ISSN 2434-9720

一般財団法人 阪神高速道路技術センター

年報［2018 年度］

一般財団法人 阪神高速道路技術センター

年報［2018 年度］

発刊に当たって
一般財団法人 阪神高速道路技術センターは、昭和 53 年５月、当時の阪神高
速道路公団の共済部門を核として、阪神高速道路の建設および管理に関する技
術開発や調査研究を一元的かつ総合的に行うことを目的に、「財団法人 阪神高
速道路管理技術センター」（以下｢センター｣という。）として設立されました。
設立当初のセンターは高速道路の構造物点検と技術委員会の運営を主要事業としてスタートしましたが、平成 17 年 10 月、阪神高速道路(株)の誕生を契機に、その子会社となる阪神高速技術(株)および阪神高速技研(株)が設立されて、それまでセンターの経営を支えてきた阪神高速道路構造物の点検業務、積算業
務及びシステム関連業務等がこれら子会社に移管されることとなりました。
その後、平成 25 年４月にセンターは公益法人制度改革法の施行のもと一般財
団法人へ移行し、「一般財団法人 阪神高速道路技術センター」に改称して再出発をしました。
新法人のセンターでは、それまで培った道路建設や管理に関する技術的ノウ
ハウを広く社会に還元すべく、各種講習会や技術図書の刊行等を通じて技術者の育成に貢献すると共に、震災資料保管庫・保全資料保管庫の活用による、次世代への技術伝承や、メンテナンス実務者コミュニティ（MEC）の運営等を通じて、地方公共団体の道路管理者が抱える課題の解決に向けた支援をしてまいりました。
また、新たにセンター独自の各種技術委員会を立ち上げ、センターにとって最も得意とする阪神高速道路の建設・管理に関する調査・研究を継続するとともに、昨今は AI や BIM・CIM などの先進技術に関する調査・研究にも取り組ん
できたところです。
平成 30 年に法人設立 40 年を迎えたのを機に、このたび年度ごとの当センターの調査・研究成果を皆様と共有するべく、「年報」として発刊することとなりました。
本冊子は、平成 30 年度に対外発表した論文を取りまとめると共に、センターのこの一年の活動をご紹介するものです。
研究途上のテーマも多々ありますが、ご高覧いただければ幸いです。
2019 年 3 月 31 日
一般財団法人 阪神高速道路技術センター
理事長
南荘 淳

3

目次
１．巻頭言 ................................................................ 191
２．2018 年度の発表論文 .................................................... 13
2-1．鋼構造 ............................................................. 15
維持管理性に配慮した鋼箱桁中間ダイアフラム開口形状の標準化に向けた検討
阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集，阪神高速

16........................................................ 赤松伸祐 17

高性能鋳鉄床版を用いた既存 RC 床版の更新に関する検討
土木学会第 73 回年次学術講演会（平成 30 年 8 月）
，土木学会........................................................ 赤松伸祐 23
22
2-2．コンクリート ....................................................... 25
PC ポステン T 桁に関する内部損傷と外観変状との関連性に関する分析
阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集，阪神高速...................................................... 宇都宮光治 27
26
2-3．基礎 ............................................................... 33
多列杭を有する既設フーチングの耐震性能評価実験及び損傷メカニズムに関する検討
阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集，阪神高速........................................................ 安藤高士 3534
多列杭を有する既設フーチングの耐震性評価実験に関する解析的検討
第 21 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(2018 年 7 月)，土木学会........................................................ 安藤高士 4140
多列杭を有する既設フーチングの耐震性に関する解析的検討
土木学会第 73 回年次学術講演会（平成 30 年 8 月）
，土木学会

46
........................................................ 安藤高士 47

2-4．耐震 ............................................................... 49
阪神高速道路ネットワークの地震被災危険度評価シミュレーション
阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集，阪神高速........................................................ 服部匡洋 51
50

5広域道路ネットワーク地震応答解析における地震被災危険度評価に関する検討
第 21 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(2018 年 7 月)，土木学会

56........................................................ 服部匡洋 57

広域道路ネットワーク地震応答解析における地震発生後の走行性評価の可能性に関する検討
土木学会第 73 回年次学術講演会（平成 30 年 8 月）
，土木学会........................................................ 服部匡洋 65
64

阪神高速道路における広域道路ネットワークの地震被害シミュレーションの実現に向けた取り組み
高速道路と自動車 第 61 巻 第 12 号 2018 年 12 月，高速道路調査会

66........................................................ 服部匡洋 67

長大トラス橋における 2018 年大阪府北部地震の地震観測記録と応答特性の評価
第 38 回地震工学研究発表会，土木学会........................................................ 服部匡洋 71
70

広域道路ネットワークの地震被害シミュレーションによる地震発生後の走行性評価に関する検討
技報第 29 号 2018，阪神高速........................................................ 服部匡洋 81
80

2-5．その他 ............................................................. 89
鋼板補強済 RC 床版のコンクリート物性値や内部損傷と外観変状との関連性に関する分析
阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集，阪神高速.......................................................... 慈道充 91
90

阪神・淡路大震災による阪神高速道路被災経験の伝承
土木施工 2018 Sep VOL.59 No.9，（株）ｵﾌｨｽ・ｽﾍﾟｰｽ96........................................................ 安藤高士 97

３．2018 年度の主な行事 .................................................... 99
3-1．40 周年記念事業 .................................................... 101
100
3-2．震災資料保管庫見学者案内運営 ...................................... 101
100

6

3-3．土木構造物点検診断技術者認定制度 .................................. 103
102
3-4．技術委員会活動状況 ................................................ 104
103
3-5．建設技術展 2018 近畿 ............................................... 107
106
3-6．土木の日協賛行事「土木技術体感見学ツアー」 ........................ 107
106
3-7．若手研究者助成 .................................................... 107
106
3-8．道路管理者支援活動 ................................................ 108
107
参考資料 ................................................................. 109
組織図 ................................................................. 111
110
有資格者（平成 31 年 3 月） .............................................. 111
110111
保有特許 ............................................................... 112

7

1. 巻頭言巻頭言；“技術センターの技術に思う”（一財）阪神高速道路技術センター
顧問
中林正司（ 一 財 ）阪 神 高 速 道 路 技 術 セ ン タ ー は 昨 年 創 立 40 周 年 を 迎 え ま し た 。
設立以来今日まで技術センターを取り巻く環境は様々に変化しましたが、どのような環境に置かれようとも一貫して阪神高速道路の建設及び維持管理に係る調査研究並びに技術開発に取り組み、阪神高速道路に安心・安全・快適を届ける技術の後押しをしてきました。
近 年 で は 、2013 年 に 策 定 さ れ た 阪 神 高 速 道 路 の 大 規 模 修 繕・大 規 模
更新計画を進めるための調査研究に参画し、事業の推進に不可欠な建設当時の設計思想や維持管理記録を紐解きつつ、学・産のエクスパートを集結した委員会を発足させて最新の知見や技術を取り入れて課題解決に貢献してきました。
ま た 、2016 年 に 事 業 採 択 さ れ た 湾 岸 道 路 西 伸 部 並 び に 淀 川 左 岸 線 延
伸部の 2 路線は久しく途絶えていた阪神高速道路の新規建設事業であり、これら路線には長大橋梁や大深度地下トンネル等の特殊構造が多々計画されていることから、技術センターにとってはこれまで蓄積した技術力や得意とする学・産の高度な技術力集積機能を生かす格好のプロジェクト到来といえます。これら新規路線の建設事業にかかる調査研究は緒に就いたばかりであり今後の研究成果に期待するところですが、ここで肝に銘じねばならないのは高度な技術開発のみに着目した一時の研究で終ってはならないことです。供用後には維持管理が必要ですから点検等の日常の維持管理がやり易い構造にしなければならないし、必ずやってくると言っても過言でない老朽化に備えて老朽化の度合いや損傷発生をモニタリングできるシステムを組み込む等、将来の維持管理を見据えた研究開発にしなければならないことです。
また、開発した技術の裏付けや設計思想等の技術記録をしっかりと記
録して、大規模修繕等の必要が生じた時にはそれらを即座に取り出せるシステムの構築も建設時点で考慮しなければならない重要なポイン
トです。

10

1. 巻頭言

近年の技術革新は予見をはるかに凌ぐスピードで展開されています。
とりわけ、構造解析、映像解析、非破壊検査及びモニタリングシステ
ム等の分野における技術革新には目を見張るものがあります。近年開発されたこれら分野の新技術は土木本来の技術の深堀りだけで生まれたのではなく、土木以外の分野で開発された新技術を取り込み、新たな土木技術として再構築させた技術が多くみられます。異業種技術を取り込む技術開発手法は今後も益々盛んに展開されるでしょうから、
それには日進月歩するあらゆる産業の最新技術の情報にアンテナを張り巡らせ、それら技術を柔軟に取り込む研究体制が必要と考えます。
とは言え、それら新技術は土木に必要な基礎技術の上に成り立っていることを忘れてはなりません。構造力学を理解せずして高等な構造解析はあり得ないし、土質力学を理解せずして新たな基礎構造の創造はあり得ない。技術革新や新技術の開発は一足飛びに成就出来るものではなく、大事なことは日頃の土木基礎技術の研鑽を忘れてはならないことです。
100 年 後 に も 健 全 な 阪 神 高 速 道 路 で あ る た め の 技 術 を 阪 神 高 速 道 路に提供することが私たち技術センターの仕事であり役割であります。
それには最新の技術を集積する機能を保持しつつ建設と管理の融合を意識した研究開発を心掛け、研究開発の過程や管理も含めた全ての技
術記録を保存するシステムを構築することが重要です。そうしたことが出来る技術集団になることが技術センターの目指すシンクタンクと
考えます。

11

2. 2018 年度の発表論文

2-1. 鋼構造

阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集

維持管理性に配慮した鋼箱桁中間ダイアフラム
開口形状の標準化に向けた検討赤松伸祐1・青木康素2・杉山裕樹3
1(一財)阪神高速道路技術センター調査研究部調査研究第二課
2 技術部技術推進室
3 建設･更新事業本部神戸建設所設計課

要約
維持管理性に配慮した鋼箱桁中間ダイアフラムの開口形状については，個別の構造条件において検討が進められてきたが，標準化に向けた検討は行われていない．そこで本検討では，ダイアフラムに求められる要件を整理した上で必要と考えられる照査項目を抽出し，連続合成細幅箱桁橋を対象としたケーススタ
ディを行った．

キーワード: 中間ダイアフラム，開口形状，維持管理

１．はじめに
鋼箱桁の中間ダイアフラムの設計については，
道路橋示方書に具体的な手法が示されておらず，｢鋼道路橋設計便覧（昭和55年8月）｣ 1) （以下，
｢S55設計便覧｣という）に示されている方法が一般的な設計手引きとなっている．S55設計便覧では，
直線橋を対象とした検討2)から中間ダイアフラムの必要間隔と必要剛度が与えられており，その後も曲線桁等への適用や中間ダイアフラムの設計合理化に向けた検討3)～6)が行われているが，基準等には反映されていない．
一方で，近年，維持管理性の重要性が高まっており，鋼箱橋においては，点検等の作業時に箱桁内を頻繁に通過する必要があるため，ダイアフラ
ムに設けられている開口の拡大が求められている．
これに対し，阪神高速道路では，個別の構造条件
において，FEM解析による性能評価を行った上で，ダイアフラムの開口を拡大している 7),8) が，標準化に向けた整理はされていない．
中間ダイアフラムは，橋が耐荷性能を発揮するための前提として要件が定められているが，その要件を検証するために必要な照査項目が明確ではない．そのため，拡大開口を有する中間ダイアフラムの設計手法を標準化するためには，要件を満足するために必要と考えられる照査項目を列挙した上で，設計上クリティカルとなる項目を抽出する必要がある．
そこで，ここでは，拡大開口を有する中間ダイ
アフラムの設計手法の標準化に向けて，平成29年

1611月に改定された道路橋示方書･同解説 9) （以下，
｢H29道示｣という）において，中間ダイアフラムに求められる要件を確認した上で，各要件を検証するために必要と考えられる照査項目を列挙する．
また，照査項目のうち，桁およびダイアフラム断面の設計でこれまでに抽出してきた代表的な応答に着目し，連続合成細幅箱桁橋において中間ダイ
アフラムの開口形状を変化させて，列挙した項目が照査の必要があるかどうか試行的に検討した．

２．設計手法の標準化に向けた検討手順
拡大開口を有する中間ダイアフラム開口の設計
手法の標準化に向けた検討手順を以下に示す．
1) ダイアフラムに求められる要件の確認：H29道示における橋の性能，要求性能を照査法方を確認した上で，ダイアフラムに求められる要件を確認する．
2) 要件を満たすために照査してきた項目の整理：
S55設計便覧に示されている一般的な設計手法によって照査されている項目を整理する．
3) 要件を検証するための照査項目の列挙：中間ダイアフラムに求められる要件に対応する現象を具体化し，その照査項目を列挙する．
4) モデル橋を対象としたケーススタディ：モデル
橋を対象としたケーススタディにより，開口形
状が桁およびダイアフラム断面の設計でこれまでに照査してきた代表的な応答に及ぼす影響を分析する．

2. 2018 年度の発表論文

材の腐食と疲労，鉄筋コンクリート床版の損傷及び支承や伸縮装置の破損となっている．そのため，
H29道示において，鋼部材の耐久性能については，橋の性能は，H29道示 Ⅰ共通編の“用語の定義”に規定されており，｢橋の耐荷性能や耐久性能， ｢経年的な劣化として，少なくとも鋼材の腐食及び疲労は考慮しなければならない．｣とされている．
その他使用目的との整合性を満足するために必要
また，耐久性能は，耐荷性能の前提条件であり，な性能から構成される一連の性能｣としている．ま橋の設計供用期間中の更新を前提としない鋼部材
た，図-1に示すように，耐久性能は，耐荷性能のの設計耐久期間は橋の設計供用期間（100年）とさ
前提と位置付けられている．
れている．
橋の耐荷性能を照査するにあたって，橋全体系をシステムとして捉えて橋の限界状態を評価する
方法に標準的な考え方は確立されていない．その４．要件を満たすために照査してきた項目
ため，図-2に示すように，部材等の限界状態で橋の限界状態を代表させる構成となっている．
前述のように，鋼箱桁橋の中間ダイアフラムに(設計供⽤期間を通しての)ついては，従前より道示には具体的な設計手法が使⽤⽬的との適合性示されておらず，S55設計便覧に示されている手法(耐荷性能として担保される)(耐荷性能の前提としての)で一般的な設計が行われてきている．
構造物の安全性
耐久性能
S55設計便覧において，ダイアフラムの効果は，その他使⽤⽬的との適合性を達成するために必要な性能①断面形状を保持する，②剛性を増大させ，応力・例：不快感、不安感を⽣じさせないたわみを減少させる，③局部集中荷重を円滑に桁に伝え
・例：フェールセーフ
る，でとあり，特に①に着目して，式(1)及び式(2)により，必要間隔と必要剛度の照査式を与えてい図-1 H29道示に規定される橋の性能の定義
る．

３．中間ダイアフラムに求められる要件

橋の限界状態
例：橋の限界状態１橋としての荷重を⽀持する能⼒が損なわれていない限界の状態

Lu ≦ 50 
Lu ≧ 50 

LD ≦ 6(1)

LD ≦ 0.14 Lu  1

代表させてよい

ただし， LD ≦ 20

上部･下部･上下部接合部の限界状態
例：上部･下部･上下部接合部の限界状態１
部分的にも荷重を⽀持する能⼒の低下が⽣じておらず、耐荷⼒の観点からは特別の注意なく使⽤できる限界の状態

LD：ダイアフラムの間隔 m 

等価支間長 m 
L：等分布荷重に対するu

代表させてよいK ≧ 20部材(桁･床版等)の限界状態
例：部材の限界状態１
部材等としての荷重を⽀持する能⼒が確保されている限界の状態

EI DW
3
LD

(2)

K：ダイアフラムの剛性 kNm 

LD：ダイアフラムの必要 間隔m 

みなしてよい部材(下フランジ･ウェブ･ダイアフラム等)の設計原理での照査基準

 

I DW：箱桁の断面変形に対 するずり定数 m 6

図-2 橋の限界状態と部材の限界状態(耐荷性能)の関係

E：鋼のヤング係数 kN/m

2



20

ダイアフラム間隔 LD (m)(1) 耐荷性能
鋼桁は，荷重の増加に対して，フランジや腹板の降伏や座屈，鋼桁の横倒れ座屈等により，可逆性を失ったのちに，桁の著しい変形が生じたり，最大強度に達することから，鋼桁が可逆性を有す
る限界の状態を鋼桁の限界状態1，荷重を支持する能力が大きく低下するような変形又は鋼桁の最大強度点を鋼桁の限界状態3と捉えている．この鋼桁の限界状態1を超えないとみなす前提として，13.9に“ダイアフラム等による補剛”が規定されており，｢箱型断面の鋼桁の設計にあたっては，ダイアフラム等の補剛により断面形状が保持できる構造とするとともに，集中力の作用点では力の伝達が確実となるようにする．｣とされている．だたし，
具体的な設計設計法については，解説文においてS55設計便覧を参考としている．

15

10
σDW：断面変形に伴って生じる付加応力度
σa ：許容曲げ応力度

6
5

0

0

40

80

120

160

200

等価支間長 Lu (m)図-3 ダイアフラムの間隔

この照査式は，剛なダイアフラムをある程度密に配置すれば箱桁のラーメンの剛性の影響がほとんどなくなり，ダイアフラムの面内剛性を考慮すれば十分であるとして提案されたBEAMアナロジー
を適用し，鋼床版単室箱桁に偏心活荷重を載荷させた場合の断面変形に伴うずり応力(主桁フランジ(2) 耐久性能
耐久性能に係る鋼橋の主たる損傷形態は，鋼部

17ランジおよびウェブの降伏・座屈が生じないようにする必要があると考えて照査項目を抽出した．
耐久性能に関して，S55設計便覧では照査が規定されていないが，耐荷力を減少させないためには，
表-2に示すように，少なくとも鋼材の疲労損傷を防ぐ必要があると考えて照査項目を抽出した．主桁系溶接部の疲労に対しては，ダイアフラム剛度の変化に伴う付加応力を考慮した主桁の一次応力に対する溶接部の疲労照査が必要であると考えた．
また，ダイアフラムの疲労に対しては，切欠き形状に起因する応力集中部，縦リブ交差部の溶接部
およびダイアフラム補剛材取付け部の疲労を照査
項目として抽出した．

に作用する二次応力)に着目して規定されている．
具体的には，幅員方向に1/2の活荷重を偏載荷させたときに生じるずり応力が許容応力度の2～6%程度になるように設定された式である．ずり応力が最大となる載荷状態と活荷重応力が最大となる載荷状態は異なるが，支間長が長くなると死荷重応力の割合が大きくなるため，図-3に示すように，支間長が大きいところではずり応力度を許容応力
度の2%程度とし，支間長が短いところではずり応
力度を許容応力度の6%程度としている1)．また，局部荷重を円滑に桁へ伝達するために，横桁及びブラケット取り付け部には中間ダイアフラムの設置を義務付けている1)．
鋼部材の耐久性能について，S55便覧において照査は規定されていない．

６．モデル橋を対象としたケーススタディ(1) 対象橋梁と検討構造
検討対象橋梁を図-4に示す．検討対象橋梁は，
阪神高速で作成中である標準図のモデル橋とした．
橋長は約180m，幅員は27.25mの3径間連続合成細幅
箱桁橋の直橋である．床版形式は厚さ130mmの超高強度繊維補強コンクリート床版であり，2.5m間隔で配置された横リブを床版支間とする構造である．また，主桁本数は3本であり，主桁断面はウェ
ブ高2.5m，フランジ幅1.5mである．
検討対象とするダイアフラム開口形状は，以下の通りとした．
a) 標準的な開口形状(図-5(a))
標準的な開口の形状は，高さ1300mm×幅500mm
であり，下フランジから開口下端までの立ち上がり高さは500mmである．
b) 維持管理に配慮した拡大開口形状(図-5(b))
拡大開口形状の形状は，補修時における箱内へ

５．要件を検証するためのアプローチ手法
３章に整理したダイアフラムに求められる要件を具体化し，各要件に対応する現象とその現象に対して必要と考えられる照査項目を抽出した．
耐荷性能に関して，S55設計便覧では，箱断面の変形によるずり応力が主桁フランジ応力に影響を及ぼさないように必要間隔と必要剛度が規定されており，ずり応力を付加した主桁フランジの降伏・座屈を照査してきたといえる．箱断面形状を保持するためにはダイアフラム自体の剛度を照査する必要があるが，この照査によって設計された
中間ダイアフラムを有する鋼桁が耐荷性能上問題となっていないことから，結果的に必要剛度を満足してきたと考えられる．ここでは表-1に示すよ
うに，中間ダイアフラムに求められる要件に対して，ダイアフラムの面内座屈・面外変形，主桁フ
表-1

鋼桁の耐荷性能の観点からダイアフラムに求められる要件と照査項目（案）中間ダイアフラムに求められる要件

断面形状を保持することによって，フランジやウェブの降伏や座屈による桁の著
しい変形を防ぐ対象とする現象照査項目(案)

ダイアフラムの面内座屈

ダイアフラムの最大せん断応力度
ダイアフラム補剛材の垂直応力度
ダイアフラム開口フィレット部のミーゼス応力

ダイアフラムの面外座屈主桁ウェブ間のずれ量
ダイアフラムの板曲げ応力度

主桁フランジの降伏・座屈

ずり応力を付加したフランジ応力度

主桁ウェブの降伏･座屈

ウェブのせん断応力度
ウェブの合成応力度

ダイアフラムの配置

横桁及びブラケット位置との整合性

ダイアフラムの座屈

ダイアフラムと補剛材の垂直応力度

集中力作用点での力の伝達を確実にする

表-2

鋼部材の耐荷性能の観点からダイアフラムに求められる要件と照査項目（案）中間ダイアフラムに求められる要件

対象とする現象
主桁系溶接部の疲労

ダイアフラム剛度の変化に伴う付加応力を考慮した
主桁の一次応力に対する溶接部の疲労照査

ダイアフラムの疲労

切欠き形状に起因する応力集中部の疲労照査
縦リブ交差部の溶接部の疲労照査
ダイアフラム補剛材取付け部の溶接部の疲労照査

鋼材の疲労によって，ダイアフラムの耐荷力を減少させない

鋼材の腐食によって，ダイアフラムの耐荷力を減少させない照査項目(案)―

箱断面内に配置される部材であるため，照査不要

18

2. 2018 年度の発表論文

C1

C2

C3

C4

C7

C6

C5

C8

図-4 検討対象橋梁
1-Rib. 300×12

大せん断応力度・ダイアフラム補剛材の垂直応力度・ダイアフラム開口フィレット部のミーゼス応力）について，ケース１とケース２の応答値を抽出して比較を行った．

700

t=9
ブラケット

t=9

①

②

③

t=9
横桁

1-Rib. 210×10

t=9

t=9

④

⑤
1-Rib. 210×10

1-Rib. 210×10

500

1300

2500

1-Flg. 300×12

⑥
500

⑦

⑧

500

500

1-Flg. 360×19
1-Rib. 360×19

1-Rib. 360×19

1500(3) 検討モデル
フランジに付加されるずり応力度，ダイアフラ
ムのせん断応力度およびダイアフラム補剛材の垂直応力度については，一定せん断流パネル要素を用いた全体形立体骨組みモデル 10)（以下，｢せん断パネルモデル｣という）を用いた．また，ダイアフ
ラム開口フィレット部の応力は，せん断パネルモ
デルで把握できないため，着目部位を抽出した上で，FEモデルを用いた．

(a)標準的な開口形状(ケース１)

700

1-Rib.300×12
ブラケット

t=9

①

t=9
②

③

t=9

1-Rib. 210×10

t=9
t=9

1400

1-Flg. 300×12④⑤
1-Rib. 210×10(4) 主桁フランジの降伏・座屈に対する照査
主桁フランジの降伏・座屈に対する照査として，
箱断面の変形に伴ってフランジに付加される応力度を抽出した．荷重の載荷状態は，図-6に示すように，橋体のねじり荷重が最大となるように，各径間の橋梁中心線から片側にB活荷重を偏心載荷した．
G2桁における橋軸方向のずり応力分布図を図-7に示す．上フランジは床版により拘束される影響
でずり応力が小さいため，下フランジのずり応力に着目した．応力分布図からは，ケース１とケー
ス２の顕著な違いは確認できない．
また，どちらのケースにおいても，ずり応力度が最大15N/mm2 程度発生しているが，主桁のねじ
りモーメントが最大となるような活荷重の載荷状
態は，主桁の曲げモーメントが最大になる載荷ケースと異なるため，主桁の断面設計には影響を及ぼさないと考えられる．

1-Rib. 210×10

400

2500

横桁

⑥

⑦

⑧

1000

250

1-Flg. 360×19
250

1-Flg. 360×191500(b)維持管理に配慮した拡大開口形状(ケース２)
図-5 中間ダイアフラムの開口形状の機材搬入等の作業性を考慮し，高さ1400mm×幅
1000mmとした．また，下フランジから開口下端までの立ち上がり高さは，箱内移動時の負担軽減のために400mmとした．
(2) 照査項目
表-1及び表-2に示した照査項目（案）の設計での照査の必要性を検討するため，本稿ではまずこれまでの設計で抽出してきた代表的な項目に着目して応答を抽出した．
具体的には，フランジの降伏・座屈に対する照査項目として抽出したフランジに付加されるずり応力度と，ダイアフラムの面内座屈に対する照査として抽出した3つの照査項目（ダイアフラムの最19表-3 ダイアフラムの最大せん断応力度
最大せん断応力度
τ(N/mm2)部位
桁

図-6 B活荷重の載荷状態
D(σ2L-σ2R)/2
13.68
8.80
3.95

4.48

5.55

Lmax(σ2L-σ2R)/2
Lmin(σ2L-σ2R)/2

8.80

5.50

5.52
3.54

5.59

3.60

4.49

ケース１

ケース２

ケース２
ケース１

①

18.8

24.4

1.29

②

38.1

30.2

0.79

③

15.4

22.4

1.45

27.5

36.8

1.34

⑤

31.1

43.8

1.41

⑥

16.1

38.9

2.42

⑦

25.5

25.8

1.01

⑧

22.8

38.3

1.68

パネル

G
1
桁
第
2
径
間
支
間
中
央
C
8

板厚
t(mm)

④
9

3.74

1.38

1.31

表-4 ダイアフラム補剛材の垂直応力度-3.95 -4.48

-3.54

-3.60

-5.55 -5.50-5.52 -5.59-8.80-4.49 -3.74

垂直応力度σ(N/mm2)部位-8.80-13.68

部
材

桁

断面
(mm)

ケース１

ケース２

ケース２
ケース１

C1

-48.3

-67.2

1.39

C2

-59.5

-88.8

1.49

C3

-64.5

-97.6

1.51

-62.8

-94.1

1.50

-56.4

-81.4

1.44

C6

-57.2

-82.6

1.44

C7

-61.9

-94.1

1.52

C8

-66.9

-102.1

1.53

C1

-43.7

-40.5

0.93

C2

-46.0

-42.3

0.92

C3

-46.3

-42.4

0.92

-45.7

-41.7

0.91

-45.9

-42.6

0.93

C6

-43.7

-44.3

1.01

C7

-46.4

-42.4

0.91

C8

-46.4

-42.3

0.91

C1

22.0

17.7

0.80

C2

37.5

31.7

0.85

C3

40.4

36.1

0.89

38.6

34.1

0.88

34.4

30.3

0.88

C6

35.1

30.8

0.88

C7

39.0

34.5

0.88

C8

42.0

37.0

0.88

節点

下フランジ

(a) 標準開口形状(ケース１)
D(σ2L-σ2R)/2

13.66

4.55

-3.95 -4.55

5.79

Lmin(σ2L-σ2R)/2

9.10

5.78

5.81

5.84

3.51

3.46

-3.46

-3.51

-5.79 -5.78-5.81 -5.84
-9.11

4.56

-4.56

3.74

垂直補剛材

9.11
3.95

Lmax(σ2L-σ2R)/2

C4
G1
C5

210×
10

-3.74

-9.10
-13.66

下フランジ(b) 拡大開口形状(ケース２)
図-7 G2桁下フランジのずり応力分布図

下側水平補剛材20

上側水平補剛材(5) ダイアフラムの面内座屈に対する照査a) ダイアフラムの最大せん断応力度
ケース１およびケース２のダイアフラムの最大せん断応力を表-3に示す．ダイアフラムの最大せん断応力度は，ほぼ全てのパネルにおいてケース
１よりケース２のほうが大きくなる傾向があり，その増加量は最大で15N/mm2程度であった．今回の対象は直橋かつ道示の最小板厚規定に市場性を考慮した厚み(t=9mm)であったため，板厚には影響を及ぼさなかったが，増加率では2倍を超えるパネルも見られており，拡大開口を適用する場合には照査が必要な項目と考えられる．
b) ダイアフラム補剛材の垂直応力度
ダイアフラム補剛材の垂直応力度を表-4に示す．
垂直補剛材の応力度は増加しており，その増加量
は最大で50N/mm2 程度であった．増加率は1.5倍程度であり，拡大開口を適用する場合には照査が必要と考えられる．水平補剛材については，発生応
力度に差はほとんど見られなかった．
c) フィレット部の応力に及ぼす影響
ダイアフラム開口フィレット部の応力状態については，ずり変形による応力度が大きいG1桁C3ダ
イアフラムを抽出してFEM解析により，影響を分

C4
G1
C5

C4
G1
C5

300×
12

360×
19

析した．FEM解析は，汎用有限要素解析プログラ
ムFEMAP with NX Nastranを用いた弾性解析とした．
モデル化の範囲は，図-8に示すように対象ダイア
フラム前後の1格点を対象とし，コンクリート床版
はソリッド要素，鋼部材はシェル要素でモデル化

2. 2018 年度の発表論文(a) 標準開口形状(ケース１)
図-8 解析モデル図

図-9 活荷重の載荷状態(b) 拡大開口形状(ケース２)
図-10 Von mises応力図

した．活荷重は，図-9に示すように，せん断パネ
ルモデルによって算出した箱断面の最大ずり変形を再現する載荷状態を特定して載荷させた．
FEM解析から得られたVon mises応力分布を図-10に示す．開口周りの応力に着目すると，母材R部に応力集中が見られ，応力集中部の最大値は，全てコーナー部においてケース２がケース１より1.3～
1.6倍程度大きくなった．弾性解析のため得られた応力を絶対評価すること，また応力集中部の最大値を評価することは難しいが，ケース２ではフィレット部に降伏点を越える局所的な応力が発生していることや，横桁にまで応力集中の影響が及んでいることを考慮すると，むやみに開口形状を大きくすることは危険であると言える．

参考文献

７．まとめ
橋の性能，桁の限界状態からダイアフラムに求められる要件と各要件を検証するために必要と考えられる照査項目を抽出した．また，直橋を対象としたケーススタディから，これまで抽出してきた代表的な応答に着目して拡大開口の影響を分析したところ，ダイアフラムの最大せん断力や垂直補剛材の垂直応力度に増加傾向が見られた．また，
開口フィレット部に局所的な応力が見られたことから，将来的に設計での照査項目となりえる可能性がある．
今後，今回分析できなかった項目に対して応力性状に及ぼす影響分析を進めるとともに，曲線橋を対象とした同様の検討を実施したい．

211) 社団法人日本道路橋会：鋼道路橋設計便覧，昭和55年
8月2) 坂井藤一，長井正嗣：鋼箱桁橋の中間ダイアフラム設計法に関する一試案，土木学会論文報告集，No.261，
pp.21-34，1977.5
3) 坂井藤一，長井正嗣：曲線鋼箱桁橋の中間ダイアフラム設計法に関する一提案，土木学会論文報告集，No.305，pp.11-22，1981.1
4) 中井博，村上泰男：ダイアフラムを有する曲線箱桁橋のずり応力の解析と設計への応用，土木学会論文集，
No.309，pp.25-39，1981.5
5) 小松定夫，長井正嗣：中間ダイアフラムの新しい設計法に関する研究，土木学会論文報告集，No.326，pp.5162，1982.10
6) 田中賢太，酒井修平，若林大，長井正嗣：鋼箱桁の維持管理を考慮した中間ダイアフラムの設計手法に関する検討，鋼構造論文集，第21巻第81号，2014年3月
7) 石井博典，篠原聖二，杉山裕樹，金治英貞，金澤宏明，
長井正嗣：維持管理作業性に配慮した鋼箱桁ダイアフ
ラム開口形状の設計と解析的検証，鋼構造論文集，第21巻第83号，2014.9
8) 杉山裕樹，小林寛，石井博典，長井正嗣：維持管理性に配慮した鋼箱桁中間支点上ダイアフラムの開口形状の検討，第70回年次学術講演会，Ⅰ-612，2015.9
9) 日本道路橋会：道路橋示方書・同解説（Ⅰ共通偏，Ⅱ
鋼橋編），丸善，2017.11
10) 国土技術政策総合研究所資料：鋼道路橋の合理的な設計解析手法に関する研究－一定せん断流パネルを主体とした鋼道路橋の設計手法－，国総研資料第841号，2015.3

RCRCRC1),2),3)

RC

I

RC

RC

RC
1)

RC

RC
RC

22
1200mm
2

3m /h

87

/
124

541-0054

/

4-5-7

(

22

)

TEL 06-6244-6038

2. 2018 年度の発表論文

T
T
T
R

2
5

10
2.3m
8.0m
2
3m

I
1

3
2

80

T

I

RC

1)

28
Vol.64A 2018.3.
95

23

2017.9.

2)3)

2-2. コンクリート

阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集

PCポステンT桁に関する内部損傷と外観変状との関連性に関する分析
宇都宮光治1・植田拓磨2・齊藤 暖21(一財)阪神高速道路技術センター調査研究部調査研究第一課
2 保全交通部保全調整・点検課

要約
筆者らは阪神高速道路の橋梁マネジメントシステムの高度化を目指し，外観変状から構造物の性能と劣化を適切に評価する方法について検討を進めてきた．
PCポストテンション方式T桁（以下，ポステンT桁と称す）については，大規模修繕事業の中で詳細調査が実施され，グラウト充填状況，PC鋼材の腐食状況およびひび割れ等の外観変状が把握されている．本検討では、これらの調査結果を活用し，PC鋼材の損傷と外観変状との関連性を分析し，PC桁の性能に影響があると考えられる外観変状を把握するとともに，今後の近接目視において，ポステンT桁のPC鋼材の損傷が懸念される状況等について整理した．

キーワード: 大規模修繕工事，PC桁，外観変状，PC鋼材腐食

変状とPC鋼材腐食の関連性を分析した．
本論文では，先ず，外観変状詳細調査とPC鋼材
腐食調査の結果を整理する．次に，調査結果に基づき，外観変状とPC鋼材腐食の関連性を定量的に示す．更に，維持管理手法の提案として，外観変状から得られる情報より，PC鋼材の腐食が懸念される事例を報告する（図-3参照）．

１．はじめに筆者らは，昨年度より図-1に示す上縁定着を有したPCポストテンション方式T桁（以下，ポステン
T桁と称す）に関して，大規模修繕・更新を考慮した阪神高速道路の橋梁マネジメントシステム（以下，H-BMSと称す）の理論構築を検討してきた．昨年度の検討では，損傷件数や近年の発生傾向より
図-2に示す「ひび割れ0.2mm以上」の損傷に留意が必要と考えられた．
また，阪神高速道路では，平成27年度より池田線と東大阪線を対象にPC桁等大規模修繕工事1～4
工区（以下，大規模修繕工事と称す）に着手している．これらの工事は，PC桁の健全性の調査を行い，その結果を受け補強設計を行う調査・設計を
図-1 上縁定着を有した
図-2 ひび割れ0.2mm以上の含んだ工事である1)．実施される調査は，外観変状
ポステンT桁損傷事例
詳細調査，グラウト充填調査，微破壊調査（以下，PC鋼材腐食調査と称す），グラウト未充填体積調
外観変状詳細調査
PC鋼材腐食調査査（以下，空圧法と称す），コンクリート物性調（大規模修繕工事）（大規模修繕工事）査などであり，これらの調査結果を踏まえて健全性評価を行い対策方法を判断している1)．
３章
調査結果の整理
昨年度の検討において留意すべき損傷と位置付
けた「ひび割れ0.2mm以上」の損傷発生要因については，個別に調査を行い判断する必要があると思調査結果に基づく分析 ４章
われるが，PCグラウト充填不足の存在に伴うシースやPC鋼材の腐食が要因として考えられることはPC鋼材の腐食に着目し
５章
様々な文献等2)で示されている．そこで，本検討でた維持管理手法の検討
は，大規模修繕工事で実施された，外観変状詳細
図-3 検討フロー
調査およびPC鋼材腐食調査の結果を活用し，外観26

2. 2018 年度の発表論文

２．調査概要（大規模修繕工事）

外観変状詳細調査（目視，打音）ひび割れ，遊離石灰，豆板，
空洞，漏水，補強鋼板の状況(1) 調査フロー
大規模修繕工事の調査フローを図-4に示す．当該フロー図は，外観変状詳細調査からPC鋼材腐食調査までを示すものである．実際の工事では，未充填体積調査やコンクリート物性調査などの結果を加味し，補修・補強や予防保全などの対策を判断している．
外観変状詳細調査では，近接目視および打音検査によりケーブル損傷が疑われる外観変状（ひび割れ，遊離石灰，空洞，漏水，錆汁等）の有無を確認している．ケーブル損傷が疑われる外観変状が確認される場合は，微破壊調査に進む．微破壊
調査では，PC鋼材が配置されている箇所に小径の孔を明け，目視およびCCDカメラによりPC鋼材の状態を確認している．ケーブル損傷が疑われる外観
変状が認められない場合は，インパクトエコー法
によるグラウト充填状況の調査を実施し，充填不良の疑いがある場合は微破壊調査によりPC鋼材の状態を確認している．

インパクトエコー（IE）法YES
シース付近のひび割れ
遊離石灰，錆汁等

ケーブル損傷の疑いがある
損傷がある

グラウト充填状況調査
（非破壊）

NO

YES

微破壊調査

グラウト充填不良の疑いがある

NO
PC鋼材腐食判定

ＥＮＤ

図-4 調査フロー（大規模修繕工事）
グラウト・ケーブル調査箇所

1 ｹｰﾌﾞﾙにつき,起点側及び終点側の各 2 箇所
図-5 調査位置(2) 対象数量
本検討で対象としている大規模修繕工事は，平
成27年度に発注された東大阪線の1工区と池田線の3工区を合わせた4工区である．これら4工区の対象は126径間であるが，本論文の対象は検討スケジュールの関係上78径間である．

表-1 腐食判定
ケーブル腐食状況(3) PC鋼材腐食調査a）調査位置１ケーブルに対する調査位置を図-5示す．調査箇所は，上縁定着ケーブルを対象に，主桁両端部のPC鋼材曲げ上げ部それぞれ2箇所である．
b）腐食判定PC鋼材腐食調査は，「プレストレスコンクリー
ト構造物補修の手引き（案） 平成21年9月プレス
トレス・コンクリート建設業協会 3) 」に基づき4段階で評価している（表-1）．ケーブル腐食状況については，グレードⅠが最も軽微な状態で質量減
少率は１％未満相当である．グレードの数字が高くなるにつれて，腐食に伴う質量減少率は高くな
り，グレードⅣでは質量減少率10％程度以上に相当する．但し，実際の調査では質量を計測しているわけではなく，PC鋼材の外観状況より腐食グレードを判定している．

Ⅰ

質量減少率1％未満に相
当する腐食

Ⅱ

質量減少率1～2.5％程度に相当する腐食Ⅲ

質量減少率10％程度未満に相当する腐食Ⅳ

質量減少率10％程度以上に相当する腐食

拡大図，図-7 参照
図-6(4) 外観変状詳細調査
外観変状詳細調査は，目視や打音によりひび割
れや漏水遊離石灰等の有無を確認している．調査
結果については，図-6（拡大は図-7参照）に示す
要領で桁の展開図に位置や形状を記録している．

外観変状詳細調査（桁全体）例）PC 鋼材に沿うひび割れ等

図-7

27

外観変状詳細調査（拡大図）

３．調査結果の整理

表-2(1) 外観変状詳細調査結果
外観変状については，図-6の通り桁単位で記録されている．しかし，PC鋼材腐食調査については，
2.(3).a）で示した通り，主桁両端部のPC鋼材曲げ上げ部それぞれ2箇所である．したがって，本検討における外観変状については，主桁両端部のPC鋼
材曲げ上げ部に沿って生じた損傷を抽出し集計した．抽出事例を図-7（図中の赤字）に示す．また
集 計 結 果 は 92 件 で あ っ た （表 -2参 照 ， 表 中 の 赤字）．
(2) PC鋼材腐食調査
PC鋼材腐食調査の結果を表-2に示す．調査総数
は7260箇所である．その内，PC鋼材の腐食度Ⅰ～
Ⅳの集計は2246箇所（調査総数の約31%），腐食度
Ⅱ～Ⅳの集計は220箇所（調査総数の約3%）であっ
た．PC鋼材の腐食事例として，腐食度Ⅳの状況を
図-8に示す．

項目

調査結果

ａ．調査 ｂ．腐食 ｃ．腐食
総数
Ⅰ～Ⅳ Ⅱ～Ⅳ

件数

7260

2246

ｂ／ａ

ｃ／ａ

PC鋼材に沿う
外観変状数

31%

3%

92

220

図-8

PC 鋼材 腐食度Ⅳ

③ 外 観変状あり かつ PC鋼材腐食あり① P C鋼材
腐 食 度Ⅰ～Ⅳ② P C鋼材付近
外 観 変状あり

４．調査結果に基づく分析
分析は，PC 鋼材の腐食が有る箇所に外観変状が併発していた比率(以下，腐食に対する外観変状)と，外観変状が有る箇所に PC 鋼材の腐食が併発していた比率(以下，外観変状に対する腐食)の 2 方向から分析する．この概念を図-9 に示す．

外観変状に対する腐食：③／② ・ 腐食に対する外観変状：③／①
図-9分析の概念図腐食度判定
項目(1) 腐食に対する外観変状
腐食に対する外観変状の分析結果を図-10 に示す．
調査の結果，PC 鋼材の腐食が確認された件数は，
腐 食 度 Ⅰ ～ Ⅳ の 合 計 で 2246 件 （ 2026+193+24+3
件）である．この内，外観変状の併発が確認されたのは 61 件（46+14+1）であった．比率は，3%（61/2246）である．同様の手法で，腐食度をⅡ以上 と す る と ， 腐 食 度 Ⅱ ～ Ⅳ の 合 計 は 220 件（193+24+3）である．この内，外観変状の併発が確認されたのは 15 件（14+1）であった．比率は，7％（15/220）である．

Ⅰ
外観
変状有
外観
変状無
合計

Ⅲ

Ⅳ

小計

OK

61

31

合
計

46

14

1

0

1980

179

23

3 2185 4983 7168

2026

193

24

3 2246 5014 7260

腐食度判定
項目
外観
変状有
外観
変状無

Ⅲ

Ⅳ 小計 OK

合
計

Ⅰ

Ⅱ

46

14

1

0

1980 179

23

3 2185 4983 7168

2026 193

24

3 2246 5014 7260

6131

腐食度Ⅰ~Ⅳの外観変状率⇒ 61/2246＝0.03

92

図-10 腐食に対する外観変状

合計(2) 外観変状に対する腐食
外観変状に対する腐食度の分析結果を図-11 に示す．調査の結果，外観変状が確認された件数は合計で 92 件（46+14+1+31 件）である．この内，PC鋼材の腐食を併発していたのは 61 件（46+14+1）であった．比率は，66%（61/92）である．同様の手法で，腐食度をⅡ以上とすると，外観変状が確認された件数 92 件に対して，PC 鋼材の腐食を併発していたのは 15 件(14+1)であり，比率は 16％（15/92）であった．

Ⅱ

92

図-11 外観変状に対する腐食

腐食度Ⅱ~Ⅳの
外観変状率⇒ 15/220＝0.07

分析結果

外観変状箇所の腐食率⇒Ⅰ~Ⅳ:61/92＝0.66⇒Ⅱ~Ⅳ:15/92＝0.16

分析結果生じたPC鋼材の配置上に外観変状が生じる割合は低く，その程度は鋼材腐食度Ⅰ～Ⅳで3%程度，Ⅱ～Ⅳで7%程度であった（図-10参照）．一方，外観変状に対する腐食の分析結果では，PC鋼材沿いに外観変状がある場合の鋼材腐食率は比較的高く，
その程度は鋼材腐食度Ⅰ～Ⅳで66%程度，Ⅱ～Ⅳで16%程度であった（図-11参照）．以上の結果より，
外観変状からPC鋼材の腐食を判断することは難し
いが，PC鋼材に沿う外観変状がある場合は，PC鋼材の腐食を抽出する手がかりになると考えられる．

(3) 分析結果の整理
腐食に対する外観変状の分析結果より，腐食が28

2. 2018 年度の発表論文

また，今回の分析において集計した外観変状の内訳を表-3に示す．PC鋼材が腐食している場合に生じる外観変状として最多であるのは，ひび割れの39件（32+6+1，表中の赤枠）であった．更に，ひび割れ39件について，道路構造物の点検要領4)に示されているひび割れ種別を確認した結果，明らかに判断できた場合と最も近い形状と判断した場
合を含めて，図-12に示すひび割れ種別⑱が最多の35件であった．今後，更にデータを蓄積し分析する必要があるが，種別⑱が要注意箇所抽出の手がかりになる可能性があると考えている．

表-3 外観変状の内訳

項目
ひび割れ
外観
浮き
変状
漏水遊離石灰計

５．PC鋼材の腐食に着目した
維持管理手法の検討

Ⅰ
32
2
12
46

図-12
表-4

(1) 着目範囲の拡大（腐食度Ⅰ～Ⅳ）
前章では，PC鋼材の腐食が生じた箇所の外観変状，言い換えると局所的な損傷単位での分析を実施した．その結果，外観変状がPC鋼材の腐食を知る手がかりになり得ることを示したが（外観変状に対する腐食の分析より），それはPC鋼材腐食総数に対しては極僅かな割合である．そこで，外観変状を伴わないPC鋼材の腐食箇所を抽出する手法を検討するため，着目範囲を損傷単位から，桁単位，径間単位と拡大し同様の分析を実施した．桁
単位と径間単位の定義を表-4に，損傷単位も含めた分析結果を図-13に示す．
図-13より，腐食に対する外観変状は，損傷単位の場合3％であるのに対して，桁単位では12％，径間単位では42％であった．以上の結果より，主桁端部のPC鋼材曲げ上げ部において，ひび割れや漏水遊離石灰等の外観変状がある場合，着目範囲を損傷単位から桁単位⇒径間単位と拡大させること
で，PC鋼材の腐食有無について精度を向上させな
がら絞り込める可能性がある．但し，今回の検討では当該傾向が得られた正確な根拠や状況分析まで実施できていない．この点については今後の検討課題と考えている．

腐食度判定
計
Ⅱ
Ⅲ
Ⅳ
OK
6
1
0 17 56
0
0
0
7
9
8
0
0
7 27
14
1
0 31 92

ひび割れ種別⑱

桁単位と径間単位の定義

主桁両端部のPC鋼材曲げ上げ部にPC鋼材の腐食が
桁単位 確認された桁において，同範囲（主桁両端部のPC
鋼材曲げ上げ部）に外観変状が認められるか．
主桁両端部のPC鋼材曲げ上げ部にPC鋼材の腐食が径間単位 確認された径間において，同範囲（主桁両端部のPC鋼材曲げ上げ部）に外観変状が認められるか．

損
傷
単
位

桁
単
位

(2) 着目範囲の拡大（腐食度Ⅱ～Ⅳ）
本節では前節と同様に，着目範囲を損傷単位か
ら桁単位⇒径間単位と拡大させて鋼材腐食との関連性を分析するが，鋼材腐食については，より重度な損傷との関連性を確認するため，腐食度Ⅱ以上を対象とした．結果を図-14に示す．
腐食に対する外観変状の比率は，例えば桁単位
では腐食度Ⅰ～Ⅳの12％（図-13参照）に対して，腐食度Ⅱ～Ⅳでは26％（図-14参照）になるなど若干高くなる傾向である．また，損傷単位で確認した鋼材腐食と外観変状の併発15件の外観変状内訳
は，ひび割れ7件，漏水遊離石灰8件（53%，8/15）であった（表-3参照）．これに対し腐食度Ⅰ～Ⅳの同件数は，ひび割れ39件，浮き2件，漏水遊離石
灰20件（33%，20/61）であった（表-3参照）．

鋼材腐食あり鋼材腐食あり外観変状あり外観変状あり
61件
61件
PC鋼材上
外観変状
92件

腐食に対する
外観変状発生率 3%（（61/2246））

鋼材腐食度
Ⅰ～Ⅳ
2246件

外観変状に対する腐食発生率 66%（（61/92））
鋼材腐食あり鋼材腐食あり外観変状あり外観変状あり
61件
61件
PC鋼材上
外観変状
63件

腐食に対する
外観変状発生率 12%（（61/491））

鋼材腐食度
Ⅰ～Ⅳ
491件

外観変状に対する腐食発生率 97%（（61/63））
鋼材腐食あり径間
単位

鋼材腐食あり外観変状あり外観変状あり
28件
28件
PC鋼材上
外観変状
28件

腐食に対する
外観変状発生率 42%（（28/67））

鋼材腐食度
Ⅰ～Ⅳ
67件

外観変状に対する腐食発生率 100%（（28/28））

図-13 損傷⇒桁⇒径間単位での分析(腐食度Ⅰ～Ⅳ)29

以上の結果より，腐食度をⅡ～Ⅳで分析すると，腐食に対する外観変状の比率は腐食度Ⅰ～Ⅳに比べて高くなること，加えて外観変状の項目は，腐食度Ⅰ～Ⅳに比べると，漏水遊離石灰の割合が高くなることを確認した．
(3) 径間単位での検討（定期点検）
これまでは，大規模修繕工事の外観変状詳細調査とPC鋼材腐食調査の結果を活用し分析を行った．
本節では，外観変状のデータについて，より汎用的と考えられる定期点検結果を用いてPC鋼材腐食調査の結果と照合した．結果を図-15に示す．
図-15の左上及び右側の2つのグラフは定期点検の損傷ランク毎（左上：Ａランク，右上：Ｂラン
ク，右下：Ｃランク，１次判定結果）に集計した結果である．横軸は径間単位の腐食度Ⅱ～Ⅳの件
数，縦軸はランク毎の延べ発生件数（径間単位）
を示している．
損傷ランク毎では，総じて腐食度Ⅱ～Ⅳとの関連性は低く，定期点検の１次判定において損傷度が高いとされるＡランクの集計においても，腐食度Ⅱ～Ⅳとの関連性はＢＣランクと同等である．
そこで，各ランクの損傷数を合計した全損傷件
数と腐食度Ⅱ～Ⅳの関連性を確認した（図-15の左下）．結果として，損傷ランク毎の集計に比べて全損傷の集計は，腐食度Ⅱ～Ⅳとの関連性が高くなることを確認できた．これにより，定期点検の情報を用いて，腐食度Ⅱ～Ⅳを有した径間の絞込みに活用できる可能性があると考えられる．但し，要注意径間と判断するための基準等（総損傷件数の指標等）については，より詳細にデータを確認し検討したい．

鋼材腐食あり鋼材腐食あり外観変状あり外観変状あり
15件
15件

損
傷
単
位

外観変状に対する腐食発生率 16%（（15/92））
鋼材腐食あり

腐食に対する
外観変状発生率 26%（（29/112））

PC鋼材上
外観変状
63件

鋼材腐食度
Ⅱ～Ⅳ
112件

鋼材腐食あり外観変状あり外観変状あり
29件
29件

桁
単
位

外観変状に対する腐食発生率 46%（（29/63））
鋼材腐食あり

腐食に対する
外観変状発生率 50%（（24/48））

PC鋼材上
外観変状
28件

鋼材腐食度
Ⅱ～Ⅳ
48件

鋼材腐食あり外観変状あり外観変状あり
24件
24件

径
間
単
位

外観変状に対する腐食発生率 86%（（24/28））

図-14 損傷⇒桁⇒径間単位での分析（腐食度Ⅱ～Ⅳ）

Bランク損傷
140

120

120

定期点検損傷数/径間定期点検損傷数/径間Aランク損傷100
80
60

y = 0.9403x
R² = ‐0.339

40
20
0
5

10

15

20

25

30

35

100
80
60

y = 0.9807x
R² = ‐0.172

40
20
0

40

0

5

10

腐食度判定Ⅱ～Ⅳの数/径間

15

20

25

30

35

40

腐食度判定Ⅱ～Ⅳの数/径間全損傷

Cランク損傷
140

140
120

定期点検損傷数/径間定期点検損傷数/径間

鋼材腐食度
Ⅱ～Ⅳ
220件

PC鋼材上
外観変状
92件

140

0

腐食に対する
外観変状発生率 7%（（15/220））y = 2.6229x
R² = ‐0.346

100
80
60
40
20

120
100
80
60
40

y = 0.7019x
R² = ‐0.107

20
0

0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

0

図-15 径間単位での検討

5

10

15

20

25

腐食度判定Ⅱ～Ⅳの数/径間

腐食度判定Ⅱ～Ⅳの数/径間定期点検結果と鋼材腐食度Ⅱ～Ⅳ

30

30

35

40

2. 2018 年度の発表論文

７．おわりに本検討で示した結果や傾向等について，根拠や指標等まで明確に示すことができていない部分があり課題と認識している．しかし，本検討での整理分析は，ポステンT桁の維持管理を効率的に行う上で一つのステップになると考えている．今後も計画的に実施される大規模修繕工事の調査結果等をより詳細に分析し，課題解決や精度向上に努めていきたいと考えている．

６．まとめ
本論文の成果を下記に示す．
・本検討では，大規模修繕工事で実施している外観変状詳細調査およびPC鋼材腐食調査の結果を整理し，双方の関連性を分析した．
・腐食に対する外観変状の分析では，外観変状よりPC鋼材の腐食を判断することは難しいと考えられた．
・一方，外観変状に対する腐食の分析結果では，
PC鋼材に沿う外観変状は，PC鋼材の腐食総数に対する割合は低いものの，PC鋼材の腐食を抽出する手がかりになると考えられた．
・PC鋼材の腐食に着目した維持管理手法の検討として，外観変状を伴わないPC鋼材の腐食箇所の抽出方法を複数検討した．
・上記の成果として，着目範囲を損傷単位から桁
単位，径間単位と拡大させることや，定期点検の結果を活用した累積損傷数で，PC鋼材腐食有無について精度を向上させながら絞り込める可能性を示した．

参考文献
1) 山田洋太，堀岡良則，佐藤彰紀：PC桁等大規模修繕工事における詳細調査報告，阪神高速道路第49回技術研究発表会論文集,2017
2) 土木学会：コンクリート標準示方書 維持管理編,2013
3) プレストレス・コンクリート建設業協会:プレストレ
スコンクリート構造物補修の手引き（案）,2009.9
4) 阪神高速道路㈱：道路構造物の点検要領,2015.7

31

2-3. 基 礎

阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集

多列杭を有する既設フーチングの耐震性能評価
実験及び損傷メカニズムに関する検討
安藤高士1・服部匡洋1・篠原聖二2
1(一財)阪神高速道路技術センター調査研究部調査研究第一課
2 技術部技術推進室

要約
本研究では，多列杭を有する既設フーチングの耐震性を評価するために，橋脚，フーチング，杭頭部を一体とした1/10スケールの縮小模型試験体を用いた水平荷重載荷実験を実施し，更に，その損傷メカニズ
ム及び荷重抵抗機構を明らかにするために3次元弾塑性有限要素法を用いた実験再現解析を実施した．その結果，多列杭を有する既設フーチングは設計上のせん断耐力を超えてもせん断破壊は生じず，柱の回転
挙動と柱・杭の引張力による円弧状の引張破壊がフーチングの内部に発生するものの，その損傷に対しフーチングの全幅で面的に抵抗するため変形能を有するじん性的な破壊形態となることが明らかとなった．

キーワード: 既設フーチング，耐震性，損傷過程，変形能，実験，弾塑性有限要素解析

ついては不明な部分がある．
そこで，本研究では多列杭を有する既設フーチ
ングの耐震性を評価するために，橋脚，フーチン
グ，杭頭部を一体とした1/10スケールの縮小模型試
験体を用いた水平荷重載荷実験を実施し，更に，その損傷メカニズム及び荷重抵抗機構を明らかにするために3次元弾塑性有限要素法を用いた実験再現解析を実施した．
本論文は，多列杭を有する既設フーチングを対象とした実験及び実験再現解析結果について述べるものである．

１．はじめに地震によるフーチングの損傷事例は少なく損傷程度も軽微であり1995年の兵庫県南部地震による
阪神高速道路の下部構造物の損傷発生状況を見ても，阪神高速3号神戸線の100基近くのRC橋脚にA
ランクの損傷が発生したものの，フーチングには損傷度の高いA，Bランク（鉄筋破断や部材の変形を伴う損傷）の損傷はなく比較的軽微なCランク（ひび割れの発生や局部的なかぶりコンクリートの剥離が認められるもの）の損傷が数基に発生したのみであった．また，Cランクの損傷が確認されたフーチングはせん断スパン比a/d（a：柱前面より
最外縁杭までの距離，d：フーチング有効高）が1.0程度と小さく，主なひび割れはフーチングの上面に集中して発生するという特徴を有していた1),2)．
フーチングの耐震性については，上記を含む地
震時の損傷事例などを基に実験及び解析的検討による評価がされている2),3),4),5),6)7),8)が，フーチングは単柱式橋脚などと比べ複雑な構造（柱又は壁を支え，地盤又は基礎へ荷重を伝える版状の構造）であるため損傷メカニズム評価が難しいことや比較的せん断スパン比の小さなフーチングに損傷が生じていたことなどから，既往の研究はせん断スパン比が1.0前後と比較的小さなフーチングや杭本数の少ないフーチング（単列杭（4本杭など）を有す
るフーチングなど）を対象としたものが多く，杭本数の多い多列杭を有するフーチングの耐震性に

２．水平荷重載荷実験の概要(1) 多列杭を有する実験対象フーチングの選定
実験対象フーチングは，阪神高速道路の既設フーチングの中から下記を条件に選定した．
①杭基礎を有すること②設計基準が古い（昭和55より前）こと③曲げ耐力，せん断耐力ともに平成24年道路橋
示方書（以下，「道示」という）が規定する耐力を超過すること④実験事例の少ない多列杭を有する（フーチン
グの平面寸法及び最外縁杭位置におけるせん
断スパン比が大きい）こと以上の条件から選定した実験対象下部構造一般
図を図-1に示す．

34

2. 2018 年度の発表論文

図-1
表-1

実験対象下部構造一般図

実験対象下部構造及び実験試験体の諸元
柱高

柱

柱断面
鉄筋

正面図（左）側面図（中央）平面図（右）（単位：mm）

軸方向鉄筋
幅×奥

実験対象下部構造

実験試験体

16,900㎜

1690㎜

全高

水平ジャッキ押込み
1,500kN
引込み
502kN
ストローク1,000㎜

φ4,600㎜

400㎜×400㎜

D35＠100㎜

16本D32

19,500㎜×14,500㎜

1,950㎜×1,450㎜

3,500㎜（柱前面）死荷重反力用PC鋼棒
鉛直 175kN

1690
2240

1350

350㎜

3,000㎜（ﾌｰﾁﾝｸﾞ端部）
テーパー(ﾌｰﾁﾝｸﾞ上面)

500㎜

有効高

鋼管(STK400)
鋼管とフーチング接合部の離隔2cm－（なし）

3,375㎜（柱前面）280㎜

2,850㎜（ﾌｰﾁﾝｸﾞ端部）

下側引張
ー

フ
チ
ン
グ

せん断スパン比a/d（最外縁杭～
柱近傍杭）
上側引張

上面鉄筋
上面引張鉄筋比
鉄筋

杭

使
用
材
料

コンク
リート

下面鉄筋

2.0(6,910㎜/3,350㎜)

2.4（675㎜/280㎜）

1.3(4,410㎜/3,350㎜)

1.5（425㎜/280㎜）

0.6(1,910㎜/3,350㎜)

0.6（175㎜/280㎜）

2.7(8,980㎜/3,375㎜)

3.1（875㎜/280㎜）

1.9(6,480㎜/3,375㎜)

2.2（625㎜/280㎜）

1.2(3,980㎜/3,375㎜)

1.3（375㎜/280㎜）

橋軸D25＠150㎜

橋軸D10＠220㎜

橋直D22＠300㎜

橋直D6＠260㎜

0.09％（橋軸）0.14％（橋軸）

橋軸D32＠150㎜

橋軸D13＠110㎜

橋直D29＠150㎜

橋直D10＠130㎜

下面引張鉄筋比

0.30％（橋軸）0.25％（橋軸）

せん断方向鉄筋D16＠1200㎜

D6＠260㎜

杭径

44本φ1,000

44本φ100㎜

杭間隔2,500㎜250㎜

鉄筋量

D13＠150㎜

8本D13

柱

27N/㎜

2

27N/㎜ （35.2N/㎜ ）フーチング・杭24N/㎜

2

24N/㎜ （29.6N/㎜ ）

2

2

2

2

鉄筋

SD30

400

775

775

1950

350
200

図-2

実験セットアップ（単位：mm）

図-3

片側繰返し水平荷重載荷実験状況

SD345

昭和49年に竣工した下部構造物で，フーチング
は 高 さ 3.5m（ テ ー パ ー 部 0.5m） ， 橋 軸 方 向 長 さ
19.5m，橋軸直角方向長さ14.5mの形状である．橋
脚構造は高さ16.9m，直径4.6mの円形断面のコンク
リート橋脚であり，杭構造は直径1.0mの場所打ち
杭（44本）である．また，杭配置は橋軸方向に8列，橋軸直角方向に6列の多列配置であるが橋脚直下には杭配置のない構造となっている．
(2) 実験試験体諸元及び実験セットアップ
実験対象下部構造及び実験試験体の諸元を表-135に示す．また，実験セットアップ状況を図-2に，実験状況写真を図-3に，実験試験体配筋図（フーチング・杭）を図-4に示す．実験試験体は，実験
対象下部構造物の1/10スケールとし，橋脚（柱），フーチング，杭頭部を一体として製作した．実験
試験体の水平荷重載荷方向のせん断スパン比（下側引張時）は，2.4（最外縁杭位置），1.5（外側から2列目杭位置），0.6（柱近傍杭位置）となっている．また，フーチングの鉄筋量は下側主鉄筋比が

350

1450

8-D10
0.25％であり，上側主鉄筋比は下側主鉄筋比の1/2程度の0.14％とかなり少ない配筋となっている．せ上 面
ん断方向鉄筋についても建設当時の設計ではフー
10-D6
チングのスターラップに関する規定がなかったた
め，組立筋のみの非常に少ない配筋となっている．
今回の実験ではフーチングの損傷を確実に先行させるため，柱基部及び杭頭部の耐力が設計の2倍下 面となるように鉄筋を配筋し杭全周は鋼管で補強した．また，対象フーチングは上面に0.5mのテーパ
16-D10
ーを有していたが実験の簡便化のためテーパーは省略した．柱主鉄筋の定着は，実験対象下部構造
物の建設年次が昭和49年と古く折り曲げ部が10D
8-D10
1950
（D=φ35㎜）程度と短く現行基準では定着長が不足し抜け出しが懸念されること，また，定着長をD10確保し柱主鉄筋をフーチング下面鉄筋位置で折り曲げた場合はフーチング下面鉄筋と同様の効果をD13発揮してしまい耐震性評価に影響を与えることが懸念されるため，フーチング底部に鋼板を設置し図-4 実験試験体配筋図（ﾌｰﾁﾝｸﾞ・杭 単位：mm）
柱主鉄筋を鋼板に直接固定する定着構造8)とした．

３．実験結果

①
③
②

載荷方向

①

図-5

フーチング上面のひび割れ状況（実験終了時）

500【実験】上面鉄筋_初降伏
荷重250ｋN 変位13㎜

450【実験】最大荷重
荷重349ｋN 変位39㎜【実験】下面鉄筋_初降伏
荷重329ｋN 変位26㎜

400
350

水平荷重（kN）(3) 実験方法
実験試験体は杭下端をH鋼の架台に固定し，架台は反力床にPC鋼棒により緊張し固定した．
載荷方法は，上部構造反力に相当する鉛直荷重と地震力に相当する水平荷重の2軸載荷とした．
鉛直荷重は，柱天端に上部構造物の死荷重反力に相当する荷重（175kN）を実験試験体中心に配置したPC鋼棒により一定荷重として載荷した．
水平荷重は，既往の実験2)に倣い，所定の鉛直荷重を保持した状態で柱基部から高さ1,350㎜の位置に反力壁に設置した水平ジャッキによる片側繰返
し載荷により載荷した．水平荷重の載荷ステップ
は，フーチング主鉄筋が初降伏するまでは50kNス
テップとし，フーチング主鉄筋の降伏以降はフー
チング主鉄筋の降伏変位を基準変位δ0（本実験13㎜）として変位量が4δ0に達するまでは0.5δ0ステ
ップ，それ以降は1δ0ステップとした．また，ステップ毎に0kNまで除荷を行うこととした．
計測項目は，載荷荷重，各部材の変位及び鉄筋
ひずみに加え，多列杭の杭反力発生状況を確認するため載荷方向中心列の 4 杭の鉛直反力とした．

実験（片側繰返し載荷）
ＦＥＭ（漸増強制変位載荷）

300
250

設計上の曲げ耐力

200【FEM】実験最大荷重付近
荷重334ｋN 変位40㎜

150
100

設計上のせん断耐力50(1) フーチングの損傷状況
フーチング上面のひび割れ状況を図-5 に，水平荷重載荷位置における水平荷重－水平変位関係を
図-6 に示す．ここで，図-6 に示す設計上の曲げ耐力及びせん断耐力は，実験試験体の破壊過程を確認するために行った 2 次元骨組みモデルを用いた
プッシュオーバー解析により算出した作用力に対する道示での耐力照査結果を示している．水平荷重約 150kN で押込側の柱フーチング接合部付近でせん断耐力に達し，水平荷重約 220kN で引張側の【FEM】上面鉄筋_初降伏
荷重272ｋN 変位14㎜

0
0

図-6

【FEM】下面鉄筋_初降伏
荷重303ｋN 変位18㎜

13

26

39
52
65
水平変位（mm）

78

91

水平荷重－水平変位関係（水平荷重載荷位置）

柱フーチング接合部付近でせん断耐力に達した．
また，水平荷重約 240kN でフーチング上面主鉄筋が曲げ降伏に至ったことから，設計上はせん断破
壊先行の破壊形態であることが示された．
実験試験体の主な載荷ステップにおけるフーチ
ングの損傷過程を以下に示す．

36

2. 2018 年度の発表論文

1)(2) フーチング内部のひび割れ発生状況
フーチング内部のひび割れ状況を確認するため
実験試験体の切断を行った．図-7にフーチングの切断位置及びフーチング内部ひび割れ発生状況を示す．切断面はフーチング中央断面と中央断面から杭一列分離れた2断面の合計3断面とした．
フーチング内部には図-7に示すA～Dの4種類のひび割れが確認された．全ての切断面において引張側のフーチング下面柱フーチング接合部から引張側のフーチング上面に向かう斜め方向のひび割れD（引張側内部斜め方向ひび割れ）が確認された．
このひび割れDはひび割れ幅が非常に大きく引張側のフーチングの上下主鉄筋の間を進展しフーチン
グの側面にまで達していた．中央断面から離れた
他の2断面では，押込側のフーチング上面柱フーチ
ング接合部から引張側のフーチング下面柱フーチ
ング接合部に向かう円弧状のひび割れC（接合部内部斜め方向ひび割れ）が確認された．このひび割
れCは，引張側のフーチング下面柱フーチング接合部付近において引張側のフーチング内部に進展す
るひび割れDと繋がるように発生していた．

37

杭反力（kN）

A 引張側上面・下面鉛直
水平荷重130kNで，引張側フーチング上面柱 フーチング単独部
方向ひび割れフーチング接合部隅角近傍より斜め方向に進展するひび割れ①が発生し250kNまでの間にフD 引張側内部斜め方向ひび割れ
ーチング側面まで達した．また，柱フーチン
柱・フーチング部
グ接合部より放射状のひび割れ②が発生した．
B 押込み側内部斜め
方向ひび割れ2) 水平荷重250kNで，フーチング上面主鉄筋が降伏ひずみ（1,845μ）に達したため初降伏とし基準変位（δ0=水平変位13㎜）とした．
C 接合部内部斜め
3) 2δ 0（329kN）でフーチング下面主鉄筋が降 フーチング単独部
方向ひび割れ伏し，2.5δ 0 （347kN）でフーチングせん断方
向鉄筋が降伏した．
4) 3δ 0（349kN）で水平荷重が最大荷重に達し，その後は水平変位の増加に伴い水平荷重の低切断位置下が見られた．
図-7 フーチング切断面での内部ひび割れ状況5) 7δ0までの間にフーチング上面の放射状のひび割れ①②を繋ぐ横方向のひび割れ③が発生
し，フーチング上面コンクリートの一部に浮上りが見られた．7δ0（220kN）で水平荷重が最大荷重の6割まで低下したため実験を終了した．フーチング上面ひび割れは引張側に多く発生し押込側は少なかった．また，フーチン
グ下面においても上面と同様に柱フーチング
接合部から放射状のひび割れが確認された．
実験試験体の設計上のせん断耐力は引張側で約150kN，押込側で約220kNであったが，実験では3
図-8 フーチング上面主鉄筋のひずみ発生状況（3δ0）δ 0 で最大水平荷重349kNを計測した．また，設計（降伏ひずみ以上を赤着色）
上の曲げ降伏荷重は約240kNであったが，実験では
100
50kN
100kN
250kNでフーチング上面鉄筋が降伏ひずみに達しそ
80
150kN
200kN
の後も349kNまで荷重の増加が見られた．
1δｙ
1.5δｙ
60
2δｙ
2.5δｙ
最大水平荷重以降は水平荷重がなだらかに低下
3δｙ
3.5δｙ
40
4δｙ
4.5δｙ
するものの最終変位7δ0までせん断破壊を示すよう
5δｙ
6δｙ
20
7δｙ
な荷重の急落を伴う脆性的な破壊は生じなかった．

0

‐20
‐40
‐60
‐80

‐100
‐1000

‐500

0

500

1000

ロードセル設置位置（mm：杭部）

図-9

杭の鉛直反力発生状況(3) フーチング上面主鉄筋のひずみ発生状況
図-8に，3δ0時（水平荷重最大時）におけるフー
チング上面主鉄筋の降伏ひずみ（1,845μ）発生状
況を示す．フーチング上面主鉄筋の降伏ひずみに達した箇所が面的に広がっていることが確認された．また，フーチング上面直角方向鉄筋も同様に降伏範囲が面的に広がっていることが確認された．
(4) 杭の鉛直反力発生状況
図-9 に，フーチング中央部の杭 4 本の鉛直反力分布を示す．押込側の中央部の杭で最大約 75kN の圧縮反力、引張側で中央部の杭で最大約 90kN の引
張反力の発生が確認された．一方で，最外縁杭では押込側，引張側ともに大きな反力は計測されなかった．このことから，今回の実験試験体におけ

35
30

フーチング

25
20
15
10
0
0.00000.0200

杭実験再現解析モデル

柱部材

2.0
1.5
1.0
0.5

5

図-10

フーチング・杭部材

2.5

柱部材

応力（N/mm2）

柱応力（N/mm2）

漸増強制変位載荷

3.0

フーチング・杭部材

図-110.0400ひずみ

0.06000.08000.0
0.0000 0.0020 0.0040 0.0060 0.0080 0.0100
ひずみ

コンクリートの応力‐ひずみ関係（左：圧縮側

るフーチングは剛体挙動ではなく非線形挙動をしていると考えられる．引張側の杭で計測された杭反力は，2δ 0 付近までは増加が見れらたがそれ以降は杭反力の減少が確認された．このことは当該杭の上方にあるフーチングが損傷し引張力が伝達されなくなったことを示すものと考えられる。

表-2

コンクリートの材料特性

項目
圧縮強度

単位

多列杭を有する既設フーチングの耐震性を評価するために行った縮小模型試験体を用いた水平荷
重載荷実験により，フーチングは脆性的な破壊系
形態ではなく一定の変形能を有することが示された．そこで，実験で確認されたフーチングの破壊形態を以下の観点から評価するため，3次元弾塑性
有限要素法による実験再現解析を行った．
①設計上のせん断耐力を超えてもせん断破壊が生じない理由②フーチング鉄筋が降伏した以降においても水平荷重が増加する理由③水平荷重が最大荷重に達した後に，荷重がじん性的に低下している理由

フーチング

杭

柱

2

28.2

28.2

33.1

2

20,64020,64024,190

0.2

0.2

0.2

2.1

2.1

2.4

fc

N/mm

N/mm
-

ヤング率

Ec

ポアソン比

νc

引張強度

ft

2

粗骨材の最大寸法

dmax

N/mm
mm

20.0

20.0

20.0

引張破壊エネルギー

Gf

N/mm

0.083

0.083

0.087

圧縮破壊エネルギー

Gc

N/mm

46.6

46.6

50.5

表-3

４．解析的検討及び実験結果との比較

右：引張側）

鉄筋の材料特性

項目

単位

種類

-

径

-

D6

D10

D13

D32

断面積

mm2

31.7

71.3

126.7

794.2

ヤング率

N/mm2
-

202,400

199,400

197,960

207,930

ポアソン比
材料構成則

-

降伏応力

N/mm2
-

硬化係数

フーチングおよび柱
SD345

0.3
VonMises
373.4

367.1

418.6

387.8

0.001

引張主ひずみ0.04≒1.0㎜ひび割れ相当（要素サイズ約25㎜）

引張ひずみ発生方向
圧縮ひずみ発生方向(1) 解析手法
解析手法は，汎用解析プログラムDIANAによる3
次 元 弾 塑 性 有 限 要 素 解 析 （ 以 下 ， 「FEM」 と いう）とした．図-10に実験再現解析モデルを示す．
図-12 ﾌｰﾁﾝｸﾞ上面引張ひずみ発生状況（最大荷重付近）解析に用いた要素特性はコンクリートにはソリ
杭下端を実験と同様に完全固定とした．
ッド要素，鉄筋には埋め込み鉄筋要素を使用しコンクリートと鉄筋は完全付着モデルとした．材料(2) 解析結果及び実験との比較
特性はコンクリート及び鉄筋ともに材料試験のデ
図-6示す水平載荷位置の水平荷重－水平変位関ータから弾塑性モデルを設定した．表-2及び表-3
係にFEMで得られた水平荷重－水平変位関係をあにコンクリート及び鉄筋の材料特性を，図-11にコ
わせて示す．FEMにおいても実験と同様の水平荷
ンクリートの応力－ひずみ関係を示す．コンクリ
重－水平変位関係が得られた．フーチング上面鉄ートの弾塑性モデルは引張側は引張破壊エネルギ
筋 の 降 伏 荷 重 （ 272kN ） 及 び 下 面 鉄 筋 降 伏 荷 重ーを考慮できる引張軟化モデル，圧縮側は圧縮破（303kN）ともに実験と同様の降伏状況であったこ
壊エネルギーを考慮できる放物線モデルとした．
とから，FEMにより実験での破壊形態を再現でき
また，コンクリートのひび割れモデルは回転モデていると考えられる．図-12に実験最大荷重付近にルとした．載荷条件は，柱天端に上部構造死荷重おけるフーチング上面の引張ひずみ（最大主ひず相当の鉛直荷重をPC鋼棒を再現したモデルで与え， み）発生状況を示す．FEMにおいても実験で確認
水平荷重は強制変位により与えた．境界条件は，されたひび割れ発生箇所で引張ひずみの発生が確38

2. 2018 年度の発表論文認された．図-13に実験最大荷重付近での柱・フー
チング接合部断面における圧縮応力（最小主応力）の発生状況を示す．押込み側では①に示す圧
縮ストラットの形成が確認された．また，②③に
示す方向においても大きな圧縮応力が確認された．
図-14に引張ひずみ（最大主ひずみ）の発生状況を示す．圧縮応力が発生していない④⑤⑥においても引張ひずみが確認された．ここで④⑤について
は曲げひび割れと考えられるが，⑥は柱の回転挙動と杭の拘束に伴う引張力により生じる引張ひずみであると考えられる．図-15にフーチング上面鉄筋のひずみ発生状況を示す．鉄筋降伏の範囲は軸方向に加え直角方向においても面的に広がっており，これは下面鉄筋も同様であった．図-16に引張ひずみ発生状況（5断面）を示す．引張ひずみの発生状況から円弧状の引張ひび割れは面的に生じ実験最大荷重時にはほぼ全幅に広がっていると考えられる．

柱・フーチング部②①③
圧縮力の発生方向

図-13 圧縮応力（最小主応力）発生状況（最大荷重付近 上：コンタ図，下：矢示図）
引張主ひずみ0.04≒1.0㎜ひび割れ相当（要素サイズ約25㎜）

⑤
⑥

②

①

③
④

引張主ひずみの発生方向
圧縮力発生箇所①②③
圧縮力発生していない箇所④⑤⑥

図-14 引張ひずみ（最大主ひずみ）発生状況（最大荷重付近 上：コンタ図，下：矢示図）
載荷方向

５．考察
実験及びFEMにより確認された多列杭を有する既設フーチングの破壊形態の要因を以下に示す．
a) 設計上のせん断耐力を超えてもせん断破壊が生じない理由
押込側の柱基部と杭の間に圧縮ストラットが形成され，せん断耐力が上昇したと考えられる．
b) フーチング鉄筋が降伏した以降においても水平荷重が増加する理由
上面鉄筋降伏後の鉄筋の抵抗（降伏）範囲が上面，
下面鉄筋ともに面的に広がるころとにより水平荷重が増加したと考えられる．
c) 水平荷重が最大荷重に達した後に，荷重がじん性的に低下している理由
図-17に示す柱の回転挙動と柱・杭の引張力による円弧状の引張破壊により荷重の低下が生じるが，この破壊に対し引張側フーチングの全幅で面的に抵抗するため，面的な荷重分配を伴いながら変形能を有するじん性的な破壊が生じたと考えられる．

降伏ひずみ(1,845μ)

図-15

ﾌｰﾁﾝｸﾞ上面鉄筋ひずみ（最大荷重付近）
載荷方向
引張主ひずみ0.04≒1.0㎜ひび割れ相当（要素サイズ約25㎜）

円弧状の引張破壊の範囲（ほぼ全幅）

図-16

引張ひずみ発生状況（最大荷重付近：5 断面）

柱の回転挙動と柱・杭の引張力による円弧状の引張破壊面

謝辞：本実験は，国立研究開発法人土木研究所の実験施設を借用して実施した．ここに記して関係各位に感謝の意を表する．

水平荷重

切断位置

参考文献

図-17

1) 阪神高速道路公団：大震災を乗り越えて－震災復旧工事誌－，1997．
2) 阪神高速道路公団：フーチングの地震時挙動に関する基礎的研究報告書，1999.3
3)幸左ら：地震時における柱・フーチング接合部の損傷メカニズムに関する研究，土木学会論文集，No. 746/V61, pp. 41-55, 2003.11
4) 白戸ら：上面側が引張りになる場合のフーチングのせん断耐力算定式，構造工学論文集，Vol.48A.pp. 12111220, 2002.3

フーチングの円弧状の引張破壊面

5) 幸左ら：フーチングの終局挙動に関する実験的研究，
構造工学論文集，Vol.45AⅢ.pp. 1369-1376, 1999.3
6) 幸左ら：地震時のフーチング損傷メカニズムに関する研究，土木学会論文集，No. 655/V-48, pp. 63-74, 2000.8
7) M.JN.Priestleyら(川島一彦監訳)：橋梁の耐震設計と耐震補強，技報堂出版，1998.4
8)独立行政法人土木研究所：アルカリシリカ反応による損傷を受けたフーチングに対する損傷度評価および補修・補強方法に関する研究，土木研究所資料第4304号,2015.3

39

第 21 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（2018 年 7 月）

多列杭を有する既設フーチングの耐震性評価実験に関する
解析的検討
安藤
篠原

高士1・服部
聖二3・高田匡洋2・大八木 亮1
佳彦3・幸左 賢二4

1正会員

3正会員

修士（工学） 一般財団法人阪神高速道路技術センター 調査研究部（〒541-0054 大阪市中央区南本町4-5-7）
2正会員 博士（工学） 一般財団法人阪神高速道路技術センター 調査研究部（〒541-0054 大阪市中央区南本町4-5-7）
博士（工学） 阪神高速道路株式会社 技術部（〒541-0056 大阪市中央区久太郎町4-1-3）
4正会員 Ph.D 九州工業大学名誉教授（〒804-8550 北九州市戸畑区仙水町1-1）

そこで，本研究では多列杭を有する既設フーチン
グの耐震性を評価するため，橋脚，フーチング，杭地震によるフーチングの損傷事例は少なく1995年
頭部を一体とした1/10スケールの縮小模型試験体をの兵庫県南部地震による阪神高速道路の下部構造物
用いた水平荷重載荷実験を実施10)し，その損傷メカの損傷発生状況を見ても，阪神高速3号神戸線の100
ニズム及び荷重抵抗機構を明らかにするため3次元基近くのRC橋脚にAランクの損傷が発生したものの， 弾塑性有限要素法を用いた実験再現解析を行った．
フーチングは損傷度の高いA，Bランク（鉄筋破断や部材の変形を伴う損傷）の損傷はなく比較的軽微なCランク（ひび割れの発生や局部的なかぶりコン
2. 水平荷重載荷実験
クリートの剥離）の損傷が数基に発生したのみであった．また，Cランクの損傷が確認されたフーチン(1) 多列杭を有する実験対象フーチングの選定
グはせん断スパン比a/d（a：柱前面より最外縁杭ま実験対象フーチングは，阪神高速道路の既設フーでの距離，d：フーチング有効高）が1.0程度と小さ
チングの中から下記を条件に選定した．選定した実
く，主なひび割れはフーチングの上面に集中して発験対象下部構造一般図を図-1に示す．
生するという特徴を有していた1),2)．
①杭基礎を有すること
フーチングの耐震性は，上記を含む地震時の損傷②設計基準が古い（昭和55より前）こと
事例などを基に実験及び解析的検討による評価がさ③曲げ耐力，せん断耐力ともに平成24年道路橋示れている 2),3),4),5),6)7),8) が，フーチングは柱又は壁を支方書（以下，「道示」という）が規定する耐力
え地盤又は基礎へ荷重を伝える版状の構造であるこを超過することとから単柱式橋脚などと比べ複雑な構造で損傷メカ④実験事例の少ない多列杭を有すること
ニズム評価が難しいことや，比較的せん断スパン比⑤フーチングの平面寸法が大きく最外縁杭位置にの小さなフーチングに損傷が生じていたことなどかおけるせん断スパン比が大きいこと
ら，既往の研究はせん断スパン比が1.0前後と小さ
実験対象フーチングは昭和49年に竣工した下部構
いフーチングや杭列数の少ないフーチング（橋軸方
造物で，フーチングは高さ3.5m（テーパー部0.5m），
向又は橋軸直角方向の杭列数が１列又は2列）を対
橋軸方向長さ19.5m，橋軸直角方向長さ14.5mの形状象としたものが多く，杭列数の多い（橋軸方向又はである．橋脚構造は高さ16.9m，直径4.6mの円形断橋軸直角方向の杭列数が3列以上）多列杭を有する面のコンクリート橋脚であり，杭構造は直径1.0mのフーチングの耐震性については不明な部分がある．
場所打ち杭（44本）である．また，杭配置は橋軸方
また，近年では2016年での熊本地震においてもフ向に8列，橋軸直角方向に6列の多列配置であるが橋ーチングの被災事例が報告9)されている．
脚直下には杭配置のない構造となっている．

1. はじめに40

2. 2018 年度の発表論文

図-1
表-1

実験対象下部構造一般図

実験対象下部構造及び実験試験体の諸元
柱高

柱

柱断面
鉄筋

正面図（左）側面図（中央）平面図（右）（単位：mm）

軸方向鉄筋
幅×奥

実験対象下部構造

実験試験体

16,900㎜

1690㎜

全高

水平ジャッキ押込み
1,500kN
引込み
502kN
ストローク1,000㎜

φ4,600㎜

400㎜×400㎜

D35＠100㎜

16本D32

19,500㎜×14,500㎜

1,950㎜×1,450㎜

3,500㎜（柱前面）死荷重反力用PC鋼棒
鉛直 175kN

1690
2240

1350

350㎜

3,000㎜（ﾌｰﾁﾝｸﾞ端部）
テーパー(ﾌｰﾁﾝｸﾞ上面)

500㎜

有効高

鋼管(STK400)
鋼管とフーチング接合部の離隔2cm－（なし）

3,375㎜（柱前面）280㎜

2,850㎜（ﾌｰﾁﾝｸﾞ端部）

下側引張
ー

フ
チ
ン
グ

せん断スパン比a/d（最外縁杭～
柱近傍杭）
上側引張

上面鉄筋
上面引張鉄筋比
鉄筋

杭

使
用
材
料

コンク
リート

下面鉄筋

2.0(6,910㎜/3,350㎜)

2.4（675㎜/280㎜）

1.3(4,410㎜/3,350㎜)

1.5（425㎜/280㎜）

0.6(1,910㎜/3,350㎜)

0.6（175㎜/280㎜）

2.7(8,980㎜/3,375㎜)

3.1（875㎜/280㎜）

1.9(6,480㎜/3,375㎜)

2.2（625㎜/280㎜）

1.2(3,980㎜/3,375㎜)

1.3（375㎜/280㎜）

橋軸D25＠150㎜

橋軸D10＠220㎜

橋直D22＠300㎜

橋直D6＠260㎜

0.09％（橋軸）0.14％（橋軸）

橋軸D32＠150㎜

橋軸D13＠110㎜

橋直D29＠150㎜

橋直D10＠130㎜

下面引張鉄筋比

0.30％（橋軸）0.25％（橋軸）

せん断方向鉄筋D16＠1200㎜

D6＠260㎜

杭径

44本φ1,000

44本φ100㎜

杭間隔2,500㎜250㎜

鉄筋量

D13＠150㎜

8本D13

柱

27N/㎜

2

27N/㎜ （35.2N/㎜ ）フーチング・杭24N/㎜

2

24N/㎜ （29.6N/㎜ ）

2

鉄筋

SD30

400

775

775

1950

350
200

図-2

実験セットアップ（単位：mm）

図-3

片側繰返し水平荷重載荷実験状況

2

2

2

SD345

鉄筋量は下側主鉄筋比が0.25％であり，上側主鉄筋(2) 実験試験体諸元及び実験セットアップ
比は下側主鉄筋比の1/2程度の0.14％とかなり少ない
実験対象下部構造及び実験試験体の諸元を表-1に配筋となっている．せん断方向鉄筋は，建設当時の示す．また，実験セットアップ状況を図-2に，実験設計基準ではフーチングのスターラップに関する規状況写真を図-3に，実験試験体のフーチング及び杭定がなかったため組立筋のみの配筋となっている．
の配筋図を図-4に示す．実験試験体は実験対象下部
今回の実験ではフーチングの損傷を確実に先行さ構造物の1/10スケールとし，橋脚（柱），フーチンせるため，柱基部及び杭頭部の耐力が設計の2倍とグ，杭頭部を一体として製作した．実験試験体の水平荷重載荷方向のせん断スパン比（下側引張時）は， なるように鉄筋を配筋し杭全周は鋼管で補強した．
2.4（最外縁杭位置），1.5（外側から2列目杭位置）， また，対象フーチングは上面に0.5mのテーパーを有していたが実験の簡便化のためテーパーは省略した．
0.6（柱近傍杭位置）となっている．フーチングの41

8-D10柱主鉄筋の定着は，実験対象構造物の建設年次が昭和49年と古く柱主鉄筋の折り曲げ部が10D（D=φ35㎜）程度で抜け出しが懸念され，折り曲げ部を延長し定着長を確保した場合はフーチング下面鉄筋と同様の効果を発揮し耐震性評価に影響を与えることが懸念されるため，フーチング底部に鋼板を設置し柱主鉄筋を鋼板に直接固定する定着構造8)とした．

上

面

1450

10-D6

下

(3) 実験方法
実験試験体は杭下端をH鋼の架台に固定し，架台は反力床にPC鋼棒により緊張し固定した．
載荷方法は，上部構造反力に相当する鉛直荷重と地震力に相当する水平荷重の2軸載荷とした．
鉛直荷重は，柱天端に上部構造物の死荷重反力に相当する荷重（175kN）を実験試験体中心に配置したPC鋼棒により一定荷重として載荷した．
水平荷重は，既往の実験2)に倣い，所定の鉛直荷重を保持した状態で柱基部から高さ1,350㎜の位置に水平ジャッキによる片側繰返し載荷により載荷した．水平荷重の載荷ステップは，フーチング主鉄筋が初降伏するまでは50kNステップとし，降伏以降
はフーチング主鉄筋の降伏変位を基準変位δ 0（本実験13㎜）として変位量が4δ0に達するまでは0.5δ
0 ステップ，それ以降は1δ 0 ステップとした．また，ステップ毎に0kNまで除荷を行うこととした．
計測項目は，載荷荷重，各部材の変位及び鉄筋ひずみに加え，多列杭の杭反力発生状況を確認するた
め載荷方向中心列の 4 杭の鉛直反力とした．

16-D10

8-D10

1950
400

775

775

350

D10

D13
100

図-4

100

250＠7＝1750
1950

実験試験体配筋図（ﾌｰﾁﾝｸﾞ・杭

単位：mm）

①
③
②

載荷方向

①

図-5

フーチング上面のひび割れ状況（実験終了時）

500【実験】上面鉄筋_初降伏
荷重250ｋN 変位13㎜

450【実験】最大荷重
荷重349ｋN 変位39㎜【実験】下面鉄筋_初降伏
荷重329ｋN 変位26㎜

400
350

水平荷重（kN）(4) 実験結果a) フーチングの損傷状況
フーチング上面のひび割れ状況を図-5 に，水平荷重載荷位置における水平荷重－水平変位関係を図-6 に示す．図-6 に示す設計上の曲げ耐力及びせん
断耐力は，実験試験体の 2 次元骨組みモデルを用いたプッシュオーバー解析により算出した作用力に対する道示での耐力照査結果を示している．その結果，
水平荷重約 150kN で押込側の柱フーチング接合部
付近でせん断耐力に達し，水平荷重約 220kN で引張側の柱フーチング接合部付近でせん断耐力に達する．また，水平荷重約 240kN でフーチング上面主鉄筋が曲げ降伏に至ることから，設計上はせん断破
壊先行の破壊形態であることを確認している．
実験試験体の主な載荷ステップにおけるフーチン
グの損傷過程を以下に示す．
1) 水平荷重130kNで，引張側フーチング上面柱フーチング接合部隅角近傍より斜め方向に進展するひび割れ①が発生し250kNまでの間にフーチング側面まで達した．また，柱フーチング接合部より放射状のひび割れ②が発生した．
2) 水平荷重250kNで，フーチング上面主鉄筋が降伏ひずみ（1,845μ）に達したため初降伏とし基準変位（δ0=水平変位13㎜）とした．
3) 2δ 0（329kN）でフーチング下面主鉄筋が降伏し，2.5δ 0 （347kN）でフーチングせん断方面42

実験（片側繰返し載荷）
ＦＥＭ（漸増強制変位載荷）

300
250

設計上の曲げ耐力

200【FEM】実験最大荷重付近
荷重334ｋN 変位40㎜

150
100

設計上のせん断耐力

50【FEM】上面鉄筋_初降伏
荷重272ｋN 変位14㎜

0
0

図-6

【FEM】下面鉄筋_初降伏
荷重303ｋN 変位18㎜

13

26

39
52
65
水平変位（mm）

78

91

水平荷重－水平変位関係（水平荷重載荷位置）

向鉄筋が降伏した．
4) 3δ 0（349kN）で水平荷重が最大荷重に達し，その後は変位の増加に伴い荷重低下が見られた．
5) 7δ0までの間にフーチング上面の放射状のひび割れ①②を繋ぐ横方向のひび割れ③が発生し，

2. 2018 年度の発表論文

35

フーチング

2.5

柱部材

25

応力（N/mm2）

柱応力（N/mm2）

漸増強制変位載荷

20
15
10
0
0.0000

杭実験再現解析モデル

2.0

フーチング・杭部材
柱部材

1.5
1.0
0.5

5

図-8

3.0

フーチング・杭部材30

図-90.02000.0400ひずみ

0.06000.08000.0
0.0000 0.0020 0.0040 0.0060 0.0080 0.0100
ひずみ

コンクリートの応力‐ひずみ関係（左：圧縮側

フーチング上面コンクリートの一部に浮上りが見られた．7δ0（220kN）で水平荷重が最大荷
重の6割まで低下したため実験を終了した．
今回の実験では，引張側のフーチング上面にひび割れが多く発生した．また，フーチング下面にも上面と同様に柱フーチング接合部からの放射状のひび割れが確認された．設計上の曲げ降伏に至る水平荷
重は約240kNであったが，実験では250kNでフーチ
ング上面鉄筋が降伏ひずみに達し，その後349kNまで荷重が増加した．設計上のせん断耐力は引張側で約150kN，押込側で約220kNであったが，実験では3δ0で最大水平荷重349kNを計測した．また，最大水平荷重以降は水平荷重がなだらかに低下するものの最終変位7δ0までせん断破壊を示すような荷重の急落を伴う脆性的な破壊は生じなかった．
b) フーチング内部のひび割れ発生状況
実験試験体を切断しフーチング内部損傷状況の確認を行った．切断位置はフーチング中央断面と中央断面から杭一列分離れた2断面の合計3断面とした．
図-7にフーチング内部ひび割れ発生状況を示す．
フーチング内部には図-7に示すA～Dの4種類のひび割れが確認された．全ての切断面においてフーチ
ング下面柱フーチング接合部から引張側のフーチン
グ上面に向かう斜め方向のひび割れD（引張側内部
斜め方向ひび割れ）が確認された．このひび割れDはひび割れ幅が非常に大きくフーチングの上下主鉄筋の間を進展しフーチングの側面まで達していた．
中央断面から離れた2断面では，押込側のフーチン
グ上面柱フーチング接合部から引張側のフーチング
下面柱フーチング接合部に向かう円弧状のひび割れ
C（接合部内部斜め方向ひび割れ）が確認された．
このひび割れCは，引張側のフーチング下面柱フー
チング接合部付近において引張側のフーチング内部に進展するひび割れDと繋がるように発生していた．

3．解析的検討及び実験結果との比較
多列杭を有する既設フーチングの水平荷重載荷実験により，フーチングは脆性的な破壊系形態ではな
く一定の変形能を有することが示された．そこで，実験で確認されたフーチングの破壊形態を以下の観

43

フーチング単独部

右：引張側）
A 引張側上面・下面鉛直
方向ひび割れD 引張側内部斜め方向ひび割れ
柱・フーチング部

フーチング単独部

B 押込み側内部斜め
方向ひび割れC 接合部内部斜め方向ひび割れ

切断位置

図-7

フーチング切断面での内部ひび割れ状況

点から評価するため，3次元弾塑性有限要素法による実験再現解析を行った．
①設計上のせん断耐力を超えてもせん断破壊が生じない理由②フーチング鉄筋が降伏した以降においても水平荷重が増加する理由③水平荷重が最大荷重に達した後に，荷重がじん性的に低下している理由(1) 解析手法
解析手法は，汎用解析プログラムDIANAによる3次元弾塑性有限要素解析（以下，「FEM」という）とした．図-8に実験再現解析モデルを示す．
解析に用いた要素特性はコンクリートにはソリッ
ド要素，鉄筋には埋め込み鉄筋要素を使用しコンク
リートと鉄筋は完全付着モデルとした．材料特性はコンクリート及び鉄筋ともに材料試験から弾塑性モ
デルを設定した．表-2及び表-3にコンクリート及び鉄筋の材料特性を，図-9にコンクリートの応力－ひずみ関係を示す．コンクリートの弾塑性モデルは引張側は引張破壊エネルギーを考慮できる引張軟化モ
デル，圧縮側は圧縮破壊エネルギーを考慮できる放物線モデルとした．また，コンクリートのひび割れ
モデルは回転モデルとした．載荷条件は，柱天端に上部構造死荷重相当の鉛直荷重をPC鋼棒を再現したモデルで与え，水平荷重は強制変位により与えた．
境界条件は，杭下端を実験と同様に完全固定とした．

表-2
項目
圧縮強度

柱・フーチング部

コンクリートの材料特性
単位

フーチング

杭

柱

2

28.2

28.2

33.1

2

20,64020,64024,190

0.2

0.2

0.2

fc

N/mm

N/mm
-

ヤング率

Ec

ポアソン比

νc

引張強度

ft

粗骨材の最大寸法

2

2.1

2.1

2.4

dmax

N/mm
mm

20.0

20.0

20.0

引張破壊エネルギー

Gf

N/mm

0.083

0.083

0.087

圧縮破壊エネルギー

Gc

N/mm

46.6

46.6

50.5

表-3
単位

種類

-

径

-

①
圧縮力の発生方向※最大荷重付近 上：コンタ図，下：矢示図（図-12 も同じ）

鉄筋の材料特性項目

図-11

圧縮応力（最小主応力）発生状況

フーチングおよび柱
SD345
D6

2

D10

D13

断面積

mm

31.7

71.3

126.7

794.2

202,400

199,400

197,960

207,930

ポアソン比

N/mm2
-

材料構成則

-

降伏応力

N/mm2
-

引張主ひずみ0.04≒1.0㎜ひび割れ相当（要素サイズ約25㎜）

D32

ヤング率

硬化係数

②
③

0.3

⑤

VonMises
373.4

367.1

418.6

387.8

⑥

0.001

②

①

③
④

図-12

引張ひずみ発生方向
圧縮ひずみ発生方向

引張主ひずみの発生方向
圧縮力発生箇所①②③
圧縮力発生していない箇所④⑤⑥

引張ひずみ（最大主ひずみ）発生状況
載荷方向

引張主ひずみ0.04≒1.0㎜ひび割れ相当（要素サイズ約25㎜）

図-10

引張主ひずみ0.04≒1.0㎜ひび割れ相当（要素サイズ約25㎜）

円弧状の引張破壊の範囲（ほぼ全幅）

ﾌｰﾁﾝｸﾞ上面引張ひずみ発生状況（最大荷重付近）
図-13

引張ひずみ発生状況（最大荷重付近：5 断面）(2) 解析結果及び実験との比較
柱の回転挙動と柱・杭の引張力に
水平荷重
よる円弧状の引張破壊面
図-6に実験及びFEMにおける水平載荷位置の水平
荷重－水平変位関係を示す．FEMにおいても実験と同様の荷重変位関係が得られた．フーチング上面鉄筋の降伏荷重272kN及び下面鉄筋降伏荷重303kNと切断位置
もに実験と同様の降伏状況であったことから，FEMにより実験での破壊形態を再現できたと考えられる．
図-14 フーチングの円弧状の引張破壊面a) フーチングの応力・ひずみ発生状況
図-10にFEMでの実験最大荷重付近におけるフー
チング上面の引張ひずみ（最大主ひずみ）発生状況を示す．FEMにおいても実験で確認されたひび割れ
発生箇所で引張ひずみの発生が確認された．
図-11に実験最大荷重付近での柱・フーチング接
載荷方向
合部断面における圧縮応力（最小主応力）の発生状況を示す．押込み側では①に示す圧縮ストラットの形成が確認された．また，②③に示す方向において
図-15 実験ﾌｰﾁﾝｸﾞ上面主鉄筋ひずみ（最大荷重付近）も大きな圧縮応力が確認された．
（降伏ひずみ（1,845μ）以上を赤着色）
図-12に引張ひずみ（最大主ひずみ）の発生状況を示す．圧縮応力が発生していない④⑤⑥において
載荷方向も引張ひずみが確認された．④⑤は曲げひび割れと考えられるが，⑥は柱の回転挙動と杭の拘束に伴う引張力により生じる引張ひずみであると考えられる．
また，図-13に実験で切断した3断面を含む5断面の引張ひずみ発生状況を示す．図-14に示す実験で確降伏ひずみ認された柱の回転挙動と柱・杭の引張力による円弧(1,845μ)状の破壊面と同様の引張ひずみが面的に生じ，最大荷重時にはほぼ全幅に広がって発生していた．
図-16 FEMﾌｰﾁﾝｸﾞ上面鉄筋ひずみ（最大荷重付近）

44

2. 2018 年度の発表論文(3) フーチングの破壊形態の要因
実験及びFEMにより確認された多列杭を有する既設フーチングの破壊形態の要因を以下に示す．
a) 設計上のせん断耐力を超えてもせん断破壊が生じない理由
押込側の柱基部と杭の間に圧縮ストラットが形成され，せん断耐力が上昇したと考えられる．
b) フーチング鉄筋が降伏した以降においても水平荷重が増加する理由
上面鉄筋降伏後の鉄筋の抵抗（降伏）範囲が上面，
下面鉄筋ともに面的に広がるころとにより水平荷重が増加したと考えられる．
c) 水平荷重が最大荷重に達した後に，荷重がじん性的に低下している理由
図-14に示す柱の回転挙動と柱・杭の引張力による円弧状の引張破壊により荷重の低下が生じるが，この破壊に対し引張側フーチングの全幅で面的に抵抗するため，面的な荷重分配を伴いながら変形能を有するじん性的な破壊が生じたと考えられる．

ロードセルの杭反力実験計測値（kN）

100

0㎜(上載荷重)6㎜
13㎜(1δｙ)
20㎜(1.5δｙ)
39㎜(3δｙ)
52㎜(4δｙ)

80
60
40
20
0
‐20
‐40
‐60
‐80
‐100
‐1,000

‐500

1列目

0

500

3列目

1,000

6列目

8列目

フーチング中央からの距離（載荷軸方向）（mm）

図-17

4．今後の検討課題
今回の実験及びFEMにより確認された既設フーチングの保有耐力及びじん性性能について他の実験結果を踏まえた分析・評価を行い，既設フーチングの補強の要否，優先順位を判定するための耐震性評価
手法の検討を引き続き行う必要がある．
謝辞：本実験は，国立研究開発法人土木研究所の実験施設を借用して実施した．ここに記して関係各位に感謝の意を表する．

45

実験杭の鉛直反力発生状況

600

FEMにおける杭列毎の反力合計値（kN）b) 鉄筋ひずみの発生状況発生状況
図-15，図-16に実験及びFEMにおける実験最大荷重付近でのフーチング上面鉄筋降伏ひずみ(1,845μ)発生状況を示す．実験，FEMともに鉄筋降伏の範囲
は軸方向に加え直角方向にも面的に広がっていることが確認された．これは下面鉄筋も同様であった．
c) 杭の鉛直反力発生状況
図-17 に実験におけるフーチング中央部の杭 4 本の杭反力を示す．押込側杭で最大約 75kN の圧縮力、引張側杭で最大約 90kN の引張力の発生が確認された．一方で，最外縁杭では押込側，引張側ともに大きな反力は計測されなかった．図-18 に FEM における杭列毎の杭反力の合計値(杭 6 本分の合計(中央部は 4 本の合計))を示す．実験と同様の杭反力が確認され，フーチング鉄筋降伏時(14 ㎜)には引張力の範囲が押込側柱部まで生じていることが確認された．これらの杭反力の発生状況から地震時における
フーチングの挙動は剛体挙動ではなく非線形挙動となると考えられた．また，引張側杭反力は最大荷重以降増加が見られなかったことから，水平荷重の低下は引張側の損傷により生じたものと考えられた．

0㎜(上載荷重)6㎜
14㎜(降伏変位)
18㎜
40㎜(最大荷重)
50㎜

400
200
0

‐200
‐400
‐600
‐1,000

‐500

1列目

2列目

3列目

0
4列目

500
5列目

6列目

1,000
7列目

8列目

フーチング中央からの距離（載荷軸方向）（mm）

図-18

FEM 杭の鉛直反力発生状況

参考文献
1) 阪神高速道路公団：大震災を乗り越えて－震災復旧工事誌－，1997．
2) 阪神高速道路公団：フーチングの地震時挙動に関する基礎的研究報告書，1999.3
3)幸左ら：地震時における柱・フーチング接合部の損傷メカニズムに関する研究，土木学会論文集，No. 746/V61, pp. 41-55, 2003.11
4) 白戸ら：上面側が引張りになる場合のフーチングのせん断耐力算定式，構造工学論文集，Vol.48A.pp. 12111220, 2002.3
5) 幸左ら：フーチングの終局挙動に関する実験的研究，
構造工学論文集，Vol.45AⅢ.pp. 1369-1376, 1999.3
6) 幸左ら：地震時のフーチング損傷メカニズムに関する研究，土木学会論文集，No. 655/V-48, pp. 63-74, 2000.8
7) M.JN.Priestleyら(川島一彦監訳)：橋梁の耐震設計と耐震補強，技報堂出版，1998.4
8) 国立研究開発法人土木研究所：アルカリシリカ反応による損傷を受けたフーチングに対する損傷度評価および補修・補強方法に関する研究，土木研究所資料第4304号,2015.3
9)国土交通省国土技術政策総合研究所，国立研究開発法
人土木研究所：平成28年(2016年)熊本地震土木施設被害調査報告(国総研資料第967号，土研資料第4359号)，
2017.310) 安藤ら： 多列杭を有する既設フーチングの耐震性に関する実験的検討，第20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，2017.7

(

)
( )

PC
175kN
1,500kN
502kN
1,000

1690
2240

1350

(STK400)
2cm

400

775
1950

775
350

35

3.0

30

2.5

25

N/mm2

N/mm2

200

20
15

1.5
1.0

10

0.5

5
0
0.00002.0

0.02000.04000.06000.08000.0
0.0000 0.0020 0.0040 0.0060 0.0080 0.0100

46

2. 2018 年度の発表論文

500
250 N

450

_
13

400

349 N

39

_
26

329 N

kN

350
300
250
200

FEM
334 N

150
100
50
0

0

13

26

39

40

FEM
303 N

_

FEM
272 N

_

52

mm

18
14

65

78

91

0.04
1.0
25

(2000 )

0.04
1.0
25

47

2-4. 耐 震

阪神高速道路第 50 回技術研究発表会論文集

阪神高速道路ネットワークの地震被災危険度評価シミュレーション
服部匡洋1・大石秀雄1・篠原聖二2
1(一財)阪神高速道路技術センター調査研究部調査研究第一課
2 技術部技術推進室

要約
阪神高速道路のような広域道路ネットワークの防災・減災対策を検討するには，広域の地震応答解析を行い，路線単位やランプ間の区間単位の損傷程度を評価する方法が有効と考えられる．本検討では，
広域道路ネットワークの地震被害シミュレーションの実現に向けた研究として，阪神高速道路湾岸線約55 kmの区間の解析モデルを構築し，上町断層および南海トラフを震源とする地震が発生した際の地震応
答解析を実施した．このように，様々な震源域を想定した地震応答シミュレーションを実施することにより，損傷確率の高い区間を予測できる可能性を示した．また，約1800基の橋脚の応答加速度や応答変位を算出し，支承の最大水平反力から伸縮継手部における段差量も算出した．この段差量から，地震発
生後の路線単位の走行性を評価することができる可能性を示した．

キーワード: 高速道路ネットワーク，地震応答解析，危険度評価，走行性評価

１．はじめに1995年の兵庫県南部地震において，阪神高速道路は建設当時の耐震設計基準を満たしていたにも関わらず，設計上の想定を超える地震動により，甚大な被害を受けた．2011年の東北地方太平洋沖
地震や2016年の熊本地震においても，巨大津波や
震度7クラスの地震の連続発生など，設計上の想定を超える事象が発生し，数多くの構造物が甚大な被害を受けた．我が国の耐震設計基準においては，
大規模な地震が発生して甚大な被害を受ける度に，
設計地震動が繰返し引き上げられてきた．阪神高速グループビジョン20301)に掲げられている「最高の安全と安心を提供する阪神高速」の実現に向けて，今後発生が予想される南海トラフ地震や都市直下型地震に備えるためには，これまでのような既往の発生地震と地震被害に基づく一義的な設計
地震動の設定では限界があると考えられる．したがって，様々な破壊パターンの地震動シミュレー
ションにより被害程度を想定しておくことが重要である．
また，阪神高速道路のような広域道路ネットワークの防災・減災対策を検討するにあたっては，設計実務で用いられている橋梁単位の地震応答解
析ではなく，広域の地震応答シミュレーションを行い，路線単位やランプ間の区間単位の損傷程度を評価することが有効と考えられる．また，過去50の被害事例より，橋梁の被害は，橋梁振動単位の境界部や単柱式やラーメン形式などの橋脚形式の変化点等で生じる場合がある．連続する橋梁の弱点部を明確にするためには，橋梁単位ではなく路線単位のモデルを用いた評価が求められる．このような大規模な地震応答シミュレーションを行う
ためには，大規模な計算資源が必要となるが，近年，国立研究開発法人理化学研究所のスーパーコ
ンピュータ「京」（以下，「京」と称す）をはじめとする大規模計算機が国内の研究機関や大学に整備され，大規模な解析を容易に行うことができる環境が整いつつある．著者らは，2014年より，「京」を用いた基礎研究として，仮想の延長20kmの連続高架橋を対象とした解析2)や，1995年兵庫県南部地震で被害を受けた東神戸大橋の損傷過程の再現解析3)を実施してきた．
本検討では，広域道路ネットワークの地震被害
シミュレーションの実現に向けた検討として，阪神高速道路湾岸線の約55 kmの区間を対象に，上町断層を震源域とする都市直下型地震発生時と南海トラフを震源域とする海溝型地震発生時における地震応答解析を実施し，損傷確率の高い区間の予測，地震発生後の路線単位の走行性評価の可能性について検討した．

2. 2018 年度の発表論文

２．地震応答シミュレーションの方法
広域道路ネットワークの地震応答シミュレーシ
ョンは，図-1に示すようにSTEP 1：震源域から工学的基盤までの深層地盤応答解析，STEP 2：工学的基盤から地表面までの表層地盤応答解析，STEP
3：構造物の基礎から上部構造までの構造物応答解
析の3段階で実施する．それぞれの地震応答解析において，順次，解析結果を受け渡すことにより，
道路ネットワーク上の各構造物の応答や損傷を評
価する．
各STEPにおける解析手法や解析モデルの構築方
法については複数の方法が考えられ，その方法毎に精度のレベルが異なる．ここでは，解析手法や解析モデルの構築方法の精度レベル一覧を示すとともに，現段階におけるレベル及び今後目標とするレベルを示す．

STEP3：構造物応答解析

STEP2：表層地盤応答解析

STEP1：深層地盤応答解析

図-1

地震応答シミュレーションの方法
表-1

フェーズ

(1) 深層地盤応答解析
震源断層から工学的基盤までの深層地盤応答解
析の方法を表-1に示す．現段階では，フェーズ3の短周期成分の計算が容易な統計的グリーン関数法と長周期成分が考慮できる剛性行列法(離散化波数
積分法)を合成させたハイブリッド法 4),5),6)により計算を行っている．ただし，これらの計算法は水平成層地盤を対象としているため，3次元的な変化に富む地盤構造を考慮することはできない．今後は，地盤構造の3次元的な変化を考慮できるフェーズ4の解析手法の研究開発を進める．
(2) 表層地盤応答解析
前述の深層地盤応答解析で得られた工学的基盤の地震波から，各橋脚位置の地表面の地震波を求めるための表層地震応答解析の方法を表-2に示す．
現状では，フェーズ2の地震応答解析プログラム
YUSAYUSA7) を用いて1次元逐次非線形解析を行っている．今後は，3次元モデルの解析を行うことができるフェーズ3の解析手法の研究開発を進める．

モデル化方法備考

F4

差分法・有限要素法
・長周期成分・不整形地盤が考慮できる・解析モデルが膨大
・理論上は短周期成分も考慮できるが，現実的でない

目標

F3

ハイブリッド法（統計的グリーン関数＋波数積分法）
・短周期成分の計算が容易な統計的グリーン関数法と，長周期成分が考慮できる波数積分法を合成させる

現状

F2

波数積分法 （SeanSGM）
・長周期成分も考慮できる
・水平成層地盤を対象
・理論上は短周期成分も考慮できるが，現実的でない

F1

統計的グリーン関数法
・短周期成分の計算が容易
・長周期成分が考慮できない

表-2
フェーズ

表層地盤応答解析の方法

モデル化方法備考

F3

有限要素法 （DACSAR, FLIP等）
・不整形な地盤構造も考慮できる・解析モデルが膨大
・3次元モデル

目標

F2

逐次非線形解析 （YUSAYUSA等）
・大ひずみでも適用可能（ただし，全応力解析では液状化は考慮できない）
・周波数特性の考慮が複雑
・１次元モデル

現状

F1

等価線形解析 （SHAKE等）
・周波数特性の考慮が容易
・大ひずみ時には適用できない

表-3
フェーズ

(3) 構造物応答解析
前述の表層地盤応答解析で得られた地表面の水平2方向（NS・EW）・鉛直1方向の計3方向の地震波を，各橋脚位置にそれぞれ位相差を考慮して入力する方法により，構造物応答解析を行う．減衰については，水平2方向と鉛直方向のモード寄与率のベクトル和を重み係数として，最小二乗法で決定するレイリー減衰モデル8), 9)を適用する．

深層地盤応答解析の方法

構造物モデルへの地震動の入力方法

解析方法

F3

各基礎位置へ位相差を考慮した3方向(NS・EW・鉛直)波形を入力

F2

地域，路線，地盤種別ごとにグルーピングした波形を各基礎に入力

F1

代表同一波形を一様に入力

備考
現状=目標

３．解析モデルの構築方法

and Opera-tions, 以下, COSMOSと称す)10)や関西圏地
盤情報データベース11)など既存のデータベースを活用していく計画とした．なお，COSMOSは，GISを活用して阪神高速道路に関連するビッグデータを集約・統合し，災害対応活動の支援，道路構造物の効率的な維持管理，道路交通管理の高度化など，幅広い分野における情報共有を行うためのシステ
ムである．

広域道路ネットワークの解析モデルは大規模になるため，効率よく構築していく必要がある．そこで本検討では，阪神高速地理空間情報システム(New Communication Systems for Road Maintenance(1) 深層地盤モデル
大阪平野を南北に貫く上町断層と南海トラフを震源域とした深層地盤応答解析を行う．上町断層
は，大阪府が公開している文献12)に基づき，断層諸

51

T4

S1
S4
●

T3

T2

T1

S1

S2

S2

中島PA

S5
N2 N1
：阪神高速道路全路線（約260km）

S3

H2

H1

N4

N3

：本検討の対象範囲（約30km）：解析領域（60km× 60km ）：想定断層位置図-3

南海トラフ地震の震源域の分布●

貝塚IC
ボーリング情報

全域3600本：破壊開始点
最近法の適用橋脚位置の地盤情報

図-2

全線8942基
基礎構造

工学的基盤波上町断層の位置

元を設定した．本解析で想定した上町断層の位置を図-2に示す．南海トラフ地震は，内閣府が公開している文献13)の陸側ケースに基づき震源諸元を設定した。また，本解析で想定した南海トラフ地震の震源域を図-3に示す．

表層地盤モデル

基礎ばねの算出

地表面波の算出

図-4(2) 表層地盤モデル
表層地盤のモデル化と基礎ばねの算出方法のフローチャートを図-4に示す．表層地盤のモデル化にあたっては，関西圏地盤情報データベースのボーリングデータに基づき地盤定数を設定した．また，基礎ばねの算出においても，表層地盤のモデ
ル化同様，関西圏地盤情報データベースのボーリ
ングデータから各橋脚のばね定数を算出する．ボーリングデータについては，必ずしも橋脚位置ごとに存在していない．既存のボーリングデータが存在しない橋脚位置の表層地盤のモデル化や基礎ばねの設定方法については，距離による重み付けにより地層境界を補間する「逆距離荷重法」，対象地点から最も近いボーリング情報の地層境界をそのまま用いて補間する「最近法」がある．文献14)の比較検討の結果をもとに，本検討では一定の精度が確保できる「最近法」を適用した．
また，表層地盤の非線形特性は，関西圏地盤情報データベースの三軸試験結果に基づき，沖積層（As，Ac）と洪積層（Ds，Dc）の4種類の双曲線モデルを設定した．

上部構造

下部構造

支承

基礎

直接基礎

その他基礎

表層地盤モデルと基礎ばねの算出方法
表-4

対象

杭基礎

フェーズ

構造物モデルの構築方法

解析方法

備考

F4

シェル・ソリッドモデル

目標

F3

ファイバーモデル

F2

ファイバーモデル（グルーピング）

F1

線形梁モデル

現状

F4

シェル・ソリッドモデル

目標

F3

ファイバーモデル

F2

ファイバーモデル（グルーピング）

F1

線形梁モデルF3

鋼製支承：固定・可動の支持条件
分散支承：等価剛性
免震支承：非線形F2

鋼製支承：固定・可動の支持条件
分散支承・免震支承：等価剛性

F1

鋼製支承：固定・可動の支持条件
分散支承・免震支承：グルーピングした等価剛性

現状

F3

基礎構造＋分散ばねモデル

目標

F2

S-Rモデル（線形ばね）

現状

F1

固定

現状

目標

部構造の断面については，断面形状（矩形，円形），材質（鋼製，コンクリート製），断面幅の使用頻度から12グループに分類し，代表橋脚断面を各グループに設定した．支承は線形ばねモデルとした．また，基礎はS-Rばねとし，そのばね値は土木建築施設図と各下部構造近辺のボーリングデ
ータから算定した．なお，表層地盤応答解析に用いる各基礎位置の表層地盤条件にも同一のボーリ
ングデータを共有しているため，解析全体の統一性についても保たれている．剛性，質量，幾何形
状等の数値情報については，COSMOSのデータベースから構造物情報台帳をCSV形式のファイルで作成した上で，地震応答解析プログラムSeanFEM15)用(3) 構造物モデル
本 検 討 で は ， 阪 神 高 速 道 路 全 線 約 260 km（ 約9000基の橋脚）のうち，湾岸線約55 km（約1800基の橋脚）の範囲のモデル化を行った．上部構造，
下部構造，支承，基礎の解析モデルの構築方法を表-4に示す．図-5に示すように，本検討では，上部構造を線形梁モデルとした．下部構造は材料非線形性を考慮できるファイバーモデルとした．下52

2. 2018 年度の発表論文

上部構造
線形はりモデル

支承
線形ばねモデル

下部構造
ファイバーモデル

基礎
S-Rばねモデル

3方向入力
NS方向
EW方向
鉛直方向

図-6
図-5

構造物モデルの一例（港大橋付近）

構造物モデルの構築方法

地震発生後 5 秒

地震発生後 10 秒

地震発生後 15 秒（a）鳥瞰図（湾岸線全線図）（b）岸和田大橋付近

図-7（c）浜寺ランプ付近
加速度の伝播状況及び構造物の応答変位（Case_1 上町断層地震）

モデルを自動構築した．以上の方法により構築したモデルの例として，港大橋付近の構造物モデルの一例を図-6に示す．

（1）加速度の伝播状況と橋梁の応答変位
上町断層の破壊に伴う加速度の伝播状況と構造物の応答変位を図-7に示す．上町断層北部に設定
した破壊開始点から南方向に地震動が伝播していき，地震動の伝播に伴い橋梁の応答変位が増大している状況が確認できる．南海トラフ地震については，震源域から構造物までの距離が大きいため，広い範囲で一定の加速度が発生している様子を確認した．

４．地震応答シミュレーションの結果
湾岸線約55 kmを対象とした地震応答シミュレー
ションについて，上町断層を震源域とする解析(Case_1)と南海トラフを震源域とする解析(Case_2)の結果を比較する．

（2）橋脚天端及び基礎位置での最大応答加速度

53

0

5

10
橋脚天端

15

20

25

30

35

40

45

基礎

50

500
0

最大応答加速度RMS(gal)

1000

1000
500
0

最大応答加速度RMS(gal)

りんくうＪＣＴ

入路

泉佐野南

泉佐野北

出路

貝塚

岸和田南

岸和田北

泉大津

助松・助 松ＪＣ Ｔ

高石

浜寺

石津

出島

大浜

三宝ＪＣ Ｔ

南港南

南港中

南港北

天保山Ｊ ＣＴ

北港ＪＣ Ｔ中島

尼崎東海 岸
尼崎末広

鳴尾浜

甲子園浜

西宮浜

南芦屋浜

深江浜

住吉浜
魚崎浜
六甲アイ ランド 北

りんくうＪＣＴ

入路

泉佐野南

泉佐野北

貝塚

岸和田南

岸和田北

泉大津

助松・助 松ＪＣ Ｔ

高石

浜寺

石津

出島

大浜

三宝ＪＣ Ｔ

南港南

南港中

南港北

天保山Ｊ ＣＴ

北港ＪＣ Ｔ中島

尼崎東海 岸
尼崎末広

鳴尾浜

甲子園浜

西宮浜

南芦屋浜

深江浜

住吉浜
魚崎浜
六甲アイ ランド 北

出路

0

55
距離 (km)

5

10

15

橋脚天端

（a）最大応答加速度

図-8

25

30

35

40

45

50

55
距離 (km)（a）最大応答加速度（b）伸縮継手部の段差量
橋脚の最大応答加速度及び伸縮継手部段差（Case_1 上町断層）

図-9（b）伸縮継手部の段差量
橋脚の最大応答加速度及び伸縮継手部段差（Case_2 南海トラフ）
表-5

高さは段差量を示す
(cm)
200
0

被災度判
定区分

耐荷力

走行性ランク走行性a（40cm以上）
b（20～40cm)
c（20cm未満）

図-10

20
基礎

ランク

被災度評価判定表

定義

As

落橋

落橋した場合A

大被害

耐荷力の低下に著しい影響のある損傷を生じており、落橋など致
命的な被害の可能性がある場合

B

中被害

耐荷力の低下に影響のある損傷であるが、余震・活荷重などによる被害の進行がなければ、当面の利用が可能な場合

C

小被害

短期間には耐荷力低下に影響のない場合

D

被害なし

耐荷力に関して特に異常が認められない場合a

通行不可 走行できない場合b

通行注意 異常は認められるが、走行できる場合

c

被害なし

α

残留変形が大きく、下部構造の撤去・再構築も含めた本復旧の検残留変形討が望ましい。例えば橋脚の残留傾斜としては1/100（rad）程度が大目安となる。

β

残留変形 補修・補強による本復旧が可能な残留変位に収まっている小

復旧性

走行性に関して特に異常が認められない場合

走行性判定結果（上町断層）

基礎及び橋脚天端における最大応答加速度・変位分布を図-8，9に示す．最大応答加速度について，
Case_1とCase_2を比較すると，南海トラフ地震動と上町断層地震で基礎や橋脚天端の加速度応答分布が異なっており，様々な震源域を想定した地震応
答シミュレーションによる被害確率に基づく危険度評価ができる可能性を示した．
現段階で橋脚の非線形性を考慮した解析を実施しており，各橋脚断面の応答ひずみ値等を抽出することで橋脚の損傷程度を定量的に評価することが可能となる．
（3）伸縮継手部の段差量
支承の最大水平反力を水平耐力で除した応答耐力比と伸縮継手部における段差量の分布を図-8，9に示す．
ここで，2011年東北地方太平洋沖地震において発生した仙台東部道路では，支承が水平方向に完全に破断しても，支承高さ（台座高さを含む）分

の段差が生じるのではなく，一定の高さは確保されていた．そこで本検討では，支承の最大水平反力が耐力を超えている場合に支承が破壊すると判定し，伸縮継手部に発生する段差量については，
対象支承の支承高さの1/2の段差が発生するものと仮定して算出した．
図-8，9より，南海トラフ地震では上町断層地震に比べ多数の支承が破壊し，段差量が20cmを超える箇所も多くなっていることがわかる．また，図10に走行性判定結果を示す．本検討では，3ランク(a:通行不可，b:通行注意，c:被害なし)に分類し，支承高さに基づき走行性判定を試みた結果，閾値の設定等に課題は残るものの地震発生後の走行性評
価ができる可能性を示した．

５．まとめ
本研究では，上町断層を震源とする都市直下型

54

2. 2018 年度の発表論文

地震および南海トラフを震源とする海溝型地震が発生した際の広域道路ネットワークの地震応答シ
ミュレーションについて検討した．本検討で得られた知見を以下に示す．
(1) 阪神高速湾岸線約55kmの大規模な解析モデルを自動構築し，震源域から構造物モデルまでの地
震応答シミュレーションを実施する仕組みを構築
した．
(2) 広 域 地 震 応 答 シ ミ ュ レ ー シ ョ ン に よ り ， 約
1800基の橋脚それぞれの応答加速度や応答変位を算出した．これにより，橋脚単体のみならず，区間単位での損傷程度を推定できる可能性を示した．
(3) 地震応答シミュレーションにより得られた支
承の最大水平反力から，一定の仮定の下，伸縮継手部における段差量を算出した．この段差量から，
地震発生後の路線単位の走行性を評価することができる可能性を示した．
(4) 本検討では，上町断層を震源域とする場合と南海トラフを震源域とする場合で応答変位や段差量の結果から，様々な震源域を想定した地震応答
シミュレーションを実施することにより，被害程度を評価できる可能性を示した．
今後，解析モデルの構築範囲を阪神高速全路線の橋梁やトンネル構造物に展開していくとともに，地盤モデルの3次元化など，解析手法や解析モデルの精度レベルを向上させていく． また，複数の震源モデルを用いたシミュレーションにより，区間単位での被害確率から危険度評価を行うとともに，
表-5に示すような被災度判定表17)を参考に被災度判定評価を実施するための閾値の適切な設定を行う．
謝辞：本研究は，阪神高速道路(株)と(株)地震工学研究開発センターとの「巨大地震発生時における阪神高速湾岸線の全体系応答シミュレーションに関する共同研究」の成果の一部であり，国立研
究開発法人理化学研究所のスーパーコンピュータ「京」を利用して得られたものである（課題番号：hp170089）．ここに記して関係各位に謝意を
表する．

参考文献
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55

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第 21 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（2018 年 7 月）

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2. 2018 年度の発表論文

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2. 2018 年度の発表論文

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48

), pp.742-750,, 2016.

65

c 20cm阪神高速道路では，スーパーコンピュータ「京」を用い，今後発生が技術レポート予想される南海トラフ地震や都市直下型地震等の震源域を想定した広域道路ネットワークの地震応答シミュレーションに関する研究を進めている。本稿では，阪神高速道路湾岸線を対象に，上町断層を震源域とする
地震応答シミュレーションを行った事例について報告する。

阪神高速道路における広域道路ネットワークの地震被害シミュレーションの実現に向けた取組み
服
大
篠

部
石
原

匡
秀
聖

洋＊
雄 ＊＊
二 ＊＊＊

ション上では，海溝型地震や内陸直下型地震の震源域

はじめにの違い，震源域の断層のすべり量による地震規模の違

阪神高速道路では，1995 年１月 17 日に発生した兵

い等，あらゆる条件を考慮した解析を行うことができ

庫県南部地震により甚大な被害を受けて以降，橋梁のる。このため，多数のシミュレーションを実施し，そ下部構造の耐震補強や上部構造の落橋防止対策等，構れらの結果から損傷の生じやすい路線および区間を明造物の被害を最小に留めるよう対策を行っている。まらかにすることで，優先的に耐震補強工事を実施すべ

た，災害時にも関西圏のライフラインとして機能する

き路線・区間が明らかになると考えられる。また，地ことを目指した防災・減災対策にも積極的に取り組ん

震直後に高速道路の路面上に生じうる段差量を評価すでいる。その取組みの１つとして，今後発生が予想さることができれば，出入口・ジャンクション区間単位れる南海トラフ地震や都市直下型地震のようなさまざ

での緊急車両の通行可否を予測することができ，災害

まな震源域を想定した広域道路ネットワークの地震応時の緊急輸送計画の立案にも役立つと考えられる。

答シミュレーションに関する研究を進めている。これ

このような大規模な地震応答シミュレーションを行

は，一般的な橋梁の設計に用いられる数径間程度の橋うためには，大規模な計算資源が必要となるが，近梁単位の地震応答解析ではなく，阪神高速道路全路線

年，国立研究開発法人理化学研究所のスーパーコン

を対象とした広域の地震応答シミュレーションを行う

ピュータ「京」をはじめとする大規模計算機が国内のことで，地震による構造物の損傷程度を路線単位やラ研究機関や大学に整備され，大規模な解析を容易に行

ンプ間の区間単位で評価するものである。シミュレー

うことができる環境が整いつつある。阪神高速道路では，2014 年より，「京」を用いた基礎研究として，仮想＊ （一財）
阪神高速道路技術センター調査研究部調査研究第の延長 20 ㎞ の連続高架橋を対象とした解析（図―１）

一課＊＊ （一財）阪神高速道路技術センター調査研究部調査研究第一課次長＊＊＊ 阪神高速道路㈱技術部技術推進室課長代理

高速道路と自動車や 1995 年兵庫県南部地震で被害を受けた東神戸大橋の損傷過程の再現解析を実施し，橋梁構造物の地震応

第 61 巻66

第 12 号2018 年 12 月

33

2. 2018 年度の発表論文

STEP3：構造物応答解析

図―１

延長約 20 ㎞ の仮想連続高架橋解析モデル

STEP2：表層地盤応答解析

答シミュレーションの実現に向けて取り組んできた。

STEP1：深層地盤応答解析

本稿では，広域道路ネットワークの地震被害シミュ

図―２

レーションの実務への実装に向けた検討の一例とし

地震応答シミュレーションの方法て，阪神高速道路湾岸線の約 55 ㎞ の区間を対象に，上町断層を震源域とする地震応答シミュレーションを手作業行い，地震発生後の走行性評価の可能性について検討

自動

座標情報 線形情報した事例について報告する。

線形はり要素（基本モデル）追加

COSMOSのデータベー
スから手作業で必要な情報を読みとるために時間とコストを要する。

１．地震応答シミュレーションの方法
広域道路ネットワークの地震応答シミュレーション

自動断面情報 材料情報
追加

路線単位で数値情報を段階的に整理し，順次，解析モデルの高精度化を図る

は，図―２に示すように STEP １：震源域から耐震
設計上の基盤面までの深層地盤応答解析，STEP ２：

ファイバー要素（詳細モデル）
自動板組情報 接合部情報

シェル・ソリッド要素（詳細モデル）

図―３ データベース COSMOS を用いたモデル化イメージ

耐震設計上の基盤面から地表面までの表層地盤応答解
析，STEP ３：構造物の基礎から上部構造までの構造物応答解析の３段階で実施する。ここで，耐震設計上は多大な時間と費用を要するため，既存のデジタルデーの基盤面とは，橋の耐震設計上振動するとみなす地盤

タベース（阪神高速地理空間情報システム COSMOS､の下に存在する十分堅固な地盤の上面を示す。各ス

図―３）を活用し，入力データ作成の効率化を図った。

テップの地震応答解析の結果を順次受け渡すことによ

また，表層地盤のモデル化（地盤定数），各橋脚のり，道路ネットワーク上の各構造物の応答や損傷を評

基礎ばねの算出にあたっては，関西圏地盤情報データ

価する。

ベースのボーリングデータに基づき設定した。

２． 解析モデルの構築における課題と対応⑵解析台帳の設計⑴ 既存データベースの活用

既存の橋梁に対して現在までに行われてきた耐震補

一般に，地震応答解析に用いる橋梁全体系解析モデ

強や補修工事に加え，今後の維持管理工事，路線延伸

ルは，竣工図面や設計計算書，ボーリングデータ等の等の将来の構造的変化による解析モデルの変更にも対情報を元にして，解析モデルに必要な上下部構造の節応する必要がある。そこで本研究では解析データ管理

点座標と剛性，支承条件，質量等の入力データを作成

用データベースの解析台帳を作成し，効率的な解析モする。本検討では，阪神高速道路全路線を対象として

デル構築を試みた。解析モデルはこの解析台帳によっ

おり，解析モデルを一般的な方法で構築していくことて自動的に作成され，今後の解析対象路線の拡大や解34

第 12 号高速道路と自動車

第 61 巻67

2018 年 12 月

析モデル高精度化によるモデル入れ替え，更新を一元的に管理できるよう構築した。

⒜拡大

⒜

天保山大橋

⒝

⑶段階的なモデル構築・精度向上

港大橋

広域道路ネットワークとして路線単位やランプ間の区間単位での損傷度を評価するためには，解析モデル

⒝拡大

図―４

の精度やシミュレーションの信頼性が求められる。こ

構造解析モデル例（港大橋付近）

れらの課題を解決するため，本研究では阪神高速道路
全路線を幾つかの区間に分け，それぞれの路線で段階

港大橋

的に解析モデルの精度向上を目指すものとした。
以上の方法により，現段階では，阪神高速道路全線
約 260 ㎞（約 9000 基の橋脚）のうち，湾岸線約 55 ㎞
（約 1800 基の橋脚）の範囲のモデル化を行っている。
構築したモデルの例として，港大橋付近の構造物モデ⒜地震発生後５秒

ルの一例を示す（図―４）。
３．上町断層を想定した地震応答シミュレーション
阪神高速道路湾岸線約 55 ㎞ を対象とした地震応答
シミュレーションの結果を示す。本検討では，路線全体への影響が大きいと考えられる上町断層帯による内陸活断層型地震を対象地震とした。対象地震の震源域⒝地震発生後15秒と震源断層パラメータは大阪府自然災害総合防災対策

図―５ 加速度伝播状況および構造物の応答変位（×3000 倍）���

検討を基に設定した。なお，本稿に示す広域道路ネッ
トワークシミュレーションは現時点で研究段階にあり，今後解析モデルの広域化・高精度化とともに，解析結果の精度検証を行っていくものである。
⑴加速度の伝播状況と橋梁の応答変位
図―５，図―６に加速度の伝播状況と橋梁の応答変⒜地震発生後５秒

位の一例として，上町断層の破壊に伴う加速度の伝播
状況と構造物の応答変位を示す。なお，図―５，図―６では構造物の変形がわかりやすいように変形倍率を3000 倍と極端に大きくし示している。上町断層北部に設定した破壊開始点から南方向に地震動が伝播していき，地震動の伝播に伴い橋梁の応答変位が増大して⒝地震発生後15秒

いる状況が確認できる。

図―６
高速道路と自動車

第 61 巻68

第 12 号

構造物の応答変位（×3000 倍）

2018 年 12 月

35

2. 2018 年度の発表論文⑵橋脚天端および基礎位置での最大応答加速度
橋脚天端と基礎の最大応答加速度の分布図（水平２
出路成分の自乗和平方根）を図―７に示す。今回の解析で最大応答加速度ＲＭＳ

（gal）
1500

は，最大応答加速度は南側でより大きな加速度となる傾向が見られる。特に大浜や泉大津付近で加速度が大
きく，橋脚天端の加速度が 1000gal 程度となっている

橋脚天端

入路

基礎

1000

500

0

ことがわかる。

0

5

図―７

10

15

20

25

距離

30

35

40

45

50

55
（㎞）

基礎および橋脚天端での最大加速度分布⑶伸縮継手部の段差量
伸縮継手部における段差量の分布を図―８に示す。
本検討では，支承の最大水平反力が耐力を超えている

出路

場合に支承が破壊すると判定し，伸縮継手部に発生す

（㎝）
100

る段差量については，対象支承の支承高さの１/ ２の80
段差量

段差が発生するものと仮定して算出した。図―８よ

40㎝以上

20～40㎝

5

15

入路

20㎝以下

60
40
20

り，今回の解析では支承が破壊に至る箇所が見られ，

00

支承高さの高い箇所では段差量が 40 ㎝ を超える箇所

10

20

25

30

35

40

45

50

距離

図―８

も多くなっていることがわかる。

55（㎞）

伸縮継手部の段差量

また，図―９に走行性判定結果を示す。本検討では，３ランク（a：通行不可，b：通行注意，c：被害

走行性ランク
a（40㎝～）なし）に分類し，支承高さに基づき走行性判定を試み

高さは段差量を示す
（㎝）
200
0

b（20～40㎝）

た結果，閾値の設定等に課題は残るものの地震発生後

c（～20㎝）の走行性評価ができる可能性を示した。
４．今後の展開
今後は，解析モデルの構築範囲を湾岸線から阪神高

大きな段差発生

段差ほとんどなし

速全路線の橋梁やトンネル構造物に展開していくとともに，地盤モデルの３次元化など，解析手法や解析モ

図―９

走行性判定結果

デルの精度レベルを向上させていく。また，2018 年
大阪府北部地震等において観測された地震データと地

参考文献〔１〕 岡 山 真 人， 後 昌 樹， 荒 川 貴 之：
「情報共有基盤（COSMOS）のあり方と今後について」，『阪神高速道路第 48 回技術研究発表会論文集』，2016｡〔２〕 関西圏地盤情報ネットワーク：関西圏地盤情報デー
タベース。https://www.kg-net2005.jp/index/db01.html〔３〕 大阪府：大阪府地震被害想定調査（大阪府自然災
害総合防災対策検討（地震被害想定）報告書）。http://
www.pref.osaka.lg.jp/kikikanri/higaisoutei/，2007.

震応答シミュレーション結果の比較を行い，解析の精度検証を行う予定である。さらに，複数の震源モデルのパターンを用いたシミュレーションにより，区間単位での被害確率からネットワークレベルの危険度評価
を行う。

36

高速道路と自動車

第 61 巻69

第 12 号2018 年 12 月

第 38 回地震工学研究発表会

長大トラス橋における 2018 年大阪府北部地震の地震観測記録と応答特性の評価
服部 匡洋 1・大石 秀雄 2・加藤 祥久 3
中村 真貴 4・馬越 一也 5・篠原 聖二 6
1 正会員 一般財団法人阪神高速道路技術センター 調査研究部（〒541-0054 大阪市中央区南本町 4-5-7）

E-mail: hattori_m@tech-center.or.jp
2 非会員 一般財団法人阪神高速道路技術センター 調査研究部（〒541-0054 大阪市中央区南本町 4-5-7）

E-mail: oishi@tech-center.or.jp
3 正会員 一般財団法人阪神高速道路技術センター 調査研究部（〒541-0054 大阪市中央区南本町 4-5-7）

E-mail: yoshihisa_kato@tech-center.or.jp
4 正会員 株式会社地震工学研究開発センター（〒880-0902 宮崎県宮崎市大淀 3-5-13）

E-mail: nakamura@eerc.co.jp
5 正会員 株式会社地震工学研究開発センター（〒880-0902 宮崎県宮崎市大淀 3-5-13）

E-mail: magoshi@eerc.co.jp
6 正会員 阪神高速道路株式会社 技術部（〒541-0056 大阪市中央区久太郎町 4-1-3）.

E-mail: masatsugu-shinohara@hanshin-exp.co.jp

阪神高速道路全線 260km を対象とした広域ネットワークシミュレーションの精度検証に向けた取り組みの一環として，2018 年 6 月 18 日 7 時 58 分に発生した大阪府北部地震において加速度が観測された観測局
22 箇所のうち，長大トラス橋である港大橋を対象とし，当該観測局にて観測された地表面加速度を入力とした地震応答解析を実施することで，港大橋の地震時の応答評価を試みたものである．桁端部及び桁中央部における計測値と解析値を比較した結果，床組免震のモデル化等の影響により，解析結果は計測結果に比べわずかに長周期となる傾向を示したが，変位応答の主要な卓越周期を概ね再現することができ，地震応答解析における構造解析モデルの妥当性を示した．

Key Words: long span truss bridge,2018 Osaka-fu hokubu Japan earthquake,seismic response analysis,
seismic observation

1. はじめにく，阪神高速道路全路線を対象とした広域の地震応答シ
ミュレーションを行うことで，地震による構造物の損傷

阪神高速道路では，1995 年 1 月 17 日に発生した兵庫程度を路線単位やランプ間の区間単位で評価するもので

県南部地震により甚大な被害を受けて以降，橋梁の下部ある．著者らは，広域道路ネットワークの地震被害シミ

構造の耐震補強や上部構造の落橋防止対策等，構造物の被害を最小に留めるよう対策を行うともに，災害時にもュレーションの実務への実装に向けた検討の一例として，
阪神高速道路湾岸線の約 55 km の区間を対象に，上町断

関西圏のライフラインとして機能することを目指した防層を震源域とする地震応答シミュレーションを行い，地災・減災対策にも積極的に取り組んでいる．その取り組
みの 1 つとして，今後発生が予想される南海トラフ地震

震発生後の走行性評価の可能性を示したが，シミュレー
ションの精度については今後の検討課題として残っていや都市直下型地震のような様々な震源域を想定した広域る．

道路ネットワークの地震応答シミュレーションに関する

 他方で，阪神高速道路では地震発生時の迅速な交通管

1), 2)を進めている．これは，一般的な橋梁の設計に制対応や構造物の地震挙動の把握の観点から，兵庫県南用いられる数径間程度の橋梁単位の地震応答解析ではな

部地震以前から地震観測システムを順次整備しており，

研究

1

70

2. 2018 年度の発表論文

22 箇所の観測局で地表面や橋脚天端，上部構造内での加速度の計測を行っている 3)．2018 年 6 月 18 日に発生した大阪府北部地震では，港大橋をはじめとする長大橋部や震源発生域に近い守口線の高架橋部などの複数の観測局で加速度が観測された．
以上を踏まえ，本検討では広域ネットワークシミュレーションの精度検証に向けた取り組みの一環として，大阪府北部地震において加速度が観測された観測局のうち，
長大トラス橋である港大橋を対象とし，当該観測局にて観測された地表面加速度を入力とした地震応答解析を実施することで，港大橋の地震時の応答評価を試みたものである．なお，港大橋については，これまで金治ら 4)
により 2000 年鳥取県西部地震や 2004 年紀伊半島沖地震

図 対象橋梁一般図（単位：mm）

を対象に，固有周期や減衰などの動的特性の検証が行われているが，これは供用当初の構造を基に検討されたものであり，兵庫県南部地震以降港大橋で実施された床組
免震や座屈拘束ブレース等の耐震補強が構造解析モデルに考慮されていない．このため，本検討ではこれらの耐骨組み表示

震補強を反映した構造モデルを用いた現況構造を対象とファイバー表示して検討を行い，そのモデル化が地震時応答に及ぼす影※基礎－地盤系：固定

響について考察を行った．

図解析モデル

2. 対象橋梁・解析モデルの低減が橋軸方向ほど期待できないことが示唆されたた
め，鋼製履歴型ダンパーによる高減衰化を図っている．

 橋梁概要鋼製履歴型ダンパーとしては座屈拘束ブレース(BRB)を

図 に対象橋梁の一般図を示す．本橋は全長 980 m，支間割 235 + 510 + 235 mの 3 径間ゲルバートラス橋であ採用し，2 次部材である中間支点部上における主構対傾
構及び側径間における横構に座屈拘束ブレースを設置し5)る ．吊径間部はアイバー支承を介して支持されており， ている．
鋼床版桁によるダブルデッキ構造を有する．また，架設箇所は埋め立て地であり，厚く沖積層が堆積する軟弱地盤であるため，中間橋脚 P2，P3 基礎には剛性の高いニ

 解析モデルューマチックケーソンが採用されている．

ファイバー要素で構成された立体骨組み構造の解析モデ

対象橋梁の解析モデルを図 に示す．本検討では，
ルを用いており，主構の弦材・鉛直材・斜材，下部構造，
アイバー支承はすべてファイバー要素でモデル化した 8)．

 耐震補強概要
対象橋梁は 1974 年 7 月に供用開始され，1995 年 1 月

端部橋脚上の支承については線形ばねとした．

17 日兵庫県南部地震では床組を支持する BP 支承において橋軸方向を拘束するストッパーが破断するなどの被害

また，対象橋梁では，これまで床組免震構造への改良や BRB の設置などの耐震補強工事が実施されている．

が見られたが，震源発生域から離れていたこともあり大今回の検討では構造解析モデルの妥当性の検証が目的できな損傷は免れた．この地震を機に道路橋示方書・同解説Ⅴ耐震設計編 6)が改訂され，レベル 2 地震動の導入にあることから，これらの耐震補強をすべて反映し現況構

よる設計時の入力地震動が引き上げられたことを受け，震構造として設置された積層ゴム支承は非線形ばね要素

これまで耐震補強工事が実施されてきた 7)．橋軸方向にで，BRB はファイバー要素でモデル化した．基礎－地

対しては長周期化することにより応答低減の効果が大き盤系については，本検討では基礎ばねを考慮せず固定支いことが見込まれ，免震構造を採用することが有効であ持とした．

造を忠実に再現した構造解析モデルとするため，床組免ると考えられた．このため，鋼床版桁を支持する支承を本検討で使用した構造解析モデルの総節点数は 14337，

すべてすべり免震支承に取替え，床組免震構造としてい要素数は 17040，ファイバー積分点数は 823052 であった．

る．また，橋軸直角方向に対しては長周期化による応答
271

3. 地震観測ることとする．

 地震記録

4. 検討フロー

本検討では，2018 年 6 月 18 日に発生した大阪府北部
地震（気象庁マグニチュード MJMA=6.1）を対象とした．
阪神高速道路の路線と対象橋梁位置，震源周辺の主な断

港大橋観測局にて観測された地表面加速度を用い構造

層と，大阪北部地震の震央との位置関係を図 に示す． 解析モデルの精度検証を行うための検討フローを図
震央である大阪府北部から対象橋梁までは約 28 km 離れに示す．本検討では，①地表面で観測された加速度を入ており，対象観測局では震度 4 を記録した．なお，この力とした地震応答解析を行い，②桁端部，③桁中央部の地震により対象橋梁に被害は確認されなかった．

解析結果と計測結果を比較することで精度検証を行う．
解析結果と計測結果を比較するにあたり，加速度波形

 計測機器図，表 に計測器の設置位置と計測チャンネルにに対しバンドパスフィルター処理（すべての波形に対し，
低域遮断周波数：0.05 Hz，高域遮断周波数：20 Hz，遷ついて示す．図に示す通り，港大橋では①地表部，②主移帯域幅：0 Hz）を行い，入力波形として用いることと構桁端部（以下，②桁端部），③主構桁中央部（以下，③桁中央部）の 3 箇所に速度計を配置し計測を行っていした．観測された加速度波形をそのまま用いなかったのは，③桁中央部の計測変位に観測時の計測誤差やノイズと思われる 30 s 程度の長周期波が含まれていたためであ9)る．計測にはサーボ型速度計 を使用している．この速度計では橋軸方向，橋軸直角方向，鉛直方向の 3 方向成る．遮断周波数については，地震時の構造応答に問題の分の加速度及び速度を計測しており，変位は計測されたない範囲であり，解析結果に波形処理の影響が及ばない

速度を別途積分し算出している．このため，港大橋観測
局では計 27 成分の計測データが得られる．なお，本稿よう配慮している．また，解析値と比較する速度，変位
表 地震計計測チャンネル

では計測場所を示す 3 箇所には①地表部，②桁端部，③桁中央部に対し，それぞれ○□△の記号を統一的に用い
2018年
大阪府北部地震震央

有馬－高槻断層

約27.6 km

六甲・淡路断層帯

①地表部

○

②桁端部

□

③桁中央部

△

加速度
速度
変位
加速度
速度
変位
加速度
速度
変位

生駒断層帯

対象橋梁

橋軸

直角

鉛直

CH1
CH4
CH7
CH10
CH13
CH16
CH19
CH22
CH25

CH2
CH5
CH8
CH11
CH14
CH17
CH20
CH23
CH26

CH3
CH6
CH9
CH12
CH15
CH18
CH21
CH24
CH27

CH数
3
9
3
3
3
9
3
3
3
9
3
3

上町断層帯
観測記録
②桁端部

①地表部
Acceleration

1000図対象橋梁と付近の断層帯

0

50

100

150

0

200

-100

③桁中央部

Acceleration

200

0

50

100

150

200

-200

計測加速度にバンドパスフィルター処理②③
Acceleration

100

0

①

0

0

-200
0

50

100

150

200

50

②

150

200

Displacement

10

0

比較
解析値

①

100

加速度

-100

①地表部の
計測加速度

積分

Acceleration

200

0

50

③桁中央部

固定点に入力図検討フロー
3

72

150

200

変位
計測値

②桁端部

解析モデル

図 計測器設置

100

-10

2. 2018 年度の発表論文

は波形処理した加速度を積分することによって算出した．
これらは観測記録された生データと区別するために“計測値”と呼ぶ．
解析には汎用骨組解析プログラム SeanFEM10)を用いた．
地震動の入力はすべての固定点に①地表部の波形を直接入力する地動計算とした．これにより応答値は絶対変位で算出されることから，解析値と計測値をそのまま比較

D 橋軸・鉛直1次モード (T = 3.84 s)

することとした．

5. 固有振動特性と減衰 固有振動特性
固有値解析結果を表 に示す．また，橋軸・鉛直方E 橋軸・鉛直2次モード (T = 3.42 s)

向の主要な固有モードを図 に，橋軸直角方向の主要な固有モードを図 に示す．対象橋梁では床組免震としてすべり支承が用いられているため，固有値解析にあたっては，文献 11)を参考に桁連結された 5 径間の床組
周期が 3 秒となるような等価剛性を持つ線形ばね要素に置き換え構造物周期を求めた．ここで，床組周期とは桁連結された 5 径間の床組重量と積層ゴム支承及びすべり免震支承の等価剛性から求めた周期である．

F 橋軸・鉛直3次モード (T = 1.24 s)

固有周期の最低次数は吊径間部が橋軸直角方向に変形する対称モードであり周期は 4.659s である．この 1 次モ

図主要固有モード（橋軸・鉛直方向）

ードにおける有効質量比は約 32％であるが，側径間が橋軸直角方向に変形する 15 次モードにおける有効質量比が約 50％と 1 次モードよりも大きいことから，地震時には 15 次モードの寄与が大きいと予想される．
橋軸方向・鉛直方向の振動モードは側径間部の変形に
表固有値解析結果
モード
減衰定数
モード形状
(s)
X
Y
Z
hi (%)
1
4.659 0.0% 32.3% 0.0%
1.4% 直角（中央径，間対称）
23.845 3.3% 0.0% 6.6%
1.2% 橋軸・鉛直（対称）33.418 40.3% 0.0% 0.2%
0.7% 橋軸・鉛直（逆対称）43.186 0.1% 0.0% 0.2%
0.2% 橋軸・鉛直（逆対称）53.050 0.1% 0.0% 0.0%
0.0% 道路桁モード
63.031 0.2% 0.0% 0.0%
0.0% 道路桁モード
73.031 0.3% 0.0% 0.0%
0.0% 道路桁モード
83.021 0.0% 0.0% 0.0%
0.0% 道路桁モード
93.020 0.0% 0.0% 0.0%
0.0% 道路桁モード
103.016 0.0% 0.0% 0.0%
0.0% 道路桁モード
113.015 0.0% 0.0% 0.0%
0.0% 道路桁モード
122.882 0.1% 0.0% 4.5%
0.4% 橋軸・鉛直（対称）132.645 0.0% 0.0% 0.0%
1.1% 直角（中央径間，逆対称）
142.562 1.6% 0.0% 0.0%
0.9% 橋軸・鉛直（逆対称）152.009 0.0% 49.8% 0.0%
1.3% 直角（側径間）
161.986 0.0% 0.2% 0.0%
1.3% 直角（側径間）
171.427 0.1% 0.0% 27.8%
1.2% 橋軸・鉛直（対称）181.387 0.0% 0.3% 0.0%
1.1% ねじりモード
19
1.243 2.3% 0.0% 0.1%
1.2% 橋軸・鉛直（逆対称）201.174 0.0% 1.6% 0.0%
1.2% 直角・ねじり
211.110 0.0% 0.0% 0.0%
1.3% 直角・ねじり
220.977 4.3% 0.0% 13.8%
1.0% 橋軸・鉛直
230.921 3.5% 0.0% 12.7%
1.3% 橋軸・鉛直
240.866 0.0% 2.1% 0.0%
1.1% ねじりモード（側径間）250.860 0.0% 0.0% 0.0%
0.9% ねじりモード（側径間）260.845 0.0% 0.0% 0.0%
1.3% 直角（対称）270.823 0.0% 0.0% 0.0%
1.0% ねじりモード（逆対象）
28
0.738 1.3% 0.0% 0.2%
1.1% 橋軸・鉛直（逆対称）290.714 0.0% 0.0% 0.0%
1.4% 直角（逆対称）300.637 0.0% 0.1% 0.0%
1.1% 橋軸・鉛直（対称）橋軸・鉛直方向の主要モードを示す．
直角方向の主要モードを示す．

次数

周期

有効質量比

D 直角1次モード (T = 4.66 s)n

E 直角2次モード (T = 2.01 s)

F ねじり1次モード (T = 1.39 s)
図主要固有モード（直角・ねじり方向）
473

固有周期の比較

伴いゲルバーヒンジ部が回転するモードが卓越しており，
非対称モードである 3 次モード（周期 3.418 秒）におけ㻡㻌㻚㻌㻜㻌
5
㻠㻌㻚
㻌㻡㻌
4.5

る有効質量比が約 40 %と最も大きく，地震時の振動に㻠㻌㻚㻌㻜㻌
4

固有周期 (s)対する寄与が大きいと考えられる．
また，文献 4)で示される固有値解析との比較を行い，今回使用する構造解析モデルの妥当性の確認を行った．

㻟㻌㻚
㻌㻡㻌
3.5
㻟㻌㻚㻌㻜㻌
3
㻞㻌㻚
㻌㻡㻌
2.5
㻞㻌㻚㻌㻜㻌
2
㻝㻌㻚
㻌㻡㻌
1.5
㻝㻌㻚㻌㻜㻌
1
㻜㻌㻚
㻌㻡㻌
0.5

固有モードが等しいモードにおける周期の比較を図に示す．どの固有モードにおいても今回の解析モデルの周期が長くなり，特に橋軸 2 次で固有周期の差異が大き㻜㻌㻚㻌㻜㻌
0

い結果となった．文献 4)で示される構造解析モデルは耐震補強が考慮されていないことから，橋軸方向において

直角1次

鉛直1次

橋軸1次

直角2次

橋軸2次

文献1)
文献 㻠㻕㻌

4.38

3.32

2.75

1.86

1.37

本解析

4.66

3.84

3.41

2.01

3.18

本解析'

4.66

3.66

2.99

2.01

1.37

図同一固有モードにおける周期の比較

は耐震補強対策のすべり免震支承によるモデル化が固有周期に影響したと考えられる．このため，すべり免震支
承を固定（図 中，本解析’）とし同一モードにおける固有周期の比較を行った．その結果，固有周期が概ね一致し，今回使用する構造解析モデルは文献 4)の構造解析モデルと耐震補強対策のすべり免震支承による違いのほかは大きな違いがないことを確認した．また，床組免震を構造解析モデルに考慮することにより橋軸方向，橋軸
直角方向ともに長周期化することから，耐震補強のコン
セプトと合致することを確認した．
D 橋軸方向6. 計測値の分析①地表部では，最大約 80gal の加速度が観測された．
計測された加速度に対し，バンドパスフィルター処理を行ったのち，(1)ウェーブレット解析，(2)絶対加速度応
答スペクトル，(3)RD 法による自由減衰波形から計測値の分析を行った．
 ウェーブレット解析

E 直角方向①地表部の計測値に対するウェーブレット係数のコンター図を図 に示す．ウェーブレット解析では時刻歴波形を時間-周期領域で分解するため，時間ごとの周期特性を捉えられるのが特徴である．橋軸方向では時刻
15 秒付近から 0.2 秒から 3 秒までの広範囲の周期で卓越が見られ，時間が経つにつれ 2 秒から 3 秒までの周期に収束する傾向が確認できる．また，橋軸直角方向，鉛直方向についても概ね同様の傾向が確認できることから，
2 秒～3 秒程度の振動モードが励起されると予想される．

F 鉛直方向 絶対加速度応答スペクトル①地表部における加速度応答スペクトルを図 に示す．また，対象橋梁架橋位置の地盤はⅢ種地盤であることから，道路橋示方書・同解説Ⅴ耐震設計編 12)に示されるⅢ種地盤におけるレベル 2 地震動タイプⅠ，タイプⅡ

図 ①地表面部の加速度波形（上段）とウェーブレット係数（下段）
574

2. 2018 年度の発表論文

Acceleration (gal)

100

100

50
0
-50

0

50

100

150

200

(s)

-100

D 加速度（計測値）
Free vibration
(gal)

1

RD wave

T=1.04s, h=3.3%

0.5

10

0

-0.5

0

2

4

6

8

10

(s)

-1

0.1

1

図③桁中央部（橋軸方向）の計測波形分析
100

10Acceleration (gal)0.1

E RD法による自由減衰波形

橋軸
直角
鉛直
道示タイプⅠ（Ⅲ種地盤）
道示タイプⅡ（Ⅲ種地盤）

1

Period (s)図①地表部の加速度応答スペクトル
標準加速度応答スペクトルとの比較を行った．図 より，計測値の最大加速度応答は最大でも 200 gal 程度

50
0
-50

0

50

100

150

200

(s)

-100

D 加速度（計測値）
1（橋軸直角方向）であり，標準加速度応答に比べ小さい．
また，計測値は鉛直方向，橋軸直角方向において周期0.3 秒付近で明確に卓越するのに対し，橋軸方向ではFree vibration(gal)

Acceleration response spectrum (gal) h=5%

1000

0

-0.5

0.35 秒または 0.9 秒付近で卓越する．

RD wave

T=0.88s, h=1.2%

0.5
0

2

4

6

8

10

(s)

-1

E RD法による自由減衰波形
図③桁中央部（直角方向）の計測波形分析

 5' 法による自由減衰波形
RD 法により求めた③桁中央部における橋軸方向の自5%由減衰波形を図 に，橋軸直角方向の自由減衰波形を

αM (α=0.035403)

図 に示す．ここで，自由減衰波形は，③桁中央部のβK (β=0.001369)4%加速度波形の卓越周期付近をバンドパスフィルター（バンド幅 0.1 秒）で抽出した波形から求めた．減衰定数はh (%)

C=αM+βK

橋軸方向で 3.3％，橋軸直角方向で 1.2％であった．

3%
2%

1%

7. 地震時の再現性0%観測された①地表面部における加速度を入力とした地

0

2

4

6

8

10

Period (s)図レーリー減衰

震応答解析を実施し，対象橋梁の②桁端部及び③桁中央部における加速度や変位の再現を試みた．
地震応答解析を実施するにあたり，図 に示す減衰には水平 2 方向と上下方向のモード寄与率のベクトル和

認するためである．図 E より②桁端部においては外を重み係数として最小二乗法で係数α，βを決定するレ

桁中央部では解析値の外形が計測値の外形に比べ大きく，形，卓越方向ともに再現した．しかし，図 F より③13)ーリー型減衰モデル を用いた．

解析は変位を大きく評価する結果となった．

 並進変位オービット

 変位応答及びフーリエスペクトル

計測と解析の並進変位オービットの比較を図 に示

変位応答とフーリエスペクトルの解析値と計測値の比

す．ここで，図 D には①地表部での比較を示した．

較を図～図 に示す．

これは，①地表部は地震動の入力点であることから，入D 橋軸方向力地震動（計測値）と応答（解析値）が一致するのを確図 に橋軸方向の変位応答の比較を示す．図 E
6

75

40

計測値

卓越周期 2.0 s から側径間の直角 2 次モードに該当すると考えられるが，このモードは最低次数である直角 1 次

解析値

モードよりも有効質量比が大きいことから，地震時振動20への寄与率が大きく共振しやすいと考えられる．このた

Y (mm)

め，入力地震動の主要動が終わったあとも揺れ戻しが発
-40

-20

0

0

20

生し，変位応答が大きくなったと考えられる．

40

図 F より，③桁中央部においては，固有周期の最低次数である 4.659 s に近い周期帯で卓越が見られた．

-20

解析値では 4.68 秒で卓越するのに対し，計測値では 4.31

-40

X (mm)

秒で卓越しており，解析値が計測値に比べ多少長周期とD ①地表部なる傾向となった．また，図 F より，③桁中央部に

80

解析値

おいて解析値では計測値にない複数の卓越周期があるこ

計測値とが確認された．

40

Y (mm)F 鉛直方向
-80

-40

0

0

40

図 には鉛直方向の加速度応答と変位応答の比較を80示す．図 E より，②桁端部においては解析値と計測
値ともに 1.62 秒で卓越しており，固有周期が一致した．

-40

また，加速度波形の形状についても概ね一致することが-80確認された．

X (mm)

E ②桁端部
80

 再現性に関する考察

解析値
計測値

本検討における地震応答解析は主要な周期帯におけるY (mm)

40

-80

-40

0

対象橋梁の周期特性や地震時の変位応答を概ね再現でき，
本検討における構造解析モデルの妥当性を示すことがで040

きるものと考えられる．

80

しかしながら，橋軸方向，直角方向ともに，わずかに-40長周期となる傾向にあった．また，解析値が計測値よりも比較的大きな応答を示す傾向にあり，特に③桁中央部-80

X (mm)

における変位応答の違いは顕著であった．

F ③桁中央部

前者については，解析モデルにおける剛性評価が実構

図並進変位オービット

造よりも小さいことが原因として考えられる．図 よりすべり免震支承を固定とすることにより対象橋梁の固有周期が短周期側に変化すること，既往文献 4)では耐震

より，②桁端部において解析結果では周期 1 秒以降の主要な周期帯で 2.98 秒の卓越周期が現れるのに対し，計補強以前の構造解析モデルを用いて遠方のより小さな地

測結果では 2.73 秒の卓越周期が現れており，解析値が震動の入力により精度の高い再現が行われ構造同定が図

計測値に比べ多少長周期となる傾向にある．解析値，計測値ともに 3.0 秒付近で卓越している周期帯は表 に示られていることを踏まえると，耐震補強として実施された床組免震のモデル化が解析値と計測値の周期差に影響す固有周期の 2.882 s に対応していると考えられる．

を及ぼしていると考えられる．また後者については，周E 橋軸直角方向期特性はわずかに長周期となる傾向はあるものの概ね解図 に橋軸直角方向の加速度応答と変位応答の比較

析で評価できていることから，実現象の地盤による逸散を示す．図 E より，②桁端部において解析値では2.00 秒で卓越するのに対し，計測値では周期 1.72 秒で卓減衰等の減衰効果など，減衰特性を精緻に評価できてい越しており，橋軸方向と同様に解析値は計測値に比べ長周期になる傾向にある．周期 2 秒付近で卓越している周討で使用した構造解析モデルに対し床組免震のすべり支

期帯は表 に示す固有周期の 2.01 秒（直角 2 次モー

よって更なる精度検証が可能となると考えられる．

ないことが原因と考えられる．これらについては，本検承の摩擦係数の評価等に着目した検討を実施することにド）に対応していると考えられる．また図 E より，②桁端部の橋軸直角方向変位では解析値の時刻 60 秒以
降で振幅が大きくなる波形形状が確認できる．解析値の776

2. 2018 年度の発表論文

70
60
50
40
30
20
10
0

0.1

1

10

450

2.98s

400

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

450

2.82s

2.82s

80

350
300
250
200

2.73s

150
100
50
0

0.1

1

Period (s)

10

1.34s

400

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

90

350
300
250
200

2.98s

150
100
50
0

0.1

1

Period (s)10Period (s)D ①地表部
E ②桁端部
F ③桁中央部
図変位応答（上段）とフーリエスペクトル（下段）（橋軸方向）

0

20

40

60

80

100

(s)

-20

-40

0

0

20

40

60

80
60
40
20
0

0.1

1

10

100

(s)

計測値

解析値

700

500
400
300

200
100
0

0.1

1

Period (s)

0

20

40

60

500

1.72s

600

0

80

100

(s)

-40

-80

2.00s

800

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

6.55s

80

-40

900

6.55s

100

80

解析値

40

-80

120

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

計測値

40

10

4.31s

450

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

0

80

解析値

Displacement
(mm)

計測値

20

Displacement(mm)

Displacement
(mm)

40

4.68s

1.18s

400
350

1.40s

300
250

200
150
100
50
0

0.1

1

Period (s)10Period (s)D ①地表部
E ②桁端部
F ③桁中央部
図変位応答（上段）とフーリエスペクトル（下段）（直角方向）

20

40

60

80

100

(s)

-10

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

0

20

40

60

80

100

(s)

-5

3.21s

35
30
25
20
15
10
5

0.1

1

10

解析値

0

20

40

60

1.52s

3.49s

80

100

(s)

-60

500

50
3.21s
40
30
20
10
0

0

-30

60

3.21s

40

計測値

30

-10

45

0

0

60

解析値

Displacement
(mm)

0

計測値

5

0.1

Period (s)110Period (s)Displacement Fourier Spectral (mm.s)

0
-5

10

解析値

Displacement
(mm)

計測値

5

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

Displacement
(mm)

10

450

400
350

3.09s

300
250

200
150
100
50
0

0.1

1

10

Period (s)D ①地表部
E ②桁端部
F ③桁中央部
図変位応答（上段）とフーリエスペクトル（下段）（鉛直方向）

8. おわりに期側に評価する傾向にあった．過去に耐震補強以前の構造解析モデルを用いて精度の高い再現が行本検討では広域ネットワークシミュレーションの精度

われ構造同定が図られていることを踏まえ，耐震検証に向けた取り組みの一環として，大阪府北部地震に補強として実施された床組免震のモデル化が影響

おいて加速度が観測された観測局のうち，長大トラス橋を及ぼしていると考えられる．
である港大橋を対象とし，当該観測局にて観測された地

地震時の変位応答については，解析値が計測値よ表面加速度を入力とした地震応答解析を実施することで，りも比較的大きい傾向にあり．長大トラス橋にお港大橋の地震時の応答評価を試みたものである．

ける減衰特性の評価に課題を残した．



本検討における解析値は主要な周期帯において卓
越周期や変位応答を概ね再現でき本検討で使用し謝辞：本研究は，阪神高速道路(株)と(株)地震工学研究

た構造解析モデルの妥当性を示した

開発センターとの「巨大地震発生時における阪神高速道

解析では橋軸方向，直角方向ともにわずかに長周路の全体系応答シミュレーションに関する共同研究」の
877

全路線を対象とした構造物地震応答解析の精度の検証に向けた取り組みの一環として行ったものである．ここに記して関係各位に謝意を表する．

8)

参考文献
1)

松下麗菜，篠原聖二，馬越一也，中村真貴，本橋英9)樹，服部匡洋：広域道路ネットワークにおける地震
応答シミュレーションの実現可能性に関する検討，
2)

3)

4)

5)
6)
7)

地震工学研究発表会，2017.
服部匡洋，安藤高士，大石秀雄，馬越一也，中村真貴，篠原聖二，高田佳彦，西岡勉：広域道路ネット
ワークにおける地震被災危険度評価に関する検討，
第 21 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，2018．
篠原聖二，中村雄基，玉置侑人，高橋良和：阪神高
速道路ネットワークにおける地震観測データの活用，
第 21 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.23-30，2018.
金治英貞，鈴木直人：長大カンチレバートラス橋の地震応答に関する観測結果と解析的検証，構造工学
論文集，Vol. 53A，pp.277-286，2007.
阪神高速道路公団：港大橋工事誌，1975.
日本道路協会：道路橋示方書・同解説Ⅴ耐震設計編，
1996.
金治英貞，鈴木直人，香川敬生，渡邊英一：長大トラス橋の対震性能向上化における設計入力地震動と損傷制御構造，土木学会論文集 No.787／I-71，pp.119，2005.
杉岡弘一，松本茂，大石秀雄，金治英貞，馬越一也，
長井正嗣：局部座屈を簡易に考慮するファイバーモ
デルを用いた橋梁全体系解析に関する基礎的研究，
構造工学論文集 Vol.57A，pp.703-713, 2011.3.
(株)東京測振：ブロードバンド地震観測と被害予測に 適 し た サ ー ボ 型 速 度 計 ， http://www.tosoku.co.jp/products/servo/pdf/vse355ei-je.pdf10) 株式会社耐震解析研究所:SeanFEM ver.1.22 理論マニ
ュアルと検証，2007.11.
11) 金治英貞，鈴木直人，家村浩和，高橋良和，美濃智広，高田佳彦：低摩擦型すべり支承の面圧・速度依存性検証と床組免震構造の設計モデル構築，土木学
会論文集 A Vol.62 No.4, pp758-771, 2006.10.
12) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説Ⅴ耐震設計編，
2018.
13) 臺原直，大月哲，矢部正明：非線形動的解析に用いる Rayleigh 減衰のモデル化に関する提案，第 2 回地震時保有耐力法に基づく橋梁の耐震設計に関するシンポジウム講演論文集，pp.371-378，1998.

EARTHQUAKE OBSERVATION RECORD OF THE 2018 OSAKA HOKUBU
EARTHQUAKE AND EVALUATION OF RESPONSE OF LONG SPAN TRUSSBRIDGE
Masahiro HATTORI, Hideo OISHI, Yoshihisa KATO,
Masaki NAKAMURA, Kazuya MAGOSHI and Masatsugu SHINOHARA
To investigate the accuracy of the wide network simulation for Hanshin Expressway, seismic analysis
was done for the long span truss bridge with the waves observed in the northern part of Osaka Prefecturearound 7:58 on June 18, 2018.
As a result, the periods of analytical results at the edge and center of girder in the long span truss bridge
were a little larger than those of observation results, and the main eigen period of displacement waves
were reproduced by the analyses. It means the structural model is useful in the seismic response analysis
for the wide network simulation.

978čʅȍ 29 Ţ

2018

（投稿中）

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Vol.59A:pp.516-526:2013.

A STUDY ON POST-EARTHQUAKE DRIVING POSSIBILITY EVALUATION BASED ON
EARTHQUAKE DAMAGE SIMULATIONS IN EXPRESSWAY NETWORK
Masahiro HATTORI, Hideo OISHI and Masatsugu SHINOHARA
To build an earthquake damage simulation system in expressway network, seismic response analyses
were conducted for Hanshin Expressway Wangan Route subjected to Uemachi earthquake and NankaiTrough Earthquake in this study. As a result, these analyses showed the possibility to be able to extract
the high damage spans. In addition, these analyses showed the possibility to be able to predict the driving
possibility after earthquake from the amount of step calculated by maximum bearing reaction force.

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962. 2018 年度の発表論文

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3. 2018 年度の主な行事

【2018 年度の主な行事】
3-1

40 周年記念事業

1978 年 5 月に発足した当技術センターは、2018 年 5 月に 40 周年を迎えるにあたり、40
周年誌を発刊し、センターの 10 年間の主な活動、今後のセンターの姿を中心に技術顧問からの寄稿文も併せて掲載した。
また、記念事業の一つとして、記念講演会を平成 30 年 5 月 25 日、建設交流館（グリーンホール）で開催した。講師は国立研究開発法人 宇宙航空研究開発機構（JAXA）の宇宙
飛翔工学研究系教授の川口淳一郎氏をお招きし、『小惑星探査機｢はやぶさ｣のプロジエクトから学ぶこと』と題しての講演をして頂き、約 250 名の関係者に聴講をして頂いた。

3-2 震災資料保管庫見学者案内運営(1) 一般公開
平成 22 年 1 月、阪神淡路大震災後 15 年を契機にリニューアルをした震災資料保管庫を一般公開し、同年 7 月から事前予約制で毎月の第１・第３水曜日、日曜日に最大で１日３回の一般案内を実施している。
一般公開を実施してから、全体模型の製作を平成 26 年度に実施し、今年度は 360°VR
動画を製作し、YouTube で公開をしている。
また、一般見学者の方からの見学後のアンケートを 11 月から実施し、施設の改善につながる項目の収集を実施している。
本年度の年間来館者数は 2,054 名であった。
(2) 特別公開
昨年度に引き続き事前予約なしに、震災発生日である 1 月 17 日の直近の週末となる 1 月
12 日（土）、13 日（日）に特別公開を実施したところ、12 日には 117 名、13 日には 455
名の来館者があった。特別公開時には、当時震災復旧に携わった阪神高速の OB に語り部

100

3. 2018 年度の主な行事としての講演も実施頂いた。
◆特別開館における報道状況
1/5 （土）神戸新聞
1/9 （水）共同通信
1/10（木）京都新聞
1/12（土) NHK／朝日放送／毎日新聞／読売新聞
1/13（日) 読売テレビ／朝日新聞／神戸新聞
1/16（水） ラジオ関西

101

3-3 土木構造物点検診断技術者認定
平成 27 年から実施している点検診断技術者認定にかかる講習会、筆記試験、実地講習、実地試験を昨年と同様に実施した。
4 回目を迎える今年度においては、有資格者の初めての更新時期を迎え、更新方法の検討を行い、更新者向け講習会を実施した。講習会では 3 年間の点検、診断業務の活動内容をレポートとして提出頂き、それをもとにディスカッションを実施した。また併せて、損傷構造物の判定問題も実施した。
また、既に認可されている 5 分野に加え、新たに道路土工構造物（土工）の点検、診断についても 1 月 31 日付けで国土交通省の技術者資格登録簿に登録された。
国土交通省の技術者資格登録簿に登録された分野・業務
資格名称

技術者資格登録簿（区分）
施設分野

業務

主任点検診

鋼橋

点検・診断

断士

ｺﾝｸﾘｰﾄ橋

点検・診断

ﾄﾝﾈﾙ

点検・診断

舗装

点検・診断

小規模附属物

点検・診断

土工

点検・診断

点検診断士

平成 30 年度の活動●主任点検診断士・点検診断士○点検診断講習会：平成 30 年 5 月 11 日（金）○筆記試験

：平成 30 年 6 月 1 日（金）○実地講習会：平成 30 年 6 月 2 日（土）○実地試験

：平成 30 年 6 月 2 日（土）

○合格者公表：平成 30 年 6 月 28 日（木）●補助点検士講習会○点検診断講習会：平成 30 年 6 月 14 日（木）・22 日（金）●資格保有者更新講習○更新講習会：平成 30 年 6 月 12 日（火）・20 日（水）102

3. 2018 年度の主な行事

認定者数
資格名称

H27

H28

H29

H30

計

主任点検診断士

12

36

29

17

94

点検診断士

14

25

30

36

105

講習会（TKP 本町）

筆記試験（TKP 堺筋本町）

実地試験（深江浜）

3-4 技術委員会活動状況
平成 26 年度から鋼構造、コンクリート構造、基礎構造、アセットマネジメントなどの分野に精通した 6 名の学識経験者をセンターの技術顧問として招聘し｢阪神高速道路技術セン
ター技術委員会｣を設置し活動を開始した。
技術委員会の主な活動として、｢専門委員会の開催｣、｢技術アドバイス｣、｢若手技術者との交流｣を行っている。
専門委員会の開催においては、学識経験者と経験豊富な実務者からなる 6 分野の委員会を設置し、技術委員会の統括のもとに適宜審議を行い、多面的高度な検討を実施している。

103

30 年度の活動状況（専門委員会）
委員会名

委員長

学識

有識

開催日

鋼構造物検討委 川谷充朗

石川敏之

日本橋梁建設協会

4.12

員会

橋本国太郎

10.3

鈴木康夫

12.17

（主なテーマ）
・損傷を有する鋼箱桁橋の更新に関する検討
・鋼管集成橋脚の設計製作架設手引きの更新

学識

有識

開催日

PC 構造物検討 宮川豊章

三方安博

ﾌﾟﾚｽﾄﾚｽﾄｺﾝｸﾘｰﾄ建

11.15

委員会

山本貴士

設業協会

委員会名

委員長

三木朋広
上田尚史
（主なテーマ）・ASR 劣化 PC 梁の補強設計に関する検討・PC 桁間詰め部の現状と今後の対応策
・有ヒンジ 3 径間ﾃﾞｨﾋﾞﾀﾞｰｸﾞ橋の詳細調査

学識有識

RC 構造物検討 幸左賢二

高橋良和

日本建設業連合会

委員会

山本貴士

委員会名

委員長

三木朋広
上田尚史
（主なテーマ）・水平力分担構造等の定着部の設計法（実験・解析）
・既設フーチングの耐震性評価

104

開催日
2.8

3. 2018 年度の主な行事

委員会名

委員長

学識

有識

開催日

基礎・地下構造 松井保

木村 亮

日本建設業連合会

6.21

物検討委員会小田和広
肥後陽介（主なテーマ）・淀川左岸線延伸部トンネル構造方針についての意見交換

委員会名

委員長

学識

有識

開催日

耐震技術検討委 伊津野和行

高橋良和

建設ｺﾝｻﾙﾀﾝﾂ協会

5.18

員会

後藤浩之

10.25

（主なテーマ）・柱状附属構造物の耐震性評価・耐震技術向上のための阪神高速道路地震観測データの活用・大阪府北部地震の地震観測記録と応答特性の評価

委員会名

委員長

舗装技術検討委 山田 優

学識
麓

隆行

員会

有識

開催日

日本道路建設業協

10.17

会（主なテーマ）・小粒径ポーラスアスファルト混合物の阪神高速道路への適用性検討
・高耐久グースアスファルト混合物の性能規定化に関する検討105

3-5 建設技術展 2018 近畿
平成 30 年 10 月 24 日（水）・25 日（木）に開催された「建設技術展 2018 近畿」に阪神
高速グループブースにて出展し、パネルによる事業紹介を行うとともに、VR ゴーグルやタ
ブレット端末を使って、外国の方を含む、多くの方に震災資料保管庫 360 度 VR 動画を体感していただいた。

3-6 土木の日協賛行事「土木技術体感見学ツアー」
平成 30 年 11 月 18 日（日）に開催された「土木の日協賛行事 土木技術体感見学ツアー（阪神高速道路㈱主催）」に出展し、VR ゴーグルやタブレット端末、スマートホンなどを使って、多くの方に震災資料保管庫体感 360 度 VR 動画 を体感していただいた。

3-7 若手研究者助成
当センターは、阪神高速道路株式会社、一般財団阪神高速地域交流センターとともに、若手研究者の育成に寄与する社会貢献の一環として、更にはその研究成果を阪神高速道路
サービスの向上に活かすため｢阪神高速若手研究者助成基金｣を設け、公募によって都市高速道路に関する研究に対して助成を行うこととした。募集期間は平成 29 年 11 月 28 日から
平成 30 年 2 月 28 日とし、上記 3 者のホームページへの掲載、阪神高速に関係する学識者へメールでの案内を実施した。
助成件数は 3 件までとし、また 1 件当たりの助成金額は 150 万円までと設定した。
応募件数は 22 件あり、厳正な審査により、下記の 3 件が選ばれた。

106

3. 2018 年度の主な行事

本研究の報告会は 2019 年 6 月 6 日に開催予定である。
コンクリート充填橋脚の強度と変形性能
海老澤 健正助教

を独立して自由に制御するための 3 層充填

名古屋工業大学

構造の開発
平山 高嗣

准教授

名古屋大学

環境の視認性に着目した視行動と運転行動の関係分析

三木 朋広

准教授

神戸大学

プレキャスト・プレストコンクリート橋脚を用いたレジリエント構造に関する研究

また、2019 年度阪神高速若手研究者助成についても、昨年度と同様に募集を行い、2 月
15 日締切で 13 件の応募があった。2019 年度は 4 件に対して助成を実施する予定である。

3-8 道路管理者支援活動
平成 18 年から道路管理者支援活動として道路に関する維持管理の課題解決のため、道路管理者同士が情報交換等をする場の提供として MEC（メンテナンス実務者コミュニティ）を発足させた。そのＭＥＣ会議も今年度の開催で、第 24 回を迎えた。
第 24 回の MEC 会議は 11 月 30 日（金）に阪神高速道路研修室で実施した。
今年度は大阪府北部地震、台風 21 号等災害が続いて発災したことに伴い、『災害対応と維持管理』をテーマとして、発災時の初期活動や災害査定等についての現状や課題など、橋梁に限らず、道路の法面や付属施設等を含めて話題を広げ、フリーディスカッションによる意見交換・情報交換を実施した。

107

参考資料

参考－1 組織図
理事長

理

事

総務企画部

評議員会
理事会

調査研究部

技術委員会

課

企 画

課

調査研究第一課

調査研究第二課

共済運営委員会

共参考－2 有資格者(平成 31 年 3 月)
工学博士 3 名
技術士 10 名
技術士補 2 名
RCCM

総 務

1名

一級土木施工管理技士 12 名
一級建築施工管理技士 1 名
一級舗装施工管理技士 1 名
測量士 3 名
土木学会認定特別上級技術者 1 名
コンクリート診断士 4 名
コンクリート主任技士 3 名
コンクリート構造診断士 2 名
プレストレストコンクリート技士 3 名
土木鋼構造物診断士 1 名
社会保険労務士 1 名
労働安全コンサルタント 1 名

110

済 部

共 済 課

年報 2018
発行

平成 31 年 3 月 31 日

編集兼発行者 一般財団法人 阪神高速道路技術センター〒541-0054 大阪市中央区南本町 4 丁目 5 番 7 号 東亜ビル
TEL.06-6244-6060 FAX.06-6244-9612

112

参考資料

参考－3 保有特許
特許名称

特許登録日

床版パネルの固定構造

2018/2/16(特開 2016－094819)
軽量充填モルタル組成物

概略
短い工期で容易に床版パネルを主桁に固定する事ができる床版パネルの固定構造

2016/7/15(特開 2014－221702)

鋼床版の補強として、鋼床版Ｕリブ等の内部空間に軽量モルタル組成物、軽量モルタルを充填する方法

ポーラスコンクリートを 2016/3/25

雨水等を浸透させない遮水性と透水性、騒音低用いた道路の舗装方法

減性能を実現するポーラスコンクリートの舗(特開 2013－100662)

装方法

点検対象部材の決定方法

2013/10/25(特開 2011－080211)

重点的に点検を行うべき点検対象部材を客観的に把握することが可能な点検対象部材の決定方法

橋梁の活荷重測定方法(特開 2010－107246)

2012/12/14

種々の構造形式の橋梁に適用できる活荷重の
測定方法

111

一般財団法人 阪神高速道路技術センター〒541-0054
大阪市中央区南本町 4 丁目 5 番 7 号・東亜ビル内
Tel: 06-6244-6060 URL: https://www.tech-center.or.jp/
201904-ACC-J1st D