ÚÖO�・拍

(a) ^: 94kN (b) ^: 412kN _(c) : 553kN

(10N/mm2まで表示) (50N/mm2まで表示)

図2・14 :問詰め部の応力分布(Type3 :シリーズA)

第2章2面押抜きせん断試験による合成桁のずれJI:め性能 いること， またType3は問詰め部-H形鋼聞のずれが大きかったことから支圧部モルタル

は完全に支圧破壊することはなかったものの，試験終了時の床版切断により支圧部へのひ び割れが集中して発生していたことが確認された.Typelは支圧部に緩衝材を配置してい たため， 支圧部への顕著なひび割れは発生しなかった. ひびわれ発生荷重は， Typelは約 200kN， Type2， Type3はいずれも約300kNであった.

図2・16は基準試験体であるType3のFEM解析によるひび割れ発生箇所を示している.

同図中の灰色の範囲はひずみ量が3500μ以上の箇所である. 同図(a)の限界耐力時は特に 目立ったひび割れはないが， 同図(b)の終局耐力時は支圧部と最上， 下端のスタッド位置 でひび割れが見受けられる. 実際の試験でもそれらの箇所には 同荷重レベルでのひび害IJ れが確認されている. また， 床版下方リブの問詰め部に縦長いひび割れ発生範囲が確認さ れる. これは， 問詰め部モルタルのせん断破壊と考えられ， 5章の合成桁の静的曲げ試験

(a) : Type1 (b) : Type2 (c) : Type3 図2・15 :ひび割れ図(シリーズA)

(a) : 206kN (b) : 41 2kN (c) : 553kN 図2・1 6 :ひび割れ箇所(Type3 :シリーズA)

34

第2章2面押抜きせん断試験による合成桁のずれ止め性能

(a) : Typel (b) : Type2 (c ) : Type3

図2-17 :スタッド変形性状(シリーズA)

時にも同様のひび割れが発生した. 同図(c) の最大荷重時は， ひび割れ領域が拡大すると ともに，床版中央部の長尺スタッドの床版付近にもひび割れが集中していることがわかっ た.

試験終了後， 床版を切断してスタッドの変形性状を確認した 図2・17は載荷前， 後の スタッドの変形を模式的に示している. 全試験体ともスタッドの変形は認められたが，破 断には至っていなかった. 各タイプを比較すると， Typelは全てのスタッドに変形が見ら れ， 長尺スタッドは床版-問詰め部問での変形が大きいことがわかった. Type2 はTypel と同様の変形性状を呈していた. Type3 は目立った変形はなかったが， 長尺スタッドにつ いてはTypelと同様に床版ー問詰め部間での変形が確認できた.

2.5 床版下面形状の支圧効果によるずれ止め耐力の評価(シリーズB)

2.5.1 接合面のずれ性状

図2-18は， 荷重.床版-H形鋼聞のずれ曲線を示している. 同図より， リブ角が大きい

( e =260 )Type II C， Type ill Cはずれ量が約0.1，....__ 0.2111111で傾きが緩やかになり， その後

もずれ量の増加とともに荷重も増加しながらType II Cは531または525kN， Type ill C は 367または346kNで最大耐力となった. それに対して， リブ角が小さし\( _e =70 )Type _II A， Type皿AはType _II C， Type ill Cと同様にずれ量が約0.1'""-'0.2ml11で傾きが緩やかに なるが， それ以上の顕著な耐力増加がないままType _II Aは238または177kN， TypeillA は299または399kNで最大耐力に至った. なお， それ以降の荷重の保持は試験体下部の

第2章2面押抜きせん断試験による合成桁のずれ止め性能 開き止めの拘束力による摩擦抵抗によるものであるため ，最大耐力の結果に反映させない

ように配慮、した.

Type II C， Type III Cは荷重が約150kNで傾きが緩やかになったのに対して ， 実橋タイ プの床版( e =140 )Type 1 B， Type 1 Cは約IOOkNで傾きが緩やかになり， その後は荷 重の増加はあまり顕著ではないが， ずれが緩やかに増加しType II Cと同等以上の変形能 を有していた. Type 1 Aは打設幅がlOOmmと 小さかったため， 搬入時に床版ー問詰め 部 間で付着切れを起こし試験不可能と なった. Type 1 Cの 打設幅は200mmで ， それ以外の 試験体は150mmであるが，Type 1 CとType 1 Bとのずれ挙動を比べてもあまり差はな く，最大耐力にのみ差が現れるものと考えられる. なお，試験体を設置している底鋼板と 載荷台とをジャッキで支えていたが， Type 1 C， Type III Aの それぞれl体はその支えが 不十分であり， 他の試験体のずれ挙動と異なったため同図中からは省いた.

図2-19は，FEM解析値と試験値の 比較である シリーズBでは床版下面と問詰め部の 付着作用の影響を小さくするため，床版下面にグリースを貼付後 ，無収縮モルタルを打設 した. そのため， 荷重初期段階からFEM解析値と試験値とは比較的精度良い一致が得ら れている. 試験不可能と なったType 1 AのFEM解析結果は， 打設幅の影響が耐力に現れ 支圧耐力の評価式が適用できた. また， 比較的脆性的な 破壊性状であったType 1 Bと 大 きな変形能を呈したType II C， Type III Cのずれ挙動も追跡できており， 本解析は有用で あると考えられる.

以上より， リブ角が小さいType II A， Type III Aではずれが急増し始める時の限界荷重 と最大耐力はほぼ同等であり，破壊に対する安全率が小さいことを，またリブ角が大きい

600

nu ハU

500

• Type 1 B I

!

^oT)官1C

・Type II A o Type II C Å TypeillA

!:::. Type皿C

400

Z 二4

伺 300 f�

200

� ，-..nOOOO Jイ可dコOV

\，..I-ぴP∞∞OOY1a ". .... .. ・

，.，....・

0.2mm

ハUnu nU

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

床版・H形鋼問のずれ[mm]

図2-18 :荷重一ずれ曲線(シリーズB)

600 500

400

面iZ^ぷ

E

Z3m

200 100

。

。 。

600 500

400

を 面二Z正

三 3加 200 100

。

。 。

ハUハU、‘JZ4]測定

第2章2面押抜きせん断試験による合成桁のずれ止め性能

μ企?出会iJ3」ムムHikAiてて...4.ぺ1!?二

• Type I B EXP .ベ〉・TypeI B FEM

" Type I C EXP

.ð. . Type I C FEM

0.5 1 0 1.5 2.0

床版ーH形鋼聞のずれ[mm]

(a) :

^{Type 1}

B，

Type 1 C

• Typell C EXP .ベ〉・Typell C FEM

0.5 1.0 1.5 2.0

床版-H形鋼聞のずれ[mm]

(b) :

Ty p e II C 600

500 400

200

.。・ ・ 0・ ・ ・

-100

• TypeillC EXP . -0 " TypeillC FEM

。

。 。 0.5 1.0 1.5

床版-H形鋼聞のずれ[mm]

2.0

(c)

^: Type m C

図2-19 :荷重一ずれ曲線(シリーズB)

第2章2面押抜きせん断試験による合成桁のずれ止め性能

Type ^II C， Type ^rn Cと実橋タイフのType ^I B， Type ^I Cは限界荷重後もずれが急増する ことはなく最大耐力に至り， 破壊に対する安全率が大きいことを示唆している.

2.5.2 支圧部のひずみ性状およびひび割れ性状

図2・20は， 問詰め部モルタル 支圧部の荷重ーひずみ曲線を示している. ひずみの測定位 置は， 図2・8(b)に示す上段(左寄り)である. 同図よりひずみ量は，先に述べたずれ性状 と同様の挙動で， リブ角の違いにより 限界荷重後の傾きに差があることがわかる. 破壊 は，^It \ずれの試験体も支圧部近傍の問詰め部にひび割れが発生し，その後急激にずれが生 じることによるモルタノレの 支圧破壊である.実橋ではアップリフトに抵抗する ために目地 部および打設孔に長尺スタッドを床版内に貫入させているが ，本試験ではそれらのスタッ

ドによるずれ止め機構を除去したため， 急激な破壊が起こったと考えられる.

図2・21は， 基準試験体の最大荷重直前235kN時の主応力分布を示している. 同図(a)よ り， Type ^I Bは支圧部の応力が60N/mm2以上であり， その領域は支圧部のなかでも床版 下面のフラット面近傍に集中していることがわかる. それに対して，比較的変形能が大き く，脆性的な破壊をしなかった その他のタイプは ，支圧部全体に均一に応力が作用し，床 版とH形鋼聞のせん断力に対して床版リブ全面で抵抗していることがわかった.

図2・22 は， 問詰め部のひび割れ状況を示している. 同図には各タイプl体のみで ， 実 線は表面， 点線は裏面のひび割れを示している. リブ角が小さいType ^II A， Type ^m A以 外は，支圧部へのひび害IJれ集中が顕著に見受けられる. Type ¹ CはType ¹ Bに比べてひ

600

100

• TypellA o Type II C Â TypeillA ð. Type皿C，

500

400

ハUハU吋‘J

{Z4}剛控

200

。

。 500 1000 1500

問詰め部モルタルひずみ[トl]

2000 図2・20 :荷重一ひずみ曲線(シリーズB)

38

--第2章2 IID押抜きせん断試験による合成桁のずれ止め性能

び害IJれ本数が少ないが， Type 1 Cは打設幅が200111111であり， 問詰め部表面までひび割れ が進行しなかったためと考えられる.試験終了後に問詰め部内を調べた結果，支圧部近傍 のモノレタルは完全に支圧破壊していることが確認されている. また，し、ずれの試験体も支 圧部以外のひび割れも発生しており，それらはほぼスタッド位置に沿っていることが確認

された.

1

，，- ・‘吃・

( a) ^{: Ty p e 1} B (b) ^{: Ty p e 1 C} ( c) ^: Ty p e II C ( d) : Ty p e m C 図2-21 :問詰め部の応力分布(235kN時: 60N/mm2まで表示シリーズB)

(a) : ^{Type 1} B

(b) : Type 1 C

(c) : Type II A (e) : Type III A

(d) : Ty pe n C (η: Type III C 図2・22 : ひび割れ図(シリーズB)

第2章2面押抜きせん断試験による合成桁のずれ止め性能

2.5.3

限界耐力および支圧耐力の評価

表2・7に試験値である最大耐力(QmaJおよびずれが急増した時の限界耐力(QJを， 図L 23に試験体ごとのQc/ Qmaxの分布を示す. 同図より， 基準試験体であるType ¹ BはQc/

Qmax=064， 0.65であるが， これは最大荷重の約65%までは荷重・ずれ曲線がほぼ直線で あったことを意味している. Type ¹ Bを基準として考察すると， リブ角が大きいType ^II C， Type ^III Cはいずれも最大耐力に対する限界耐力の比がそれぞれ約0.35， 0.5と小さく，

ずれが生じた後も荷重は増加しつつ変形が進行し，急激な破壊が起こらないことを示して いる. それに対して， リブ角が小さいType ^II A， Type皿A の値はいずれも0.8以上であ

表2-7 :試験結果一覧(シリーズB)

支圧面積 ^{問詰め部強度} 計算値 試験値

Type

A [mm2] fc' [N!t刊112] 支圧耐力 限界ずれ量 限界耐力 最大耐力 Oc / Omax Oll1ax / Ou Ou[kN] .Ljc[mm] Oc[kN] Omax[kN]

A . 2500 56.2 141 ^*

B 3750 ・ ・ ー・・ー・...，...60.9 ...・ 228 0.118 113 177 0.64 0.78

2 56^{.2 211 0.213 14}5 ²²³ 0.65 1.06

C 5000 56.2 0.093 146 282 0.52 ト00

281 e・・・・・・・e・・・・・・・・ー."..."".."..."..""...・e・・・・."."...".. .ー・. ." ー ・..^{...・ ・}・・・・4・e・・.."“ー・・・4ト・・・・... . .・4・...・...ーー・ーーー・・・....ー・‘・・...・・・...・・・E・ ‘ ・・ーーーー・・・・・・・....・・ ・"."..."....・4

2 0.095 196 261 0.75 0.93

A 1950 74.1 0.165 192 238 0.81 1.65

2 144 ‘ーーーーー ー...".，・...・・・ー・・・.".ー・ιー ・ ・..."...，..， .・・ーa・ "，..."...."...・・ ・e・ ・ -・ー...，.".，，，，.・・・ ・・・ーー ...，...，.... ...・・・・・・・・・・ ...".

E 0.120 174 177 0.98 1.23

C 6750 84.1 0.130 170 531 0.32 0.93

2 568 ー"...."."....・ー・・"."，.，・・ー・・・・ー・...・ー・ー・ー...・ー・・ーーー...・・・・・ーーーーー・ ・・・・・ ・ ・a・・... . ... ・・・・・ ・H・...".... H‘・ ・...・・..._..・a・・ ‘・・ー・・・・・・・ー・・・・・・・・・・・・・6・

0.150 196 525 0.37 0.92

A 0.085 268 299 0.90 0.95

2

... ..."...".."...・.."...".".. ...・...."."..."...-・・...叩H・H・・同・ー ・・...".，... ........."......."..."."..."."..." """... ーー・・・...・・・...，..."，.・・・・・・.

E 3750 84.1 315 0.098 346 399 0.87 1.27

C 0.115 172 367 0.47 1.17

2

・..." ・...."，.. ...刷.....，..."，.... ...，・ ーーーー.. . . " 句ー...，..，..，...-・，・・ー...， ・ ， .，..，..，..，... ー ^{..... ・・}

0.160 172 346 0.50 1.10

*搬入時に床版と問詰め部間で付着切れを起こし，試験不可能となった

nu nu 0.98

0.90 0.87 0.81

0.75

Pヘdfhv nU 泊斗fhu nU

F、J『/ハU

E

E?

0 50

σ

0.52 0.50

0.47

0.00 0.25

1 I 2 ^つ 2 2 ^フ 2

B C A C A C

E 皿

図2-23 :限界耐力と最大耐力の比(シリーズB)

40

第2章2面押抜きせん断試験による合成桁のずれ止め性能

り，ずれが生じたとほぼ同時に破壊に至る脆性的な結果となった. また， 実橋タイプの床 版形状で打設幅が大きいType ¹ Cは結果にばらつきがあったが，平均すると0.64であり 基準試験体と同程度の安全率を有していることがわかった.

以上より， 脆性的な破壊性状を示したType ^II A， Type ^rn A を除くと， 設計上重要な問

詰め部の限界耐力は終局耐力に対してQc/Qmax=0.4~0.6に近似でき， 実橋での問詰め 部のずれ止めとして，さらにリブA(図2・6)や床版中央部，床版問目地部の長尺スタッド が機能することを考慮すると，床版下面形状の支圧抵抗を限界耐力Qcニ0.5Quとして設計 に適用するのが妥当と考えられる. なお，スタッドのずれに対する限界強度は既往の研究 結果に基づき0.5とされている4)

次に，最大耐力Qmaxと支圧耐力QlIの比については，表2-7に示すように多少のばらつき があり，タイプによってはl未満のやや危険側評価のものもあるが，ずれ止め強度として この支圧耐力による評価がほぼ妥当な結果を示していることがわかる 図2-24は全試験 体のQmax/ QlIの比を示したものであり， リブ角が小さく脆性的な破壊挙動を示したType

rr A， Type ^m A以外は， 0.8<Qmx/Qu<l.2の範囲に あることが確認された.

また， 実橋タイフであるType ¹ Bにおいて，接合面Aのスタッドのずれ止め耐力は表 2・4に示すように約550kNであり，接合面Bのずれ耐力は約200kNと接合面Bの方が接合 面Aに比べて小さいが， 実際のCPC床版 のリブ高は50mm (試験体は25111111)であること，

また試験体では省略したリブA(図2・6)， さらに床版中央部， 床版問目地部の長尺スタッ

600

Qma)Qu

= 1.2 �

500

坦l部400 説

Z ょ4

τ300

O E R →7"'

4く200}呈

E臨

nu nU

A

会

^{Qma)Qu = 0.8}

日

^{A •} Type 1 B

• • _{口Typ巴 1 C}

4砂 • .T)やe II A

。Type II C Â TypeIIIA 6 Type皿C

。

。 100 500 600

支圧耐力QufkN]計算値

図2-24 :最大耐力と支圧耐力の比(シリーズB)

41

-

...

^ー一一一一一一一一一一一一一一一

園田・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・E

ドキュメント内 山口, 浩平 (ページ 39-50)