技報第 29 号

2018

皿型高力ボルトを用いた摩擦接合継手の鋼道路橋での適用
阪神高速道路(株) 技術部 技術推進室
阪神高速道路(株) 建設・更新事業本部 大阪建設部設計課
阪神高速道路(株) 建設・更新事業本部 神戸建設部

青木 康素
田畑 晶子
金治 英貞

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要

旨

鋼道路橋の部材ボルト接合部では，高力ボルトを用いた摩擦接合が一般的に用いられている．ボルト接合部では塗装塗膜が薄くなりやすく，一般部に比べて塗膜のはがれや腐食が生じやすいことが経験的に知られている．
また，鋼床版デッキプレート部でボルト接合する箇所では，ボルト頭がある影響で，舗装の基層厚さが設計厚どおりは確保できず，薄いことでひび割れや流動わだちといった損傷への抵抗性が低下し，舗装構造体としての損傷リスクが高くなっていることがわかっている．さらに，舗装打ち替えでは，バックホウなどで舗装撤去する際に，ボルト頭部に擦過傷を与えることや，稀に頭部を断面欠損させる場合もある．このような問題に対して，ボルト頭が皿型形状の高力ボルトを用いて，連結板の表面の凸部をなくすことで，鋼材としての防食性能の確保，舗装構造の耐久性の確保を図る皿型高力ボルトを用いた摩擦接合継手の開発と現場適用性の検討を実施してきている．今般，「皿型高力ボルト摩擦接合継手の設計・施工の手引き」が制定されたのを受け，本稿では，皿型高力ボルトの検討概要と設計法とその前提となる製作管理値，施工事例についてまとめている．
キーワード:皿型高力ボルト，摩擦接合，連結，鋼道路橋

はじめに態としては，ボルト頭部やナット部が防食上の弱点となっている．

鋼道路橋での鋼部材の接合方法として，従前よ

筆者らは，このような維持管理上の課題に対し，り高力ボルトを用いた摩擦接合が一般的に用いら高力ボルト連結部の防食性能の向上を目的として，れており，部材どおしの連結のみならず，腐食やボルトの頭が連結板から外に突出しないことで，疲労による鋼部材の損傷部での当て板補強の接合

ボルト頭側での均質な塗膜厚の確保を可能とする，などでも用いられている．図-1 は鋼箱桁ウェブ

皿型高力ボルト図-2，図-3 を摩擦接合継手で用部での腐食事例であるが，ボルト頭部で塗装が減いる検討を進めてきた．1),2),3),4),5)

耗したことによる鋼材の腐食が生じていることがこれまで，摩擦接合継手の荷重伝達特性の評価わかる．このように，塗膜がのりにくい角部が多や，構造寸法や製作施工誤差，リラクゼーションく存在するため，高力ボルトの頭部やナット部でなどが継手性能へ及ぼす影響などを評価してきた．

は塗装塗膜が薄くなりやすく，腐食が一般部より1),2),3),4),5)

ボルト部で先に生じることが知られている．これについて概説し，実際の現場運用に際して作成しまで新設橋の塗装仕様は，ボルト連結部は一般部た設計施工の手引きと，試験的に現場適用した事より防食層が厚くなっているにもかかわらず，実例について述べる．

- 17 -

本稿では，皿型高力ボルトの摩擦接合≧1.65

φ41.3

φ38.5φ41.3

φ38.5

図-1 高力ボルト腐食部の例

1492°

φ24.5
φ2266～107～1122226（鋼箱桁のウェブ部）

φ24.5
φ22

図-3 皿型高力ボルトとトルシア形高力ボルト（共に M22，左：皿型ボルト，右：トルシア形ボルト）

図-2 皿型高力ボルト

１．皿型高力ボルトの概要

図-4 ボルト頭部の塗膜の均質化と素地調整の品質
鋼床版の接合部

1-1 ボルトの形状

舗装かぶり厚 上層アスファルト
基層アスファルト

皿型高力ボルトの形状は，図-3 に示すとおり

上層アスファルト
舗装かぶり厚基層アスファルト

皿頭部の角度 92°を設計値として，＋3°までの許容としている．なお，皿頭角度は 92°である

図-5 鋼床版デッキプレート上での舗装厚が，連結板の皿型加工角度は 90°としている．
これは既往の研究において軸力導入とすべり強度の安定性を評価し，最適角度を求めた結果 5)を反映している．この場合に，並行部高さを確保するため連結板厚さは 12mm 以上とする必要がある．
1-2 ボルト適用で期待する効果
皿形高力ボルトを適用する効果のイメージを図-4，図-5 に示す．皿型頭であることから，締結

図-6 ボルト頭部上の舗装状況

後には連結板上で凸部がほぼなくなり，塗装塗膜（鋼床版デッキプレート上）厚さが均質となる．また，塗装前の素地調整の品質も向上する．これにより，一般部と連結部で塗料 6)を 300μm（連結部）から 120μm（一般部）装仕様を同一とすることも可能である．ただし，へ低減できる可能性がでてくる．

ナット側については凸部が残るため，その適用は皿型高力ボルトを摩擦接合継手で用いる場合のボルト頭側面の塗装仕様などが想定され，例えばもう一つの利点として，鋼床版デッキプレートの箱型断面部材の外面では，下塗のエポキシ樹脂塗連結部で用いた場合の舗装耐久性向上が挙げられ- 18 -

る．鋼床版デッキプレート連結部上での実際の舗装断面の例を図-6 に示すが，基本構成が表層40mm（排水性 As）＋基層 40mm（グース As）であるところ，ボルト頭部では基層が実質 5mm もないことが分かる．皿型高力ボルトを採用することで，連結部上での舗装厚さ 28mm 程度（連結板 12mm のため）は確保が可能となり，舗装混合物の耐久性向上にも寄与することが挙げられる．将来の舗装補修時においても，デッキプレート面に凸部がなくなることから，バックホウなどによる連結部で図-7 実験値から求めたすべり係数の例 1)の舗装撤去が容易になり，作業時間の低減にもつ（0.2mm 変位時の軸力で算定，3 体ずつの平均）ながる．

２．摩擦接合設計の考え方
皿型高力ボルトは，これまで検討してきた結果を基に，呼び径 M22，強度 F10T 級を用いること

図-8 ボルトの皿頭側での変形を標準としている．実際の現場適用にあたり「皿型高力ボルト摩擦接合継手の設計・施工の手引き

表-1 皿型摩擦接合用高力ボルトの(案)」を社内運用の手引きとして作成した．手引

すべり強度の特性値

きの主要な部分を，以下のとおり紹介する．
2-1 限界状態 1 のすべり強度の特性値

ねじの呼び

皿型高力ボルト(kN)

M2282※ 1 ボルト 1 摩擦面あたり，接触面に無機ジンクリッ

摩擦接合継手として一軸引張試験を実施した結チペイントを塗布する場合

果 1)を図-7 に示す．ここでは，軸方向の母材と連結板の相対変位が 0.2mm に達した状態をすべりしてきたボルト軸力導入時と荷重作用時の継手のと定義し，そのときのすべり係数を実験値より算伝達特性の変化や，母材や連結板の強度や構造寸定している．通常の F10T 高力六角ボルトに比し法，摩擦面数などの各種構造パラメータのすべり

7)

強度への影響評価，リラクゼーションといった軸の設計で用いる 0.45 より高いすべり強度を有し力低下要因についての評価を踏まえ，道示の設計ていることがわかる．この差の原因として，図-8

規定に基本的に準拠して設計が可能であると判断のように，皿型部分の連結板の変形とそれに伴うした．ただし，限界状態 1 について，すべり強度ボルト部の落ち込みによって，軸力が低下するこの特性値をすべり係数を 0.4 として算出することとが確認されている 2)．また，リラクゼーションとした．これは，道示での高力六角ボルトやトル1)についても計測しており，締付後 30 日経過時

シア形高力ボルトを用いた摩擦接合継手で，接合点で概ね 8～14％であり，同時に計測した高力六面に無機ジンクリッチペイントを用いる場合にす角ボルトと同程度の軸力減少であった．ただし，べり係数を 0.45 としてよい規定があることを念

92 日経過後には皿ボルトの軸力減少率が高力六頭に，皿型高力ボルトでは，上記の影響のうち，て少し小さいが，道路橋示方書（以下，道示）角ボルトより少し大きかった（最大で 2 割程度）
． 皿型形状に起因するボルト頭部及び連結板の変形
以上は検討結果の一部であるが，これまで実施特性による軸力の抜けとボルト軸力のリラクゼー- 19 -※ボルト孔 28.5mm のときの孔ずれ（単位：mm）

図-9 拡大孔を適用した場合のすべり係数 3)

ションの影響を考慮し，すべり係数 0.4 とするこ

規定も考慮し，+4.5mm まで許容し，26.5mm までとで，設計上の安全余裕を担保することを考えたとした．

ものである．すべり強度の特性値を表-1 のとおり算出し，この特性値を用いて道示の限界状態 1

３．皿加工部の精度と材料規格を超えない条件を照査することとしている．
3-1 連結板の製作管理値
2-2 適用するボルト孔の径連結板ざぐり部の製作方法は一般的に刃先角度

ボルト孔については M22 に対して 24.5mm を標90°のドリルを使うことになっている．しかし，準とし，施工上やむを得ない場合に，母板に拡大ざぐり部の切削深さによって，皿型高力ボルトの孔 26.5mm（呼び径＋4.5mm）を用いてよい規定と頭部は連結板表面から突出し，または落ち込む可した．M22 において実験検証した結果の例を図-9能性がある．実橋での使用に際してはこの影響をに示すが，すべり強度に対して拡大孔および孔ず確認する必要がある．文献 5)では皿型高力ボルれの影響はあまりないことが分かる．実験および

トを用いた摩擦接合継手の連結板ざぐり部の切削

FEA での検討

3)によれば，＋6.5mm であってもす深さ hc に着目し，それがすべり挙動に与える影べり強度の低下は小さいとの知見はあったものの， 響を検討している．
限られた実験条件であること，道示での拡大孔の- 20 -

図-10 寸法記号

図-12 すべり係数と円頭部高さの関係

図-11 すべり係数と切削深さの関係≧1.65

22(－2～0）90°(0°～＋2°)

孔径 φ24.5（0～＋0.5)（単位：mm）

図-13 連結板の皿加工部

図-14 皿加工後の連結板

FEA では，皿型高力ボルトの頭部開き角度θb

べり耐力は向上するが，連結板表面からのボルトを 90°に固定して，連結板ざぐり部の切削深さ頭部が突出し，防食耐久性の低下が懸念される．

hc を 7.75mm～11.75mm と変化させている．図-11，以上のことから，皿型高力ボルトの頭部開き角図-12 に示すように，ざぐり部の切削深さが大き

度が 90°，連結板の厚さ hspl が 12mm の場合，くなるにつれて，すべり係数は小さくなっている． 頭部突出量を抑え，かつすべり係数の低下を抑え
これはざぐり部の切削深さが大きくなるにつれて， ることのできる，7.75mm～9.75mm を切削深さ hc
ざぐり部の降伏範囲も相対的に大きくなり，ボルの管理値とすることが望ましいと言える．

トの落ち込みが大きくなるためと考えられる．逆

さらに，連結板の板厚公差を考慮した場合の結にざぐり部の切削深さが小さくなるにつれて，す果も同図に示している．道示 7)で規定される板厚- 21 -

0.700ボルト頭部外周 h10.600ボルト頭部中心 h0

頭部突出量 (mm)

0.500

連結板上面

0.400
0.300
0.200
0.100
0.000

-0.100-0.200899091929394

θ b( ° )959697

図-16 頭部突出量と頭部角度の関係

図-15 すべり係数と頭部角度の関係図の許容差を参考に，（-）側の許容差が公称板厚

図-15 に示す解析から得られた頭部開き角度と12mm の 5%（11.4mm）を設定した場合（連結板のすべり係数の関係から，連結板ざぐり部の開き角板厚が 0.6mm 程度小さくなる場合），すべり係数度を 90°と一定する場合，頭部開き角度によるの低下は最大で 1.1%と小さい．

すべり係数の低下率は 90°から 89.5°で約 2%となお，皿型高力ボルトの頭部開き角度が 92°なり，90°未満となる場合，すべり係数が低下である場合は 90°の場合よりもざぐり部の切削する．また，頭部開き角度が 90°より大きい場

深さの影響は小さく，開き角度とざぐり角度を同合，すべり係数の増加率は 90°から 93°で約じとする検討結果が安全側の結果を与えることを9.4%，93°から 96°で約 0.7%となり，93°にな確認した．

るまでのすべり係数の増加率が大きく，93°以以上より，皿型高力ボルト頭部の開き角度が降では増加率は小さくなっている．これは頭部開90°，連結板の厚さが 12mm の場合，ざぐり部のき角度が 93°より大きくなると，締付け時にボ切削深さの目標値は 9.75mm とし，製作精度としルト頭部の塑性変形が発生し，ボルト頭部の落ちては-2mm，+0mm を許容し，切削範囲は 7.75mm～込みが大きくなるためと考えられる．

9.75mm とした（図-13）．

一方，頭部開き角度が大きくなるにつれて，皿さらには，精度誤差や施工誤差による片当たり型高力ボルトと連結板ざぐり部の接触位置が連結やボルトの軸ずれなどのすべり強度への影響を実板上面方向に移動することから，ボルト頭部が突4)験と解析で検討 し，すべり強度の低下が少ない出し，塗膜の耐久性低下も懸念される．頭部開きことを確認し，求める許容差を図-13 のように規角度を変化させた場合の皿型頭部の突出量の関係定した．皿加工後の例を図-14 に示す．

を図-16 に示している．頭部開き角度が 95°の場合の突出量は，頭部外縁で 0.6mm 程度であり，この角度とした場合でも塗膜厚の確保に与える影

3-2 皿型高力ボルトの製作管理値

連結板ざぐり部の開き角度を 90°と一定にし， 響は少ないと考えられる．以上を考慮し，頭部開皿型高力ボルトの頭部開き角度を 90°から 95°

き角度は 92°を基本に 0°，+3°を許容値としまで変化させたすべり試験およびその FEM 解析のて設定した．

結果から，頭部開き角度が大きくなるにつれて軸皿型高力ボルトの材料規格については，皿型高力低下が抑えられ，すべり係数が向上することが力ボルト・六角ナット・平座金のセットについて示されている 5)

材料規格を作成しとりまとめた．規定は道路協会- 22 -

(a)当て板の状況

図-17 鋼床版縦シーム部での皿型高力ボルトの適用例
でのトルシア形高力ボルトの材料規格 7)を参考に，材料メーカーの協力により，製作誤差や製作可能な範囲を確認したうえで作成した．「摩擦接合用皿型高力ボルト（C10T）・六角ナット・平座金のセット」を社内規格として作成した．なお，施工はトルク法による軸力管理となる．

(b)当て板補修断面図
図-18 当て板での皿型高力ボルトの適用

４．適用の事例
これまでの検討知見を踏まえ，一部現場で試験おわりに的な使用を開始している．図-17 に車線増設のた
本稿では，皿型高力ボルトを摩擦接合継手としめの既設鋼床版の拡幅部で新設部材を連結する縦シーム部で皿型高力ボルトを使用した事例を示す． て用いることで，鋼部材の連結部での防食性能の向上と舗装耐久性の向上と舗装打替え時の施工性
皿頭側の状況からわかるように，連結板上で凸部がない仕上がりになっている．なお，横リブと交向上を図る技術について，継手としての構造特性差する断面において，下面側からのボルト締めがと設計法を中心に一部試験適用の事例も含め述べ空間的に困難なことから上面から頭締めするためた．に，高力六角ボルトを用いた箇所が一部あった．

現在，皿型高力ボルトを用いた場合の塗膜の耐次に，補修の現場での当て板接合に使用した事

久性評価を屋外暴露により実施している．また，

例を図-18 に示す．これは鋼床版箱桁の上側コーナット側について塗膜の付着性を向上したナット

ナープレート部で生じたデッキプレートを貫通す形状改良を検討し，その場合の塗装塗膜の耐久性るき裂の補修に，当て板を接合した事例である 8)． 評価も進めている．今後，検討結果について機会を得て報告したい．さらに，現状は軸力導入に際こちらも当て板上面で凸部がなく施工ができていることがわかる．

しトルク管理を要するボルトであるが，トルシア形皿型高力ボルトについても開発検討を進めたい．

- 23 -

謝辞：本検討にあたり，技術審議会構造技術委員

3)

会鋼構造分科会（主査：杉浦邦征京都大学教授）においてご審議頂き，委員各位より貴重なご意見を頂戴した．同分科会委員の山口隆司大阪市立大

4)

学教授には，皿型高力ボルトの開発段階から，研究遂行および設計施工法のまとめに至るまで，一貫してご指導頂いた．ここに記して謝意を表する． 5)
参考文献
1)

2)

田畑晶子，金治英貞，黒野佳秀，山口隆司：皿型高力ボルトを用いた摩擦接合の継手特性に関する研究，
構造工学論文集，Vol59A，pp.808-819，2013.3
田畑晶子，金治英貞，黒野佳秀，山口隆司：皿型高カボルトを用いた摩擦接合継手のボルト型状及び継6)7)8)

手特性に関する解析的検討，鋼構造論文集，Vol.20，
No.79，pp.19-28，2013.9
田畑晶子，黒野佳秀，金治英貞，山口隆司：拡大孔を有する皿型高力ボルト摩擦接合継手のすべり耐力に関する研究，構造工学論文集，Vol.60A，pp.674685，2014.3
田畑晶子，黒野佳秀，金治英貞，山口隆司：皿型高力ボルト摩擦接合継手の施工誤差に起因する片当たりがすべり耐力及びすべり後耐力に与える影響の検討 ， 構 造 工 学 論 文 集 ， Vol.60A ， pp.686-693 ，2014.3郎宇，山口隆司，青木康素：皿型高力ボルト摩擦接合継手のすべり挙動に影響する構造因子，土木学会
第 73 回年次学術講演会講演概要集，2018.8（公社）日本道路協会：鋼道路橋防食便覧，2014.3（公社）日本道路協会：道路橋示方書・同解説 Ⅱ編鋼橋・鋼部材編，2017.11
田畑晶子，小林寛，仲田晴彦，坂根英樹：連続鋼斜張橋の鋼床版に発生した疲労き裂と補修，土木学会
第 72 回年次学術講演会講演概要集，2017.9

APPLICATION OF FRICTION GRIP JOINTS WITH HIGH STRENGTH COUNTERSUNKHEAD BOLTS TO STEEL BRIDGES
Yasumoto AOKI, Akiko TABATA and Hidesada KANAJI
This paper reports development of friction grip joints with high strength countersunk head bolts. Aconvex protruding above the surface of the connecting plate was eliminated by using high strengthcountersunk head bolts to secure steel corrosion protection performance and pavement durability. Various
experimental and analytical studies were carried out for on-site applicability to establish a design methodof the friction grip joints with high strength countersunk head bolts. In response to the recentestablishment of a guideline for design and construction of friction grip joints with high strengthcountersunk head bolts, this paper shares technical knowledge about the high strength countersunk headbolts, including research findings and the design method.

青木 康素

阪神高速道路株式会社
技術部 技術推進室
Yasumoto Aoki

田畑 晶子

阪神高速道路株式会社
建設・更新事業本部
大阪建設部 設計課
Akiko Tabata- 24 -

金治 英貞

阪神高速道路株式会社
建設・更新事業本部
神戸建設部
Hidesada Kanaji