関門トンネルにおけるFRP合成床版による床版打替え

報
告
関門トンネルにおけるFRP合成床版による床版打替え
Replacement of the RC Slab of Kanmon Tunnel using FRP Composite Slab
久
保
吾＊1 儀
圭
保
子＊2
陽
木
村
光
宏＊3
Keigo KUBO
Youko GIBO
Mitsuhiro KIMURA
陸上部 1311ｍ
海底部 780ｍ
陸上部 1370ｍ
海底部 L=780m
坑 35
立
司 4.6
門 .14+5
A
ST
坑
立 35
城 9.6
古 .6+ 1
A
ST
L=835m
L=476m
60.00
H21年
陸上部 L=1370.4m
坑 35
立
関 4.6
下 .22+ 3
A
ST
H22年
門
ST 司水
A.1 抜
3+ 立
02 坑
.63
5
61m
70m
L=770.4m
59m
76m
The Kanmon Tunnel, an undersea tunnel
40.00 completed in 1958, has a RC slab at its undersea part because it has a doubleL=76m
L=683m
L=152m
layered structure consisting of a vehicle20.00
road and a pedestrian path. Though the RC slab was
replaced with an RC slab
最深部
0.00
▽
about 20 years ago, it was decided to replace it again due to fatigue damage caused by traffic load as well
as deterioration
-20.00
caused by the progressive entry of sea water.
For
the
replacement,
an
FRP
composite
slab
was
chosen
in
consideration
of
-40.00
improved durability as well as workability
-60.00 at the site. This paper reports on the construction method of the slab utilizing
the characteristics of the FRP composite slab, in the limited space inside the tunnel.
-11.300
24m
59m
坑 35
立
野 1.0
椋 .30+8
A
ST
L=846.4m
-21.700
-48.000
-52.500
-55.500
キーワード：床版打替え、合成床版、ガラス繊維強化プラスチック
0 2%
-49.872
2 5%
図―１
72％
1．はじめに
1630
0
40
0
40
関門トンネルは、昭和33年3月に完成した海底トンネ
（排気ダクト）
ルであり、本州と九州を結ぶ大動脈として、平均交通量
約34,000台／日、大型車混入率約24％と非常に重交通な
7900
3250
うに、約3.5kmの自動車トンネルであり、海底部（780m）
には歩道を併設している。このため、海底部では、図−
2の断面図に示すように、上層に車道、下層に歩道と送
3020
（下り線）
車道
3020
（上り線）
i=1.00%
（送気ダクト）
気ダクトを有する2層構造となることから、トンネル内
200
3250
160
150 150
i=1.00%
200
3750
4530
200
60
線路である。このトンネルは、図−1の縦断図に示すよ
3750
330
200
（送気ダクト）
3440
2530
300
に床版を有している。
300
（人自転車道）
歩道
この床版は、直接輪荷重の影響を受ける上、海水がト
ンネル内に絶えずしみ出し（4800t/日）ており、送気ダ
図−2
クトでは、この海水の塩分を含んだ空気が床版下面を流
海底部 780m
海底部
780ｍ
海底部 L=780m
L=683m
L=76m
L=152m
61m
70m
-21.700
3250
舗装厚 80mm
-48.000
-55.500
図−1
＊1
橋梁事業本部技術本部技術部技術グループ課長代理
＊2
橋梁事業本部技術本部技術部技術グループ主任
0 2%
2 5%
-49.8721.5%
1.5%
関門トンネルの縦断図
図―１
＊3
Level
-11.300
下面全てLevel 60mm
1.5%
調整コン 28mm
床版厚 hs＝280mm
1.5%
余裕高さ h＝ 30㎜
歩道建築限界 H＝2500㎜
72％
ＦＲＰパネルが折れる
橋梁事業本部
千葉工場製造部製造グループ課長代理
200 1930
20
0
40
0
40
1630
500 200
歩道
3740
8000
図―３
34
下り線
3250
車道
-60.00
-52.500
余裕高さ h＝ 30㎜
車道建築限界 H＝4500㎜
7900
200 500
24m
59m
上り線
35
L=524m
L=770.4m
最深部
▽
-20.00
坑
立
野 1.0
椋 .30+8
A
ST
L=846.4m
門
ST 司水
A.1 抜
3+ 立
02 坑
.63
5
0.00
-40.00
H22年
66m
20.00
76m
40.00
H21年
59m
60.00
L=835m
L=476m
陸上部 L=1370.4m
坑 35
立
関 4.6
下 .22+ 3
A
ST
30
坑 35
立
司 4.6
門 .14+5
A
ST
4500
陸上部 L=1311m
坑
立 35
城 9.6
古 .6+ 1
A
ST
68％
陸上部 1370ｍ
1370m
陸上部
2500 30 80
308
陸上部 1311m
陸上部
1311ｍ
関門トンネルの断図
図―２
1930 200
20
87％
宮地技報
（排気ダクト）
66m
陸上部 L=1311m
Summary
No.26
1630
0
40
0
40
（排気ダクト）
7900
200
200
3250
200
3250
160
150 150
3020
200
3750
4530
3750
3020
（下り線）車道（上り線）
れることから、塩害によるコンクリートの剥落や鉄筋の
2．1期（H21年）施工時の構造
i=1.00%
330
60
腐食などの損傷が多く発生していた。
i=1.00%
（1）構造概要
なお、関門トンネルは、建設から約50年が経過してい
（送気ダクト）
（送気ダクト）
関門トンネルでは、50年前に完成したトンネルという
2530
るが、海底部の床版は、約20年前にRC床版で打替えが
300
3440
300
行われており、今回の打替えは2度目である。このため、
（人自転車道）
こともあり、トンネル断面が小さく、図−3の断面図に
歩道
交通荷重に対する耐久性と耐塩害性に優れた床版構造が
示すように車道部および歩道部の建築限界に余裕がない
求められ、これらに対応できる床版として、FRP合成床
状況であった。一般に、合成床版では、横断勾配の変化
1）
版が採用された。なお、本工事は、交通規制の関係か
に対しては、床版下面を直線として床版厚で調整する
ら2ヶ年で分割して施工されており、1年目の施工終了
が、この場合、調整コンクリート厚が60mmとなり、施
図―２
68％
後、より合理的な構造とするために、FRP合成床版の構
工誤差を調整する余裕高さ（30mm）が確保できず、施
造改善を行った。ここでは、これらのFRP合成床版の構
工が困難となる。このため、FRPパネルを中壁上で折っ
造および施工方法について報告する。
た形状とすることで横断勾配に対応し、調整コンクリー
ト厚を28mmとした。FRP材は、材料特性上、曲げ加工
30
4500
上り線
ができず中壁上で3分割する必要があるが、この場合架
余裕高さ h＝ 30㎜
車道建築限界 H＝4500㎜
設パネル数が増加し、架設工程が大幅に増加してしま
う。このため、3分割されたFRPパネルを、中壁部で折
下り線
7900
200 500
3250
3250
1.5%
Level
1.5%
2500 30 80
308
車道
舗装厚 80mm
れた形状で接続して一体化することで架設パネル数を減
500 200
少させた。図−4に、FRPパネルの形状を示す。
下面全てLevel 60mm
1.5%
調整コン 28mm
床版厚 hs＝280mm
1.5%
（2）継手部の構造
中壁部に設置したFRPの継手は、輸送、架設時の形状
歩道
ＦＲＰパネルが折れる
200 1930
20
3740
8000
図−3
余裕高さ h＝ 30㎜
歩道建築限界 H＝2500㎜
を保持する必要があるが、リブ頂部は連結することが困
難なため、リブ腹板面と底板下面をハンドレイアップ材
1930 200
20
の添接板（板厚6mm）により、接着材およびステンレス
関門トンネルの断図形状
図―３
製ブラインドリベット（4.8φ）で連結する構造とした。
87％
8000mm
3740mm
2130mm
240
0
mm
2130mm
FRP型枠
FRP型枠
エポキシ樹脂塗装鉄筋(SD345)
エポキシ樹脂塗装鉄筋
1.5％
Level
リブ
リブ
1.5％
施工時の形状保持
床版厚
280mm
FRPリブ高 180mm
重量
約2.0t （2.4m×8.0m）
FRPパネル約0.5t
下側鉄筋約1.5t（主鉄筋 D22×150、配力筋 D22×125）
中壁部FRPパネルの継手
図−4
FRPパネルの形状（継手あり）
図―４
85％
35
関門トンネルにおけるFRP合成床版による床版打替え
2230
2130
8200
8000
3740
3740
2230
2130
（3）継手部の耐荷力試験
表−1に、載荷試験結果を示す。これより、コンクリ
継手部は、輸送、施工時の形状保持はもちろんのこ
ート打設時に継手に作用する曲げモーメント-2.8kN・m
と、コンクリート打設時の荷重に対しても抵抗できる必
に対応する載荷荷重が2.8kNであることから、いずれの供
要がある。このため、継手部の耐荷力を確認することを
目的として、載荷試験を実施した。なお、継手部に作用
試体も4倍以上の耐荷力を有していることが確認できた。
Ｐ＝ 2.8kN
Ｍ＝ -2.8kN･m
添接部は、写真−2の破壊状況に示すように、曲げモ
1875
する断面力は、継手部の剛性が継手部以外の剛性より小
10
820
1045
ーメントが大きい拘束部側の添接板の端部およびリベッ
さいことから、図−5に示すピン結合と剛結合の中間的
添接板 6t
230
ト付近から水平に亀裂が進展しており、急激な破壊はせ
な値となることが予想される。ここでは安全側をみて、
Ｐ＝ 2.8kN
Ｍ＝ -2.8kN･m
ず、亀裂進展後もある程度の荷重を保持できることが確
リブ
リブ
1000
認できた。 50
試験は、実際に用いるFRP引抜成形材と同一形状のリ
200
1875
1000
1045
10
添接板 6t
300 225
添接板 6t
床版材180Ｈ
825
820
400
200
230
（4）コンクリート打設時のたわみ
125
施工時の形状保持
400
床版材180Ｈ
1.5％
ブ高さ180mmのものを使用し、リブ2本を含む600mmの
825
225
180
FRP型枠
FRP型枠
エポキシ樹脂塗装鉄筋(SD345)
エポキシ樹脂塗装鉄筋
剛結合とした場合の断面力と比較することとする。
1.5％
Level
50
180
240
0
mm
2130mm
125
8000mm
3740mm
2130mm
コンクリート打設時の床版上面高さは、型枠からの高
添接板 6t
300
時と同様の負曲げモーメントが作用するように、片側を
さで管理するが、FRP合成床版の場合、FRPの弾性係数
治具で固定し、片持ちの先端に載荷する方法とした。図
が鋼材と比べ約1/7と小さいことから、コンクリート打
図―４
85％
−6に試験の概要を、写真−1に試験状況を示す。
設時のたわみが大きくなる傾向にある。したがって、施
工時は、これを考慮したコンクリート厚を設定する必要
8200
8000
3740
3740
2230
2130
2230
2130
路面勾配
路面勾配
1.50%
1.5％
ﾊﾟﾈﾙ製作形状
パネル製作形状
1.5％
1.50%
FRP継手
ピン結合
Ｍ＝ -4.6kN･m
（1mあたり）
剛結合
55％
荷重条件および支点条件で載荷試験を実施し、たわみ量
ﾊﾟﾈﾙ製作形状
パネル製作形状
1.5％
1.50%
ピン結合
があるため、FRPパネルの実物を用いて、実施工に近い
図―６
路面勾配
路面勾配
1.5％
1.50%
ﾊﾟﾈﾙ製作形状
パネル製作形状
Level
Level
600
中壁部FRPパネルの継手
600
幅の供試体とした。載荷は、継手部にコンクリート打設
床版厚
280mm
FRPリブ高 180mm
重量
約2.0t （2.4m×8.0m）
FRPパネル約0.5t
下側鉄筋約1.5t（主鉄筋 D22×150、配力筋 D22×125）
の確認を行った。
図―６
55％
試験は、図−7に示すように、架台を実施工時の支点
剛結合
継手
継手
図－5
図―５
50％
コンクリート打設時の断面力
写真―１
50％
写真―１
50％
写真−1 継手部の試験状況
Ｐ＝ 2.8kN
表―１
表－1
Ｍ＝ -2.8kN･m
1875
1000
1045
225
825
820
400
No.1
No.1
13.2kN
13.2kN
No.2
No.2
12.4kN
12.4kN
No.3
No.3
12.6kN
12.6kN
←載荷部
300
拘束部→
600
添接板 6t
200
230
125
添接板 6t
床版材180Ｈ
10
180
50
45％
試験結果
表―１
45％
供試体
破壊荷重
供試体
破壊荷重
写真―２
55％
写真−2
継手部の試験状況
図−6
継手部の試験概要
図―６
55％
H300x300，L=3m，22列×2段（全44本）
36
宮地技報
150
800
800
1900
150 150
1720
1720
3740
3740
150 150
800
800
1900
150
No.26
位置に配置することにより支持されたFRPパネルの上
2時間、2.5時間経過後の計測も行っている。
に、コンクリートの荷重を模擬してH型鋼を載せる方法
これより、全載荷の時の中央支間のたわみが、7.8mm
で行った。このときの計測は、各支間中央部のたわみ量
と解析値の5.5mmと比べ、若干大きな値となっている。
であり、ダイヤルゲージを用いて地面との相対たわみを
これは、写真−4に示すように、中壁の支点部が高さ調
計測した。なお、架台が沈下した場合の影響を考慮する
整できるようにボルトで支持していることから、この部
ため、荷重載荷時の架台の沈下量も計測した。
分の若干の隙間により、支点が沈下したものと推察でき
載荷は、架台上でのパネルの浮きを防止するため、支
る。
間部のたわみに影響を与えないと考えられる支点上にの
載荷順序による影響については、載荷状態が同じ、
←載荷部拘束部→
←載荷部拘束部→
み、H形鋼を載荷した状態を初期状態（0点時）とした。
Step.2とStep.8、Step.3とStep7、Step.4とStep.6のたわみ量
また、載荷順序の違いによる各載荷状態のたわみ量への
をそれぞれ比較すると、ほぼ同じ結果が得られているこ
影響を確認するため、図−8で示すような載荷ステップ
とから、各載荷状態のたわみ量に与える影響は、ほとん
（各ステップの着色部が載荷位置）で荷重を載荷した。
どないといえる。また、経過時間による影響に関して
このときの載荷状況を、写真−3に示す。
表−2に載荷試験の結果を示す。なお、架台沈下量の
計測結果では、沈下量の値が小さく無視できる程度であ
ったため、地面からの相対たわみで評価を行った。ま
写真―２
55％
写真―２
55％
た、Step.2では、載荷時間の影響を調べるため載荷直後、
Step.1
H300x300，L=3m，22列×2段（全44本）
H300x300，L=3m，22列×2段（全44本）
150
150 150
150
1720
1720
1720
1720
150150
150 800800
150
3740
3740
3740
3740
B
CC
D D
450
AA
800800 150150
1900
1900
δC2
δC2
δL2
δL2
δR1
δR1
δC1
δC1
δL1
δL1
1500
δR2
δR2
Step.1
450
H
H
G
G
F
F
Step.2
450
800
800
1900
1900
1500
2400
2400
2400
2400
800
800
E
450
150
150
E
：たわみ計測位置
：たわみ計測位置
Step.2
Step.3
図―７
52％
図−7 試験の概要
図―７
52％
Step.1 ： 0点
Step.1 ： 0点
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
Step.3
Step.2 ：全載荷（載荷順序：中央部→L部→R部）
Step.2 ：全載荷（載荷順序：中央部→L部→R部）
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7
8
9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
Step.3 ：中央部除荷
Step.3 ：中央部除荷
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7
8
9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
Step.4
Step.4
写真―３
100％
Step.4 ： R部除荷
Step.4 ： R部除荷⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7
8
9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
写真―３
表―２
写真－3
Step.5 ： L部除荷
Step.5 ： L部除荷⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
表−2
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
Step.6 ： L部載荷
Step.6 ： L部載荷⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
Step.7 ： R部載荷
Step.7 ： R部載荷⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7 8 9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7
8
Step.8 ：中央部載荷（全載荷）
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7
Step.8 ：中央部載荷（全載荷）
⑤ 17 16 15 18 ④ ① 14 11 10 7
8
9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
8
関門トンネルにおけるFRP合成床版による床版打替え
Step.3
Step.4
0点
全載荷
0点
全載荷
Step.3
Step.4
中央部除荷
R部除荷
L部除荷
L部載荷
R部載荷
中央部載荷直後
Step.5
Step.6
Step.7
Step.8
9 12 13 ② ③ 22 19 20 21 ⑥
図―８
52％
図―８
52％ Step.1
図－8 載荷ステップ
Step.2
Step.1
Step.2
載荷直後
2ｈ経過
2.5ｈ経過
中央部除荷
R部除荷
載荷直後
2ｈ経過
2.5ｈ経過
δR1
0.0
1.3
1.4
1.4
1.6
0.2
表―２
δR1
0.0
1.3
1.4
1.4
1.6
0.2
100％
荷重の載荷状況
0.1
0.1
1.6
1.4
50％
試験結果
δR2
0.0
1.3
1.3
1.3
1.6
0.1
δC1
0.0
7.6
7.8
7.8
0.5
0.4
0.2
0.5
0.3
0.2
7.4
0.1
δR2
1.6
1.4
0.0
1.3
1.3
1.3
1.6
0.1
δC2
0.0
7.4
7.6
7.6
0.4
0.3
δL1
0.0
1.0
1.1
1.1
1.5
1.5
0.5
0.2
1.4
1.5
1.1
50％
0.1
δC1
0.0
7.3
0.0
7.6
7.8
7.8
0.5
0.4
δL2
0.0
1.0
1.0
1.0
1.5
1.6
0.1
1.6
δC2
1.6
1.1
0.0
7.4
7.6
7.6
37
0.4
0.3
δL1
0.0
1.0
1.1
1.1
1.5
1.5
Step.1
Step.2
Step.3
は、Step.2（全載荷状態）の載荷直後と2時間経過後の
を設けたが、FRPパネルを一体化すると、中壁部の負の
たわみ量の比較より、載荷直後より2時間経過後のたわ
曲げモーメントに対してFRP材が抵抗できることから合
み量が微量に増加（＋0.2㎜程度）しているものの、2時
理的な設計ができる上、パネルの継手が省略できるので
間経過後と2.5時間経過後のたわみ量では、ほぼ同じ値
構造の合理化が図られる。しかし、関門トンネルでは、
が得られている。よって、時間経過によりたわみは若干
表―２
50％
前述のように、床版上側を車道と下側の歩道の余裕高さ
増加するものの、値が小さく、時間経過に伴うたわみの
δR1
δR2
δC1
δC2
δL1
δL2
がほとんどなく、床版下面をレベルとして床版厚を変化
Step.4
写真―３
Step.1
Step.2
0点
全載荷
100％
0.0
1.3
0.0
1.3
0.0
7.6
0.0
7.4
0.0
1.0
0.0
1.0
させることにより路面勾配を確保することは困難であ
1.4
1.4
1.6
0.2
0.1
0.1
1.6
1.4
1.3
1.3
1.6
0.1
0.2
0.1
1.6
1.4
7.8
7.8
0.5
0.4
0.5
0.3
0.2
7.4
7.6
7.6
0.4
0.3
0.5
0.1
0.0
7.3
1.1
1.1
1.5
1.5
0.2
1.4
1.5
1.1
1.0
1.0
1.5
1.6
0.1
1.6
1.6
1.1
る。そこで、FRPパネルを一体化した形状で、横断勾配、
影響は考慮しなくても問題ないといえる。
載荷直後
2ｈ経過
2.5ｈ経過
Step.3
Step.4
Step.5
Step.6
Step.7
Step.8
中央部除荷
R部除荷
L部除荷
L部載荷
R部載荷
中央部載荷直後
3．2期（H22年）施工時の構造
（1）概要
1期施工では、FRPパネルを中壁部で分割して、継手
建築限界を確保できる方法として、FRPの弾性係数が比
較的小さいという特性を利用した、パネル設置後に両端
部を強制的に押さえる方法を提案した。ここでは、この
施工方法の妥当性を確認するために実施した試験結果に
ついて報告する。図−9に、FRPパネルの形状を示す。
（2）施工方法
一体化構造のFRPパネルは、パネルの両端を強制変位
させる必要があるため、受台に設置されたアンカーを利
用して押さえプレートにより強制変形を与えるものとす
る。また、コンクリートは、パネル両端を強制変位させ
た状態で打設し、打設後は死荷重によりアンカーに引張
力が作用しなくなることから、押さえプレートを固定し
ていたアンカーのヘッドをゆるめて正規の位置に設置す
写真―４
50％
写真−4
支点部の構造
るものとする。図−10に、施工要領と荷重状態を示す。
8000mm
3740mm
2130mm
強制変位
240
0
mm
2130mm
リブ
FRP型枠
FRP型枠
エポキシ樹脂塗装鉄筋(SD345)
エポキシ樹脂塗装鉄筋
リブ
Level
中壁部
図－9
FRPパネルの形状（継手なし）
図―９
200
2130
1830
180 100
38
100 100
路面勾配
1.50
85％
8000
3740
3540
100 100
路面勾配
1.50
2130
1830
宮地技報
200
No.26
中壁部
図―９
85％
中壁部
3740
3540
100 100
路面勾配
1.50
2130
200
1830
180 100
180 100
図―９ 8000 85％
2130
1830
200
8000
3740
3540
100 100
路面勾配
1.50
（3）解析による検討
2130
100 100
1830
路面勾配
1.50
2130
100 100
路面勾配
1.50
1830
200
強制変位は、パネル幅2400mmに対し受台に設置した
1200mmピッチのアンカーで与えられるが、リブ直角方
200
受台
向の剛性が小さいFRPパネルの場合、アンカー間が浮き
受台
Level
パネル製作形状
部材長
上がる可能性がある。しかしながら、FRPパネルには側
Level
パネル製作形状
面板が設置されており、このFRP板の剛性によりアンカ
8000
8000
部材長
強制変位
28mm
強制変位
28mm
強制変位アンカー反力 3.7kN/m
（強制変位）
強制変位アンカー反力
3.7kN/m
（強制変位）
ー間の変形が抑制されると考えられることから、FEM
強制変位
4.4kN/本
強制変位
解析により変形量の確認を行った。このときの解析モデ
26
9.9
9.9
強制変位時
パネル形状
26
強制変位時
パネル形状
4.4kN/本
ルを図−11に、解析結果を図−12に示す。これより、
80％
アンカー部のみで強制変位を与えた場合でも、FRP側板
施工要領と載荷状態
の剛性により、床版端部の橋軸方向の鉛直変位にほとん
図―１０
図－10
図―１０
80％
ど差がないことから、本構造でFRPパネルに強制変位を
与えることは可能と考えられる。
荷重：2,300N(鉛直方向下向き)×8箇所
したがって、強制変位を与える時の荷重およびコンク
荷重：2,300N(鉛直方向下向き)×8箇所
リートを打設したときのたわみは、FRPパネルが橋軸方
250
向に連続的に支持される構造と考えて問題ないことか
1880
ら、橋軸直角方向の梁としてフレーム解析により求め
0
3940
250
0
このラインの鉛直変位
た。表−3に、このときの解析結果を示す。
このラインの鉛直変位
-5
1880
鉛直変位(mm)
図―１１
60％
図－11 解析モデル
3940
0
鉛直変位(mm)
このラインの鉛直変位
1880
-5
250
-10
-10
鉛直荷重位置
鉛直荷重位置
（4）施工確認試験
-15
1880
鉛直方向拘束位置
250
鉛直変位(mm)
-5
-10
-20
強制変位を与える方法の施工性を確認するため、実物
鉛直荷重位置
鉛直荷重位置
-25
のFRPパネルを用いて施工確認試験を実施した。供試体
-15
-30
は、図−13に示す、橋軸方向に2400mm（輸送幅）の実
0
500
1000
1500
2000
橋軸方向位置
-20
物大のFRPパネルを用いた。
-25
1）パネル強制変形時の確認試験
図―１２
70％
鉛直方向拘束位置
鉛直荷重位置
図―１１
鉛直荷重位置
60％
-15
表―３
100％
試験は、中壁部と受台部の支点高の差が設計値どおり
コンクリート打設前
（自重＋強制変位）
中央支間部たわみ
端支間部たわみ
アンカー反力
-20
コンクリート打設後
-3010.4 ㎜になるように架台高さを調整し、受台部底面が架台に接
6.9 ㎜
－ 11.6 ㎜
－ 11.5 ㎜
0
500
1000
1500
2000
－ 3.7 kN /m
1.7 kN /m
するまでアンカーボルトのナットを締付け、パネルを強
橋軸方向位置
制的に変形させる方法とした。
-25
図―１２
8005
202.5
7600
1830
-30
0
500
1000
1500
橋軸方向位置
100 100
1770
1770
70％
100 100
強制変位
強制変位
2000
202.5
1830
図−12 解析結果（FEM解析）
図―１２
70％
1870
1892.5
表―３
コンクリート打設前
表―３
100％
コンクリート打設後
（自重＋強制変位）
6.9 ㎜
㎜
－ 11.5 ㎜
N /m
端支間部たわみ
1.7 kN /m
10.4 ㎜
6.9 ㎜
－ 11.6 ㎜
－ 11.5 ㎜
－ 3.7 kN /m
アンカー反力
③
④
①
②
1200
中央支間部たわみ
コンクリート打設後
㎜
Ｂ断面
100％
600
解析結果（フレーム解析）
1892.5
Ａ断面
2400
表－3
1870
3740
600
ト打設前
制変位）
Level
1.7 kN /m
：変位計測位置
：ハンチ変位計測位置
：架台との隙間計測位置
：アンカー軸力計測位置
図－13
図―１３
8005
202.5
7600
1830
強制変位
100 100
1770
供試体
50％
202.5
1770
100 100
8005
1830
202.5
7600
強制変位
1830
関門トンネルにおけるFRP合成床版による床版打替え
強制変位
100 100
1770
202
1770
100 100
1830
39
強制変位
ロードセル
押さえプレート(FRP)
ヘッドプレート
写真―５
95％
強制変位を与える時の施工は、手作業でナットを締め
表−5に、強制変位を載荷した時の、アンカーの軸力
る程度で十分な強制変位を与えることができ、施工上問
を示す。いずれのアンカーも計算上の軸力（4.4kN）と
題ないことが確認できた。
比べ、かなり大きい値となっていることがわかる。これ
アンカーに作用する軸力は、写真−5に示すように、
は、アンカーを手作業で可能な限りまで締めたことによ
ロードセルをヘッドプレート上に挿入して計測した。パ
るものであり、実際のアンカーには最大20kN程度の引
ネルの中央部および端部のたわみは、変位計で計測し、
張り力が作用するものと想定される。
架台との隙間は、すきまゲージで計測した。写真−6に、側支間
0
強制変位載荷時の状況を示す。
中央支間
2）コンクリート打設時の確認試験
写真―６
60％
2
4
表−4、図−14に、強制変位載荷時のパネルの変位を示
側支間
2
す。これより、たわみの値は解析値と比べ若干小さめの
鉛直変位（㎜）
10
致しているといえる。図−15に、パネル端部の架台との
5 0
隙間の計測値を示す。これより、強制変位を与えること
強
鉛直変位（㎜）
-5
制
によりアンカー部は密着するものの、アンカー間では若
0
-10 強変
干隙間が生じている。しかし、この隙間はわずかであり、
位
-5
コンクリートを打設すると、この荷重によりさらに小さ
-15 制
変
くなると考えられることから、問題ないと考えられる。
-10
-20
部位
測点
受台部
側支間中央
ハンチ部
中壁部
ハンチ部
中央支間中央部
ハンチ部
中壁部
ハンチ部
側支間中央
受台部
①
②
③
④
⑤
⑥
⑦
⑧
⑨
⑩
⑪
③
② ③
位
-35
アンカー
ロードセル
ロードセル
鉛直変位（㎜）
アンカー
①
押さえプレート(FRP)
写真―５
写真－5
写真―５
⑤
1.436
－
1.971
－
2.341
－
1.569
－
2.171
1.340
支点が下がっている
(約2mm)
強
制
変
位
-5
-10
-15
④
Ａ断面
図―１４Ｂ断面40％
-35
図―１４
図－14
Ｂ断面
40％
⑪
強制変位載荷時のパネルの変位
図―１４
40％
30
25
載荷前
強制変位
35
35
30
20
25
15
載荷前
アンカー間ではすき間
強制変位
(1mm)
20
30
アンカー間ではすき間
(1mm)
15
10
10
アンカー部は密着
アンカー部は密着
載荷前
強制変位
5
0
0
0
600
1200
1800
600図―１５1200
0
0
強制変位
600
図－15
ⅰ
-14.726
強制変位
アンカー間ではすき間
80％
1800
2400
(1mm)
77％
ⅱ
-16.200
1200
80％
ⅲ
-10.626
ⅳ
-15.552
1800
2400
架台との隙間の計測値（Ｌ側）
図―１５
表－5
2400
アンカー部は密着
図―１５
表―５
0
表―５
80％
77％
強制変位載荷時のアンカーに生じる軸力（kN）
ⅰ
-14.726
ⅱ
-16.200
ⅲ
-10.626
ⅳ
-15.552
60％
表―５
50％
強制変位
単位(mm)
測点
⑩
Ａ断面
①
5
部位
強
制
変
位
⑨
強制変位（解析値）
-25
-30
10
Ａ断面
⑧
支点が下がっている
(約2mm)
③
②
-20
15
表―４
(まとめ(2))
Ｂ断面
強制変位（解析値）
⑦
⑤
20
40
1.360
⑥
0
95％
強制変位載荷時の状況
2.781
⑦－1.569
－ ⑧
2.406
Ｂ断面
ⅰ
-14.726
⑨
⑨
⑩
側支間
若干小さめの値
5
写真―６
1.706
⑦ －1.971
－⑧
4
6 長さ方向（m） 8
強制変位（解析値）
(約3mm)
Ａ断面
ヘッドプレート
95％
単位(mm)
-12.645
-3.480
-0.934
2.565
7.145
1.685
-0.532
-2.075
-13.345
-30.520
中央支間
2
25
写真－6
-10.939
－
1.037
－
9.926
－
1.037
－
-10.939
-29.160
⑥
支点が下がっている
(約2mm)
15
ヘッドプレート
アンカー部
④
0
35
押さえプレート(FRP)
⑤
6(まとめ(2))
長さ方向
若干小さめの値
Ｂ断面
(まとめ(2))
差
解析値
実験値
差
(約3mm)
⑥ -29.160
1.580
-30.680
1.520
Ａ断面
実験値
-30.740
-12.375
-2.460
-0.934
2.825
7.585
1.715
-0.532
-1.790
-13.110
-30.500
10
5
①
若干小さめの値
50％
側支間
②
-20-30
-25-35
-30
解析値
-29.160
-10.939
－
1.037
－
9.926
－
1.037
－
-10.939
-29.160
④
4
表―４
強制変位載荷時のパネルの変位
(約3mm)
表－4
15 10
値となっていることがわかる。これは、中壁部の支点が
下がっている影響と考えられ、これを勘案すると概ね一
5
6 長さ方向
側支
中央支間
試験は、コンクリート荷重に相当する等分布荷重を再
15
0
-15-25
側支間
77％
ⅱ
-16.200
宮地技報 No.26
ⅲ
ⅳ
-10.626 -15.552
⑩
このＨ鋼が無い状態
右側のみ載荷
現するため、1）で強制的に変形させたFRPパネルの上
コンクリート打設時の荷重を与えると隙間が小さくなる
に、図−7の継手を有する場合と同様に、H形鋼を幅員
左側載荷
ものの、若干の隙間が残ることがわかる。これは、載荷
方向に並べて各支間中央部のたわみ量を確認する方法と
方法がリブ上に鋼材を載せる方法であったたため、リブ
した。このときの載荷状況を、写真−7に示す。また、
間では荷重が載荷されないことによるものと考えられ、
コンクリート打設後の押さえプレートの必要性を調べる
実際のコンクリートでは、リブ間に荷重が載荷されるこ
ため、コンクリート荷重載荷後に押さえプレートを取り
とから、隙間はさらに小さくなると推察できる。
表−7に、コンクリート打設時のアンカーに生じる軸
外した時のたわみ変化も確認した。
表−6、図−16にコンクリート打設時のパネルの変位
床版打設後
力を示す。これより、各アンカーの軸力は、荷重の載荷
を示す。これより、側支間部のたわみ値は概ね解析値と
写真―７
50％
によりほとんど変化がないことから、アンカーの軸力に
一致しているものの、中央支間のたわみ値が解析値より
荷重による付加軸力を考慮しなくて良いことがわかった。
大きい傾向が見られる。これは、中壁部が支点沈下して
表－6
いる影響と考えられるため、中壁部のたわみがコンクリ
ート打設後に2.5mmとなったことを考慮した解析値も併
側支間
部位
0
15
記した。この結果、中央支間中央のたわみ値も解析値と
10
概ね一致しており、支点沈下の影響を考慮すれば、コン
0
-15
に起因していると考えられ、FRPパネルの変形により、
-20
ハンチ板は上側に反った変形となることが確認できた。
-25
図−17に、パネル端部の架台との隙間の計測値を示す。
-30
-35
2
⑤
③
④
0
側支間
6
4
⑥
長さ方向（m）
6
5
0
-25
-5
-30 -10
①
⑨
⑥
⑨
側支間
⑧
6
長さ方向（m）
8
⑩
⑪
打設後(2.5mm沈下を考慮した解析値)
①
-35 -15
②
-20
強制変位
右側のみ載荷
左側載荷（左右対称）
床版打設後
打設後(解析値)
打設後(2.5mm沈下を考慮した解析値)
図―１４
図―１４
-25
-30
①
-35
このＨ鋼が無い状態
8
⑧
解析値よりも小さくなる
右側のみ載荷
強制変位
(約8mm)
⑩
⑤
左側載荷（左右対称）
⑦
右側のみ載荷⑥
床版打設後
左側載荷（左右対称）
⑨
③
⑧
④ 床版打設後
打設後(解析値)
ハンチ部
打設後(解析値)
打設後(2.5mm沈下を考慮した解析値)
②
⑩
63％
63％
⑪
パネルの変位（A断面）
図―１４
63％
図－16
右側のみ載荷
35
30
35
25
30
①載荷前
②強制変位
⑤床版打設後
35
20
30
25
15
20
15
0
10
0
写真－7
コンクリート打設時の載荷状況
写真―７
50％
表―６
48％
関門トンネルにおけるFRP合成床版による床版打替え
Ａ断面
Ｂ断面
部位
測点
受台部
側支間中央
ハンチ部
①
②
③
解析値
-30.870
-11.541
－
実験値
-31.180
-13.410
-4.605
差
0.310
1.869
－
解析値
-30.870
-11.541
－
実験値
-30.840
-13.755
-5.155
600
若干すき間が残る
(2mm) 1800
若干すき間が残る
2400
(2mm)
図―１５
0
床版打設後
1200
(2mm)
0
0
表－7
(2mm)
若干すき間が残る
0 5若干すき間が残る
600 (2mm)
5
①載荷前
②強制変位
②強制変位
若干すき間が残る
⑤床版打設後
⑤床版打設後
若干すき間が残る
(2mm)
5 15
10
左側載荷
①載荷前
25
10 20
1200
600
1200
図―１５
90％
1800
2400
1800
90％
2400
図－17 架台との隙間の計測値（L側）
図―１５
90％
表―７
77％
表―７
77％
コンクリート打設時のアンカーに生じる軸力（kN）
強制変位
強制変位
右側のみ載荷
右側のみ載荷
左側載荷（左右対称）
左側載荷（左右対称）
床版打設後
床版打設後
ⅰ
ⅰ
-14.726
-14.726
-13.141
-13.141
-12.396
-12.396
-12.489
-12.489
表―７
8
⑦
ハンチ部
2
4
強制変位
-15 10
-20
4
中央支間
④
側支間
解析値
実験値
差
0.310
-30.870
-30.840
-0.030
1.869
-11.541
-13.755
2.214
－
－
-5.155
－
3.885
1.213
-2.672
3.885
中央支間
解析値よりも小さくなる
－
－
2.420 側支間
－
7.762 (約8mm)
6.902
-0.365
7.267
長さ方向（m）
－
－
1.520
－
3.451
1.213
-2.238
3.451
解析値よりも小さくなる
－
－
-3.585
－
2.554 (約8mm)
-11.541
-15.000
3.459
0.490
-30.870⑦ -31.520
0.650
ハンチ部
③
-5
0
-10 15 ②
鉛直変位（㎜）
-10
は、ハンチ板がFRPパネルの底板とは別の板であること
鉛直変位（㎜）
10
5
鉛直変位（㎜）
いずれの断面においても、ハンチ部のたわみがFRPパネ0
Ｂ断面
中央支間
差
解析値
実験値
-30.870
-31.180
-11.541
-13.410
－
-4.605
1.213
-2.672
－
3.620
6.902
-0.860
－
0.355
1.213
-2.238
－
-2.420
-11.541
-14.095
-30.870⑤ -31.360
2
15
-5
ル下面と比べ上側に位置している傾向が見られる。これ
Ａ断面
測点
受台部
①
側支間中央
②
ハンチ部
③
中壁部
④
ハンチ部側支間
⑤
中央支間中央部
⑥
ハンチ部
⑦
中壁部
⑧
ハンチ部
⑨
側支間中央
⑩
受台部
⑪
5
クリート打設時の変位が推定できることがわかる。また、
床版打設後のパネルの変位
表―６
48％
ⅱ
ⅲ
ⅳ
ⅱ
ⅲ
ⅳ
-16.200
-10.626
-15.552
-16.200 -10.626 -15.552
-14.580 -9.821
-9.821
-14.094
-14.580
-14.094
-14.418
-13.932
-14.418 -8.855
-8.855
-13.932
-14.094
-13.770
-14.094 -9.016
-9.016
-13.770
77％
ⅰ
ⅱ
強制変位
-14.726 -16.200
側支間
右側のみ載荷
-13.141 中央支間
-14.580
差
0 側支間
2
4
中央支間
-0.030
左側載荷（左右対称）
-12.396 -14.418
2.214
015
2
4
－床版打設後
-12.489 -14.094
ⅲ
ⅳ
-10.626 -15.552
41
側支間 -14.094
-9.821
6
側支間8
-8.855
-13.932
長さ方向（m）
6
8
長さ方向（m）
-9.016
-13.770
⑪
鉛直変位（㎜
0
⑨
③
④
-5
-10
-15
②
強制変位
右側のみ載荷
左側載荷（左右対称）
床版打設後
打設後(解析値)
打設後(2.5mm沈下を考慮した解析値)
-20
-25
-30
①
-35
⑧
ハンチ部
図―１４
⑩
⑪
63％
図−18に、コンクリート打設後にアンカーの軸力を
解放する前後のパネルの変位を、写真−8に軸力を解放
した状況を示す。これより、軸力解放前後および再び軸
35
30
力を導入した段階でFRPパネルのたわみに変化が見られ
25
5．まとめ
FRP合成床版は、軽量で耐食性が高いことから、今回
の床版の打替えに対して最適な床版といえる。また、
ないことから、コンクリート打設後に押さえプレートを
20
FRPの特性を生かした施工方法として、強制変位を与え
撤去しても問題ないことが確認できた。
て横断勾配に対応する方法を採用することで、合理的な
①載荷前
②強制変位
⑤床版打設後
15
10
若干すき間が残る
(2mm)
5
若干すき間が残る
(2mm)
構造とすることができた。
最後に、本工事のFRP合成床版の製作にあたり、ご指
0
4．施工状況
0
600
1200
図―１５
1800
2400
導いただいた西日本高速道路九州支社、並びに大成建設
90％
本工事におけるFRPパネルの設置は、トンネル内での
の方々に、感謝の意を表します。
作業となることから、クレーン等により設置することが
表―７
77％
できない。しかしながら、FRPパネルは軽量であること
から、比較的小規模な機材で設置が可能となる。写真−
ⅰ
ⅱ
ⅲ
ⅳ
強制変位
-14.726
-16.200
-10.626
＜参考文献＞
-15.552
1 ）久保圭吾，古谷賢生，能登宥愿：FRP合成床版の紹
9にFRPパネルの設置状況を示す。なお、2期施工では、
ボルトを緩めた状態
右側のみ載荷
-13.141 -14.580
-9.821 -14.094
介，宮地技報No20，pp.23-28,2005.3.
左側載荷（左右対称）
-12.396 -14.418
-8.855 -13.932
横断勾配に対応するため、強制変位を与える方法を採っ
床版打設後
-12.489
-14.094
-9.016
-13.770
2011.11.7
たが、現場施工性、工程に影響はほとんどなく、問題な
受付
く施工できた。
側支間
中央支間
0
2
側支間
4
6
15
鉛直変位（㎜）
8
ボルトを緩めた状態
10
5
⑦
⑤
0
-5
-10
⑥
③
②
-20
⑨
⑧
写真―８
④
-15
-25
-30
長さ方向（m）
90％
⑩
打設後（全載荷）
軸力解放（全載荷）
軸力再導入（全載荷）
打設後(2.5mm沈下を考慮した解析値)
①
-35
図－18
⑪
写真－8 軸力解放の状況
写真―８
90％
軸力解放時のパネルの変位（A断面）
図―１５
64％
FRP 型枠の荷下ろし
下側鉄筋組立
FRP 型枠の荷下ろし
上側鉄筋組立
FRP パネルの設置
写真－9
下側鉄筋組立
FRP 型枠の
コンクリート打設
施工状況
42
上側鉄筋組立
写真―９
FRP 型枠の小運搬
100％
宮地技報
FRP パネルの設置
No.26
コンクリー

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