技術情報コーナー

新技術開発探訪

緊急仮設橋の開発について
国土交通省 近畿地方整備局 近畿技術事務所 防災・技術課

1.

課長

今井 祐三

はじめに

2011年 3 月11日に発生した東日本大震災では，宮城県，岩手県，青森県の沿岸部を通る国道45号の橋梁において，津波による上部工の流失など， 5橋が被災した。これを教訓に国民の安全・安心を確保するためには，予期できない大規模災害の襲来等に対して，できうる限りの備えをするべきであり，そのための措置を管理計画に盛り込むことが重要である。
一方，近畿地方では，近い将来に東南海・南海地震の発生が予想されてい図― 1幹線道路の整備状況と啓開ルートる。東日本大震災後の道路啓開・復旧
は，比較的被害が小さかった東北自動車道，国道号の道路啓開・復旧が早期にできるよう準備する

4 号を主軸とした三陸沿岸部から実施されたが，ことが急務である。

紀伊半島の地域では主軸となる幹線道路が未整備もしくは存在しない（図― 1 ）。

2.

緊急仮設橋の開発

特に田辺市以南については，高速道路の事業着手に至っていない区間もあり，全線開通にはしば

現在，国土交通省地方整備局及び資材メーカー

らく時間を要することから，主軸となる幹線道路

等では応急組立橋を保有しているが，比較的長期が国道42号のみで迂回路がないため，橋梁が 1 橋間の使用を前提としていることから，構造が大規でも流失すると救出・救援に向かう車両が通行で模で組み立て及び架設には大型クレーンが必要ときず，孤立する地域が発生する。

なるとともに，利用できるまでに設置期間としてこのため，巨大地震等の災害に備えて，国道4258

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2015 年 9 月号

1 〜 2 ヶ月の日数を必要とする場合が多い。

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これに対し，災害時の人命救助には72時間を目安としていることから，災害により流失した橋梁造と架設工法の採用（支間長と架設工法のバリエーション）。

部の場合，発災後 3 日以内には緊急車両（救急車や消防車等）が通行可能となる仮橋が必要となる。
このような背景から，短期間で架設が可能な⑵構造形式及び設計条件

開発コンセプトとして設定した項目に対し，構「緊急仮設橋」の開発を目指し，2011年11月より，造形式，設計条件を以下のように決定した。

近畿地方整備局，及び有識者から構成される「緊1）橋長の設定急仮設橋に関する検討委員会」が設置され，本年紀伊半島の国道42号の適用候補地点の一つをモ3 月に配備された。本稿では，緊急仮設橋の開発デルとして橋長を最大60m級（可変）に設定し，について概要を報告する。

堤防と河床との高低差などにより，土工による緊急路の構築や災害時の河川内への柱（橋脚）設置⑴

開発コンセプトなどの困難な橋梁を勘案し， 1 スパンの単純形式開発に際しては，以下のコンセプトを設定した。
①

緊急路構築が最も困難である条件を勘案した橋梁計画。

②

災害時の混乱状況を勘案し，経験の少ない作業員でも組み立てが容易に行える構造の選定。
運搬・作業性に優れ，組立時間が短縮可能な総重量270kNとした。
有効幅員については，緊急車両の車幅が大きい，ブルドーザーやラフテレーンクレーンが余裕をもって走行できる幅員とし，工事用道路の標準構造形式。
⑤に示す。このうち，最も重量の大きい25t吊ラフ
テレーンクレーンの車両重量を設計活荷重とし，機）の通行を優先した設計荷重の採用。

④2）活荷重の設定
災害時の通行が想定される車両の一覧を表― 1

災害時の緊急車両（救急，消防，最小限の重③とした（図― 2 ）。

被災した現地状況に合わせた順応性のある構図― 2

幅員4.0m以上の確保と床版パネルの製品寸法か構造一般図

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表― 1

災害時の通行が想定される車両

想定車両

使用目的

車両幅員

パトロール車（小型自動車） 救助活動先導，指示

1.7m

車両重量
W=30kN以下

救急車（小型自動車等）

被災者搬送

2.0m

ダンプカー（普通自動車）

土砂・がれき搬出

2.5m

W=110kN

25t吊ラフテレーンクレーン

損壊物撤去

2.62m

W=270kN

ブルドーザー

侵入路確保

2.99m

W=210kN

概要にて後述する。

ら，4.38mとした。

以上により，決定した構造諸元を表― 2 に示す。

3）主桁形式の選定概要
橋梁形式は，設計，製作が容易で，鋼重が小さ

3.

く，架設が容易な「鈑桁形式」を選定した。

上部工の設計

主桁本数は，組立時間が最小となる 2 主桁とし，現地盤との高さの擦り付け量が少なく，アプ

⑴

設計の概要

ローチ部の土工作業時間を短縮するため，下路式

本橋は単純 2 主桁橋であるため，主桁断面は一構造を採用した。また，部材の組合せによる組立本梁モデルの最大断面力にて決定し，全主桁ブロ時の混乱を回避するため， 7 ブロックに分割したックを同一断面とした。送出し架設時において断主桁ブロックの構造について統一を図った。

面が不足する箇所については，主桁上に架設用の4）部材寸法の設定

補強桁を追加設置することとした。

一般的な車両である10tトラックでの輸送を可能とするため，主桁ブロック長を10m以下に統一した。

⑵

弾塑性FEM解析の概要
本橋は，下路式の鈑桁橋であることから，主桁

5）主桁連結構造の概要の横倒れ座屈に対する安全性の確認が重要であっ主桁の現場継手は，架設時間短縮のためにボルた。このため，全体モデルによる弾塑性FEM解ト本数を大幅に削減したエンドプレート（以下析により，本橋の座屈耐荷力の確認を行うこととEnd.PLとする）による高力ボルト引張接合と，した。

緊急時の施工の簡便さと安全性に配慮した載せか

1）解析条件け方式の切り欠き構造を併用した新たな接合形式

解析モデルの概要を図― 3 に示す。主桁と横桁を開発して採用した。

は薄肉シェル要素，横構は梁要素でモデル化し6）架設工法の選定概要た。荷重は，死荷重（D）として鋼自重と床版自重多様な現地条件に対応できるよう，支間長と架を考慮し，活荷重（L）としてラフテレーンクレー設工法を種々組み合わせて使用できる構造としている。架設工法については 5 ．緊急仮設橋の架設
表― 2橋長構造諸元

61.0m（支間長12〜57mに対応）

設計活荷重

25t吊ラフテレーンクレーン（総重量270kN）

有 効 幅 員4.38m

形

下路式鋼単純 2 主鈑桁橋式

現場継手構造高力ボルト引張接合

架 設 工 法クレーンベント工法，送出し架設工法

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図― 3全体モデルによる座屈解析モデル

技術情報コーナー（a）従来型添接形状

図― 4載荷位置（b）
開発段階形状

材質：SM570

寸法単位：mm（c）
採用構造

図― 5VonMises応力コンター図

図― 6ン荷重を支間中央部に集中荷重として載荷し（図4. 急速施工を可能にする
主桁連結部― 3 ），断面内の載荷位置を走行帯最外縁に設定した（図― 4 ）。
本橋の構造と用途の特殊性を踏まえて，解析で主桁連結部構造⑴

連結部構造概要

は死荷重に加えて活荷重だけを漸増載荷していく

従来の添接板と高力ボルトを用いた摩擦接合形方法によっても鉛直荷重に対する安全性の確認を式では多数のボルト締め付け作業時間を要す。そ行った。のため緊急仮設橋では，現地での部材組み立ての2）解析結果

時間短縮，材片数低減を目的として主桁の連結方解析では，死荷重に加えて道路橋示方書のT荷式には短締め形式の引張ボルト接合を採用した。

重に準じた荷重を 3 倍以上載荷しても降伏や座屈図― 6 ，写真― 1 に開発した連結部構造を示す。

に対して安全が確保されることが確認された。なさらに，主桁連結部は，主桁をL形に切欠きフお鉛直荷重の増加に対して最終的には圧縮フランランジをつけた「載せかけ構造」とした。これは，ジが図― 5 のように横桁を固定点とした座屈挙動を示して不安定化する傾向を示したことから，桁の設計では固定点間距離を横桁間隔として道路橋示方書Ⅱ.3.2.1に従う圧縮フランジの許容曲げ圧縮応力度を設定してこれを満足させることとした。

写真― 1実物大模型実験供試体

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組立時の転倒防止用の支えやボルトの仮締めがな

たFEM解析モデルを用いた弾塑性解析を実施しくても安定した連結施工ができることに加え，緊た。解析モデルでは，End.PLやボルト，補強リ

急橋が架設される大地震発生直後では余震の頻発

ブなどを忠実に再現するとともに，着目する引張が想定されるため，ボルトの挿入や締め付けが行

接合面のボルト導入軸力，鋼板部材間，ボルトとえなくとも桁を仮置きしてクレーンから解放できの接触を考慮した（図― 7 ）。

ることを考慮したものである。高力ボルト引張接

引張接合の設計では“てこ反力”を考慮する必要合方式としたことで摩擦接合方式に比べボルト本がある。また，主桁のウェブに対称に多列のボル数は約40％に削減された。

トを配置する連結では連結部接触面の剛性が一様

本橋は，緊急時の短期での利用に限られることでないと荷重伝達時にボルト軸力が均等に分担さを前提に，応力的に最も厳しい60mでの架橋時にれない。本橋では，てこ反力によるボルト軸力のは，ボルト本数の増加を抑えるために道路橋では変動と各ボルトへの分担を考慮したボルト配置と1）まだ一般化していない超高力ボルト S14Tの防錆するため，連結部のEnd.PLをフランジ端より突処理ボルトを試験的に採用することとした。なお出させることとした。また，主桁部材としての連60m未満の短い橋長で使う場合など架橋形態によ結部からフランジへの荷重伝達と，製作時の溶接っては通常のS10Tの高力ボルトでも構造は成立

変形防止のため，補剛材，補強リブを配置し連結する。

部の剛性を確保した。以上を採用し，実橋の断面力で設計した結果，連結部のEnd.PL厚は38mm⑵

弾塑性FEM解析と実物大模型実験による性能確認となった。
2）実物大模型実験

連結部は，新しい多列式引張接合方式であり設

本連結構造のような特殊な構造では，解析では計手法は確立されてない。また試験的にS14Tの再現が困難な，連結部の溶接変形による初期不整超高力ボルトを採用する場合を設定したことかなども継手性能に複雑に影響する可能性があると

ら，連結部の開発にあたっては部材製作や組立施考えられたことから，実物大の模型桁による図―工時の精度管理の条件まで詳細に反映した性能検8 に示す 4 点曲げ載荷実験を実施した。

証を解析と実験の両方で行った。
1）弾塑性FEM解析による連結部の設計
連結部の設計にあたっては，全橋をモデル化し連結部の製作・施工誤差，ボルト強度に着目し，表― 3 に示す 3 ケースの載荷実験を実施した。End.PL の 平 坦 性 は， ス ト レ ッ チ ゲ ー ジ を

単位：mm

図― 762

連結部弾塑性FEM解析モデル

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図― 8載荷実験概要図

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表― 3支間中央に配置した変位計による荷重‑変位関載荷実験ケース

ケース 供試体EndPL
連結部
P1荷重kN 単調
平坦性 高力ボルト （荷重倍率） 載荷数

Case-1TP-10.5mm
M24S14T 3323（1.9）
以下

Case-2TP-2

Case-3TP-20.9mm M24S10T 2404（1.4）
以下 M24S14T 2500（1.4）

係を図― 9 に示す。荷重とたわみの関係は線形関係を保持している。
残留たわみは，載荷装置の変形が約 5 mm生じ

1

たCase‑1では1.6mm，残りのCase‑2, 3では0.6mm3程度と，ほとんど発生しておらず弾性域の挙動を4示している。
連結部の引張側に配置したボルト軸力増分と荷End.PL表面に押し当て，End.PLとストレッチゲ重倍率の関係において “てこ反力” による軸力増ージとの伱間を複数点計測することにより確認し分が最も大きかったボルトの結果を図―10に示た。また，表中の荷重倍率は設計死活荷重に対すす。この図は，載荷開始時の軸力を 0 として表示

る載荷荷重の比率である。載荷設備の関係によしている。ボルト軸力はボルト軸部に貼り付けたり，載荷試験は弾性範囲内で実施した。

ひずみゲージにより測定した。載荷直後からボル実橋で連結部に作用する曲げモーメントとせん

ト軸力は変動しており，End.PLの平坦性が異な断力の比率を再現するため， 2 台のジャッキ荷重

るCase‑1と2, 3では変動に差異が生じていること

比率を維持した状態で所定の荷重まで増大させるが 確 認 で き る。S10T ボ ル ト を 用 い た Case‑2で単調載荷を繰り返し，変位，ボルト軸力，鋼ひずは，荷重倍率1.4程度で降伏域に到達した。S14T

みなどの諸量を各センサーにより計測した。本実の超高力ボルトを用いたCase‑1, 3は，Case‑2よ験の載荷荷重は架設時の1.4〜1.8倍でありラフテりも降伏軸力が向上するため安全性に余裕がある

レーンクレーン載荷時曲げモーメントの2.6〜4.4結果となった。FEM解析と実験では乖離が見ら倍に相当する。

れるが，実験供試体は実際の製作で想定される誤差を考慮したものとなっており，End.PLの密着が一様でなく，その影響が現れたものと考えられる。End.PLの平坦性はボルト軸力の変動に影響するため，製作時に十分な精度管理がa）Case-1

図― 9b）Case-2c）Case-3

支間中央における荷重変位関係不可欠であることが確認された。
また，いずれのボルトも載荷前，載荷後の軸力の差は各ケー
スとも最大で10kN以下と僅かであり，塑性ひずみは生じていないことを確認している。また，他の連結部の離間量，鋼ひずみなどの計測項目で，降伏，破壊に関係する変状は確認できなかった。
なお，本接合構造の特性につ

図―10 荷重載荷に伴うボルト軸力増分の比較

いては，データ数も少なくボルト配置，補強リブ配置，載せか
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図―11 支間長12.0〜57.0mに対応

け構造の幾何形状などについては合理化できる可能性もあると考えられ，今後の課題である。

⑵

作業の特殊性が低く，時間が短い工法の選定

採用頻度の高い 6 種類の架設工法について，作業の特殊性と架設時間に着目して比較を行った

5.

緊急仮設橋の架設概要（表― 4 ）
。この結果，上位 3 工種と下位 3 工種で大きな差が見られたため，上位 3 工種のクレーン

先述の開発コンセプトのとおり，本橋の開発で一括架設工法，クレーンベント工法，送出し工法は複数の支間長及び架設工法に対応できることをを本橋の架設工法として採用することとした。

目指した。この検討に際しては，特に以下に留意⑶して進めることとした。

多様な架設工法・順序に対応した構造詳細の①

多様な支間長に対応できる構造の選定

配慮②

作業の特殊性が低く，時間が短い工法の選定

現場連結部について，切欠きを設けた構造とし③

多様な架設工法・順序に対応した構造詳細のたため，新規架設ブロックを架設済みブロックの配慮切欠き部に載せかけて施工することが可能となっこれらについて，以下に詳述する。

た。これにより， 1 方向からのクレーン架設，及表― 4⑴

工法選定

評価点数→◎： 4 点，○ 3 点，△ 2 点，▲ 1 点

多様な支間長に対応でき架設工法

A
架設作業の特殊性◎低い→×高いB架設に伴う時間◎短い→×長いクレーン
一括架設工法○3◎412適用

これにより，中間ブロックのクレーン
ベント工法

○3

○3

9適用

個数を変化させ，12.0〜57.0m送出し工法△2○36適用の間で9.0m単位に支間長をケーブルクレーン
ベント併用工法▲1△22不採用

ケーブルクレーン
直吊り工法▲1▲11不採用

ケーブルクレーン
斜吊り工法▲1▲11不採用

る構造の選定主桁は断面と連結部構造を共通化するとともに基本ブロッ ク 長 を9.0m に 統 一 し た。

変化させることが可能となり，結果的に合計 6 種類の支間長への対応が可能となった（図―11）。

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各工法別評価A×B

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び送出し架設においては，施工時間の短縮と施工の容易性を確保することができた（図―12）。
一方で，切欠きの存在により架設方向が限定さこのブロックは送出し架設時において主桁後方に連結し，カウンターウェイトを支持する架設桁としても使用する。

れるため， 2 方向（両桁端）からクレーン架設をなお，架設工法に応じ切欠き方向を逆転させる行う場合において，最終ブロックの落し込み施工ため，各ブロックは反転しての使用が可能な設計が困難となる問題があった。とした。中間ブロックは左右反転，支点ブロック

これについては，一般ブロックの切欠き形状をは左右反転，上下反転，及び左右・上下反転に対Z型としているのに対し，図―13に示すように，応している。これにより，主桁ブロックは 4 種類落し込みブロックのみ切欠き形状をT型とするこに集約され，有意な方向性を持つ構造となった。とで対応した。

本橋の架設時において，各ブロックの種類と向き

図―12 60m級緊急仮設橋 主桁ブロック組合せ図

図―13 落し込みブロック（T型）

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図―14 主桁ブロックの反転使用要領を即座に認識可能とするため，ブロックの種類は塗装を 4 色に塗り分けて分類し，方向性については腹板側面に矢印を明示することとした（図―14）。

6.

緊急仮設橋の試験施工

施工試験は，60m級緊急仮設橋の送出し架設パ
写真― 2

ターンの主桁組合せとし，災害時の緊急施工を想

全橋組み立て風景

定した架設手法で桁を組み立て，本体部はボルト本締まで行った。
また，後方のカウンター載荷桁部は近接箇所において仮組み立てした（写真― 2 ）。桁架設完了後，床版パネル及び両側の仮設スロープを設置し，設計活荷重（25t吊ラフテレーンクレーン）の走行試験を実施した（写真― 3 ）。
設計・架設計画において課題であった下記項目について，試験施工により検証を行った。
①

緊急仮設橋の桁組み立て所要時間の検証②

災害時を想定した緊急施工での桁組み立て精度の検証③

写真― 3⑵

死荷重及び設計活荷重載荷時の性能検証

走行試験風景桁組み立て所要時間
架設計画でシミュレーションした桁組み立てにおける各工種の所要時間に対する実際の所要時間⑴

を表― 5 で比較する。

桁組立手順
緊急施工手法は，連結部調整用のドリフトピン

本体桁組み立て，ボルト本締め，床版パネル設を使用せず，ヨセポンチによる連結部の簡易な孔置については，計画時間以内での施工が立証でき合せで桁を組み立てた。桁組立手順は，図―15のた。しかし，後方部のカウンター載荷桁部の組み要領で実施した。

立てについては，小物部材が多く，複雑な部材構造となっており，簡素化の余地があるものと考えられる。

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図―15 桁組立手順

表― 5⑶

架設所要時間対比表

桁組み立て精度結果

ラフテレーンクレーン支間中央載荷時の死荷重＋桁架設精度の初期不整として，FEM解析にて活荷重たわみを計測した結果を図―16に示す。死想定した桁の通り誤差（支間中央70mm）及び主荷重及び活荷重たわみ共に，設計たわみ量の90％桁の鉛直度（± 5 mm）に対し，通り誤差は最大程度となった。この要因は，支点部における回転5 mm，主桁の鉛直度誤差は最大± 4 mmという拘束と縦桁等の剛性の影響であると考えられる。

結果が得られた。その他の主桁間隔，橋長・支間25t吊ラフテレーンクレーン走行中の橋梁状態

長についても，国の出来形管理基準を十分満たすを目視確認した結果，主桁継手部における伱間のことが確認できた。これにより，今回の組立手発生や異音等は一切なかった。また，活荷重載荷順・要領で桁組み立てした結果，出来形精度を十前後における桁断面の変形状態と，たわみ量を計分確保できることが立証できた。

測した結果，両者共に活荷重載荷前後の計測値に差は生じず，完全に元の死荷重状態の形状に戻る⑷

桁のたわみ及び走行試験の結果ことを確認した。

支点支持状態における死荷重たわみ及び25t吊建設マネジメント技術

2015 年 9 月号 67

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図―16 たわみ管理表⑸【参考文献】

試験施工のまとめ
本試験施工により，桁組立手順及び桁組み立て

1 ）玉越，石尾ほか：超高力ボルトの橋梁分野への適用に向けた各要因の影響，土木技術資料，一財）土木研

タイムスケジュールの妥当性を確認できた。また，設計活荷重の走行試験により，橋梁としての究センター，第55巻第 5 号，2013.5
2 ）日本鋼構造協会：橋梁用高力ボルト引張接合設計指針，2004.8

機能を十分保有することが確認できた。

3 ）茅野牧夫：道路行政におけるアセットマネジメン

7.

ト・システム適用の実践的研究，2015

おわりに〔プロジェクトデータ〕

以上，緊急仮設橋の開発から，設計，施工，連結部模型実験，試験施工について，報告した。
現在，緊急仮設橋は国土交通省近畿地方整備局の紀南河川国道事務所に配備が完了しており，緊橋

名：緊急仮設橋

橋
支長：16〜61m
間

構 造 形 式：下路式鋼 2 主鈑桁橋設 計 荷 重：25t吊ラフテレーンクレーン荷重（総重量270kN）

急時の対応に備えている。近畿地方整備局としては，更なる合理化を目指し，発展させていきたい

長：12〜57m

事業

主：国土交通省近畿地方整備局近畿技術事務所

適用示方書：道路橋示方書・同解説と考えている。

詳 細 設 計：（株）駒井ハルテック

最後に本橋の開発にご尽力いただいた，「緊急仮設橋に関する検討委員会」委員各位，ならびに

施

工：（株）駒井ハルテック

主 要 材 料：SM400，SM490Y，SM570，HTB（S10T），SHTB（S14T），A6061S‑T 6

関係各位に深く感謝の意を表します。
工期：詳細設計・施工
3月

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2015 年 9 月号

平成26年 3 月〜平成27年