ＩＳＳＮ ０３８６－５８７８
土木研究所資料 第４３１９号

土木研究所資料

津波の影響に対する鋼製支承の抵抗特性に関する実験的研究

平成２８年１月

国立研究開発法人土木研究所
構造物メンテナンス研究センター
橋 梁 構 造 研 究 グ ル ー プCopyright © (2016) by P.W.R.I.
All rights reserved. No part of this book may be reproduced by any means,nor transmitted, nor translated into a machine language without the written
permission of the Chief Executive of P.W.R.I.

この報告書は、国立研究開発法人土木研究所理事長の承認を得て刊行したものである。したがって、本報告書の全部又は一部の転載、複製は、国立研究開発法人土木研究所理事長の文書による承認を得ずしてこれを行ってはならない。

土木研究所資料
第 4319 号 2016 年 1 月

津波の影響に対する鋼製支承の抵抗特性に関する実験的研究

上席研究員
研 究 員
専門研究員
交流研究員
交流研究員

星隈
張
中尾
炭村
森屋

順一
広鋒※1
尚史
透※2
圭浩

※1 現 一般財団法人 首都高速道路技術センター※2 現 株式会社 川金コアテック
要旨：
本研究は，2011 年東北地方太平洋沖地震による津波によって橋が流出した被災モードの分析結果を踏まえ，既設橋に広く用いられている支承板支承(BP 支承)と線支承を対象として，津波により生じる作用力に対する支承部の抵抗特性と破壊特性を載荷実験により検証した．
支承板支承に対しては，実物の 1/2 スケールで製作した橋脚模型に 4 基の支承を一支承線上に設置して実験を行った．その結果，最終的な破壊形態は，鉛直上向き方向の力に抵抗するためのサイドブロックの取付
けボルトの破断であった．また，支承板支承に対する既往の応力計算手法を外挿的に適用してサイドブロッ
ク取付けボルトが破断する時の鉛直方向の耐力を簡易的に計算した結果と比較すると，実験値はその約 1.2倍の耐力を確保していた．一方で，支承板支承の鉛直方向の荷重－変位特性を実験結果に即して梁ばね要素
で適切にモデル化すれば，一支承線上の支承全体系としての耐力を精度よく評価することができた．
線支承に対しては，線支承単体を水平および鉛直のそれぞれの方向に載荷して実験を行った．水平方向の力に対しては，最終的な破壊部位は下沓底板部となった．また，鉛直上向き方向の力に対しては，ピンチプ
レートとその取付けボルトが共に橋軸直角方向へ曲げ上がる挙動となって最終的な破壊となった．
さらに，実験で得られた各支承の破壊形態について，2011 年東北地方太平洋沖地震による津波によって実際に損傷を受けた支承の状況と比較することにより，当該支承に支配的に生じたと推定される作用力の方向を推定した．
キーワード：津波，支承板支承，線支承，破壊形態，耐力目

次

1. はじめに .............................................................................................................................................................. 12. 津波による支承の被害
2.1 検討対象とする支承の概要 ................................................................................................. 3
2.2 津波による支承の損傷状況 ................................................................................................. 6
3. 津波の作用を受ける支承板支承の載荷実験
3.1 実験の概要 ........................................................................................................................ 10
3.2 実験供試体 ........................................................................................................................ 10
3.3 載荷方法 ............................................................................................................................ 13
3.4 計測方法 ............................................................................................................................ 13
3.5 斜め 60°載荷試験の結果 ................................................................................................. 14
3.6 支承板支承の抵抗特性の評価............................................................................................ 21
4. 津波の作用を受ける線支承の載荷実験
4.1 実験の概要 ......................................................................................................................... 23
4.2 実験供試体 ......................................................................................................................... 24
4.3 載荷方法............................................................................................................................. 25
4.4 計測方法............................................................................................................................. 25
4.5 水平載荷試験の結果 ......................................................................................................... 27
4.5 鉛直載荷試験の結果 ......................................................................................................... 32
5. 結論 .................................................................................................................................................................... 37
謝辞 ......................................................................................................................................................................... 38
参考文献 ................................................................................................................................................................. 38
参考資料 ................................................................................................................................................................. 39

1. はじめに
2011 年 3 月 11 日に発生した 2011 年東北地方太平洋沖地震では，津波による橋梁の被害が多数発生した 1)．被害の中には，津波によって支承が損傷し，上部構造が流出することによって避難路や緊急輸送路としての機能を喪失するような事例もみられた．地震後の現地調査から，上部構造の流出形態として，写真-1.1(a)に示すような裏返しになって流出したケースと，写真-1.1(b)に示すように裏返しにならずに流出したケースの両方が見られた 1)．裏返しになったケースにおいて，下部構造天端の状況に着目すると，写真-1.2 に示すように主桁を挟み込むように 5 個所に設けられたコンクリート製の落橋防止構造は，陸側に位置する 3 個所のみ大きく損傷し，海側に位置する 2 個所は，主桁との接触部でやや角部の欠け落ちが見られるものの，軽微な損傷となっている．これらの状況からは，津波によって上部構造は海側（津波作用側）から持ち上げられるよ
うに回転しながら流出したものと推測される 2）．
津波の影響による橋梁上部構造の流出過程を詳細に分析するためには，津波そのものの作用特性および橋梁側の抵抗特性の双方の検討が必要となるが，本研究では，後者の橋梁側の抵抗特性に着目した．すなわち，東日本大震災における橋の流出モードを踏まえ，橋梁の部材の中でも支承部の抵抗特性に着目することとした．津波の影響に限らず，地震力の作用によって支承部に損壊が生じた事例はこれまでも多数あるが 1)，既設の支承構造を対象としてその耐力特性に関して検討された例は多くない．例えば，1995 年に発生した兵庫県南部地震により損傷が生じた鋼製支
承形式について，水平方向の荷重に対する損傷メカニズムと抵抗特性について検証が行われているが例えば 3)-6)，津波の影響に伴って生じるような鉛直上向き方向の作用力に対する抵抗特性の検証は少ない 2),7)．また，被害のパターンから上部構造の回転挙動を考えると，支承に上向き力を作用させた時の抵抗特性の評価が重要になると考えられるが，水平力に比べ，上向き力作用時に着目した研究事例は非常に少ないのが現状である．
このような状況を踏まえ，2011 年東北地方太平洋沖地震による津波によって橋が流出した被災モードの分析結果を踏まえ，既設橋に広く用いられている支承板支承(BP 支承)と線支承を対象として，津波により生じる作用力に対する支承部の抵抗特性と破壊特性を載荷実験により検証した．
なお，津波による既設橋梁の支承被害の写真を参考資料に示した．

1

(a) 裏返しになって流出したケース(b) 裏返しにならずに流出したケース
写真-1.1 上部構造の流出状況

写真-1.2 損傷痕跡から推定される上部構造の流出挙動

2

2. 津波による支承の被害
2.1 検討対象とする支承の概要
2011 年東北地方太平洋沖地震で発生した津波の影響を受けた橋を調査し 1)，津波の影響を受けた橋の構造および支承形式で分類した結果を図-2.1 に示す．表より，鋼製支承では主に支承板支
承および線支承が多く用いられていたことがわかった．本研究では，支承板支承（BP 支承）と線支承を検討対象とした．なお，前述以外の支承形式における被害状況は参考資料に示した．
(1)支承板支承（BP 支承）
支承板支承（BP 支承）は，図-2.2 に示すように，下沓，上沓，鉛直上向き抵抗用サイドブロッ
ク，回転機構用ベアリング（黄銅鋳物，ゴムプレートなど），上下部構造取付けボルトなどの部品から構成された支承装置である．下沓については，側方部に水平方向に抵抗する突起と下沓下面に下部構造に水平力を伝達するリブと一体となった構造となっており，中心部の掘り込み部に回転機構用の部品が設置される．回転機構用部品の上面には上沓が設置され，下沓の突起部側方か
ら上沓にかけて覆うようにサイドブロックが設置される．また，下沓には下部構造への連結としてアンカーボルトが設置される．上沓上面には，水平荷重を伝達させる突起（またはせん断キー）と鉛直方向または水平方向への荷重伝達としてセットボルトが設置されている．
水平荷重の荷重伝達は，上沓上面の突起（せん断キー）へ伝達し，その後上沓側面と下沓突起部側面の接触により支承全体に水平力が作用する．下沓突起に伝達された水平力は，そのまま下沓下面部のリブに伝達され下部構造へと伝達される．また，設計上アンカーボルトは，水平荷重伝達機能を備えるため，水平荷重に耐えうる構造としているが，下沓下面リブが下部構造と一体となるときは，先にリブが水平力伝達機能を発揮し，リブの荷重伝達機能が失った後に，アンカーボルトに水平荷重が伝達される．鉛直上向き荷重の伝達は，上部構造と支承との連結部品であるセットボルトから上沓へ伝達される．その後，鉛直上向き抵抗用サイドブロックに荷重が作用し下沓突起部に伝達され，下沓と下部構造を連結しているアンカーボルトに荷重が作用し，下部構造へと荷重が伝達される．
(2)線支承線支承は，図-2.3 に示すように下沓，ピンチプレート（浮上り止め用部材），アンカーボルトの計 3 つの部品からなる．部品数が少なく構造平面がコンパクトな支承である．下沓は，中央部の上面に上部構造のソールプレート部分が設置され，その側方部に水平方向に抵抗するサイドブロックに模した突起部が設けてられており，下沓と一体となった構造となっている．下沓の突起部
上には，鉛直上向き方向に抵抗する部品として上部構造の桁下フランジ部分に引っ掛かるように
ピンチプレートが設置されている．ピンチプレートを固定する部品はアンカーボルトを用いており，ピンチプレートと下沓を貫通するように設置し下部構造に埋め込まれている構造となる．
橋軸直角水平方向については，ソールプレートが下沓突起部の側面部に接触することにより下沓に水平方向の荷重が作用し，下沓下面部に設けてあるリブから沓座へ伝達され下部構造へと荷重が伝達される．鉛直上向き方向は，上部構造が浮き上がろうとすると，桁下フランジ部に引掛かけて設置してあるピンチプレートに接触し鉛直上向き方向の荷重が作用する．さらに，ピンチ
プレートの取付けボルトであるアンカーボルトに伝達され，下部構造に荷重が伝達される．

3

(a) 構造図(b) 荷重伝達図
図-2.3 線支承

5

2.2 津波による支承の損傷状況(1)支承板支承の損傷状況
支承板支承支承の損傷状況として，可動支承を有する P1，P5 橋脚天端の状況を写真-2.1(a)に示す．すべての支承がアンカーボルトの破断または抜け出しにより支承全体が上部構造と一緒に流出している．また，写真の右よりが下流側であるが，破断した支承が上流側に移動した痕跡も確認できる．写真-2.1(b)に固定支承を有する橋脚天端の状況を示す．固定支承は可動支承と異なる損傷状況であり，全支承が流出することはなく下流側の G3，G4 支承はアンカーボルトおよび下沓が残っている．支承の設計において，アンカーボルトは水平力によるせん断応力度によってサイズが決定されることが多い．したがって，設計水平力が小さい可動支承にはサイズの小さいア
ンカーボルトが用いられ，設計水平力が大きくなる固定支承は，可動支承に比べて大きなサイズのアンカーボルトが用いられる．これらの理由により，可動支承と固定支承で損傷状況に違いが生じたものと考えられる．
写真-2.2 に，P2，P4 橋脚上固定支承の詳細を示す．写真-2.2(a)に示す P2 の G4 支承は，下沓がおおむね健全に残っており，上向き力に伴うサイドブロックの損傷により上沓と下沓が分離し，
上沓が逸脱したものと考えられる．G3 支承は上下沓とも健全で，セットボルトのみが破断している．建設当時の支承設計においては，上部構造から上沓への水平力伝達の基本的な考え方として，
セットボルトは水平力に対する負担を考慮せず，上沓上面のボス（せん断キー）のみで水平力に負担させていた．したがって，セットボルトは設計上向き力の下限値である死荷重の 0.1 倍程度の力に対してのみ設計されている．ボスには破断や変形といった大きな損傷は見受けられないことから，セットボルトは上向き力の影響を強く受けたものと推察される．写真-2.2(b)に示す P4 のG4 支承は，下流側のアンカーが抜け出していることから，水平力に伴って発生する偶力の影響も受けていることがうかがえるが，最終的にはサイドブロックの破断により上沓が逸脱している．
P4 の G3 支承も同様に，サイドブロックの損傷による上沓の逸脱である．これらに対し，上流側の G2 支承は，P2，P4 とも可動支承同様にアンカーボルトの損傷により支承全体が流出していることから，水平力の影響を大きく受けているものと考えられる．G1 支承も同様の損傷状況である．

6

(a) 可動支承の損傷状況（左：P1 橋脚，右：P5 橋脚）(b) 固定支承の損傷状況（左：P2 橋脚，右：P4 橋脚）
写真-2.1 小泉大橋の支承損傷状況(a) P2 橋脚上支承の詳細(b) P4 橋脚上支承の詳細
写真-2.2 支承の詳細

7

(2)線支承の損傷状況
道路橋に使用されている線支承の損傷状況を写真-2.3 に示す．線支承の損傷状況は，一支承線
上で同じような損傷が見られるケースがあるが，写真-2.3(c)のように各桁で損傷が異なるケースも見られた．損傷の種類については，支承の下沓部の一部に割れるような損傷が生じたもの，支
承本体に取付いている付属物の損傷，消失によるケースが見られた．
写真-2.3(a)は，水尻橋(宮城県南三陸町)に使用されていた線支承の損傷状況である．各桁 G1～
G3 において，下沓突起部の付け根から下沓下面部にかけて割れるような損傷が生じている．また，損傷部近傍の下沓突起部が橋軸直角方向に大きく曲げられていることから，橋軸直角方向の作用
力が支配的に影響したものと考えられる．下沓突起部は，前述のとおり水平方向の荷重伝達部となるため，下沓突起部が損傷した後に橋軸直角方向に曲げられたため，支持機能が損失し上部構造が流出したものと考えられる．一部，鉛直上向き力に抵抗するピンチプレートに曲げによる損
傷が生じているが，下沓突起部が損傷した後に上部構造に取付けているソールプレートが引掛ったことにより損傷したものと考えられる．
写真-2.3(b)は，横津橋(宮城県南三陸町)の端支点部に設置されていた線支承である．こちらの線
支承については，写真-2.3(a)のように下沓本体の損傷が見られないが，鉛直上向き方向に抵抗する部品であるピンチプレートとピンチプレートの取付けボルトと下部構造へ鉛直上向き方向の荷重伝達部品でもあるアンカーボルトに損傷，消失が見られている．G1~G3 桁で，鉛直上向き抵抗用の部品が損傷，消失していることから，鉛直上向き方向の作用力が支配的に影響したものと考えられる．各桁での損傷については，G1 桁はアンカーボルトのネジ部が破断しピンチプレートが消失している．G2 桁は，ピンチプレートと取付けているアンカーボルトが同時に橋軸直角方向へ
大きく曲げ上がる損傷が生じている．G3 桁は，G2 桁と同じような挙動を示したものと考えられ，先にアンカーボルトと下部構造との付着力が消失したことにより，アンカーボルトの抜けによる損傷が生じたものと考えられる．
写真-2.3(c)は，浪板橋側道橋（岩手県大槌町）の端支点部に設置された線支承である．こちらの支点部は，一支承線上で損傷が異なる傾向が見られ，上部構造の流出メカニズムが不明である．
各桁の線支承の損傷は，2 主桁の内上流側の桁は写真-2.3(a)で示すように下沓本体の一部に割れるような損傷が生じている．下流側の桁は，写真-2.3(b)で示すようにピンチプレートとアンカー
ボルトに損傷が見られる．

8

(a) 水尻橋 A1 橋台上支承の詳細(b) 横津橋 A1 橋台上支承の詳細(c) 浪板橋側道橋 A2 橋台上支承の詳細
写真-2.3 線支承の損傷状況

9

3. 津波の作用を受ける支承板支承の載荷実験
3.1 実験の概要
支承部の抵抗特性について検証するには，橋脚上の複数の支承に同時に荷重が作用する状態での検証が必要になると考えられる．しかし，これまでの鋼製支承の抵抗特性に関する実験的研究
事例は，単体の鋼製支承を対象に実施されたものがほとんどであり例えば 3),8),9)，複数の支承を組み合わせた系に対して行われた研究事例はない．
このような状況を踏まえ，本研究では 2011 年東北地方太平洋沖地震において，上部構造の流出被害が生じた実橋梁を対象に，上下部構造および支承を模した大型供試体を製作し，上部構造に
津波によって生じる作用を模した荷重を載荷して，津波の影響を受ける時の支承の破壊形態と，上下部構造を含めた全体系の終局耐力の把握を目的とした載荷実験を行った．さらに，上部構造を含めた梁ばねモデルによる解析を実施し，実験結果と解析結果の整合についても検証を行った．
3.2 実験供試体(1) 検討対象橋梁
本研究では，国道 45 号線の小泉大橋を対象とした．小泉大橋では，津波の影響により T 型橋
脚の横梁付け根部に，縦方向のひび割れが生じていた 1)．したがって，本研究では支承，支承取付部および橋脚全体系に対し，津波による力を受けた際の下部構造への影響も検証するために，下部構造の供試体は，小泉大橋の P2，P4 固定橋脚を配筋も含めて 1/2 にできる限り忠実に縮小したものを用いることとした．なお，対象橋梁の流出後の状況から，支承部または支承部と下部構造の取付部の破壊が上部構造の流出という被害をもたらしたと考えられる．したがって，上部構造は詳細にモデル化せず，高さ 440mm，幅 300mm の H 形鋼を用いて，十分な剛性を持たせた．
実験供試体の全景写真を写真-3.1，橋脚模型の寸法を図-3.1 に示す．
(2) 支承供試体に用いた支承は，小泉大橋で実際に用いられていた BPB 支承を用いた．供試体を図-3.2
および写真-3.2 に示す．本実験においては，日本道路協会の道路橋支承標準設計 10)に定められている標準支承を新たに製作し，下部構造の縮小率に合わせて，全反力 400kN タイプの固定支承を用いた．なお，実際の橋梁では，津波が到達する前に地震動によって支承に損傷が生じていることや，あるいは腐食による経年的な劣化等により，本来有する終局耐力を下回っている状態となっていることも十分考えられるが，本実験は，あくまで支承が健全であるという前提に基づいて検討を行ったものである．

10

写真-3.1 実験供試体

図-3.1 橋脚模型寸法11

写真-3.2 支承の設置状況

橋軸方向

160

240

310

310

50

140

橋軸直角方向図-3.2 実験で使用する支承板支承の寸法1230000

30000
20000
サイドブロックひずみ（μ）

サイドブロックひずみ（μ）

20000
10000
0
-10000

L側①
L側②
R側①
R側②

-20000-30000

0

20

40

60
80
ジャッキ変位(mm)

100

10000
0
-10000-20000-30000120

サイドブロック取けボルト破断

L側①
L側②
R側①
R側②

サイドブロック取けボルト破断

支承1破壊
0

20

40

(a) 支承1

120

100

120

30000
サイドブロック取けボルト破断

L側①
L側②
R側①
R側②

10000
0
-10000-20000

支承2破壊
0

20

L側①
L側②
R側①
R側②

20000
サイドブロックひずみ（μ）

20000
サイドブロックひずみ（μ）

100(b) 支承230000-300006080
ジャッキ変位(mm)

40

60
80
ジャッキ変位(mm)

100

120

(c) 支承310000
0-10000-20000-30000

0

20

40

60
80
ジャッキ変位(mm)(d) 支承4

図-3.5 サイドブロック Y-Y 断面のひずみとジャッキ変位の関係(a) R 側サイドブロック(b) L 側サイドブロック

写真-3.3 支承1破壊時（ジャッキ変位40mm付近）におけるサイドブロックの状況

15

(a) 被災前（提供：国土交通省東北地方整備局）(b) 被災後（P4 橋脚）
写真-3.4 小泉大橋の支承の損傷状況(a) 実験前(b) 実験後
写真-3.5 実験で使用した支承の損傷状況

16

(3) 支承の終局耐力の評価
BPB 支承は，道路橋支承標準設計 10)に示されている設計計算手法に基づくと，上向き力単独を作用させた場合，図-3.8 に示すサイドブロック本体（X-X 断面または Y-Y 断面）およびサイドブ
ロック取付ボルトのいずれかの耐力が最も小さくなることが多い．道路橋支承標準設計 10)に記載されている各部位の応力計算手法は表-3.1 に示す通りであるが，この計算式をサイドブロック
X-X 断面，Y-Y 断面およびサイドブロック取付ボルトの任意の応力状態に対する上向き力 V1～V3の算出式として整理すると，それぞれ次の (1)～(3)式に示す通りとなる．なお，Y-Y 断面とサイドブロック取付ボルトは，表-3.1 の応力計算手法に示す通り，曲げまたは引張応力度とせん断応力度が作用する状態を想定し，せん断ひずみエネルギー一定説に基づき合成応力度で評価している．したがって，これらの部位については，任意の垂直応力度 σ2  3τ2 に対する上向き力の算出
式として整理した．

V1 

 u  2  b  n  d   t 2 2

V2 

V3 

6  L2  t 2

2   u  b  t1

6  L1 t1   3

(1)

(2)

2

 u    d02  n
2L1 L3   3
2(3)

上記および表-3.1 で示した式中の V1 はサイドブロック X-X 断面の上向き力，V2 は Y-Y 断面の上向き力，V3 はサイドブロック取付ボルトの上向き力，t1,t2,b はサイドブロック本体寸法，L1, L2, L3は作用距離，d 0 はサイドブロック取付ボルト谷径，d0 はサイドブロック本体に取付けるボルトのキリ穴，n はサイドブロック取付ボルト本数，σa は許容曲げ応力度，τa は許容せん断応力度，σuは材料の引張強さ，V は作用上揚力である．
(1)～(3)式の右辺の σ として，表-3.2 に示す本実験供試体で用いた支承に使用した材料の JIS に規定された引張強さを適用すると，予想される耐力は表-3.3 の通りとなる．なお，表-3.3 には本実験で用いた支承の材料検査証明書に記載された実際の引張強さの値を用いて計算した耐力も併記している．本実験で用いた支承の計算上の耐力は，サイドブロック本体の Y-Y 断面が 136kN で最も小さくなり，本体 X-X 断面はそれより若干大きい 142kN，取付けボルトは本体の耐力の約 1.6
倍の 213kN となった．

18

L2
L1

b

t1

Y

X

X

X
L3

Y
X

V/2

n-dキリ

t2

図-3.8 サイドブロックの応力計算位置表-3.1 サイドブロック本体および取付けボルトの応力計算手法
断面

項目

計算式

X-X 断面

曲げ引張応力度σV 2  L2

1 6  b  n  d   t 2 2
σ

曲げ応力度

Y-Y 断面V 2  L1

V 2
bt 1
2

合成応力度

U＝ σ    τ 
 σa   τa 

引張応力度

σt 

せん断応力度τ

サイドブロック
取付ボルト

V2b  n  d   t 2

1 6  b  t 12

τ

せん断応力度2V 2  L1 L3

π 4  d02  nV2π 4  d02  n

表-3.2 使用材料の引張強さ
2

部位

材質

サイドブロック
取付ボルト

SS400
強度区分4.8

引張強さ(N/mm )
規格値
実測値
400
461
400
565

表-3.3 各部位の上向き計算耐力一覧

部位
X-X断面
Y-Y断面
取付ボルト

計算耐力(kN)

規格値による
123
118
150

19

実測値による
142
136
213

4. 津波の作用を受ける線支承の載荷実験
4.1 実験の概要
既設橋の支承構造には様々な種類のものがあるが，支間長の短い鋼桁橋においては線支承が用いられていることが多い．2011 年の東北地方太平洋沖地震では，地震動の影響及び津波の影響によって，線支承には写真-2.3 で示したように，様々な形態の破壊性状が確認されている．本研究では，これまでに検討例が少なく被害事例も多い線支承を対象として，その最終的な破壊形態ならびに耐力特性に着目する．線支承の抵抗特性に関しては，過去に下沓部のみを対象とした水平載荷実験や解析等により破壊形態や耐荷力の検討がされた例 5),6)があるが，これらの研究では，鉛直上向き方向の作用力に対する破壊形態や耐荷力に関する検討は行われていない．さらに，写真-4.1 のように実橋に取付けられた状態（下沓にピンチプレートとアンカーボルトが取り付けられた状態）を想定した条件下での水平及び鉛直載荷試験による検討は行われていない．
そこで本研究では，地震動や津波の影響に対する線支承全体としての実際に近い耐荷力とその破壊形態の特性を検証することを目的とし，下部構造を模したコンクリートブロックに線支承を据付けた状態で，橋軸直角方向ならびに鉛直上向き方向への一軸載荷実験を実施し，線支承における各作用方向の抵抗特性について検証を行った．さらに，これらの載荷実験の結果を踏まえ，実際に損壊が生じた道路橋の線支承を対象として，当該線支承に生じた作用力の方向についても考察を加えた．

写真-4.1 線支承設置状況

23

4.3 載荷方法
載荷実験のセットアップ状況を図-4.2，写真-4.2 に示す．セットアップにおいては，1000kN まで載荷可能なジャッキとロードセルを 2 基用いて，実験供試体を挟み込むような形で左右 1 点ずつ設置した．また，載荷治具の傾きを防止するために，ジャッキ設置部の延長線，または近傍に変位計を 1 点ずつ設置し変位計測による確認を行った．載荷用横梁と実験供試体との間には，実橋に近い構造とするため，下沓上部にソールプレートを設け，ピンチプレートはソールプレートに引っ掛かるように設置した．水平載荷実験は，橋軸水平方向の一方向の漸増載荷とし，ソールプレートを介して下沓突起部の側面部から荷重を与えた．鉛直載荷実験は，鉛直上向き方向の一方向の漸増載荷とし，ソールプレートをピンチプレートの切欠き部に接触させて荷重を与えた．
載荷に関しては，支承部の荷重支持機能が失うまで行った．載荷速度に関しては，手動のジャッキによる載荷のため，ゆっくりとした速度で荷重を与えた．また，図-4.2 に示すように載荷中にジャッキ付近に設置した変位の計測を行い，加圧毎に 2 点の変位が同値となる様にジャッキ荷重を調整し，荷重が偏載荷することがないように行った．
4.4 計測方法
実験供試体のひずみゲージと変位の計測は，図-4.3 に示す位置とした．前述の線支承の損傷状
況を元に，水平載荷実験用の実験供試体には，下沓突起部の隅角部周辺と基部，及び下面部のリブの終端部周辺に取り付けた．また，写真-2.3(a)の損傷状況より，下沓突起部とアンカーボルト
が橋軸直角方向に曲げ変形が生じていることから，下沓突起部側面には変位計，アンカーボルトにはひずみゲージを設置した．鉛直上向き載荷実験用の実験供試体については，写真-2.3(b)の損傷の状況から，ピンチプレートとアンカーボルトに着目し，ピンチプレートの側面部とアンカー
ボルトの下沓下面と沓座部の境界にひずみゲージを設置した．また，ピンチプレートの切欠き部と外側の箇所に変位計を設置し，ピンチプレート本体の変位を計測した．アンカーボルトは，鉛直上向き方向に変形しながら橋軸直角方向へと曲がるように変形することを予測し，ボルト頂部
において鉛直上向きと橋軸直角方向の 2 点の変位を計測した．

(a) 水平方向載荷実験(b) 鉛直方向載荷実験
図-4.2 載荷実験セットアップ図25

(a) 水平方向載荷実験状況（左：全体，右：実験供試体）(b) 鉛直方向載荷実験状況（左：全体，右：実験供試体）
写真-4.2 実験状況(a) 水平方向載荷実験(b) 鉛直方向載荷実験

図-4.3 ひずみ及び変位計測位置

26

4.5 水平載荷試験の結果(1)破壊形態
橋軸直角方向に相当する向きへの載荷実験終了後の線支承の状況を写真-4.3，線支承の平面図に亀裂を図化したものを図-4.4 に示す．300kN と 750kN タイプともに，鉛直方向は下沓突起部の隅角部から亀裂が入り始め，下沓下面のアンカーボルト穴部に向かって生じた．水平方向は，隅角部から橋軸方向に向かって生じている．亀裂が入り始めた直後に急速に進展し割れるような挙動を示したことから，脆性的な破壊に近い現象が生じたと考えられる．これは，損傷部の下沓に脆性破壊を起こしやすい鋳鉄材料（FC250）による影響と考えられる．下沓突起部の隅角部が損傷した後は，下沓突起部とアンカーボルトが同時に橋軸直角方向（支点中心から外側）へ曲げ変形する挙動を示した．なお，載荷方向と反対に位置する下沓突起部の隅角部やアンカーボルトに関して，損傷は見られなかった．
写真-4.4 に水尻橋（宮城県南三陸町）に設置されていた線支承の損傷状況を示す．本橋は，橋
長 31.75m（10.7m+10.6m+10.45m）の 3 連鋼単純桁橋であり，上部構造は桁高 700mm の H 型 3 主桁橋である．支承部の損傷状態から，すべての支承線で水平方向の作用力に抵抗する下沓突起部の近傍部に損傷が確認され，下沓突起部とアンカーボルトが橋軸直角方向へ曲げ変形している．
実験結果と比較すると，本線支承では橋軸直角方向の水平力による影響を支配的に受けたものと考えられる．

(a) 300kN タイプ(b) 750kN タイプ
写真-4.3 水平載荷実験後の供試体損傷部

27

図-4.4 水平載荷実験後の供試体亀裂図(a) 載荷実験による損傷状況(b) 水尻橋に設置されている線支承の損傷状況

写真-4.4 実際の線支承の損傷状況との比較（水尻橋）

28

(3) 既往の手法に準じた耐荷力の評価
表-4.1 に，日本道路協会の道路橋支承標準設計 13)に規定されている設計法（許容応力度法）を準用して算出した耐力（P’）と載荷実験で得られた耐力（Pmax）を示す．ここでの耐力の算出方法
は，道路橋支承標準設計 13)規定されている応力計算手法（許容応力度法）を用いて，断面に生じる最大応力度が JIS に規定されている使用材料の引張強さに達する時の作用力を耐力として評価したものである．耐力（P’）を算出するために設定する設計断面は，図-4.8 に示す断面（X-X 断面）とし，下沓突起部分を X-X 断面を固定点とした片持ち梁とみなし，基部の設計断面（X-X 断面）に作用する曲げモーメントとせん断力から耐力を算出している．
300kN タイプ，750kN タイプともに，Pmax は P’の 40~50%程度となっており，計算した耐力（P’）
より低い傾向を示している．また，耐力（P’）の算定において着目した断面（X-X 断面）は，今回の載荷実験において実際に損傷が生じた断面とは異なっている．線支承の耐荷力の評価を行う
場合においては，道路橋支承標準設計 13)での算出方法をそのまま外挿的に用いて耐力を算出しようとすると，破壊断面を誤ったまま耐力を評価する結果となっている可能性があることを示唆している．
また，線支承には，図-4.1 に示すように，下沓下面に水平力を下部構造に伝達させるリブが設けられている．しかし，アンカーボルトの位置の関係上，下沓突起部の隅角部位置を境にそのリブが途切れた構造となっており，結果的にこの部分においては極端な曲げ剛性の変化が生じている．表-4.2 に示すように，実験供試体の X-X と損傷が確認された近傍部の Y-Y 断面部との断面二次モーメントの比較を行なった結果，Y-Y 断面部の方が小さい傾向を示している．
したがって，線支承の水平耐力の評価にあたっては，下沓突起部の隅角部近傍の断面領域（X-X
断面，Y-Y 断面部）において曲げ剛性の比較を行い，水平力に対して最弱部となる断面を特定し耐力の評価を行う必要があると考えられる．

表-4.1 実験結果と計算値による比率
支承タイプ

実験値
Pmax (kN)

計算値
P' (kN)比率
Pmax/P'

300kN
750kN

431.1
569.8

886.2
1353.70.49
0.42

表-4.2 下沓突起部周辺の断面部のの断面二次モーメント
6

支承タイプ
300kN
750kN

図-4.8 下沓突起部の設計断面31

41×10 (mm )
X-X断面
Y-Y断面
4.73
1.31
12.8
5.42

4.6 鉛直載荷試験の結果(1) 破壊形態
鉛直上向きへの載荷実験終了後の線支承の状況を写真-4.5 に示す．300kN，750kN タイプともに，
ピンチプレートのアンカーボルト穴部の断面部を支点とし切欠き部にかけて鉛直上向き方向に曲げ上がる挙動を示した．アンカーボルトは，ピンチプレートの曲げ上がる変形により，同様に曲げと引張に相当する反力を受けている．
載荷初期においては，ピンチプレートのみに変形が生じていたが，荷重を載荷していくにつれピンチプレートとともにアンカーボルトが鉛直上向き方向に引張られながら橋軸直角方向（支承中心に対し外側方向）へ曲がる挙動を示した．また，ピンチプレートの切欠き部や下沓部には損傷は見られなかった．
写真-4.6 に横津橋（宮城県南三陸町）に設置されていた線支承の損傷状況を示す．本橋梁は，橋長 32.4m（2×16.2m）の 2 連鋼単純合成桁橋であり，上部構造は桁高 850mm の H 型 3 主桁橋である．支承部の損傷状態から，鉛直上向き方向に抵抗する部品であるピンチプレートの曲げ変形や損失，ピンチプレートを取付けているアンカーボルトの曲げ変形や破断，下部構造からの抜けによる損傷が多く見られる．前述した実験結果と比較すると，アンカーボルトによる損傷状態と似た傾向を示していることから，線支承は鉛直上向き方向の荷重による影響の方が支配的であったと考えられる．

32

(a) 300kN タイプ(b) 750kN タイプ
写真-4.5 鉛直載荷実験後の供試体損傷部(a) 載荷実験による損傷状況(b) 横津橋に設置されている線支承の損傷状況
写真-4.6 実際の線支承の損傷状況との比較（横津橋）

33

(3) 既往の手法に準じた耐荷力の評価
表-4.3 に，日本道路協会の道路橋支承設計方針 13)で規定されている設計法（許容応力度）を準用し算出された降伏鉛直上向き力（V’y1）と実験より得られた降伏鉛直上向き力（Vy）を示す．
図-4.9 に示す荷重-変位曲線より，Vy は鉛直剛性が低下し始める時の鉛直上向き力としている．
V’y1 は前述の終局耐力（P’）と同様な手法を用いて算出した．耐力（V’y1）を算出するために設定する設計断面は，図-4.12 に示す Y3-Y3 断面とし，ピンチプレートを Y3-Y3 断面を固定点とした片持ち梁とみなし，Y3-Y3 断面に作用する曲げモーメントとせん断力から耐力を算出している．
300kN タイプ，750kN タイプともに，Vy は V’y1 の 3 倍程度大きくなる傾向を示すことから，耐力（V’y1）が過小に評価されている．また，日本道路協会の道路橋支承便覧 14)で降伏鉛直上向き力（V’y1）が決定されている断面（Y3-Y3 断面）は，写真-4.5 に示す載荷実験でも損傷が確認されているが，前述の損傷メカニズムから，アンカーボルトが降伏ひずみに達したことによる鉛直剛性低下の要因が考えられるため，アンカーボルトについても同様に検証を行った．
表-4.4 に，日本道路協会の道路橋支承設計方針 13)を準用し算出したアンカーボルトの降伏鉛直
上向き力（V’y2）と実験より得られた降伏鉛直上向き力（Vy）を示す．V’y2 についても，前述の耐力（P’）と同様の手法を用いて算出した．V’y2 を算出するための設計断面はアンカーボルトの軸断面とし，ピンチプレートからの鉛直上向き力と曲げによる作用から，アンカーボルト軸断面に生じる曲げ引張より算出している．
300kN タイプでは，Vy と V’y2 がほぼ一致する結果となる．750kN
タイプにおいては，Vy と V’y2 で 10％程度の差が生じ計算値（V’y2）の方が大きい値を示した．また，写真-2.3 で示すように，最終的な破壊形態としては，ピンチプレート本体の曲げによる損傷は少なく，アンカーボルトのみが鉛直上向き方向や橋軸直角方向への曲げ変形，破断により，ピンチプレートと上部構造との引掛りが外れている傾向も多く見られている．写真-4.5 に示す本実験結果においても，載荷初期にピンチプレートのみに曲げ変形が確認されているが，後にアンカーボルトの曲げ上がる変形が支配的となり，アンカーボルトの変形が鉛直上向き方向の支持機能に影響を及ぼすものと考えられる．
したがって，このような挙動特性を踏まえると，線支承の鉛直上向き耐力を精度よく評価する
ためには，ピンチプレートを取付けているアンカーボルト本体の引張や曲げ耐力を評価するものとし，さらに，アンカーボルトの変形に伴うピンチプレートの抵抗機能の低下の影響についても考慮していく必要があるものと考えられる．
表-4.3 実験結果と計算値による比率①

表-4.4 実験結果と計算値による比率②

支承タイプ

実験値
Vy (kN)

計算値
V'y1 (kN)比率
Vy /V'y1

支承タイプ

実験値
Vy (kN)

計算値
V'y2 (kN)比率
Vy /V'y2

300kN
750kN

100.0
250.0

33.2
73.0

3.01
3.42

300kN
750kN

100.0
250.0

98.6
297.6

1.01
0.84

※計算値，ピンチプレートY2-Y2断面部※計算値，アンカーボルト本体

36

5. 結論本研究では，2011年東北地方太平洋沖地震による津波によって橋が流出した被災モードの分析
結果を踏まえ，既設橋に広く用いられている支承板支承(BP支承)と線支承を対象として，津波により生じる作用力に対する支承部の抵抗特性と破壊特性を載荷実験により検証した．本研究で行った範囲で得られた知見は以下のとおりである．
(1)


支承板支承（BP支承）の載荷試験の結果
津波作用側の主桁および床版張出部底面に砕波または段波状の津波が作用した際に生じる作用力を静的な荷重として載荷させて検証した結果，支承板支承は上向きの力に対する抵抗力が先に失われて破壊に至る結果となった．また，破壊した部位は全てサイドブロッ
クの取付ボルトであった．



支承の標準設計の考え方に基づいて計算上の最弱部位を求めると，サイドブロック本体の水平方向張出部鉛直断面（図-3.4および図-3.8に示すY-Y断面）となった．これは実験結果とは異なっており，この手法のままでは破壊部位を適切に評価できない．



一方で，支承板支承の鉛直方向の荷重－変位特性を実験結果に即して梁ばね要素で適切にモデル化すれば，上部構造を含めた簡易な梁ばねモデルによる解析により，一支承線上の支承全体系としての耐力を精度よく評価することができた．

(2)


線支承の載荷試験の結果
本実験に用いた線支承の橋軸直角方向の水平力に対する最終的な破壊形態は，下沓突起部の隅角部から下沓下面アンカーボルト穴に沿って損傷が生じるモードであった．亀裂が生じた下沓突起部の隅角部周辺においては，下沓の上下面におけるひずみの計測結果から，損傷が発生した部位には曲げ変形が生じているものと考えられる．



本実験に用いた線支承の上向き鉛直力に対する最終的な破壊形態は，ピンチプレートとアンカーボルトが鉛直方向に曲げ上がる状態となることにより，上部構造とピンチプレートとの引掛りが外れるモードであった．また，鉛直方向の剛性が低下した要因としては，アンカーボルトとピンチプレートのアンカーボルト穴部周辺の断面部において引張降伏ひずみに達したことが原因と考えられる．



線支承の耐荷力評価では，橋軸直角方向に対しては，下沓突起部の隅角部近傍の断面領域，
例えば，実験における損傷部や，下沓突起部の基部に位置する断面部において曲げ剛性の比較を行い，作用する水平力に対して最弱部となる断面を特定して耐荷力の評価を行う必要がある．また鉛直上向き方向に対しては，アンカーボルト本体の引張や曲げ耐力のみではなく，アンカーボルトの変形に伴うピンチプレートの抵抗機能の低下の影響についても考慮しておく必要がある．

(3)


津波の影響を受けた実橋における支承の被害との比較
2011年東北地方太平洋沖地震による津波の影響により生じた支承の実際の破壊形態と本載荷実験における破壊形態の比較を行った．その結果，一支承線の全体系で行った支承板
支承の破壊形態は，実際に段波状の津波の影響を受けたことが想定されている橋の支承の損傷状況ともよく一致していた。また，支承単体で載荷試験を行った線支承の破壊形態と37

実橋における線支承の損傷状況との比較から，当該実橋線支承に支配的に作用した作用力の方向を推測することもできることを示した．

謝辞
本資料で用いた図面および写真の一部は，国土交通省東北地方整備局道路部の御協力により提供していただいた．ここに謝意を表する．

参考文献
1) 平成 23 年(2011 年)東北地方太平洋沖地震による道路橋等の被害調査報告，国総研資料第 814号，土木研究所資料第 4295 号，2014．
2) 炭村透，張広鋒，中尾尚史，星隈順一：津波によって橋に生じる作用に対する鋼製支承の抵抗特性に関する実験的検討，土木学会論文集 A1（構造・地震工学）， Vol.69，No.4，
pp.I_102-I_110，2013．
3) 阿部雅人，吉田純司，藤野陽三，森重行雄，鵜野禎史，宇佐美哲：金属支承の水平終局挙動，
土木学会論文集，N.773／I-69，pp.63-78，2004．
4) 大塚久哲，山平喜一郎，増田耕一，栗木茂幸：兵庫県南部地震における鋼製ピン支承の破壊プロセスに関する実験的考察，鋼構造論文集，Vol.7，No.28，pp.19-31，2000．
5) 安原真人，藤橋秀雄，市川篤志，水谷太作：既設鋼鉄道橋の鋼製支承の水平耐力評価法に関する実験および解析的研究，土木学会構造工学論文集，Vol.49A，pp.633-644，2003．
6) 中原正人，池田学，豊岡亮洋，永井紘作：鋳鉄製支承の地震時耐荷力特性と復元力モデル，
鉄道総研報告，Vol.22，No.3，p.23-28，2008．
7) 森屋圭浩，中尾尚史，星隈順一：既設道路橋に用いられている線支承の耐力特性，第 35 回地震工学研究発表会講演論文集，Paper No. A14-825，11pages (CD-ROM），2015．
8) 長谷川秀也，前野裕文，澤田敏幸，青木徹彦，水野豪，大畑和夫，生野英治：既設鋼製支承（BP-A）の水平耐荷力に関する実験的研究，土木学会年次学術講演会講演概要集第 1 部，
Vol.57，pp.797-798，2002．
9) 長谷川秀也，前野裕文，澤田敏幸，鵜野禎史：既設鋼製支承（ピボット，ピボットローラー支承）の水平耐荷力に関する実験的研究，土木学会年次学術講演会講演概要集第 1 部，Vol.58，
pp.51-52，2003．
10) (社)日本道路協会：道路橋支承標準設計（すべり支承編），1993．
11) 佐々木達生，幸左賢二，神宮司博志，佐藤崇：東北地方太平洋沖地震による小泉地区の津波被害分析，土木学会論文集 B（海岸工学），Vol.69，No.2，pp.821-825．2013．
12) 張広鋒，中尾尚史，星隈順一：津波の影響を受ける橋の挙動に及ぼす上部構造の構造特性の影響に関する水路実験，第 15 回性能に基づく橋梁等の耐震設計に関するシンポジウム講演論
文集，pp.97-102，2012．
13) (社)日本道路協会：道路橋支承標準設計，1976．
14) (社)日本道路協会：道路橋支承便覧，2004．
15) (社)日本橋梁建設協会：デザインデータブック，2011．

38

参考資料

2011 年東北地方太平洋沖地震による津波により被害を受けた支承の損傷状況

39

1. 2011 年東北地方太平洋沖地震による津波により被害を受けた支承の損傷状況
1.1 対象とする支承の概要
以下に，2011 年東北地方太平洋沖地震で発生した津波の影響により損傷が生じた支承の構造形式を示す．具体的な構造等の設計方法については，平成 16 年度道路橋支承便覧 14)を参考にされた
い．
(1) 支承板支承
支承板支承は，支間長が 20~40m の単純桁橋および連続桁橋の鋼橋，コンクリート橋に多く用いられている．現在に至り使用されており，レベル 2 地震動によって生じる水平力，及び鉛直上
向き力に対応した支承構造も標準化されている 15)．
図-参 1 に示すように，支承板支承（BP 支承）は，下沓，上沓，鉛直上向き抵抗用サイドブロック，上沓と下沓の間に設置してある回転機構用ベアリング（高力黄銅鋳物，ゴムプレートなど），
上下部構造取付けボルトなどの部品から構成された支承装置である．下沓は，上沓から水平荷重を伝達する突起部と下部構造へ水平力を伝達するリブが一体となった構造となっている．左右の突起部の間に上沓が設置され，それを覆いかぶせるように鉛直上向き力に抵抗するサイドブロッ
クが設置される．下沓の中心部に埋め込まれている部品は回転機構用のベアリングであり，ベアリングが可動，または変形することによって回転追随機能を発揮する．すべり機構については，
ベアリング上に設置するすべり材と上沓下面とが面接触となっており，その間で滑り出す構造となっている．

図-参 1 支承板支承の構造図

40

(2) 線支承
線支承は，支間長が 30m 以下と比較的短い鋼単純桁橋に用いられており，昭和 30 年から平成初頭において使用されてきた．しかし，1995 年兵庫県南部地震後のレベル 2 地震動に対する耐震性能の向上，さらに，腐食や摩耗による支承部のすべり機構と回転機構の機能低下が著しく，支承部としての機能を損ないやすい形状であったため，近年では使用されるケースが急激に減少している．
図-参 2 に示すように，線支承は，下沓，ピンチプレート（浮上り止め用部材），アンカーボル
ト（ピンチプレート取付ボルト）の計 3 つの部品からなる．線支承を構成する部品数が少なく構
造平面がコンパクトな支承である．下沓は，中央部の上面に上部構造のソールプレート部分が設置され，その側方部に水平方向に抵抗するサイドブロックに模した突起部が設けてられており，
下沓と一体となった構造となっている．下沓の突起部上には，鉛直上向き方向に抵抗する部品として上部構造の桁下フランジ部分に引っ掛かるようにピンチプレートが設置されている．ピンチ
プレートを固定する部品はアンカーボルトを用いており，ピンチプレートと下沓を貫通するように設置し下部構造に埋め込まれている構造となる．

図-参 2 線支承の構造図

41

(3) ピン支承，ピン・ローラー支承
ピン支承，ピン・ローラー支承は，支間 40~80m の鋼橋，コンクリート橋梁に使用されており，
単純桁橋，連続桁橋のほか，トラス橋，アーチ橋基部の支点部等にも多く使用されている．
ピン支承は固定支承として使用される支承であり，図-参 3 に示すように下沓，上沓，回転機構用のピン，鉛直上向き抵抗用のキャップカバー（浮止め部品），セットボルト，アンカーボルトから構成される．また，可動用として使用するピン・ローラー支承は，図-参 4 に示すように，ピン支承に可動用のローラー，底板，サイドブロックが加わる形で構成されている．回転機構部の構造は，上沓と下沓の間に円筒型のピンが挟まれるような形で設置してある．その側方部には，上沓と，下沓を覆いかぶせるように鉛直上向き抵抗用のキャップカバーが設置される．ピン・ロー
ラー支承の変位追随機構部分は，下沓と底板の間に円筒状のローラーを複数用いており，それらが車輪のように転がることにより水平方向への移動を可能とする．また，回転機構部のサイドブ
ロックのほか下沓と底板の間にも，鉛直上向き方向の荷重伝達部品としてローラー部の側方部にサイドブロックが設置されている．

図-参 3 ピン支承の構造図

図-参 4

ピン・ローラー支承の構造図

42

(4) 積層ゴム支承
積層ゴム支承は，1995 年阪神・淡路大震災後に，水平力分散型ゴム支承，免震積層ゴム支承として急激に普及した支承である．鋼製支承のように，固定，可動支持形式ではなく，ゴム支承本
体のせん断変形を利用した弾性支持機能を利用している．さらに，せん断変形時の非線形履歴特性を利用した減衰能を備えた免震用積層ゴム支承も多く使用されている．
積層ゴム支承は，図-参 5 に示すように，ゴム支承本体，上沓，下沓，ベースプレート，セット
ボルト，アンカーボルトによって構成される．また，橋軸直角方向を固定支持にする場合については，ゴム本体の側方向にサイドブロックが 1 基ずつ設置される支承構造がある．ゴム支承本体
は，ゴムと鋼材料の複合構造体であり，ゴム層と鋼板を交互に複数重ねた積層構造となっている．
ゴム層と鋼板は，接着剤により接合されている．その積層構造はゴムに接着されている鋼板が拘束効果の役割を果たすことにより，ゴム層の変形を抑えることを可能とし，圧縮方向作用力に強い構造となっている．加えて，水平方向（せん断方向）に柔軟な弾性挙動を示す．ゴム支承本体と上沓，または下沓の間には，水平荷重を伝達するためにせん断キーと，鉛直上向き荷重を伝達する接合ボルトがそれぞれ設けてあり，上下部構造への荷重伝達材となっている．

図-参 5 積層ゴム支承の構造図

43

(5) パッド型ゴム支承
パッド型ゴム支承は，支間長が十数メートルと短い支間でのコンクリート橋に多く用いられている．水平方向の荷重伝達については，アンカーバー等により抵抗する構造となっている．
パッド型ゴム支承は，図-参 6 に示すように，(4)積層ゴム支承でのゴム支承本体のみを支点部に設置した構造である．他の鋼製支承や積層ゴム支承のように，上下部構造と支承部を連結させる
セットボルトやアンカーボルトなどは設けていない．水平方向の荷重伝達については，上下部構造面とゴム平面との接触面に生じる摩擦力分に対しては抵抗するが，地震時などの大きな水平荷重に対しては，上部構造桁間の間に取り付けてあるアンカーバーなどの他の部材で抵抗する．

図-参 6 パッド型ゴム支承の構造図

441.2 支承の損傷状況
次ページ以降に支承の損傷写真を示す．写真には以下の内容も示している．
・被災前と被災後の橋梁の状況（一部被災前の写真が存在しない橋梁がある）
・対象とする橋梁の図面
・津波の進行方向（引き波は示していない）
・橋脚および支承設置位置

45新相川橋

震災前

写真提供：東北地方整備局
震災後

50

流出しなかった上部構造側の支承

P1 橋脚

P2 橋脚

54

横津橋

震災前

写真提供：東北地方整備局
震災後

55

大倉橋

震災後

58

橋台 A

A

B

A

B

橋台 B

B

A
A

B

59

気仙大橋

震災前

写真提供：東北地方整備局
震災後60

歌津大橋

震災前

写真提供：東北地方整備局
震災後64新北上大橋

震災前

震災後

70

沼田跨線橋

震災前

写真提供：東北地方整備局
震災後

77

橋脚

橋台

78

波板橋

震災前

写真提供：東北地方整備局
震災後

79

本橋

80

宝来橋

震災前

写真提供：東北地方整備局
震災後

82

外尾川橋

震災前

写真提供：東北地方整備局

震災後

86

本橋
P1 橋脚

P2 橋脚

P1 橋脚

P2 橋脚

P3 橋脚

A2 橋台

側道橋

87

P1 橋脚

A1 橋台

A2 橋台

89

定川大橋

震災前

写真提供：東北地方整備局
震災後90

P1 橋脚

91

片岸大橋

震災前

写真提供：東北地方整備局

震災後

92

93

下流側支承

上流側支承

95

水管橋

96

鉄道
害
第三十四閉伊川橋梁（JR 山田線

宮古－磯鶏

間）

震災前

出典：Yahoo! JAPAN 東日本大震災 写真保存プロジェクト
http://archive.shinsai.yahoo.co.jp/（該当 URL http://archive.shinsai.yahoo.co.jp/entry/14997/?lat=39.638288888889&lon=141.95388277778&s=18&t=1&x=0）

震災後

97

津谷川橋梁
震災前

出典：Yahoo! JAPAN 東日本大震災 写真保存プロジェクト
http://archive.shinsai.yahoo.co.jp/（該当 URL http://archive.shinsai.yahoo.co.jp/entry/13749/?s=7&p=%E6%B4%A5%E8%B0%B7%E5%B7%9D&x=0）

震災後

100

支承部の被害

101

橋脚の被害102

橋台部および流出した桁

103

土木研究所資料
TECHNICAL NOTE of PWRI
No.4319 January 2016
編集・発行 ©国立研究開発法人土木研究所
本資料の転載・複写の問い合わせは国立研究開発法人土木研究所 企画部 業務課〒305－8516 茨城県つくば市南原1－6 電話029－879－6754