発泡体型枠剛性への根太材形状
及び押出方向の影響：押出法ポリスチレンフォームを用いたス
ラブ型枠の構造性能(その 2)

深澤協三
下條芳範

＊1＊2

高橋誠治
江口孝明

＊2＊2

小暮直親

＊2

INFLUENCE of JOIST MENBER SHAPE
and FORM EXTRUSION DIRECTION on
FORMWORK RIGIDITY: MECHANICALPROPERTY EVALUATION of INSULATEDFORMWORK MADE from EXTRUDEDPOLYSTYRENE FOAM (Part2)＊1 Seiji TAKAHASHI＊2 Yoshinori SHIMOJYO＊2Kyouzou FUKAZAWA
Naochika KOGURE
Takaaki EGUCHI

キーワード：型枠，断熱材，加力実験，曲げ剛性,支圧剛性
Keywords:Formwork, heat insulator, Loading tests, flexural rigidity, bearing rigidity＊2＊2

We previously reported on the required mechanical characteristics and a
deformation evaluation method for thermal insulators used in floor slabs
directly above footing beams , and for formworks composed of extruded
polystyrene foam that don’t require removal.
In the present study, bending and bearing pressure experiments wereconducted on a component specimen, focusing on (1) the bending stiffnessof the formwork when the polystyrene foam extrusion direction isperpendicular to the formwork bearing span, and (2) the bearing stiffness
against a square pipe used as a joist member.
Moreover, a full-scale experiment was conducted using loads equivalent tothose during actual construction, and it was confirmed that the foam
formwork deformation during construction can be assessed based on thestiffness obtained from the component experiment.
In this paper, the scope of the evaluation of foam formworks in theprevious report is expanded based on the results of these experiments.

１．はじめにに角パイプを用いた場合の支圧剛性、を要素試験体による構造実験

1 階床スラブの地下ピット部は外気に接する箇所と見なされ「断により把握する。

熱」が必要な部位である。地下ピット内は、コンクリート打設後の更に、既報と同様に実大型枠材に実施工時と同等の荷重条件で載型枠の解体撤去が困難なケースが多いため、発泡体を用いた断熱材荷を行う実大実験を行い、要素試験体で得られた曲げ剛性・支圧剛を床スラブの捨て型枠として用いる工法が多用されている。

性から、床スラブを用いた発泡体型枠のたわみ量が評価可能なこと発泡体を用いた床スラブ型枠について、既報

1）で①根太材へのめを確認する。

り込み変形の影響が大きい、②要素試験体による加力実験から曲げ剛性・支圧剛性を求めた、③その曲げ剛性・支圧剛性から実施工時の型枠のたわみ量が評価可能である、ことを報告した。
既報は、めり込み変形(支圧剛性)の評価については、根太材としポリスチレンフォーム押出方向と根太材スパン方向が平行て一般的に用いられる単管パイプ(φ48.6×2.4mm)を対象とした。一方、単管パイプと並んで角パイプも根太材として多用されている。
また、床スラブ型枠に用いる押出法ポリスチレンフォームは、型枠用合板と同様に板の方向に対して異方性がある。3×6 板と呼ばれるような長辺・短辺の関係が明確な場合、一般的にはポリスチレンフォーム押出方向が根太材スパン方向となるように型枠・根太材がポリスチレンフォーム押出方向と根太材スパン方向が直交配置され、既報の実験もポリスチレンフォーム押出方向が根太材ス

図 1．発泡体押出方向と型枠.根太材の配置の関係パン方向を対象とした。一方、図 1 に示す通り型枠が正方形に近い形状の場合、ポリスチレンフォーム押出方向と直交方向に根太材ス

２．発泡体型枠の概要パン方向なるように型枠・根太材が配置されるケースもあり得る。

本実験対象となるスラブ型枠は、図 2 に示す通り押出法ポリスチ

本報では、上記に 2 点に注目して、①ポリスチレンフォーム押出レンフォームの下面に割れ防止用フィルム(ポリエステル系フィル方向と根太材スパン方向と直交する場合の型枠曲げ剛性、②根太材※1(一社)日本建設業経営協会中央技術研究所・工博（〒103-0026

ム・厚さ 55μｍ)を接着した構造である。

＊1

東京都中央区日本橋兜町 12-1 太洋ビル 第 2 新館 8 階）
＊2※2㈱JSP 建築土木資材事業部

開発部

JARGC Central Research for Construction Technology Dr.Eng.

JSP Corporation,Construction and Civil Engineering Materials Division型枠の密度、強度、剛性のカタログ値を表 1 に示す。本型枠は図3 に示す通り、RC スラブの型枠合板の代わりに用いられ、コンクリート打設後はスラブ型枠撤去を不要としている。
表1×910mm の型枠を、②のケースでは発泡体型枠 MD 方向+根太材・角パイプの組み合わせで 1820×910mm の型枠を用いる。
実験計画を表 4 に示す。①、②のケースについて、それぞれ型枠
表2型枠材の剛性強度(カタログ値)

試験体計画表(曲げ実験)

板厚支持スパン
表中の値は同一条件(mm) 225 300 450 の試験体数を示す
3033350333

板厚 密度 ヤング係数 曲げ強さ 圧縮強さ 断熱材グレード(mm） （kg/m3） （N/mm2） （N/mm2） （N/mm2） （JIS規格）
3034.00.65
250.2
XPS3種b5027.50.45※1 密度、圧縮強さは JIS A 9511 に定める押出法ポリスチレンフォーム保温材の最低基準値※2 ヤング係数、曲げ強さ、圧縮強さの試験方法は JIS A 9511 に準拠

発泡体
スラブ型枠
基礎梁
図2

発泡体スラブ型枠の概要

図3

根太材(単管パイプ)

MD 方向(既報)

TD 方向(本実験)

工法概要

3.実験計画実験は、①曲げ実験(型枠材の曲げ剛性評価)､②支圧実験(型枠を支持する根太材へのめり込み変形に対する剛性評価)､③実施工を模した実大型枠への鉛直荷重載荷実験(以下「実大実験」と略称)､の 3種類を実施する。各実験の計画を以下に示す。
3-1 曲げ実験
図 4．試験体寸法・形状(曲げ実験)(1)試験体計画：図 4 に示す型枠の一部を取り出した要素試験体を対象に曲げ実験を行う。実験変数は①型枠板厚(t=30,50mm)､②支持スパン(Lo＝225,300,450mm、曲げ剛性への支持スパンの影響を検討するもので、実物の根太間隔ではない)、である。図 4 中に示す通り、既報曲げ実験では、ポリスチレンフォーム押出方向(以下「MD 方向」と略称)から試験体を採取したのに対して、本実験ではポリスチレンフォーム押出方向の直交方向側で(以下「TD 方向」と略称)、型枠中央部より試験体を採取した。試験体計画を表 2 に示す。6 ケースで 3体ずつ合計 18 体の実験を行う。
(2)実験方法：実験装置を図 5 に示す。単純支持した試験体に、万能試験機を用いて 2 点集中荷重を単調載荷する。型枠のたわみは同

図5

実験方法(曲げ実験)

図中に示す通り、スパン中央部鉛直変位から支点部鉛直変位を取り除いて求めた。また、載荷速度は 10mm/分とする。

補強フィルム面に加力

表3t=30,50mm試験体計画表(支圧実験)

3-2 支圧実験(1)試験体計画：図 6 に示す通り要素試験体を対象に支圧実験を行う。実験変数は①型枠板厚(t=30,50mm)②試験体採取位置(中央、端部：押出法ポリスチレンフォーム材では中央と端部で剛性が相違する可能性があるため)である。試験体計画を表 3 に示す。4 ケースで3 体ずつ合計 12 体の実験を行う。

板厚 試験体採取位置(mm) 中央端部
30335033250

表中の値は同一条件の試験体数を示す

250
図6（2）実験方法：図 7 に示す通り、補強シート面に根太材として一試験体形状・寸法(支圧実験)般に用いられる角パイプ(□60×60×2.3mm)を MD 方向に設置し、万能試験機により圧縮力を単調載荷する。載荷速度は 10mm/分とする。
3-3 実大実験(1)試験体計画：実験は①発泡体の押出方向影響の検討、②根太材形状の影響の検討の 2 ケースを行う。図 8 に示す通り、①ケース
では発泡体型枠 TD 方向+根太材・単管パイプの組み合わせで 910
図7実験方法(支圧実験)板厚 t=30,50mm の型枠を用い、試験体数は合計 4 体である。

ズ材を介して行う。図 9 の通り、型枠外周に側枠を配置して発泡ポ①TD 方向+根太材・単管パイプの実験では、既報の MD 方向試験体

リスチレンビーズ(粒径約 0.9mm、安息角約 30 度)を約 40cm の高さと同じく、根太材のピッチは t=30mm が 225mm、t=50mm では 300mmで平坦に充填する(ビーズ自重で約 2.8kN/m2 が作用)。ビーズ材天端である。②MD 方向+根太材・角パイプの実験では t=30mm が 260mm、に合板を敷きこんだのち、905×905×6.0・3.2mm 鋼板を 16 枚(型枠t=50mm では 300mm である。

寸法 910×910mm)または 28 枚(型枠寸法 1820×910mm)を順次載せる(2)実験方法：実大型枠を所定ピッチの根太材で支持し、打設されることで型枠に等分布荷重を作用させる。また、型枠中央部のたわみコンクリート重量に相当する等分布荷重を作用させる。型枠への等及び根太材の両端部・中央部の鉛直変形から型枠及び根太材のたわ

分布荷重載荷は、筆者等が行った構造スリット実験2)と同様にビー

表 4 実験計画(実大実験)
型枠
根太材
試験体名寸法板厚 部材寸法・形状 ピッチ方向(mm)(mm)
(mm)
(mm)
TD30-P30225
TD 910×910
φ48.6×2.4
TD50-Ｐ50300
MD30-B30260
MD 1820×910□60×60×2.3
MD50-B50300

TD 方向・t=30mm 単管パイプ@225mm

みを図 8 中に示す算定式により求めた。

4.実験結果4-1 曲げ実験(1)変形性状：実験結果の代表例として、加力スパン L0＝300mm・t=30、50mm 試験体の変形状況を写真 1 に示す。
加力スパンの約 1/20 まで加力を行ったが、いずれのケースとも型

TD 方向・t=50mm 単管パイプ@300mm

根太材たわみMD 方向・t=30mm 角パイプ@260mm

MD 方向・t=50mm 角パイプ@300mm
図8

型枠たわみ

試験体形状・寸法(実大実験)
クレーン

ロードセル

ホッパー

ビーズ

発泡体型枠

①土台(H 型鋼)上に根太材(単管パイプ)を所定のピッチで設置②根太材上にスラブ型枠をセット③スラブ型枠の四周に側枠を組み立て④ホッパーを用いて側枠内にビーズ球を充填クレーンに取付けたロードセ
ルで充填したビーズ球の重量を測定
図9

実験方法(実大実験)

鋼板重量t=6mm 約 360N/枚
t=3.2mm 約 200 N/枚⑤ビーズ球天端を均した後、合板(t=19mm)を載せる⑥合板上に鋼板(b×D×t=905×905×6.0・3.2mm)を所定荷重に達するまで載せる

枠の折損、補強フィルムの破断・剥離は生じない。また、曲げ変形mE の平均値は t=30mm では 34.8N/mm2(MD 方向の 0.78 倍)、t=50mm での卓越する変形性状を示す。

は 32.6N/mm2(MD 方向の 1.23 倍)である。

ｔ(mm) 位置同一条件試験体 3 体間の荷重変形曲線の比較の代表例として、

変形状況

L0＝300mm・t=30,50mm の荷重変形曲線を図 12 に示す。同図に示す
通り、同一条件試験体 3 体間の荷重変形曲線はほぼ同様の関係を示上面す。また、同一条件試験体 3 体間の等価ヤング係数の平均値及び標30準偏差を表 5 に示す。標準偏差は最大でも平均値の 1.5％程度で、下面等価ヤング係数の試験体間のばらつきは少ない。
4-2 支圧実験(1)破壊性状：t=50mm・採取位置中央試験体の加力中及び除荷後の変上面形状況を写真 2 に示す。t=30,50mm 試験体ともに、支圧により型枠50に角パイプの形状に即しためり込み変形を生じる。同写真中に示す
通り、荷重除荷後(約 15mm のめり込み強制変形後)に変形の残留が認下面められる。
(2)荷重変形関係：各試験体の荷重変形曲線を図 13 に示す。変形の型枠材変形性状の例(曲げ実験：L0＝300mm)

写真 1増大に伴い徐々に剛性が低下する。しかし、実験範囲の支圧変形約(2)荷重変形関係：荷重変形曲線の代表例を図 10 に示す。同図中に15mm まで耐力低下は生じない。なお、残留変形は t=30mm で約 8mm、は MD 方向試験体の荷重変形曲線も比較のために示す。TD 方向試験

t=50mm で約 10mm であり元の厚さの 20～30％相当し、必要な断熱材体も MD 方向試験体と同様にδ=3mm 付近まで概ね弾性的な挙動を示の厚さを確保できなく可能性がある。従って、根太材が受ける荷重す。それ以降は変形の増大に伴い剛性低下を生じるが、スパンの約を図 13 中の初期剛性の範囲内に留める必要がある。

1/20 たわみまで耐力低下は生じない。なお、MD 方向と同様にδ=3mm

既報の単管パイプに対する支圧剛性と同様に、0.5～2.0mm 間の付近まで概ね弾性範囲内に留まることから、型枠検討でたわみ量を「荷重、変位」データから最小二乗法(線形近似)により初期剛性 Kv0

型枠指針 3）に示される許容変形量の目安である 2mm 以下に制限すれを求めた。更に、各試験体の初期剛性 Kv0 から同一条件 3 体の平均ば、本実験範囲内では許容曲げ応力度については検討を要しない。

m v0

K を求め、型枠単位幅 1m 当たりの剛性に換算した支圧剛性 mKv を求めた。実験変数と mKv の関係を図 14 に示す。初期剛性は角パイプ

また、TD 方向と MD 方向の試験体の剛性・耐力を比較すると、t=30mmでは単管パイプと逆に t=50mm が高い値を示す。また、試験体採取位

では MD 方向が高く、逆に t=50mm では TD 方向が高くなる。
既報と同様に 0.5～3.0mm 間の「荷重、変位」データから最小二乗置については、単管パイプと同様に型枠端部が中央部より初期剛性法(線形近似)により勾配から初期剛性を求めた。この初期剛性と、が高い。同図中に示す通り、板厚ごとの mKv の平均値は t=30mm では試験体の幅・厚みの実測結果から求めた断面 2 次モーメント I を用5.84KN/mm/m(単管パイプの 2.38 倍)、t=50mm では 2.15KN/mm/m(単管いて、型枠材の等価ヤング係数 E を求め、更に同一条件 3 体の平均パイプの 3.39 倍)である。
同一条件試験体 3 体間の荷重変形曲線の比較の代表例として t=30、mE を求めた。実験変数と mE の関係を図 11 に示す。t=30,50mm とも50mm 採取位置中央試験体の荷重変形曲線を図 15 に示す。同図に示加力スパンに比例して mE が増大する。同図中に示す通り板厚ごとの荷重P

900

たわみ

750

300

t=50mm
荷重(N)

荷重(N)

t=30mm

たわみ

300

t=50mm450t=50mm

450t=30mm

200t=30mm

100

150

150

発泡体等価ヤング係数
平均値・標準偏差支持 板厚 等価ヤング係数
2スパン （mm（N/mm ））（mm）
平均 標準偏差

225

300

300

005L0=225mm

1000150

たわみ(mm)4525020

たわみ(mm)

450L0=450mm

図 112025

たわみ(mm)

450

300
t=30mm150

No1No2No3～～300

15t=50mm2225

100.183
0.267
0.420
0.112
0.561
0.257

たわみt=30mm

E=32.6N/mmt=50mm▽MD方向平均E=26.4N/mm2(t=50mm)

00
20531.94
30.01
35.1931.99
37.3235.85

荷重P▲TD方向平均3015305030503050600

荷重(N)

35

TD方向平均▼E=34.8N/mm2

10

荷重変形曲線(曲げ実験)△MD方向平均E=44.6N/mm2(t=30mm)

405L0=300mm

図 10等価ヤング係数・mE(N/mm2)

荷重(N)

表5荷重P

600

たわみ

600

400

荷重P

加力スパン(mm) 450

発泡体の等価ヤング係数00

図 12510たわみ(mm)15

同一条件試験体間荷重
変形曲線比較(曲げ実験)

20

写真 2

型枠変形状況の例(支圧実験：t=50mm)

す通り、同一条件試験体 3 体間の荷重変形曲線はほぼ同様の関係を

型枠発泡体 TD 方向は図 11 に示す板厚毎の E の平均とし、MD 方向は示す。また、同一条件試験体 3 体間の支圧剛性の平均値及び標準偏同図中に示される既報の数値を用いた。
「鉛直バネ KV」については、差を表 6 に示す。何れのケースでも標準偏差は平均値の 2.3％程度

角パイプは図 14 に示す板厚毎の KV の平均とし、単管パイプは同図で支圧剛性の試験体間のばらつきは少ない。

中に示される既報の数値を用いた。なお、根太材に角パイプを用いN8た試験体では、図 18 中に示す通り根太材の角パイプの幅から、左右t=30mm

角パイプ

δt=50mm

6荷重(KN)

単管42型枠材軸方向
直交

単管4型枠材軸方向

2中央中央端部端部

0変位(mm)1015

図 139.00510変位(mm)

荷重変形曲線(支圧実験)

写真 3根太材計算値（単純ばり）

t=30mmδ

63.04t=50mm2
平均Kv=2.45KN/mm/m
平均Kv=2.15KN/mm/m

0.030

図 14

板厚(mm)

50

型枠の支圧剛性No1No2No300

図 155

支圧剛性平均値標準偏差
採取
位置5010変位(mm)▲スラブ厚20cm

4.0▲スラブ厚10cm

根太材＋型枠計算値
連続ばり＋鉛直バネ（根太材支配面積考+可撓長さ）2.0

支圧剛性（KN/mm/m）
標準偏差
平均6.19
5.47
8.17
6.39

0.141
0.069
0.124
0.045

6.0
▲スラブ厚20cm

4.0

2.0

▲スラブ厚10cm

根太材＋型枠計算値
連続ばり＋鉛直バネ（根太材支配面積考+可撓長さ）

t=30mm

t=50mm

0.0
0.0

15

同一条件試験体間荷重
変形曲線比較(支圧実験)

表6端部
中央端部
中央▲スラブ厚30cm▲スラブ厚30cm

根太材
実験値

6.0

根太材＋型枠実験値
根太材
実験値

8.00.0

板厚（mm）

30

鉛直荷重w（KN/m2）

単管パイプ荷重(KN)

平均Kv=5.83KN/mm/m

根太材計算値（単純ばり）

根太材＋型枠実験値

8.0

6.0
中央部

型枠変形状況の例(実大実験：t=50mm)N8

平均Kv=7.28KN/mm/m
端部 角パイプ

根太材(角パイプ)からの支圧によるめり込み変形

直交

15鉛直荷重w（KN/m2）

50.4

0.8

1.2

1.60.0変位(mm)

0.4

0.8

1.2

1.6
変位(mm)

MD 方向・角パイプ ・1820×910mm 試験体
10.0

根太材

8.0
▲スラブ厚30cm

6.0

根太材＋型枠実験値▲スラブ厚20cm

4.0

根太材＋型枠計算値
連続ばり＋鉛直バネ（根太材支配面積考）▲スラブ厚10cm

2.0t=30mm

0.0
0.0

4-3 実大実験

根太材計算値（単純ばり）

10.0

根太材計算値（単純ばり）

根太材
実験値

8.0

鉛直荷重w（KN/m2）0鉛直荷重w（KN/m2）0

単位幅支圧剛性(KN/mm/m)の R 部分を除いた範囲を「剛域」としてモデル化した。各試験体の角パイプ

δ6荷重(KN)

N

80.5

1.0

1.5

2.0

▲スラブ厚30cm

根太材＋型枠実験値

6.0▲スラブ厚20cm

4.0

根太材＋型枠計算値
連続ばり＋鉛直バネ ▲スラブ厚10cm

2.0t=50mm

0.0
0.0

2.5

0.5

1.0

1.5

変位（mm）

2.0

2.5

変位(mm)

TD 方向・単管パイプ・910×910mm 試験体(1)変形性状：各試験体とも、実験終了時まで型枠の折損は発生しな

図 16かった。写真 3 に角パイプによる残留変形状況を示す。実験終了後型枠全体の荷重変形曲線(実大実験)に発泡体型枠には根太材との支圧によるめり込み変形が残留する。
(2)荷重～変形関係：型枠中央スパンの中央部について、型枠全体たわみ(＝型枠+根太材)と鉛直荷重 w の関係を図 16 に示す。同図の横軸は型枠全体の中央部鉛直変位を示し、縦軸は発泡体型枠上に載せた「ビーズ材重量」及び「鋼板重量」を型枠面積で除して求めた単位面積当たりの鉛直荷重 w を示す。更に、単位面積当たりの鉛直荷重から換算したコンクリート打設時のスラブ厚(コンクリート単位体積重量 24KN/m3 として換算)を図中に併せて示す。各試験体とも、MD 方向・角パイプ ・1820×910mm 試験体
10.010.0
めり込み変形の型枠全体たわみ量は、根太材に角パイプを用いた試験体(発泡体型材は単管パイプ）では t=30mm，50mm とも約 1.5mm であり、型枠が健全な状態に留まっていることが確認できた。
図 17 に型枠単体のたわみと鉛直荷重 w の関係を示す。型枠単体についても実験終了時まで剛性低下は生じていない。同図中に型枠央部鉛直変形の「計算値」を示す。この計算値は図 18 に示す根太材ピッチを支持スパンとする支点鉛直バネ付き連続梁モデルにより求めたものである。計算に用いる型枠の「ヤング係数 E」については、

8.08.0鉛直荷重w（KN/m2）

枠は MD 方向)では t=30mm、50mm とも約 1.3mm、TD 方向試験体（根太曲げ変形

めり込み変形曲げ変形

実験値

鉛直荷重w（KN/m2）

スラブ厚 30cm 相当の荷重に対して剛性低下を生じない。この荷重時6.04.0
計算値

2.0

実験値

6.04.0
計算値

2.0t=30mm

t=50mm0.00.00.00.51.01.52.0変位(mm)0.00.51.0

TD 方向・単管パイプ・910×910mm 試験体

図 17型枠単体の荷重変形曲線（実大実験）

1.52.0変位(mm)w=8.0KN/m2 作用時の変形図を図 19 に示す。角パイプ試験体のうち22比較すると、実験値は計算値に対して t=30mm で 25％(=0.3mm)、

t=30mm では w=5KN/m 、t=50mm では w=2KN/m 以降で剛性は計算値とt=50mm で 40％(=0.4mm)大きな値を示す。荷重の小さい範囲で剛性が実験値で良い相関を示す。TD 方向試験体のうち、t=30mm では剛性は低い(発泡体型枠の反りの影響によると考えられる)ことを除けば、2計算値と実験値で良い相関を示す。一方、t=50mm では w=3KN/m 付近

型枠を「固定ばり(剛性考慮)+鉛直バネ」と根太材を「単純ばり」でからハードニングにより、実験値は計算値よりも変形が小さくなる。

求めた計算値は、発泡体型枠のたわみを精度良く評価できる。

これは既報に示す通り、発泡体のめり込み変形の影響で型枠から根一方、TD 方向試験体では実験値は計算値に対して、t=30mm で 25％太材に作用する荷重が、スパン中央で減少するためと考えられる。

(=0.6mm)、t=50mm で 37％(=1.0mm)ほど小さな値を示す。t=30mm に

以上の通り、TD 方向・t=50mm 試験体以外では、w=2～5KN/m2 以降でついては、実験の根太材の変形が計算値よりも小さく、その差が型は、発泡体型枠の剛性を連続梁モデルで精度よく評価出来ることが枠全体の実験値と計算値の差となっている。従って、型枠単体の剛明らかとなった。

性については「固定ばり+鉛直バネ」モデルで精度良く評価出来る。

また図 17 に示す通り、型枠単体たわみ量に対する発泡体型枠の根t=50mm の実験値と計算値の相置は、既報の通り、根太材のめり込み太材へのめり込み変形の影響が大きく、型枠単体たわみ量のうちめ変形による影響であるが、計算値は実験値を安全側(変形を大きいり込み変形は、角パイプ試験体では t=30、50mm とも 47％を占める。

側)に評価している。

TD 方向試験体(根太材単管パイプ)では t=30mm が 50%、t=50mm が 67%を占める。

5.まとめ

両端固定ばり+鉛直バネ(根太材支配面積考慮)で得られた型枠単本実験から、押出法ポリスチレンフォームを用いた断熱材型枠の体たわみ算定値に、単純ばりで求めた根太材の中央たわみを加えた力学性状について下記の結論を得た。

型枠全体たわみの計算値と実験値の比較を図 16 中に示す。但し、根1）押出方向と根太材スパン方向が直交する(TD 方向)発泡体型枠で太材角パイプ試験体に計算値では図 18 に示す剛域を考慮している。

根太材が単管パイプの試験体、押出方向と根太材スパン方向が平行

2角パイプ試験体では t=30mm、50mm とも約ｗ=4KN/m 以降で剛性は計(MD 方向)な型枠で根太材が角パイプの試験体ともに、スラブ厚 30cm算値と実験値で良い相関示す。しかし、実験値は荷重の小さい範囲相当の施工荷重に対して発泡体型枠の折損等はなく健全な状態を保2で剛性が低いため、ｗ=8KN/m 時点(スラブ厚約 33cm 担当)の変形をった。
2)TD 方向型枠の等価ヤング係数は t=30mm では 34.8N/mm2、t=50mm

ｔ=30mm
根太材@260mm

では 32.6N/mm2 である。MD 方向型枠の等価ヤング係数に対して、t=30mm では 0.78 倍、t=50mm では 1.23 倍である。
3)角パイプ根太材による発泡体型枠へのめり込み変形に対する支圧
剛 性 は 、 単 位 幅 当 た り t=30mm で は 5.84KN/mm/m 、 t=50mm で はｔ=50mm
根太材@300mm

7.28KN/mm/m である。単管パイプの支圧剛性に対しては、t=30mm では 2.38 倍、t=50mm では 3.39 倍である。

剛域の設定

4)型枠単体たわみに対する根太材からの支圧のめり込み変形の影響が大きく、めり込み変形は型枠単体たわみに対し単管パイプでは約
MD 方向・角パイプ・1820×910mm 試験体
t=50mm 根太材@300mm

t=30mm 根太材@225mm

6 割、角パイプでは約 5 割を占める。
5)根太材に角パイプを用いた試験体では、根太材のたわみを単純ばりで、発泡体型枠のうち曲げ変形を角パイプ部分の剛域を考慮した
両端固定ばりで、型枠の根太材へのめり込み変形を根太材の支配面積を考慮した上で実験より求めた支圧剛性からそれぞれ求め、それらを合算することで、型枠全体のたわみ量が評価できる。

TD 方向・単管パイプ・910×910mm 試験体

図 18型枠変形図(連続ばりモデル)
2

単位:mm.鉛直荷重 w=8.0kN/m ,鉛直バネ支点(支圧剛性)

6) TD 方向型枠試験体のうち、t=30mm では「固定ばり+鉛直バネ」で型枠単体のたわみを精度良く評価できたが、根太材のたわみについては、実験値が計算値よりも小さな値を示した。また、t=50mm では
根太材のめり込み変形による影響によるハードニングのため、型枠単体のたわみが実験値は計算値より小さな値を示した。

MD 方向・角パイプ t=30mm・1820×910mm【参考文献】
1)深澤協三、高橋誠治、小暮直親、下篠芳範、江口孝明：押出法ポリスチレ
MD 方向・角パイプ t=50mm・1820×910mm

ンフォームを用いたスラブ型枠の構造性能、日本建築学会技術報告集、第53 号、2017 年 2 月
2)深澤協三、佐藤あゆみ、江口孝明、志水一行、立花正彦：鉛直構造スリッ

TD 方向・単管パイプ
t=30mm・910×910mm

図 19

TD 方向・単管パイプ
t=50m・910×910mm型枠変形図(連続ばりモデル)

トのコンクリート側圧耐荷性能評価に関する研究、日本建築学会技術報告集、第 17 巻 第 36 号，433-438，2011 年 6 月
3)日本建築学会：型枠の設計・施工指針、2011 年