca=

241.5 (1.15)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

-90.1

+

-47.8

+

0.4

+

-1.4

=

-139.0 ＜ σta=-273 (1.30)

床版上側

σvcu＝

+

4.3

+

1.7

+

2.4

=

8.4

引張

床版下側

σvcl ＝

+

4.1

+

2.1

+

4.4

=

10.7

引張

- 77 -

2.4.3 P2～P3 径間支間中央部（Sec.3）（１）断面諸元の算出
１）鋼桁断面
A
2
[mm ]
1
8.5
2
1
5

- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×12
320×260×8-402500 ×14
2220 ×
10
160 ×
16
Σ=
e=
Is=
ysu=
ysl=

75000
48000
70000
22200
12800
228000ΣA・y／A
ΣＩ-ΣA×e2
y+t/2-ey+t/2-e

y
[mm]

A・y
3
[mm ]

A・y2
[mm4]

Io
4
[mm ]

1256 9.42E+07 1.18E+111090 5.23E+07 5.71E+10
3.65E+10-1255 -2.79E+07 3.50E+10-1170 -1.50E+07 1.75E+10
2.64E+11
1.04E+08=454.8 mm=
2.17E+11 mm=
807.2 mm=
-1714.8 mm２）合成断面：ヤング係数比 n=7
A
2
[mm ]
1
1
8.5
2
1
5

- SFRC- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×70
6250 ×12
320×260×8-402500 ×14
2220 ×
10
160 ×
16
Σ=
e=
Iｖ=
yｖｓu=
yｖｓl=
yｖｃu=
yvｃｌ=
dvｃ=

y
[mm]

A・y
3
[mm ]

2

A・y
4
[mm ]

Io
4
[mm ]

62500
1297 8.11E+07 1.05E+11 2.55E+07
75000
1256 9.42E+07 1.18E+11
48000
1090.3 5.23E+07 5.71E+10
70000
3.65E+10
22200-1255 -2.79E+07 3.50E+10
12800-1170 -1.50E+07 1.75E+10
3.69E+112905001.85E+08
ΣA・y／A=
636.0 mm2
ΣＩ-ΣA×e=
2.52E+11 mm
y+t/2-e=626.0 mmy+t/2-e=-1896.0 mm
yvsu+t=696.0 mmyvｓu=
626.0 mmyvsu+t/2=
661.0 mm３）合成断面：ヤング係数比 n=21
A
[mm2]
1
1
8.5
2
1
5

- SFRC- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×70
6250 ×12
320×260×8-402500 ×14
2220 ×
10
160 ×
16
Σ=
e=
Iｖ=
yｖｓu=
yｖｓl=
yｖｃu=
yvｃｌ=
dvｃ=

y
[mm]

A・y
[mm3]

A・y2
[mm4]

Io
[mm4]

20833.33
1297 2.70E+07 3.50E+10 8.51E+06
75000
1256 9.42E+07 1.18E+11
48000
1090.3 5.23E+07 5.71E+10
70000
3.65E+10
22200-1255 -2.79E+07 3.50E+10
12800-1170 -1.50E+07 1.75E+10
2.99E+11
248833
1.31E+08
ΣA・y／A
=
525.3 mm
ΣＩ-ΣA×e2 =2.31E+11 mm
y+t/2-e=736.7 mmy+t/2-e=-1785.3 mm
yvsu+t=806.7 mmyvｓu=
736.7 mmyvsu+t/2=
771.7 mm

- 78 -

（２）応力度の算出
１）死荷重による応力度の算出
Md=

6535

kN・m

-

Md
Is

・ysu

=

-6.54E+09
・
2.17158E+11

807

=

-24

N/mm2

Md
Is

・ysｌ

=

6.54E+09
・ 1715
2.17158E+11

=

52

N/mm2

σsu=

σsｌ=

２）活荷重による応力度の算出
ML=

11689

kN・m

-

ML
Iv

・yｖｓu

=

-1.17E+10・
2.51976E+11

626

=

-29

N/mm2

ML
Iv

・yｖｓl

=

1.17E+10
・ 18962.51976E+11

=

88

N/mm

σｖｓｕ=

σｖｓｌ=

2

σｖｃｕ=

-

ML
Iv

・yｖｓu／n=-1.17E+10・
2.51976E+11

99

=

-4.6

N/mm2

σｖｃｌ=

-

ML
Iv

・yｖｓｌ／n=-1.17E+10・
2.51976E+11

89

=

-4.1

N/mm2

３）乾燥収縮による応力度の算出
M2=
P2 =
ε2=

1146
833
200

kN・m
kN
×10-6

σvsu2=

P2 M v 2 yv 2

Av 2
Iv2

=

-

8.33E+05
1.15E+09・248833
2.3E+11

737

=

-7.0

N/mm2

σvsl2=

P2 M v 2 yv 2

Av 2
Iv2

=

-

8.33E+05
1.15E+09
・ -1785248833
2.3E+11

=

5.5

N/mm2

σvcu2= 1  P2 Mv2 yv 2  1
  Es 2n2  Av2
Iv 2  n2

=

-1
21

1.15E+09
1+
・ 807 ) +200000 ・ 0.0002( 8.33E+05
248833
2.3E+11
21

=

1.6

N/mm2

σvcl2= 1  P2 Mv2 yv 2  1
  Es 2n2  Av2
Iv 2  n2

=

1
21

1.15E+09
1+・ 737 ) +200000 ・ 0.0002( 8.33E+05
248833
2.3E+11
21

=

2.2

N/mm2

４）温度差応力による応力度の算出
M1=
P1 =
ε1=

1828
1098
120

kN・m
kN
×10-6

（線膨張係数×温度差10℃）

σvsu1=P1
M y
 v1 v
Av
Iv=-

1.10E+06
1.83E+09・2905002.5E+11

626

=

-8.3

N/mm2

σvsl1=P1
M y
 v1 v
Av
Iv=-

1.10E+06
1.83E+09
・ -18962905002.5E+11

=

10.0

N/mm2

σvcu1= 1  P1 M v1 yv  1   Es 1n  Av
I v  n=-1
7

1.83E+09
1+
・ 696 ) +( 1.10E+06
2905002.5E+117

200000・ 0.00012

=

2.2

N/mm2

σvcl1= 1  P1 M v1 yv  1   Es 1
n  Av
Iv  n=1
7

1.83E+09
1+
・ 626 ) +( 1.10E+06
2905002.5E+117

200000

・

=

4.6

N/mm2

- 79 -

0.0001

（３）応力度の照査
１）乾燥収縮の影響を除く主荷重
①死荷重

②活荷重

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝

-24.3

+

-29.0

=

-53.3 ＜ σca=-210 (1.00)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

51.6

+

88.0

=

139.6 ＜ σta=

210 (1.00)

床版上側

σvcu＝

-4.6

=

-4.6 ＜ σa=-10 (1.00)

床版下側

σvcl ＝-4.1=-4.1 ＜ σa=-10 (1.00)

２）主荷重
①死荷重

②活荷重

③乾燥収縮

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝

-24.3

+

-29.0

+

-7.0

=

-60.3 ＜ σca=-241.5 (1.15)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

51.6

+

88.0

+

5.5

=

145.1 ＜ σta=

210 (1.00)

床版上側

σvcu＝

+

-4.6

+

1.6

=

-3.1 ＜ σa=-10 (1.00)

床版下側

σvcl ＝

+

-4.1

+

2.2

=

-1.9 ＜ σa=-10 (1.00)

３）主荷重＋温度差応力
①死荷重

②活荷重

③乾燥収縮

④温度差

割増

鋼桁上フランジ σvsu＝

-24.3

+

-29.0

+

-7.0

+

-8.3

=

-68.7 ＜ σca=-273.0 (1.30)

鋼桁下フランジ σvsl ＝

51.6

+

88.0

+

5.5

+

10.0

=

155.1 ＜ σta=

241.5 (1.15)

床版上側

σvcu＝

+

-4.6

+

1.6

+

-2.2

=

-5.2 ＜ σa=-11.5 (1.15)

床版下側

σvcl ＝

+

-4.1

+

2.2

+

-4.6

=

-6.5 ＜ σa=-11.5 (1.15)

3．接着層に作用する水平せん断応力度の算出
3.1 水平せん断力の算出方法（１）合成後活荷重による水平せん断力
活荷重による水平せん断力は、先に示した格子解析から図－3.1 の通り算出される。
2500

G1(max)G1(min)G2(max)G2(min)2000
1500
せん断力[kN]

1000
500
0
-500
-1000
-1500
-2000
-2500
0

88

176
位置[m]

図－3.1 活荷重による水平せん断力

このせん断力から、断面ごとに、下式によって単位長さ当たりの水平せん断力を算出する。

- 80 -

264

HL 
G

G  Sv
Iv

Ac  d vcn

HL：活荷重によりＳＦＲＣ舗装と鋼フランジ間に作用する水平せん断力（N/mm）
G ：合成断面中立軸 v に関する床版の断面１次モーメント （mm3）n ：鋼とコンクリートのヤング係数比（n=7）
dvc：合成断面中立軸よりＳＦＲＣ舗装重心までの距離（mm）
Sv ：断面垂直せん断力（N）
Iv ：合成断面の断面 2 次モーメント（mm4）（２）ＳＦＲＣ舗装と鋼桁の温度差による水平せん断力
温度差による水平せん断力は下式により算出する。

St 

2

E s   t  Ac   AcA d
 1   c vcm nn  I vm   Avm  n

St：温度差による水平せん断力（N）
Es：鋼のヤング係数（N／mm2）
εt：12×10-5 温度 10℃における膨張、収縮ひずみ
Avm：鋼換算の合成断面積（全長平均）（N／mm2）
Ivm：鋼換算の断面 2 次モーメント（全長平均）（mm4）dvcm：合成断面中立軸からＳＦＲＣ舗装重心までの距離（全長平均）（mm）

このせん断力を、主桁端部区間に三角形分布で分担すると仮定し、単位長さ当たりの水平せん断力を下式により算出する。なお、端部の分担範囲は主桁間隔と支間長合計の 1／10 のうち、小さい方の値とする（道示Ⅱ11.5.2）
。

Ht 

2
 St
a

Ht：温度差によりＳＦＲＣ舗装と鋼フランジ間に作用する水平せん断力（N/mm）
a ：端部の分担区間（主桁間隔と支間長合計の 1／10 のうち、小さい方の値）（mm）- 81 -

図－3.2 温度差による水平せん断力（３）ＳＦＲＣ舗装の乾燥収縮による水平せん断力
乾燥収縮による水平せん断力は、温度差によるものと考え方は同じであり、下式により算出する。

Ss 

2

E s   s  Ac   AcA d
 1   c vc 2 m n2n  I v 2 m   Av 2 m  n2

St：乾燥収縮による水平せん断力（N）
Es：鋼のヤング係数（N／mm2）
εt：200×10-6 乾燥収縮ひずみ
Av2m：n2 を用いて算出した鋼換算の合成断面積（全長平均）（N／mm2）
Iv2m：n2 を用いて算出した鋼換算の断面 2 次モーメント（全長平均）（mm4）dv2cm：n2 を用いて算出した合成断面中立軸からＳＦＲＣ舗装重心までの距離（全長平均）（mm）

Hs 

2
 Ss
a

Hs：乾燥収縮によりＳＦＲＣ舗装と鋼フランジ間に作用する水平せん断力（N/mm）
a ：端部の分担区間（主桁間隔と支間長合計の 1／10 のうち、小さい方の値）（mm）
3.2 水平せん断力の算出と接着層に作用するせん断応力の算出
ここでは、せん断力の比較的大きな P1 端支点部と P2 中間支点部について水平せん断力および接着層に作用するせん断応力を算出する。

- 82 -

3.2.1 P1 端支点部
（１）断面諸元の算出
１）鋼桁断面
A
2
[mm ]
1
8.5
2
1
2

- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×12
320×260×8-402500 ×12
2220 ×
32
190 ×
19
Σ=
e=
Is=
ysu=
ysl=

y
[mm]

75000
48000
60000
71040
7220
261260ΣA・y／A
ΣＩ-ΣA×e2
y+t/2-ey+t/2-e

A・y
3
[mm ]

A・y2
[mm4]

Io
4
[mm ]

1256 9.42E+07 1.18E+111090 5.23E+07 5.71E+10
3.13E+10-1266 -8.99E+07 1.14E+11-1155 -8.34E+06 9.63E+09
3.30E+11
4.83E+07=
184.7 mm=
3.21E+11 mm=
1077.3 mm=-1466.7 mm２）合成断面：ヤング係数比 n=7
A
[mm2]
1
1
8.5
2
1
2

- SFRC- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×70
6250 ×12
320×260×8-402500 ×12
2220 ×
32
190 ×
19
Σ=
e=
Iｖ =
yｖｓu=
yｖｓl=
yｖｃu=
yvｃｌ=
dvｃ=

y
[mm]

A・y
[mm3]

A・y2
[mm4]

Io
[mm4]

62500
1297 8.11E+07 1.05E+11 2.55E+07
75000
1256 9.42E+07 1.18E+11
48000
1090.3 5.23E+07 5.71E+10
60000
3.13E+10
71040-1266 -8.99E+07 1.14E+11
7220-1155 -8.34E+06 9.63E+09
3237601.29E+08
4.35E+11
ΣA・y／A=
399.4 mm
ΣＩ-ΣA×e2 =3.84E+11 mm
y+t/2-e=862.6 mmy+t/2-e=-1681.4 mm
yvsu+t=932.6 mmyvｓu=
862.6 mmyvsu+t/2=
897.6 mm３）合成断面：ヤング係数比 n=21
A
[mm2]
1
1
8.5
2
1
2

- SFRC- Flg.PL.
- Rib- Web PL.
- Flg.PL.
- Rib6250 ×70
6250 ×12
320×260×8-402500 ×12
2220 ×
32
190 ×
19
Σ=
e=
Iｖ =
yｖｓu=
yｖｓl=
yｖｃu=
yvｃｌ=
dvｃ=

y
[mm]

A・y
[mm3]

A・y2
[mm4]

Io
[mm4]

20833.33
1297 2.70E+07 3.50E+10 8.51E+06
75000
1256 9.42E+07 1.18E+11
48000
1090.3 5.23E+07 5.71E+10
60000
3.13E+10
71040-1266 -8.99E+07 1.14E+11
7220-1155 -8.34E+06 9.63E+09
282093
7.53E+07
3.65E+11
ΣA・y／A
=
266.9 mm
ΣＩ-ΣA×e2 =3.45E+11 mm
y+t/2-e=995.1 mmy+t/2-e=-1548.9 mm
yvsu+t=1065.1 mm
yvｓu=
995.1 mmyvsu+t/2=
1030.1 mm- 83 -

（２）合成後活荷重による水平せん断力
・合成断面中立軸vに関するSFRC版の断面一次モーメントAc=
437500 mm2（6250×70）
dvc=
897.6 mm
n
=
7
G

=

・水平せん断力
Ｉv
=
SL
=
ＨL

=

Ac・dvcn=437500

×

897.6
7

=

56097863

mm3

=

216.5

N/mm

3.84E+11 mm41480.67 kN
G・SL
Ｉv

=

56097863 ×1480670
3.84E+11（３）ＳＦＲＣ舗装と鋼桁の温度差による水平せん断力
・合成断面中立軸vに関するSFRC版の断面一次モーメントEs=
2.00E+05 N/mm2
εt=
1.20E-04
Ac=437500Avm=
372956Ivm=
7.14E+11
dvcm=
1189.9
n
=
7
Qt

Ac



2
Ac
 Ac
 d vcm  


n 
n
 1  
I vm
 A vm






=

Es t =

2.00E+05

×

（

1

-

=

1062816Nn

1.20E-04
437500×／37295643750077×-437500／・端部の分担範囲に作用する単位長さあたりせん断力
主桁間隔=5500 mm
支間長合計／10=
26400 mm
したがって，分担区間 a =5500 mm
ＨT

=

2・Qt
a

=

2

×
5500

1062816- 84 -

=

386.5

N/mm

7
7.14E+11・

1189.9 2）

（４）ＳＦＲＣ舗装の乾燥収縮による水平せん断力
・合成断面中立軸vに関するSFRC版の断面一次モーメントEs=
2.00E+05 N/mm2εt=
2.00E-04
Ac=437500Avm=
332346Ivm=
6.47E+11
dvcm
=
1333
n
=
21
Qt

Ac



2
Ac
 Ac
 d vcm  


n 
n
 1  
I vm
 A vm






=

Es t =

2.00E+05

×

（

1

-

=

733463Nn2.00E-04

×437500／3323464375002121×-437500

／

266.7

N/mm

21
6.47E+11・

1332.5 2）・端部の分担範囲に作用する単位長さあたりせん断力
主桁間隔=5500 mm
支間長合計／10=
26400 mm
したがって，分担区間 a =5500 mm
ＨT

=

2・Qt
a

2

=

×
5500

733463=（５）水平せん断力の合計
・床版が外側にずれる水平力
HL
H1
=

+

HT

=

216.5

+

386.5

=

603.0 N/mm

・床版が内側にずれる水平力
HS
H2
=

+

HT

=

266.7

+

386.5

=

653.2 N/mm

（６）接着層に作用するせん断応力
有効幅
Ｂ・床版が外側にずれる場合
H1
τ
=・床版が内側にずれる場合
H2
τ
=

=

6250 mm

／

Ｂ

=

603.0

／

6250.0=0.096 N/mm2

／

Ｂ

=

653.2

／

6250.0=0.105 N/mm2- 85 -

3.2.2 P2 中間支点部（１）合成後活荷重による水平せん断力
・合成断面中立軸vに関するSFRC版の断面一次モーメントAc=
437500 mm2（6250×70）
dvc=
1704.2 mmn=
7G

Ac・dvcn=・水平せん断力
Ｉv
=
SL
=
ＨL

437500=×
71704.2=106510976

mm3

=

164.3

N/mm

1.31E+12 mm42020.62 kN
G・SL
Ｉv

=

106510976 ×
1.31E+12=

2020620（２）水平せん断力の合計
H1

HL

=

=

164.3

=

164.3 N/mm

（３）接着層に作用するせん断応力
有効幅
τ

=

Ｂ

=

H1

／

6250 mm
Ｂ

=

164.3

／

6250.0=0.026 N/mm2

4．試設計のまとめ

主桁曲げ応力の試設計計算結果をまとめて表－4.1 に、接着層のせん断応力の設計計算結果を表－4.2 に示す。表中、補強前の断面における設計計算の結果も併記した。試設計の結果と、ＳＦＲＣ舗装が橋全体に与える影響をまとめると下記の通りである。
① 死荷重については、補強前、補強後とも鋼桁のみで負担すると仮定しているため、補強前後で発生応力は変わらない。
② 活荷重については、ＳＦＲＣ舗装との合成効果により特に鋼桁上フランジで応力が小さくなり、30％前後低減する。下フランジの応力低減量は上フランジに比べて小さく、4～5％である。
③ 乾燥収縮を除く主荷重（死荷重＋活荷重）における応力照査については、①、②に示した理由により、問題になる可能性はないと考えられる。
④ 主荷重（死荷重＋活荷重＋乾燥収縮）における応力照査では、乾燥収縮による応力が加わるものの、②の活荷重応力の低減分があるため、上フランジでは現橋に比べて応力は 10～20％程度小さくなる。下フランジ側では、活荷重による低減量と乾燥収縮による増加分が相殺し、現橋とほぼ同じ応力値となる。
中央径間の支間中央の Sec.3 では、1％現橋よりも応力が大きくなっている。道路橋示方書に示される許容応力度の割り増し係数を表－4.3 に示すが、主荷重では主桁下縁側の許容応力度の割り増しが認められていない。そのため、現橋の設計応力度が許容応力度とほぼ同じである場合、ＳＦＲＣ補強により、若干ではあるが許容応力度を上回る可能性もある。

- 86 -

⑤ 主荷重＋温度差（死荷重＋活荷重＋乾燥収縮＋温度差）における応力照査では、④に加えて温度差応力が加算されるため、活荷重低減分と増加分はほぼ相殺し、現橋と同程度の応力となる。中央径間の支間
中央の Sec.3 では上フランジで 1％、下フランジで 7％現橋よりも応力が大きくなっている。ただし、
表－5.3 に示すように許容応力は最低でも 15％の割り増しが認められているため、問題となる可能性はないと考えられる。
⑥ ＳＦＲＣ舗装の応力に着目すると、圧縮応力は最大でも 8.5N／mm2 であり、本橋では問題はないと考えられる。一方、中間支点部の引張応力は最大 10.7N／mm2 であり、ひび割れが発生するものと考えられる。ＳＦＲＣ舗装に発生する応力については、現橋の活荷重応力に依存すると考えられるので、一般的な評価をすることは難しい。
⑦ 主桁の合成作用（活荷重、ＳＦＲＣ舗装と鋼桁の温度差、乾燥収縮による作用）によりせん断力が卓越する桁端部付近や中間支点部の接着層に作用するせん断応力は、温度差による影響が相対的には大きかったものの、最大でも 0.1 N／mm2 程度と小さかった。この値は接着材のせん断強度（一般には 3～6 N／mm2 程度、文献 2）参照）と比べて十分に小さい。ただし、ここではＴ荷重による鋼床版系の作用によるせん断応力は評価していないことに注意が必要である。

参考文献
1)

社団法人日本橋梁建設協会：連続合成２主桁橋の設計例と解説、2005.8

2)

独立行政法人土木研究所：鋼床版橋梁の疲労耐久性向上技術に関する共同研究（その２・３・４）報告書－SFRC 舗装による既設鋼床版の補強に関する設計・施工マニュアル（案）－、共同研究報告書整理番号第 395 号、2009.10- 87 -

表－4.1 曲げ応力設計計算結果

表－4.2 接着層の最大せん断応力設計計算結果

表－4.3 道路橋示方書に示される許容応力の割り増し
ＳＦＲＣ舗装

鋼桁
上縁

下縁

1.00

1.00

(3)

乾燥収縮の影響を除く主荷重①+②(4) 主荷重①+②+③(3) 主荷重＋温度差応力①+②+③+④

1.00
1.00
1.15

- 88 -

圧縮：1.15
引張：1.00
圧縮：1.30
引張：1.15

1.00
1.15

共同研究報告書
Cooperative Research Report of PWRI
No.398 April 2010
編集・発行 ©独立行政法人土木研究所
本資料の転載・複写の問い合わせは
独立行政法人土木研究所 企画部 業務課〒305－8516 茨城県つくば市南原1－6 電話029－879－6754