開発

歩道拡幅用ＦＲＰ床版に関する実験的研究
歩道拡幅用FRP床版に関する実験的研究（床版上載タイプ）（床版上載タイプ）
Experimental
Studystudy
on theon
FRP
Deck fordeck
Widening
Bridge Width(on theType)
Experimental
theSidewalk
FRP sidewalk
for widening(on theslabSlab
type)
久 保
圭 吾＊1
Keigo Kubo

角間恒＊2
Ko Kakuma

岡

田
慎 哉＊3
Shinya Okada

松 井
繁 之＊4
Shigeyuki Matsui

要旨
久 保 圭 吾＊1
角 間
恒＊2
岡 田 慎 哉＊3
松 井 繁 之＊4
近年の交通安全対策の観点から，歩道の拡幅要望が増加しており，特に道路橋では必要幅員が確保されない橋梁がKeigo KUBO
Ko KAKUMA
Shinya OKADA
Shigeyuki MATSUI
数多く存在することから，橋梁の歩道拡幅が急務となっている．このような背景の下，軽量で耐食性に優れるガラス

要旨

繊維強化プラスチックを用いた道路橋の歩道拡幅構造を考案した．本研究では，床版上載タイプの実物大床版供試体

近年の交通安全対策の観点から、歩道の拡幅要望が増加しており、特に道路橋では必要幅員が確保されない橋梁が数多く存を用いて高欄への水平荷重および群集荷重に着目した静的耐荷力実験を実施した．この結果，いずれも実用上，十分在することから、橋梁の歩道拡幅が急務となっている。このような背景の下、軽量で耐食性に優れるガラス繊維強化プラスチ
な耐荷力を有していることが確認できたックを用いた道路橋の歩道拡幅構造を考案した。本研究では、床版上載タイプの実物大床版供試体を用いて高欄への水平荷重
および群集荷重に着目した静的耐荷力実験を実施した。この結果、いずれも実用上、十分な耐荷力を有していることが確認でキーワード：歩道拡幅,，FRP，耐荷性能きたキーワード：歩道拡幅，FRP，耐荷性能

1. はじめに加しており、道路橋に関して言えば、旧来の道路構造令
づく幅員設計や架設当初からの交通環境の変化に伴い必は，床版上載タイプの実物大床版供試体を用いて高欄（歩FRP歩道拡幅床版の構造としては、図−1に示す床版上
行者自転車用柵）への水平荷重および群集荷重に着目した
載タイプ5） およびブラケット支持桁タイプ6） があるが、静的耐荷力実験を実施した．本論文では，これらの結果に
本研究では、床版上載タイプの実物大床版供試体を用いついて報告する．
て高欄（歩行者自転車用柵）への水平荷重および群集荷に基づく幅員設計や架設当初からの交通環境の変化に伴要幅員が確保されない橋梁が数多く存在することから，橋重に着目した静的耐荷力実験を実施した。本論文では、

梁の歩道拡幅が急務となっている．
い必要幅員が確保されない橋梁が数多く存在することか

これらの結果について報告する。

1．はじめに

近年の交通安全対策の観点から，歩道の拡幅要望が増加
近年の交通安全対策の観点から、歩道の拡幅要望が増しており，道路橋に関して言えば，旧来の道路構造令に基橋梁で歩道を拡幅する場合，死荷重を軽減するために鋼
ら、橋梁の歩道拡幅が急務となっている。

歩道拡幅

既設幅員

製の歩道を既設橋梁に添架して必要幅員を確保すること
橋梁で歩道を拡幅する場合、死荷重を軽減するためにが多いが，上部工重量の増加により既設桁の補強や下部工
鋼製の歩道を既設橋梁に添架して必要幅員を確保するこの補強等が必要となる場合もあり，さらなる軽量化が望まとが多いが、上部工重量の増加により既設桁の補強や下FRP床版れている．また，海岸部や凍結防止剤を散布する積雪寒冷
部工の補強等が必要となる場合もあり、さらなる軽量化
地では，塩害により鋼材の腐食が促進する環境にあることが望まれている。また、海岸部や凍結防止剤を散布するから，耐食性に優れた材料の選定も必要となる．このため，
積雪寒冷地では、塩害により鋼材の腐食が促進する環境
近年，軽量で耐食性に優れるアルミニウム床版 1) が歩道拡にあることから、耐食性に優れた材料の選定も必要とな(a) 床版上載タイプ

幅に適用され始めているものの，電食やアルカリ腐食等のる。このため、近年、軽量で耐食性に優れるアルミニウ
課題がある．
ム床版1）が歩道拡幅に適用され始めているものの、電食
このような背景の下，重量が鋼材の 1/4～1/3 程度と軽量やアルカリ腐食等の課題がある。
かつ耐食性に優れ，道路橋の合成床版 2) や検査路 3)，歩道
このような背景の下、重量が鋼材の1/4〜1/3程度と軽橋 4) などの橋梁構造物の構造部材として適用事例が増加
量かつ耐食性に優れ、道路橋の合成床版2） や検査路3）、
し て い る ガ ラ ス 繊 維 強 化 プ ラ ス チ ッ ク （ Glass fiber
歩道橋4）などの橋梁構造物の構造部材として適用事例がreinforced plastics：以下，FRP）を用いた道路橋の歩道拡幅
増加しているガラス繊維強化プラスチック（Glass fiber構造（以下，FRP 歩道拡幅床版）を考案した．この FRP
reinforced plastics：以下、FRP）を用いた道路橋の歩道
歩道拡幅床版の構造としては，図－1 に示す床版上載タイ
拡幅構造（以下、FRP歩道拡幅床版）を考案した。このプ 5)およびブラケット支持桁タイプ 6)があるが，本研究で＊1

橋梁事業本部 技術本部技術部技術開発グループ 担当リーダー（独）土木研究所 寒地土木研究所

＊2

*1
*2

橋梁事業本部 技術部 技術グループ 担当リーダー(独)土木研究所 寒地土木研究所

歩道拡幅

既設幅員

FRP床版

縦桁
ブラケット

(b) ブラケット支持桁タイプ
図－1

歩道拡幅構造の種類

図－1 歩道拡幅構造の種類＊3（独）土木研究所 寒地土木研究所＊4*3大阪大学名誉教授(独)土木研究所 寒地土木研究所*4 大阪大学名誉教授

5

2. 構造概要

2.

拡幅前

構造概要

歩道拡幅用 FRP 床版の概要図を図－2 に示し，その概略
歩道拡幅用FRP床版の概要図を図−2に示し、その概を以下に記す．
略を以下に記す。
本研究で使用する FRP は，強化繊維にガラス繊維を使用
本研究で使用するFRPは、強化繊維にガラス繊維を使した GFRP である．繊維や樹脂の種類，成形材の繊維構成，用したGFRPである。繊維や樹脂の種類、成形材の繊維成形方法，成形材の材料特性等は，「FRP 合成床版設計・構成、成形方法、成形材の材料特性等は、「FRP合成床施工マニュアル(案)」7) に基づくものとした．
7）
版設計・施工マニュアル（案）」 に基づくものとした。
拡幅は，ブラケットや支持桁の増設等は行わず，歩道の拡幅は、ブラケットや支持桁の増設等は行わず、歩道
マウントアップを撤去した後に FRP 床版を RC 床版に上載のマウントアップを撤去した後にFRP床版をRC床版にして一体化する構造とすることで，死荷重を軽減し，既設上載して一体化する構造とすることで、死荷重を軽減
桁の補強を最小限とする．
し、既設桁の補強を最小限とする。
FRP 床版は，下フランジ付きリブを有する π 型断面 FRP
FRP床版は、下フランジ付きリブを有するπ型断面
引抜成形材（以下，FRP 成形材）を複数枚並べて連続化す

マウントアップの撤去

拡幅後(a) 拡幅のイメージ

FRP引抜成形材（以下、FRP成形材）を複数枚並べて連る FRP パネル構造とする．FRP 成形材同士の継手はラップ続化するFRPパネル構造とする。FRP成形材同士の継手継手構造とし，接着面はエポキシ樹脂系接着剤を用いてラ

車道部
拡幅部

はラップ継手構造とし、接着面はエポキシ樹脂系接着剤
ップ面を接着し，密着性を確保するためにステンレス製のを用いてラップ面を接着し、密着性を確保するためにス
ブラインドリベットで固定する．
テンレス製のブラインドリベットで固定する。
FRP 床版と RC 床版は，RC 床版に設置したアンカーボ
FRP床版とRC床版は、RC床版に設置したアンカーボ
ルトと FRP 床版内に流し込むコンクリートとの定着によ

舗装

用のFRP埋設型枠、充填孔および空気孔を設ける。
拡幅部の軽量化および水や塩分に対する耐久性向上の
拡幅部の軽量化および水や塩分に対する耐久性向上の観点から，地覆についても FRP ハンドレイアップ成形材で接合部床版を挟み込みアンカーボルトで接合する構造とする。

3. 耐荷力実験

歩道拡幅床版の耐荷性能を確認するため，実物大床
3. FRP
耐荷力実験
版供試体を製作し，静的耐荷力実験を行った．本研究では，
FRP歩道拡幅床版の耐荷性能を確認するため、実物大高欄への水平荷重（寄り掛かり）に対する高欄基部の耐荷床版供試体を製作し、静的耐荷力実験を行った。本研究性能および張出部への鉛直荷重（群集荷重）に対する FRP

では、高欄への水平荷重（寄り掛かり）に対する高欄基
床版の耐荷性能に着目して，それぞれ水平載荷実験および部の耐荷性能および張出部への鉛直荷重（群集荷重）に鉛直載荷実験を実施した．
対するFRP床版の耐荷性能に着目して、それぞれ水平載荷実験および鉛直載荷実験を実施した。
3.1 実験供試体
実験に使用した供試体を図－3 に示す．供試体は実橋に
3.1
実験供試体
おける拡幅に対応した寸法とし，橋軸直角方向全長を実験に使用した供試体を図−3に示す。供試体は実橋
3,405mm，既設RC 床版長さを 2,300mm，FRP 床版長さを

主桁

鋼製台座
補強板
アンカーボルト(b) 拡幅部詳細

着剤とステンレスブラインドリベットの併用により接合で施工する。地覆プレートとFRP床版は、エポキシ樹脂を設置し，鋼製台座と FRP 床版下側に設ける補強板で FRP
鋼製高欄は、地覆プレート内に設置した鋼製台座に支柱
床版を挟み込みアンカーボルトで接合する構造とする．
を設置し、鋼製台座とFRP床版下側に設ける補強板でFRP

地覆
プレー
高欄基部 ト

埋設型枠
アンカーボルト
充填コンクリート施工する．地覆プレートと FRP 床版は，エポキシ樹脂系接観点から、地覆についてもFRPハンドレイアップ成形材
する．
系接着剤とステンレスブラインドリベットの併用により鋼製高欄は，地覆プレート内に設置した鋼製台座に支柱
接合する。

高欄支
柱

FRP 床版

主桁

ルトとFRP床版内に流し込むコンクリートとの定着により一体化する．なお，FRP 床版には，コンクリート充填用
り一体化する。なお、FRP床版には、コンクリート充填の FRP 埋設型枠，充填孔および空気孔を設ける．

FRP 床版の設置

図－2図－2FRPFRP歩道拡幅床版の構造概要図
歩道拡幅床版の構造概要図
3,405mm、既設RC床版長さを2,300mm、FRP床版長さをト，
高欄支柱，高欄設置用の鋼製台座と補強板を設置した．
2,500mmとした。橋軸方向全長は、幅600mmのFRP成形
なお，
高欄支柱には載荷の容易さを考慮して H 形鋼を使用
材を4枚並べた2,400mmとした。床版厚は、RC床版厚をした．
200mm、FRP床版厚を100mmとした。

供試体は，既設 RC 床版に支間 1,925mm（d）に示す地覆間隔で支持桁をFRP床版張出部先端には、図−3（c）
配置して架台に固定した．なお，載荷時の転倒を防止するプレート、高欄支柱、高欄設置用の鋼製台座と補強板をため，実橋とは異なる支持桁の配置としている．
設置した。なお、高欄支柱には載荷の容易さを考慮してH形鋼を使用した。

3.2 使用材料

供試体は、既設RC床版に支間1,925mm間隔で支持桁供試体に使用した FRP 成形材は，ガラス基材としてコンを配置して架台に固定した。なお、載荷時の転倒を防止
ティニュアスストランドマットおよびガラスロービングするため、実橋とは異なる支持桁の配置としている。
を，引抜成形用樹脂として不飽和ポリエステル樹脂を使用したものである．JIS K 7054（ガラス繊維強化プラスチッ
3.2 使用材料
クの引張試験方法）および JIS K 7056（ガラス繊維強化プ
供試体に使用したFRP成形材は、ガラス基材としてコ
ラスチックの圧縮試験方法）に準拠して実施した材料試験
ンティニュアスストランドマットおよびガラスロービン
により得られた FRP 成形材の基本的な材料特性値は，繊維における拡幅に対応した寸法とし、橋軸直角方向全長を2,500mm とした．橋軸方向全長は，幅 600mm の FRP 成形

グを、引抜成形用樹脂として不飽和ポリエステル樹脂を方向について，引張強度409N/mm2，圧縮強度 313N/mm2，
使用したものである。JISK 7054（ガラス繊維強化プラ
引張弾性係数35kN/mm2 であった．また，フランジとウェ

材を 4 枚並べた 2,400mm とした．床版厚は，RC 床版厚をブの隅角部については，繊維直角方向の繊維構成の違いが200mm，FRP 床版厚を 100mm とした．

圧縮強度に与える影響を確認するため，供試体から採取し

6 FRP 床版張出部先端には，図－3(c)(d)に示す地覆プレー

宮地技報 No.28
た試験片を用いて JIS K 6911（熱硬化性プラスチック一般

ウェブ A(b) FRP 成形材の断面形状

ウェブ B

ひずみ計測
（ウェブ中央）(c) 高欄基部詳細図（側面）ab(d) 高欄基部詳細図（橋軸直角断面）(a) 供試体全体図
図－3 供試体図
供試体図
図－3

スチックの引張試験方法）およびJIS K 7056（ガラス繊維強化プラスチックの圧縮試験方法）に準拠して実施し試験方法）に準拠した圧縮試験を実施した．表－1 はその結果であり，上フランジとウェブの隅角部で強度，弾性係
た材料試験により得られたFRP成形材の基本的な材料特2
数が若干大きいものの，部位による差はほとんど見られな、圧縮
性値は、繊維方向について、引張強度409N/mm

かった．2、引張弾性係数35kN/mm2であった。また、
強度313N/mm

表－1

FRPウェブの圧縮試験結果（繊維直角方向）

表－1 FRP ウェブの圧縮試験結果（繊維直角方向）
弾性係数
強度
採取位置
部位
N/mm2 kN/mm2
114.2
18.8
a.上フランジ側

既設 RC 床版のコンクリートには，普通ポルトランドセ

b.ウェブ中央

101.8

13.4

メントと 5mm 以下の細骨材，最大粒径 10mm の粗骨材をc.下フランジ側

101.4

12.0

フランジとウェブの隅角部については、繊維直角方向の繊維構成の違いが圧縮強度に与える影響を確認するた使用した．床版コンクリートの配合を表－2 に示す．圧縮表－2

め、供試体から採取した試験片を用いてJISK 6911（熱強度と弾性係数は，実験時材令（58 日）において，それぞ
硬化性プラスチック一般試験方法）に準拠した圧縮試験
れ 35.9N/mm2，28.4kN/mm2 であった．
FRP 床版と RC 床版の定着部の充填コンクリートには，を実施した。表−1はその結果であり、上フランジとウ
セメントと混和材，細骨材からなるプレミックスタイプのェブの隅角部で強度、弾性係数が若干大きいものの、部無収縮モルタルに最大粒径 10mm の粗骨材を混合して使用
位による差はほとんど見られなかった。
した．充填コンクリートの配合を表－3 に示す．圧縮強度

既設RC床版のコンクリートには、普通ポルトランドと弾性係数は，実験時材令（45 日）において，それぞれセメントと5mm以下の細骨材、最大粒径10mmの粗骨材
2278.4N/mm ，29.4kN/mm であった．

を使用した。床版コンクリートの配合を表−2に示す。
FRP 床版と RC 床版の定着部のアンカーボルトには D13
圧縮強度と弾性係数は、実験時材令（58日）において、（鋼種 SD345）を，高欄基部のアンカーボルトには M20
2（鋼種 SS400）を使用した．
、28.4kN/mm2であった。
それぞれ35.9N/mm

FRP床版とRC床版の定着部の充填コンクリートには、

水
149

a
b
c

床版コンクリートの配合

表－2 床版コンクリートの配合
セメン
細骨材 粗骨材 混和剤
ト
290
879
1017
2.9
（単位：kg/m3 ）表－3 充填コンクリートの配合

表－3 充填コンクリートの配合
プレミックス
粗骨材
水
材
259
1437
574
（単位：kg/m3 ）縮強度と弾性係数は、実験時材令（45日）において、それぞれ78.4N/mm2、29.4kN/mm2であった。

セメントと混和材、細骨材からなるプレミックスタイプ

FRP床版とRC床版の定着部のアンカーボルトにはD13の無収縮モルタルに最大粒径10mmの粗骨材を混合して（鋼種SD345）を、高欄基部のアンカーボルトにはM20使用した。充填コンクリートの配合を表−3に示す。圧（鋼種SS400）を使用した。

歩道拡幅用FRP床版に関する実験的研究（床版上載タイプ）

7

3.3 載荷方法
水 平 載荷方法載 荷 実 験 で は ， 高 欄 頂 部 （ FRP 床 版 上 面 か ら
3.3
載荷方法
3.3
載荷方法
1,105mm）を載荷位置とし，載荷位置にワイヤーロープを
荷で
実は、
験 で高
は，
頂 部 （ FRP
水平
載水
荷平実載験
欄高
頂欄
部（FRP床版床上版
面上か面らか ら3.3

水 平 載 荷 実 験 で は ， 高 欄 頂 部 （ FRP 床 版 上 面 か ら
1,105mm）を載荷位置とし，載荷位置にワイヤーロープを設置し，これをチェーンブロックで引き込むことで破壊に

1,105mm）を載荷位置とし、載荷位置にワイヤーロープ
1,105mm）を載荷位置とし，載荷位置にワイヤーロープを設置し，これをチェーンブロックで引き込むことで破壊に至るまで荷重を漸増させた（図－3(a)，写真－1(a)参照）．

を設置し、これをチェーンブロックで引き込むことで破設置し，これをチェーンブロックで引き込むことで破壊に至るまで荷重を漸増させた（図－3(a)，写真－1(a)参照）．
ここでは，歩行者自転車用柵の設計水平荷重
2,500N/m（種歩行者自転車用柵の設計水平荷重 2,500N/m（種別ここでは，SP） による高欄基部の曲げモーメントと等価な曲げモ
ここでは，歩行者自転車用柵の設計水平荷重
2,500N/m（種（a）参照）。ここでは、歩行者自転車用柵の設計水平荷8)による高欄基部の曲げモーメントと等価な曲げモ
別SP）ーメントが供試体の高欄基部に作用するときの荷重
5.7kN
8)
8）
による高欄基部の曲げモーメントと等価な曲げモ
別SP）による高欄基部の曲げモーメン
重2,500N/m（種別SP）ーメントが供試体の高欄基部に作用するときの荷重5.7kNを本実験における設計荷重として，耐力評価の基準とした．
ーメントが供試体の高欄基部に作用するときの荷重 5.7kN
トと等価な曲げモーメントが供試体の高欄基部に作用すを本実験における設計荷重として，耐力評価の基準とした．
なお，高欄支柱間隔
2.0m を想定している．
を本実験における設計荷重として，耐力評価の基準とした．
なお，高欄支柱間隔
2.0m を想定している．
るときの荷重5.7kNを本実験における設計荷重として、鉛直載荷実験では，載荷位置を
FRP 床版の張出部先端か
なお，高欄支柱間隔 2.0m を想定している．
鉛直載荷実験では，載荷位置を
FRP 床版の張出部先端か耐力評価の基準とした。なお、高欄支柱間隔2.0mを想ら 600mm（地覆内側から 載荷位置を200mm）の位置の床版中央とし，鉛直載荷実験では，
FRP 床版の張出部先端から 600mm（地覆内側から 200mm）の位置の床版中央とし，鋼製の載荷板（500×200mm）を介して破壊に至るまで荷定している。
ら 600mm（地覆内側から 200mm）の位置の床版中央とし，鋼製の載荷板（500×200mm）を介して破壊に至るまで荷重を漸増させた（図－3(a)，写真－1(b)参照）．ここでは，
鉛直載荷実験では、載荷位置をFRP床版の張出部先端
鋼製の載荷板（500×200mm）を介して破壊に至るまで荷重を漸増させた（図－3(a)，写真－1(b)参照）．ここでは，
RC 床版の端部（張出先端から
1,105mm の位置）に着目し重を漸増させた（図－3(a)，写真－1(b)参照）．ここでは，
から600mm（地覆内側から200mm）の位置の床版中央
RC 床版の端部（張出先端から 1,105mm 9)の位置）に着目しによる曲げモーて，設計荷重（死荷重および群集荷重）
RC
床版の端部（張出先端から
1,105mmの位置）に着目しとし、鋼製の載荷板（500×200mm）を介して破壊に至て，設計荷重（死荷重および群集荷重）9) による曲げモー
メントと等価な曲げモーメントが作用するときの荷重て，設計荷重（死荷重および群集荷重）9) による曲げモー
るまで荷重を漸増させた（図−3（a）、写真−1（b）参メントと等価な曲げモーメントが作用するときの荷重メントと等価な曲げモーメントが作用するときの荷重13.9kN
を本実験における設計荷重として，耐力評価の基準
照）。ここでは、RC床版の端部（張出先端から1,105mm
13.9kN を本実験における設計荷重として，耐力評価の基準
13.9kN を本実験における設計荷重として，耐力評価の基準
とした．
とした．
の位置）に着目して、設計荷重（死荷重および群集荷とした．

壊に至るまで荷重を漸増させた（図−3（a）、写真−1 ．
至るまで荷重を漸増させた（図－3(a)，写真－1(a)参照）8)(a) 水平載荷実験(a) 水平載荷実験(a) 水平載荷実験による曲げモーメントと等価な曲げモーメントが重）9）4.
結果および考察4. 4.
結果および考察結果および考察
作用するときの荷重13.9kNを本実験における設計荷重と(b) 鉛直載荷実験(b)(b)鉛直載荷実験
鉛直載荷実験
写真－1 実験状況
写真－1 実験状況
写真－1
写真－1 実験状況
実験状況

4.1 水平載荷実験して、耐力評価の基準とした。
4.14.1水平載荷実験
水平載荷実験

頂部 (点a)
頂部
頂部(点a)(点a)

FEM解析による耐力
FEM解析による耐力(13kN)
FEM解析による耐力(13kN)(13kN)

の損傷状況を示す．FRP
床版の破壊は，鋼製台座下側プレの損傷状況を示す．FRP
床版の破壊は，鋼製台座下側プレの損傷状況を示す．FRP
床版の破壊は，鋼製台座下側プレより断続的な繊維の破断音とともに剛性が徐々に低下




ート（以下，台座プレート）の端部でウェブ上縁が圧縮せート（以下，台座プレート）の端部でウェブ上縁が圧縮せート（以下，台座プレート）の端部でウェブ上縁が圧縮せし、設計荷重5.7kNの約2倍の荷重12.1kNで破壊に至り荷ん断破壊する形態であり，これに伴って上フランジとウェん断破壊する形態であり，これに伴って上フランジとウェん断破壊する形態であり，これに伴って上フランジとウェブの境界部に沿ってき裂が生じていた．破壊時には鋼製台ブの境界部に沿ってき裂が生じていた．破壊時には鋼製台ブの境界部に沿ってき裂が生じていた．破壊時には鋼製台

FEM
FEM
FEM



設計荷重
(5.7kN)
設計荷重
設計荷重(5.7kN)(5.7kN)

写真－2に，
実験終了時におけるウェブ
A（図－3(a)参照）
写真－2に，
実験終了時におけるウェブ
A（図－3(a)参照）
断する小さな音が確認された。その後は、荷重の漸増に
写真－2に，
実験終了時におけるウェブ
A（図－3(a)参照）

重が低下した。また、荷重低下後は5.6kN程度の荷重を基部 (点b)基部
基部(点b)
(点b)





荷重（kN）
荷重（kN）
荷重（kN）

水平載荷実験における荷重と水平変位の関係を図－4 に水平載荷実験における荷重と水平変位の関係を図－4
水平載荷実験における荷重と水平変位の関係を図－4にに示す．水平変位の計測点は，図－3(a)に示す載荷位置（点 a）
示す．
水平変位の計測点は，
図－3(a)に示す載荷位置
（点
a）
示す．
水平変位の計測点は，
図－3(a)に示す載荷位置（点a）
および地覆頂部（点 b）である．実験では，載荷直後から
4．結果および考察および地覆頂部（点b）である．実験では，載荷直後からおよび地覆頂部（点 b）である．実験では，載荷直後から荷重の増加とともに変位が線形的に増加していき，荷重荷重の増加とともに変位が線形的に増加していき，荷重荷重の増加とともに変位が線形的に増加していき，荷重
4.1 水平載荷実験
6kN
FRP
成形材の繊維が破断する小さな音
6kNを超えた辺りでを超えた辺りで
FRP
成形材の繊維が破断する小さな音
6kNを超えた辺りで
FRP
成形材の繊維が破断する小さな音
水平載荷実験における荷重と水平変位の関係を図−4が確認された．その後は，荷重の漸増により断続的な繊維が確認された．その後は，荷重の漸増により断続的な繊維が確認された．その後は，荷重の漸増により断続的な繊維に示す。水平変位の計測点は、図−3（a）に示す載荷の破断音とともに剛性が徐々に低下し，設計荷重5.7kNのの破断音とともに剛性が徐々に低下し，設計荷重5.7kNのの破断音とともに剛性が徐々に低下し，設計荷重5.7kNの位置（点a）および地覆頂部（点b）である。実験では、
約約2 2倍の荷重
12.1kNで破壊に至り荷重が低下した．
また，
12.1kNで破壊に至り荷重が低下した．
また，
約倍の荷重
2 倍の荷重12.1kNで破壊に至り荷重が低下した．
また，
載荷直後から荷重の増加とともに変位が線形的に増加し荷重低下後は5.6kN程度の荷重を保持しており，崩壊に至荷重低下後は5.6kN程度の荷重を保持しており，崩壊に至荷重低下後は5.6kN程度の荷重を保持しており，崩壊に至るような破壊とはならないことが確認できた．
ていき、荷重6kNを超えた辺りでFRP成形材の繊維が破るような破壊とはならないことが確認できた．
るような破壊とはならないことが確認できた．








水平変位（mm）
水平変位（mm）
水平変位（mm）





図－4
荷重と変位の関係（水平載荷）
図－4
荷重と変位の関係（水平載荷）
図－4
荷重と変位の関係（水平載荷）
図－4
荷重と変位の関係（水平載荷）

保持しており、崩壊に至るような破壊とはならないこと

支点側

これは破壊とともに生じたものであり，FRP 床版，鋼製台参照）の損傷状況を示す。FRP床版の破壊は、鋼製台座
座，高欄のそれぞれの間で滑りは生じていなかったと考え座，高欄のそれぞれの間で滑りは生じていなかったと考え座，高欄のそれぞれの間で滑りは生じていなかったと考え

支
支点
点側
側

写真−2に、実験終了時におけるウェブA（図−3（a）
これは破壊とともに生じたものであり，FRP
床版，鋼製台
これは破壊とともに生じたものであり，FRP
床版，鋼製台

張出側
張出
出側
側
張

座と補強板を連結するボルトに緩みが生じていたが，破壊
座と補強板を連結するボルトに緩みが生じていたが，破壊
座と補強板を連結するボルトに緩みが生じていたが，破壊に至るまでに水平変位の急変が見られていないことから，に至るまでに水平変位の急変が見られていないことから，に至るまでに水平変位の急変が見られていないことから，が確認できた。

圧壊
圧壊
圧壊

ボルト孔
ボルト孔
ボルト孔

られる．その他，地覆プレートや地覆プレートとFRP
床版
下側プレート（以下、台座プレート）の端部でウェブ上られる．
その他，地覆プレートや地覆プレートと FRP
FRP
床版られる．その他，地覆プレートや地覆プレートと床版の接着部，FRP
床版と床版の定着部，FRP
成形材のラの接着部，FRP
床版とRCRC床版の定着部，FRP
成形材のラ
縁が圧縮せん断破壊する形態であり、これに伴って上フの接着部，FRP
床版とRC床版の定着部，FRP
成形材のラップ継手部については，目視調査による損傷は認められな

ップ継手部については，目視調査による損傷は認められな
ランジとウェブの境界部に沿ってき裂が生じていた。破
ップ継手部については，目視調査による損傷は認められな
かった．

かった．
かった．
壊時には鋼製台座と補強板を連結するボルトに緩みが生じていたが、破壊に至るまでに水平変位の急変が見られていないことから、これは破壊とともに生じたものであ8

写真－2 ウェブ
ウェブAAの損傷状況（水平載荷）の損傷状況（水平載荷）
写真－2
写真－2
ウェブ
A の損傷状況（水平載荷）
写真－2
ウェブAの損傷状況（水平載荷）

宮地技報

No.28

4.2 鉛直載荷実験

り、FRP床版、鋼製台座、高欄のそれぞれの間で滑りは

写真－3 は，実験

図－5 に示す．実験では，荷重の増加とともに変位が線形ある．き裂は支点側的に増加し，荷重 40～50kN の間で最初の繊維破断音が確
は、ウェブAおよびBの破壊位置における荷重と面内せ認された．その後も概ね荷重に比例して変位が増加し，荷に向かって瞬時に進ェブ A および B のの定着部、FRP成形材のラップ継手部については、目視（図−3（a）参照）。実験終了時にはウェブAおよびBと重 69.1kN は設計荷重13.9kN の 5 倍であり，本構造が群集

照）．実験終了時に調査による損傷は認められなかった。

もにせん断破壊していたが、せん断ひずみの推移を見るしていたが，せん断とひずみの値はウェブBがAの25%程度である。このこェブ B が A の 25%とから、き裂が発生した中央4本のウェブのうち外側の2生した中央 4 本のウ

鉛直載荷実験における荷重と載荷点鉛直変位の関係を本については、内側2本のウェブの破壊に伴い荷重分担

側 2 本のウェブの破図−5に示す。実験では、荷重の増加とともに変位が線のバランスが変化した後に発生したものであり、耐力へた後に発生したもの

形的に増加し、荷重40〜50kNの間で最初の繊維破断音
4.2 鉛直載荷実験の寄与率は大きくないものと推察される。
荷重に対して高い安全性を有していると考えられる．
なお、FRP床版とRC床版の定着部アンカーボルトに荷重に対して高い安全性を有していると考えられる．
写真－3
は，実験終了時におけるウェブ A の損傷状況でものと推察される．

写真－3 は，実験終了時におけるウェブ A の損傷状況で作用する引抜荷重は最大で0.6kN程度であり、FRP床版
ある．き裂は支点側を起点とし，ウェブの中腹部を張出側ある．き裂は支点側を起点とし，ウェブの中腹部を張出側の破壊時であってもアンカーボルトの引抜けの懸念がなに向かって瞬時に進展するものであった．図－6には，ウ用する引抜荷重は最に向かって瞬時に進展するものであった．図－6には，ウいレベルであった。その他、RC床版、定着部の充填コ
ェブA および B の破壊位置における荷重と面内せん断ひェブ A および B の破壊位置における荷重と面内せん断ひ
ンクリート、FRP成形材同士の継手部においても、目視
ずみの関係を示す．計測位置は，RC
床版端部から張出側ベルであった．そのずみの関係を示す．計測位置は，RC
床版端部から張出側調査による損傷は認められなかった。
50mmの位置におけるウェブ中央高さである（図－3(a)参50mmの位置におけるウェブ中央高さである（図－3(a)参次に、FRP歩道拡幅床版の群集荷重に対する設計手法照）．実験終了時にはウェブ
A および B ともにせん断破壊

る損傷は認められな

鉛直載荷実験

4.2
鉛直載荷実験
が確認された。その後も概ね荷重に比例して変位が増加
鉛直載荷実験における荷重と載荷点鉛直変位の関係を
鉛直載荷実験における荷重と載荷点鉛直変位の関係をし、荷重69.1kNのときにFRP床版の中央4本のウェブの図－5に示す．実験では，荷重の増加とともに変位が線形
図－5 に示す．実験では，荷重の増加とともに変位が線形
せん断破壊が生じて荷重が低下したため実験を終了し的に増加し，荷重40～50kN の間で最初の繊維破断音が確的に増加し，荷重 40～50kN の間で最初の繊維破断音が確た。最大荷重69.1kNは設計荷重13.9kNの5倍であり、本認された．その後も概ね荷重に比例して変位が増加し，荷重認された．その後も概ね荷重に比例して変位が増加し，荷69.1kN のときに FRP 床版の中央 4 本のウェブのせん断構造が群集荷重に対して高い安全性を有していると考え
重 69.1kN のときに FRP 床版の中央 4 本のウェブのせん断破壊が生じて荷重が低下したため実験を終了した．最大荷られる。
重破壊が生じて荷重が低下したため実験を終了した．最大荷69.1kN は設計荷重 13.9kN の 5 倍であり，本構造が群集
写真−3は、実験終了時におけるウェブAの損傷状況

重 69.1kN は設計荷重 13.9kN の 5 倍であり，本構造が群集である。き裂は支点側を起点とし、ウェブの中腹部を張出側に向かって瞬時に進展するものであった。図−6に
張出側
張出側

支点側
支点側

写真－3 ウェブＡの損傷状況（鉛直載荷）
写真－3
写真－3ウェブＡの損傷状況（鉛直載荷）
ウェブＡの損傷状況（鉛直載荷）






梁理論による耐力(50.2kN)
梁理論による耐力(50.2kN)とした．耐力については，ウェブのせん断破壊および下フ
ウェブB (実験)
ランジの圧縮破壊のそれぞれに対して耐力を計算し，そのランジの圧縮破壊のそれぞれに対して耐力を計算し，そのFEM際，組み合わせ応力の影響は考慮しないものとした．
設計荷重 (13.9kN)



設計荷重

(13.9kN)












鉛直変位（mm）

鉛直変位（mm）
荷重と載荷点変位の関係（鉛直載荷）

図－5図－5 荷重と載荷点変位の関係（鉛直載荷）
図－5 荷重と載荷点変位の関係（鉛直載荷）


FEM解析による耐力（55kN）
FEM解析による耐力（55kN）

荷重（kN）
荷重（kN）


歩道拡幅用FRP床版に関する実験的研究（床版上載タイプ）






際，組み合わせ応力の影響は考慮しないものとした．
図－5 中には，梁理論により得られた荷重と載荷点鉛直

   

図－5
中には，梁理論により得られた荷重と載荷点鉛直
変位の関係を図示する．耐力は，下フランジの圧縮破壊と面内せん断ひずみ（）変位の関係を図示する．耐力は，下フランジの圧縮破壊とウェブのせん断破壊について，それぞれ56.3kN，50.2kN
図－6 図－6
荷重と面内せん断ひずみの関係
荷重と面内せん断ひずみの関係
ウェブのせん断破壊について，それぞれ56.3kN，50.2kNであり，破壊形態は実験と同様にウェブのせん断破壊と推（鉛直載荷）（鉛直載荷）であり，破壊形態は実験と同様にウェブのせん断破壊と推定された．計算耐力と実験耐力を比較すると，計算結果が定された．計算耐力と実験耐力を比較すると，計算結果が安全側の耐力を与え，その耐力比は1.38（=69.1/50.2）で安全側の耐力を与え，その耐力比は 1.38（=69.1/50.2）であった．このことから，群集荷重に対しては，FRP
成形材
9あった．このことから，群集荷重に対しては，FRP
成形材
ウェブの応力性状に基づき計算断面を適切に評価するこ
ウェブの応力性状に基づき計算断面を適切に評価することで，設計時の安全率を見込んだ耐力算定が可能であるととで，設計時の安全率を見込んだ耐力算定が可能であると考えられる．

ウェブA (実験)ウェブA (実験)ウェブB (実験)なお，FRP 床版と壊時であってもアート，FRP 成形材同

次に，FRP 歩道拡検討として，梁理論

耐力および破壊形態

たわみの計算には慮して Timoshenko

力への各ウェブの寄央ウェブ 2 本（FRPとした．耐力についランジの圧縮破壊の際，組み合わせ応力

図－5 中には，梁変位の関係を図示す
ウェブのせん断破であり，破壊形態は（55kN）

耐力および破壊形態について実験結果との比較を行った．
たわみの計算には，FRP
成形材のせん断変形の影響を考
たわみの計算には，FRP
成形材のせん断変形の影響を考慮して Timoshenko 梁理論を適用した．また，前述した耐慮して Timoshenko 梁理論を適用した．また，前述した耐力への各ウェブの寄与率を考慮して，FRP
床版張出部の中
力への各ウェブの寄与率を考慮して，FRP
床版張出部の中央ウェブ
2 本（FRP 成形材 1 枚分，幅 600mm）を計算断面
ウェブA央ウェブ 2 本（FRP
成形材(実験)1 枚分，幅 600mm）を計算断面とした．耐力については，ウェブのせん断破壊および下フ





側 2 本のウェブの破壊に伴い荷重分担のバランスが変化した後に発生したものであり，耐力への寄与率は大きくない
梁理論
考慮してTimoshenko梁理論を適用した。また、前述した

梁理論による耐力
た後に発生したものであり，耐力への寄与率は大きくない(50.2kN)
ものと推察される．
耐力への各ウェブの寄与率を考慮して、FRP床版張出部ものと推察される．
なお，FRP 床版と RC 床版の定着部アンカーボルトに作の中央ウェブ2本（FRP成形材1枚分、幅600mm）を計算

なお，FRP
床版と RC0.6kN
床版の定着部アンカーボルトに作用する引抜荷重は最大で程度であり，FRP 床版の破断面とした。耐力については、ウェブのせん断破壊およ
用する引抜荷重は最大で0.6kN程度であり，FRP 床版の破壊時であってもアンカーボルトの引抜けの懸念がないレ
び下フランジの圧縮破壊のそれぞれに対して耐力を計算
設計荷重 (13.9kN)壊時であってもアンカーボルトの引抜けの懸念がないレ
ベルであった．その他，RC
床版，定着部の充填コンクリ
し、その際、組み合わせ応力の影響は考慮しないものと







ベルであった．その他，RC
床版，定着部の充填コンクリ
ート，FRP
鉛直変位（mm）
した。 成形材同士の継手部においても，目視調査によート，FRP 成形材同士の継手部においても，目視調査による損傷は認められなかった．
図－5 荷重と載荷点変位の関係（鉛直載荷）
図−5中には、梁理論により得られた荷重と載荷点鉛る損傷は認められなかった．
次に，FRP 歩道拡幅床版の群集荷重に対する設計手法の荷重（kN）

荷重（kN）
荷重（kN）

照）．実験終了時にはウェブ
A および B ともにせん断破壊の検討として、梁理論によるたわみおよび応力の計算をしていたが，せん断ひずみの推移を見るとひずみの値はウ
FEM解析による耐力していたが，せん断ひずみの推移を見るとひずみの値はウ(55kN)
行い、耐力および破壊形態について実験結果との比較を
ェブ
B が A の 25%程度である．このことから，き裂が発
実験
ェブ
B
が
A
の
25%程度である．このことから，き裂が発
生した中央
行った。
 4 本のウェブのうち外側の 2 本については，内生した中央
4 本のウェブのうち外側の2 本については，内FEM
側 2たわみの計算には、FRP成形材のせん断変形の影響を本のウェブの破壊に伴い荷重分担のバランスが変化し50mm の位置におけ定された．計算耐力
次に，FRP
歩道拡幅床版の群集荷重に対する設計手法の
検討として，梁理論によるたわみおよび応力の計算を行い，FEM解析による耐力
安全側の耐力を与え検討として，梁理論によるたわみおよび応力の計算を行い，耐力および破壊形態について実験結果との比較を行った．

FEM解析による耐力(55kN)
FEM解析による耐力(55kN)

実験
実験
FEM
FEM
梁理論
梁理論

写真－3 ウェブＡの損傷状況（鉛直載荷）荷重（kN）

4.2

支点側

ずみの関係を示す．

や地覆プレートとFRP床版の接着部、FRP床版とRC床版

ん断ひずみの関係を示す。計測位置は、RC床版端部か
重 69.1kN のときに FRP 床版の中央 4 本のウェブのせん断
ら張出側50mmの位置におけるウェブ中央高さである
破壊が生じて荷重が低下したため実験を終了した．最大荷張出側生じていなかったと考えられる。その他、地覆プレート

荷重に対して高い安鉛直載荷実験における荷重と載荷点鉛直変位の関係を考えられる．

5. まとめ
5. まとめあった．このことか

ウェブの応力性状とで，設計時の安全考えられる．

5. まとめ本研究では，FRPて，静的耐荷力実験

知見を以下にまとめ

高欄基部の耐荷性

計荷重の 2 倍程度の

直変位の関係を図示する。耐力は、下フランジの圧縮破
壊とウェブのせん断破壊について、それぞれ56.3kN、＜参考文献＞

50.2kNであり、破壊形態は実験と同様にウェブのせん断

1）‌山田雅義，武本頼和：アルミ床版による新加古川大破壊と推定された。計算耐力と実験耐力を比較すると、

橋拡幅について，第1 回アルミニウム合金構造物実計算結果が安全側の耐力を与え、その耐力比は1.38（＝

現のためのシンポジウム，pp.26-27，2004.

69.1/50.2）であった。このことから、群集荷重に対して2）‌久保圭吾，西田正人，河西龍彦，筒井秀樹，松井繁は、FRP成形材ウェブの応力性状に基づき計算断面を適之：桟橋構造に適用したFRP 合成床版の設計と施工，切に評価することで、設計時の安全率を見込んだ耐力算

第5回道路橋床版シンポジウム講演論文集，pp.315-

定が可能であると考えられる。

320，2006.
3）‌永見研二，渡部陽一：FRP製付属物の製作・施工−
NEXCO中 日 本 新 東 名FRP製 付 属 物 −， 宮 地 技 報，

5．まとめ

No. 26，pp.97-105，2011.

本研究では、FRPを用いた道路橋の歩道拡幅構造につ4）‌北山暢彦，宇野名右衛門：伊計平良川線ロードパー

いて、静的耐荷力実験により耐荷性能を確認した。得らク連絡歩道橋の設計・製作・架設，石川島播磨技報

れた知見を以下にまとめる。

2001橋梁特集号，pp.82-86，2001.

高欄基部の耐荷性能に着目した水平載荷実験の結果、
設計荷重の2倍程度の耐力が得られた。

5）‌角間恒，岡田慎哉，久保圭吾，松井繁之：FRPを用いた道路橋歩道拡幅構造の耐荷性能に関する研究，

群集荷重に対する耐荷性能に着目した鉛直載荷実験の結果、設計荷重の5倍程度の耐力が得られ、本歩道拡幅
構造が群集荷重に対して高い安全性を有することを確認した。

土 木 学 会 構 造 工 学 論 文 集，Vol.60A, pp.1150-1158,
2014.
6）保呂秀次，田村修一，久保圭吾，角門恒，岡田慎哉，
松井繁之：FRP 歩道用拡幅床版の耐荷性能に関する研究，第八回道路橋床版シンポジウム論文報告集，pp.189-194, 2014.10.
7）‌FRP合成床版研究会：FRP合成床版設計・施工マニ
ュアル（案），2009.
8）‌日本道路協会：防護柵の設置基準・同解説，2008.
9）‌日本道路協会：道路橋示方書・同解説，2012.
2014.3.12

受付

グラビア写真説明

竜の口橋りょう
昭和63年に仙台市営地下鉄南北線が全線開通いたしましたが、東西線は仙台駅を挟んで東西を結ぶ鉄輪式リニアモーター方式を採用した鉄道です。この路線の内、本橋は仙台市の特別環境保全地区である深さ50mの竜の口渓谷に架橋された鉄道・道路併用ダブルデッキトラス橋です。
渓谷の環境影響が最小となるよう配慮しつつトラベラクレーン張出し架設にて施工いたしました。施工中に東北地
方太平洋沖地震が発生し頻繁に発生する大きな余震のさなかで張出し架設を行いました。さまざまな地震対策を行いつつ無事施工を終えることができました。

（大河原

邦男）

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10

宮地技報

No.28