鋼ポータルラーメン橋の実橋載荷試験 [論文] 片 山 和 也＊ 永 田 敏 春＊＊＊ 概 山 本 大久保 正 宣 寿＊＊ 人＊＊＊＊ 要 東九州自動車道の成恒橋（支間長53.0m）を対象として，鋼ポータルラーメン橋の変形挙動や剛結 部の応力性状を把握するため，実橋載荷試験を実施した．また，計画的な予防保全を行う上で必要と なる振動特性の初期値データを取得することを目的として，段差落下による振動試験も実施した．実 橋 試 験 で は ， 活 荷 重 載 荷 時 の 全 体 挙 動 ， 剛 結 部 の 応 力 性 状 お よ び 振 動 特 性 を 計 測 し て ， FE M 解 析 値 と の比較検証を行った． 静的載荷試験では，鋼ポータルラーメン橋の変形挙動およびひずみ分布に対して，計測値と解析値 が良好な一致を示しており，FEM解析モデルの妥当性が検証できた．剛結部の応力性状は，鋼桁とRC 橋台の境界部で応力集中が確認された．振動試験では，供用前の鋼ポータルラーメン橋の振動特性が 取得できた．固有振動数は，鉛直たわみとねじれが非常に近接していた． １．はじめに 内を結ぶ主要アクセスルートとして，重要な役割を果た 近年，初期建設コストや維持管理コストの縮減を目的 すことが期待されており，早期供用を目指して建設中で として，RC橋台に鋼桁を埋め込み，支承や伸縮装置を省 ある．成恒橋は，東九州自動車道の椎田南～宇佐間に位 略した鋼ポータルラーメン橋の建設が増加している． 置し，支間長53.0mを有する国内最大級の鋼ポータルラ 本形式では，温度変化による鋼桁の伸縮に追随する機 能が制限されるため，橋台と盛土間に空隙が生じたり， ーメン合成2主I桁橋である 6) ．成恒橋の全景を写真－１ に示す． 剛結部近傍に舗装割れが発生することが懸念され 1) ，適 用支間長は30～50m 2) とされている． ２．２ 試験方法 鋼ポータルラーメン橋に関する既往研究では，解析的 静的載荷試験は，重量約400kN の50tラフタークレー 検討や剛結部をモデル化した供試体による載荷試験の事 ン（以下，試験車という）を支間中央部の床版上に2台 例 3) は，多数実施されているが，実構造物を対象とした 載荷して，変位とひずみを計測した．この載荷荷重は， 載荷試験や振動試験の事例 4),5) は数例あるのみで，非常 に少ないのが現状である． 設計活荷重の約40%に相当する．載荷ケースは，主桁G1， G2上の並列載荷と主桁G1側の偏心載荷とした．変位は， 本研究では，支間長53.0mの鋼ポータルラーメン橋で 鋼桁支間長Lに対して，L/2，L/4，L/8点および橋台の鋼 ある成恒橋を対象として，実橋載荷による変形挙動およ 桁支点上を測点とし，光波測距儀により計測した．ひず び剛結部の応力性状を把握するため，静的載荷試験を実 みは，正曲げモーメント最大となる支間中央部，ならび 施した．また，計画的な予防保全を行う上で必要となる に負曲げモーメント最大となる剛結部を着目断面とし， 振動特性の初期値データを取得することを目的として， 鋼桁と床版に設置したひずみゲージにより計測した． 段差落下等による振動試験も実施した．実橋試験では， 振動試験は，外乱の少ない状態での常時微動観測，試 活荷重載荷時の全体挙動，剛結部の応力性状および振動 特性を計測して，FEM解析値との比較検証を行った． ２．実橋載荷試験の概要 ２．１ 成恒橋の概要 東九州自動車道は，福岡県北九州市を起点として，東 九州（大分・宮崎・鹿児島）を縦断し，鹿児島市に至る 幹線道路である．このうち，椎田南～宇佐間は，既に供 用中の福岡県側一般有料道路椎田道路と大分県側一般有 料道路宇佐別府道路に直結し，北九州市内および大分市 ＊ ＊＊＊ 橋梁事業部 橋梁事業部 大阪工場 設計部 設計課 工事部 工事グループ 課長 写真－１ ＊＊ ＊＊＊＊ （22） 成恒橋全景 橋梁事業部 大阪工場 設計部 博（工）橋梁事業部 大阪工場 生産情報課長 設計部長 片山技報 No.34 ( 験車1台を支間中央部で段差落下させた強制振動，およ 鋼板厚(mm)である． 段差落下することで鉛直たわみ振動を加振させ，主桁G1 背面盛土による受働抵抗は，道路橋示方書Ⅳ下部構造 編 8) に規定されている地盤反力度と変位の関係より，水 側で段差落下することでねじれ振動を加振させた． 変位および加速度の計測位置を図－１に示す．剛結部 と支間中央部のひずみゲージの計測位置を図－２に示す． 平方向地盤反力係数の初期勾配を線形バネとしてモデル 化した．背面盛土の地盤反力係数は，次式より算出した． なお，試験時においては，背面盛土がA1側が未施工， B kH = α k ⋅ kH 0 ⋅ H 0.3 A2側が施工済，アスファルト舗装が未施工であった． ２．３ (1) ここに， Κ x,y ：ずれ剛性(N/mm 2 )， φ ：孔径(mm)， t ： した加速度計で計測した．強制振動は，着目振動モード を鉛直たわみ1次とねじれ1次とし，試験車を幅員中央で ) K x , y = 95000 × φ 2 / 70 2 × t び試験車を走行させた交通振動をそれぞれ床版上に配置 ＦＥＭ解析方法 FEM解析は，鋼桁およびRC橋台を含めた全橋をモデル 化して，汎用有限要素解析コードNASTRANで実施した． 図－３に示すように解析モデルは，鋼部材をシェル要素， コンクリート部材をソリッドでモデル化した． 鋼桁と橋台の剛結部に設置する孔あき鋼板ジベル（以 下，PBLという）は，鋼板部のシェル要素とコンクリー −3 / 4 (2) 1 (3) α ⋅ E0 0.3 こ こ に ， K H ： 地 盤 反 力 係 数 (kN/m 3 ) ， α k ： 補 正 係 数 （＝1.0）， K H0 ：直径0.3mの剛体円板による平板載荷試 験の値に相当する水平方向地盤反力係数(kN/m 3 )， B H ： 背 面 土 圧 を 受 け る 面 の 換 算 載 荷 幅 (m) ， α ： 換 算 係 数 kH 0 = （＝1.0）である． ト部のソリッド要素の間を並進3方向のバネ要素でモデ ル化した．PBLのずれ剛性は，既往の引抜き試験結果 7) よ < 鋼桁上フランジ面 > 300 り，孔面積と鋼板厚に比例すると仮定して，次式より算 1550 鋼桁ひずみゲージ （上フランジ貼付） 150 100 出した． S2 S1 C3 C2 C1 C4 C5 C6 A2F D E 400 250 A1F C G1 800 G2 鋼桁ひずみゲージ （ウェブ貼付） 3100 径間長 50500 橋 長 55500 600 2500 側 面 図 橋 長 55500 径間長 50500 桁 長 54500 支間長 53000 2500 500 750 2500 500 750 A1 3100 3100 300 S1 C1 C2 C3 C4 C5 C6 R 155 425 270 850 < 鋼桁下フランジ面 > 155 425 270 850 A2 0.30% 850 250 400 2500 < 鋼桁部 > 600 300 150 150 850 A2 A1 10150 445 9260 445 2325 5500 2325 < 剛結部 > 600 300 150 150 6614.4 1250 B 鋼桁 PC床版 5 x 8000 = 40000 横桁間隔 1250 6614.5 （GCL上） 床版ひずみゲージ （ｺﾝｸﾘｰﾄ埋込） S1 A 1400 床版ひずみゲージ （配力筋貼付） 平 面 図 750 400 400 150 100 S2 鋼桁ひずみゲージ （下フランジ貼付） 剛結部 鋼桁部 (ａ)剛結部 320 1260 325 3500 PRC 床版 t=300mm 鋼桁ひずみゲージ （上フランジ貼付） 4.38%～4.50% 3100 鋼桁ひずみゲージ （ウェブ貼付） 200 200 鋼桁ひずみゲージ （下フランジ貼付） G1 2325 150 425 270 850 G2 5500 2325 (ｂ)支間中央部 図－１ 片山技報 1550 3500 < 鋼桁部 > 600 300 145 155 床版ひずみゲージ （配力筋貼付） 3100 1250 325 床版ひずみゲージ （ｺﾝｸﾘｰﾄ埋込） 1550 10150 9510 320 鋼桁 PC床版 断 面 図 図－２ 変位および加速度の計測位置 No.34 （23） ひずみゲージの計測位置 試験時の背面盛土は，A1側が未施工，A2側が施工済で －５に示す．並列載荷した場合，支間中央部の変位は， あったため，A2側のみ背面盛土を線形バネでモデル化し 計測値が3.8mm，解析値が4.7mmであった．偏心載荷した た．橋台基礎と地盤は，水平・鉛直・回転バネでモデル 場合，支間中央部の変位は，計測値が5.9mm，解析値が 化した．背面盛土および基礎モデル化を図－４に示す． 6.3mmであった．いずれも，計測値は解析値より1～2割 鋼桁とPC床版は完全合成とした．鋼部材およびコンクリ 小さくなる傾向が認められた．その要因として，橋台基 ート部材の材料定数を表－１に示す．線形条件は，平面 部に考慮した地盤バネが解析で用いた値よりも大きく， 線形のみ考慮して，縦断・横断勾配は無視した．メッシ ほぼ固定状態に近い挙動を示したためと推察される． ュサイズは，一般部が150mm程度，剛結部および支間中 央部が100mmとした． また，支間中央部からA2側にかけて計測値と解析値の 乖離が大きくなる傾向が認められた．これは，A2側橋台 の背面盛土による軸圧縮力を線形バネでモデル化した際 ３．試験および解析結果 ３．１ 静的載荷試験 （１）変形性状 に，解析で用いたバネ値よりも大きく，ほぼ固定状態に 近い挙動を示したためと推察される． 写真－２に示すように，支間中央部に試験車2台を静 的載荷して変形性状を計測した．並列載荷ならびに偏心 載荷時における主桁G1の鉛直変位の計測値と解析値を図 剛結部 A2 Z Y X 鳥瞰図 A1 C6 C5 図－４ C4 C3 C2 表－１ 断面図 弾性係数 C1 Z 背面盛土および基礎モデル化 （N/mm 2） X Y 鋼桁 ポアソン比 線膨張係数 備 考 2.00E+05 0.3 一般部 2.80E+04 0.167 1.00E-05 σ ck＝30N/mm 2 剛結部 2.98E+04 0.167 1.00E-05 σ ck＝36N/mm 2 PC床版 3.10E+04 0.167 1.20E-05 σ ck＝40N/mm 2 壁高欄 2.80E+04 0.167 1.20E-05 σ ck＝30N/mm 2 橋台 図－３ 材料定数 解析モデル (ａ)並列載荷 1.20E-05 (ｂ)偏心載荷[主桁 G1 側] 写真－２ 静的載荷状況 （24） 片山技報 No.34 （２）ひずみ分布 前面側（D～Cライン）の鋼桁ウェブ下端および下フラン 並列載荷時における支間中央部の主桁G1橋軸方向ひず ジで圧縮応力が発生するのみで，それ以外にはほとんど み分布の計測値と解析値を図－６に示す．計測値と解析 応力が発生していない．並列載荷時における剛結部の主 値は概ね一致している．支間中央部では，中立軸が上フ 桁G1橋軸方向ひずみ分布の計測値と解析値を図－８に示 ランジ近傍に位置しており，合成桁としての挙動を示し す．剛結部では，境界付近（E～Cライン）の主桁下フラ ていることが確認できた． ンジおよびウェブ下端に大きなひずみが発生しているが， 一方，負曲げ領域となる剛結部では，図－７に示すよ 境界部より鋼桁埋込み長の1/2以上（B～Aライン）にな 2 ると，ひずみがほとんど発生していない．計測値と解析 値は概ね一致している． 4.0 3.0 2.0 1.0 0.0 -1.0 -2.0 -3.0 -4.0 -5.0 -6.0 -7.0 -8.0 計測値 【L/2点】 計測値：3.8mm 解析値：4.7mm 解析値 鋼桁鉛直変位(mm) 鋼桁鉛直変位(mm) うに，境界部の鋼桁下フランジ側でσ x ＝-12.3N/mm の 高い圧縮応力が発生している．剛結部内の鋼桁は，剛結 A1 L/2 0 10 20 A2 30 40 50 4.0 3.0 2.0 1.0 0.0 -1.0 -2.0 -3.0 -4.0 -5.0 -6.0 -7.0 -8.0 【L/2点】 計測値：5.9mm 解析値：6.3mm 計測値 解析値 A1 L/2 0 10 A1側桁端部からの距離（ｍ） 20 A2 40 30 50 A1側桁端部からの距離（ｍ） (ａ)並列載荷 (ｂ)偏心載荷[主桁 G1 側] 図－５ 主桁 G1 の鉛直変位 1000 ＰＣ床版上面 500 上フランジからの距離(mm) 0 鋼桁上フランジ 計測値 -500 解析値 -1000 -1500 -2000 A -2500 B 鋼桁下フランジ -3000 -3500 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 C D E σ x ＝-12.3N/mm 2 100 ひずみ（με） 図－６ 図－７ 並列載荷時における支間中央部 の主桁 G1 橋軸方向ひずみ分布 並列載荷時における剛結部の 主桁 G1 橋軸方向応力コンター 800 ＰＣ床版上面 計測値E 計測値D 解析値A 解析値E 解析値C 解析値B -400 ＰＣ床版上面 計測値C 計測値B 0 解析値D 鋼桁上フランジ 鋼桁上フランジ 鋼桁上フランジ S1 A B C D E PC床版 -800 -1200 鋼桁 上フランジからの高さ(mm) ＰＣ床版上面 計測値A 400 -1600 ひずみゲージ -2000 -2400 -2800 -3200 -100 鋼桁 下フランジ 鋼桁下フランジ -75 -50 -25 ひずみ（με） 0 (ａ)埋込部[A,B ﾗｲﾝ] 図－８ 片山技報 No.34 25 -100 -75 鋼桁下フランジ -50 -25 ひずみ（με） 0 (ｂ) 埋込部[C,D ﾗｲﾝ] 25 -100 -75 -25 ひずみ（με） (ｃ)境界部[E ﾗｲﾝ] 並列載荷時における剛結部の桁 G1 橋軸方向ひずみ （25） -50 0 25 ３．２ 振動試験 （１）常時微動 12.0Hzであった． 鉛直たわみの強制振動で計測された応答波形，スペク 微小振幅域で計測された常時微動の応答波形とスペク トルを図－９に示す．加速度の最大振幅は，支間中央部 トルおよびモード形状を図－１０に示す．加速度の最大 振幅は60gal程であり，卓越周波数は4.4Hzであった． で0.7gal程であった．卓越周波数は，4.4Hzが最も卓越 同様に，ねじれの強制振動で計測された応答波形，ス しており，4.2Hzにも卓越周波数が確認された．これら ペクトルおよびモード形状を図－１１に示す．加速度の は，鉛直たわみ1次とねじれ1次の振動モードに相当する． 最大振幅は90gal程であり，卓越周波数は4.2Hzであった． 鉛直たわみとねじれの振動数が近接しているため，常時 段差落下で得られた卓越周波数は，微小振幅域で計測 微動で計測された応答波形は2つの振動成分が連成した された常時微動の値と同じであり，固有振動数は振幅依 ものとなっている． 存性が無いことが確認された． （２）段差落下 構造減衰の評価は，段差落下による強制振動で計測さ れた応答波形の固有振動数の周波数帯のみをバンドパス 枕木から段差落下させ，強制振動による応答波形を計測 フィルターで抽出し，得られた自由減衰波形より対数減 した．鉛直たわみ振動に着目する場合には，幅員中央で 衰率を算出した．対数減衰率の計測値は，鉛直たわみ振 試験車を段差落下させた．ねじれ振動に着目する場合に 動 δ h ＝0.10，ねじれ振動 δ θ ＝0.04であり，鉛直わた は，主桁G1上で試験車を段差落下させた．なお，試験車 み振動がねじれ振動に比べて，かなり高くなる傾向が認 の バ ネ 特 性 は ， バ ネ 上 振 動 が 2.0Hz ， バ ネ 下 振 動 が められた．鋼ポータルラーメン橋は，鋼桁と橋台が剛結 加速度(cm/s2) 写真－３に示すように，支間中央部で試験車の後輪を 2 構造であり，鉛直たわみの振動モードは橋台の変形を伴 1 うため，対数減衰率が高くなったものと推察される．一 0 方，ねじれの振動モードは，橋台の変形が小さく鋼桁の ねじれ変形のみが発現するため，対数減衰率が小さくな -1 ったものと考えられる． -2 時間(sec) (ａ)応答波形 20 加速度(cm/s2) 10 0 0.2 0.15 30 0 -30 -60 10 0.1 20 時間(sec) (ａ)応答波形 4.2Hz 30 2 0.05 スペクトル振幅(cm/s2) スペクトル振幅(cm/s2) 4.4Hz 60 0 0 5 10 15 周波数(Hz) (ｂ)スペクトル 図－９ 常時微動の鉛直方向加速度 [支間中央部主桁 G1 側] 4.4Hz 1.5 4.2Hz 1 0.5 0 0 5 10 15 周波数(Hz) (ｂ)スペクトル (ｃ)モード形状 図－１０ 写真－３ 段差落下状況 （26） 鉛直たわみ強制振動の加速度応答 [支間中央部主桁 G1 側] 片山技報 No.34 加速度(cm/s2) 100 計測値は，解析値に比べて，鉛直たわみが16%程，ねじ 50 れが5%程高い値であった．これらは，解析モデルと実構 0 造物とで橋台基礎や背面盛土の境界条件が整合できてい -50 ないためであり，実構造物の方が境界条件の拘束度が高 く，より固定状態に近い挙動を示したためである． -100 10 20 時間(sec) (ａ)応答波形 スペクトル振幅(cm/s2) 4 30 ４．まとめ 静的載荷試験では，鋼ポータルラーメン橋の変形挙動 4.2Hz およびひずみ分布に対して，計測値と解析値が良好な一 3 致を示しており，FEM解析モデルの妥当性が検証できた． 剛結部の応力性状は，鋼桁とRC橋台の境界部で応力集中 2 4.4Hz が確認された．また，振動試験では，供用前の鋼ポータ ルラーメン橋の振動特性が取得できた．固有振動数は， 1 鉛直たわみとねじれが非常に近接していた． 今回，鋼ポータルラーメン橋の実橋載荷試験で得られ 0 5 0 10 15 た供用前の初期値データが，今後の維持管理計画に役立 周波数(Hz) つことを期待している． (ｂ)スペクトル 謝辞：実橋載荷試験は，「東九州自動車道 山国川橋 （鋼上部工）工事」で実施したものである．本試験を進 めるにあたり，西日本高速道路株式会社 九州支社およ び中津工事事務所の方々をはじめ，関係各位に深く感謝 の意を表します． 参考文献 (ｃ)モード形状 図－１１ 1)独立行政法人土木研究所，鋼管杭・鋼矢板技術協会， ねじれ強制振動の加速度応答 [支間中央部主桁 G1 側] 表－２ 常時微動 社団法人ﾌﾟﾚｽﾄﾚｽﾄ･ｺﾝｸﾘｰﾄ建設業協会，社団法人日本 橋梁建設協会，社団法人建設コンサルタンツ協会：橋 振動試験結果 固有振動数（Hz) 段差落下① 解析値② 台部ジョイントレス構造の設計法に関する共同研究報 比率①／② 対数 減衰率 鉛直たわみ 4.4 4.4 3.8 1.16 0.10 ねじれ 4.2 4.2 4.0 1.05 0.04 告書（その2），2012.3. 2)社団法人日本橋梁建設協会：複合橋梁の概要，2007.4. 3)塩永亮介，河野豊，川辺篤宣，上田和哉：鋼ポータル ラーメン橋「色太第三橋」の実験と施工，石川島播磨 技報，Vol.44，No.2，pp.58-65，2004.3. ただし，今回の計測は，背面盛土がA1橋台が未施工， 4)高木優任，平田尚，道下泰博，横山功一：インテグラ A2橋台が施工済の状態での計測値であり，橋台の背面盛 ル複合ラーメン橋の実橋載荷試験，鋼構造年次論文報 土が両側で施工済の状態では，対数減衰率が異なる可能 告集，第10巻，pp.583-590，2002.11. 性もあり，留意する必要がある． 5)芦塚憲一郎，宮田弘和，江頭慶三，木曽収一郎，栗田 （３）交通振動 章光：鋼ポータルラーメン橋の施工と実橋載荷試験， 交通振動では，試験車を平均速度約9km/hで走行させ， 第7回複合構造の活用に関するシンポジウム，pp.1-1- 加速度応答波形を計測した．加速度の最大振幅は，支間 1-6，2007.11. 中央部で10gal程であった．安全管理上，試験車の走行 6)片山和也，山本正寿，山野修，永田敏春：国内最大級 速度が低速であり，走行面である床版上の路面凹凸が少 の支間を有する鋼ポータルラーメン橋の設計と施工 なかったため，交通振動による衝撃的な波形も認められ － 東九州自動車道 なかった．交通振動のパワースペクトルより，4.2Hzと 4.4Hzに卓越周波数が確認できた． 片山技報No.33，pp.30-35，2013.11. 7)明橋克良：鋼2主桁とRC橋脚との複合ラーメン橋剛結 常時微動，段差落下および交通振動による固有振動数 部の力学的挙動と設計法に関する研究，大阪市立大学 と対数減衰率の計測値と解析値を表－２に示す．加速度 振幅が異なる3種類の振動試験でも，固有振動数は全て 博士論文，2001.11. 8)社団法人日本道路協会：道路橋示方書・同解説Ⅳ下部 同じ値であり，振幅依存性が無いことが分かった．また， 片山技報 No.34 山国川橋（鋼上部工）工事 －， （27） 構造編，2012.3.
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