阪神高速道路株式会社
技報第 23 号 2006

鋼製ラーメン橋脚はり部ウェブパネルの繰り返しせん断挙動に関する実験的検討
神戸建設部調査設計グループ
大阪管理部調査設計グループ
技術管理室技術開発グループ

平野敏彦
西岡 勉
高田佳彦

………………………………………………………………………………
要旨

大規模地震に対する鋼製ラーメン橋脚はりのウェブパネルのせん断非線形挙動を明らかにするために，鋼製ラーメン橋脚はり部に繰り返しのせん断力を作用させ，ウェブパネルのせん断変形に関する耐力，変形性能，履歴特性の実験を実施した．実験の結果から，ウェブパネルのせん断幅厚比パラメータ Rτωが大きい場合，せん断力－せん断変位の履歴特性が紡錘形からスリップ形状に移行するが，Rτωが 0.7 以下であれば十分な変形性能を確保することができ，ウェブパネルがせん断座屈するまでは安定した紡錘形の履歴曲線を維持することが分かった．なお，せん断力－せん断変位の挙動に対してフランジ板パネルの幅厚比パラメータの違いによる差は明確には現れなかった．また，非線形性を考慮した耐震設計に用いる Rτωの設定，許容せん断ひずみ及び動的解析に用いるγ－τ曲線の提案を行った．
キーワード: 鋼製ラーメン橋脚，はり部ウェブパネル，せん断座屈，せん断耐荷力，許容せん断ひずみ

はじめに鋼製ラーメン橋脚の面内方向の地震時の挙動として，ラーメンはりにせん断力が卓越する場合があり，兵庫県南部地震において，写真-1, 2に示す
ように鋼製ラーメン橋脚のはりウェブにせん断座屈が生じた事例1)がある．しかし，鋼製ラーメン橋脚のはりウェブのせん断非線形挙動は，はり部材の急激な耐力低下を伴わず，上部構造の支持機能に対して致命的な損傷でなく，大規模地震に対

写真-1 鋼製橋脚の上段はりウェブのせん断座屈の例するエネルギー吸収部材として利用する考え方2)がある．阪神高速道路では，上記の考え方をもとに鋼製ラーメン橋脚はりウェブのせん断非線形挙動を面内方向の耐震設計に取り入れ，はり部材の断面設計を実施している．
写真-2 鋼製橋脚の中間はりウェブのせん断座屈の例

鋼製ラーメン橋脚はりウェブのせん断非線形挙動に関しては，葛西ら 3)の繰り返しせん断力を受

１．鋼製ラーメン橋脚はり部ウェブパネルの繰り返しせん断実験

ける補剛板の強度と変形性能の解析的検討，森下ら 4)の繰り返しせん断力に対する鋼製箱断面はり

1-1 実験の目的の非線形挙動の実験的検討，上記実験に対応した大規模地震に対する鋼製ラーメン橋脚はりウェ

Chusilp ら 5)の解析的検討などが行われ，耐震設計

ブのせん断非線形挙動を調べるために，鋼製ラーに用いる鋼製ラーメン橋脚はりのウェブのせん断

メン橋脚のはり部材をモデル化した供試体に繰り変形に関する非線形特性のモデル化も行われてい返しのせん断力を作用させた．

6)

る ．本実験は，鋼製ラーメン橋脚のはりを対象

実験では，はりウェブパネルのせん断幅厚比パにウェブパネルをもつ箱形断面の供試体に繰り返）とフランジ板パラメータRτω（以下，Rτωという．

しせん断力載荷を行い，はりウェブのせん断変形）
ネルの幅厚比パラメータRR（以下，RRという．

に関する耐力，変形性能，履歴特性を確認するこに着目し，これらのパラメータがはりウェブパネとを目的として実施したものである．

ルのせん断変形に関する耐力，変形性能，履歴特6,500約500mm性に及ぼす影響を調べた．
約500mm

1-2 せん断力載荷方法と供試体
鋼製ラーメン橋脚のはりに対して地震時にせん

試験ウエブパネル

断力が卓越する載荷状態を模擬するために，図-1のように，中央部にウェブパネルを設けた張り出しばりの両端に上下方向に油圧ジャッキを据付け，門形フレームと反力床を利用して交番荷重を与える載荷方法を採用した．油圧ジャッキの容量は5,000kN である．載荷装置による荷重と供試体にアンカー用PC鋼棒作用する曲げモーメント・せん断力の関係を図-2
図-1 載荷装置の概要図（単位：mm）
Ｒ

Ｒ’

ＰＰ’に示す．ウェブパネルにおいてせん断力が一定となり，曲げモーメントが小さくなる載荷方法である．載荷装置の全景を写真-3 に示す．

ヒンジ支持
載荷フレームヒンジ支持

試験ウエブパネル
Ｐ’
L1/2

ＰＲ’

Ｒ

L1/2L-曲げモーメント+-せん断力-+
図-2 載荷装置による荷重と供試体に作用する曲げモーメント・せん断力の関係

写真-3 載荷装置の全景

供試体は，鋼製ラーメン橋脚のはりをモデル化

ここに，τy：鋼材のせん断降伏点(N/mm2)，G：した箱形断面で載荷治具から取り外し可能な構造

せん断弾性係数(N/mm2)，E：ヤング係数(N/mm2)，としている．着目したパラメータは，ウェブパネ

ν：ポアソン比(=0.3)，σy ：鋼材の引張降伏点

ルのRτωとフランジ板パネルのRRである．供試体(N/mm2)である．なお，鋼材の引張試験よりσy=は合計6体で，鋼材材質(SM490Y)は同じであるが， 425.8 N/mm2，E= 2.013×105 N/mm2 である．
外形寸法，板厚，補剛材段数等の諸元を変えることによりRτω とRRを変化させている．補剛材段数

表-1 供試体の諸元は0,1,2,3,4段とし，Rτω=0.464～1.097で設定を供試体行った．なお，フランジ板パネルのRRによる影響

No.

補剛材段数
（Rτw）

フランジ諸元（RR）を把握するため，供試体B-②と同じRτωで，板厚をA-①０段（Rτｗ=1.097）

t=32mm（RR=0.355）

A-②

１段（Rτｗ=0.712）

t=32mm（RR=0.355）

B-①

２段（Rτｗ=0.739）

t=15mm（RR=0.355）

B-②

３段（Rτｗ=0.572）

t=15mm（RR=0.355）

体の概要を図-3に示す．Rτωは式(1)，RRは式(2)に

B-③４段（Rτｗ=0.464）

t=15mm（RR=0.355）

より算定した．

B-④３段（Rτｗ=0.572）

t=12mm（RR=2.216）

変化させかつフランジの補剛材を設置しないもの（供試体B-④）を設定した．諸元を表-1に，供試Rτw =b τY 12(1 -ν2 )･
nt E π2k F(1)

ここに，Rτω：せん断幅厚比パラメータ，b：ウェ
ブパネル高，t：ウェブパネルの板厚，n：補剛材によって区切られるパネル数，τy：鋼材のせん断

供試体
No.

ウェブ厚 フランジ厚 ウェブ高ウェブ幅 フランジ幅

A-①9mm

32mm

900mm

800mm

1200mm

A-②9mm

32mm

900mm

800mm

1200mm

B-①6mm

15mm

900mm

650mm

1250mm

B-②6mm

15mm

900mm

650mm

1250mm

B-③6mm

15mm

900mm

650mm

1250mm

，E：ヤング係数（N/mm2），ν：降伏点（N/mm2）

B-④6mm

12mm

900mm

650mm

1250mmポアソン比（=0.3），ｋ F ：座屈係数で，ｋ F ＝※供試体 A は，既実験結果 7)による．

22，ｋF＝4.0+5.34／α（α>1），5.34+4.0／α（α≦1）α：補剛材で区切られるパネルのアスペクト比（横フランジ幅辺／縦辺）である．
RR =B σ Y 12(1 -ν 2 )･t E π2k R

ウェブ幅(2)

ここに，RＲ：板パネルの幅厚比パラメータ，B：ウェブ高ウェブ高フランジの幅，t：フランジの板厚，σy：鋼材の降，E：ヤング係数（N/mm2），ν：伏点（N/mm2）

供試体断面図ポアソン比（=0.3），ｋR：座屈係数（＝４n2），n：供試体正面図

図-3 供試体概略図（B－②の例）

補剛材で区切られるパネル数である．
ん断ひずみγyに対して図-4に示すような繰り返し載荷を行った．

γy =τyGEG=2(1＋ν )στy = y3(3)(4)(5)

ウェブパネルのせん断ひずみ

載荷は，式(3)で算出するウェブパネルの降伏せ0.5γy1.0γy1.5γy−0.5γy−1.0γy2.0γyn γy

繰り返し回数−1.5γy−2.0γy-n γy

図-4 載荷サイクル

ピアノ線

1-3 せん断力－せん断変位の関係
ウェブパネルに作用するせん断力Qは，ロードセルにより計測するジャッキ載荷荷重Pから算定した．ウェブパネルのせん断変位及びせん断ひず

滑車

みは，図-5に示す方法により対角線変位を計測し，対角線の伸縮量の差をもとに式(6),(7)により算定した．

重錘

δ = d 2 − d1=2ab

a2 + b2= 1054γ

γ=

滑車
変位計

変位計

重錘

図-5 ウェブパネル対角線変位の計測方法

γd 2 − d1a2 + b22ab(6)ウェブパネルのせん断力比(Q/Qy)とせん断ひずみ比(γ/γy)の履歴の包絡線の比較を図-7に示す．

(7)

供試体A-①,②及びB-①の包絡線は，ウェブパネル座屈後にスリップ形へ移行していることが確認でここに，d1, d2：ウェブパネルのそれぞれ，短い方，き，その他の供試体B-②～④包絡線は，安定した長い方の対角線長さ，a：ウェブパネルの幅，b：紡錘形が確認できた．なお，供試体B-②と④は，ウェブパネルの高さである．

同様の履歴曲線であり，フランジ板パネルのRRに各供試体のウェブパネルのせん断力比(Q/Qy)とよる影響はないと考えられる．

せん断ひずみ比(γ/γy)の関係を図-6に示す．γは，各載荷サイクルのウェブパネルの最大せん断力

2枚のウェブパネルのせん断変位の平均値を用い比と対応するせん断ひずみ比の関係を図-8に示す．

た．Qyは，式(8)で算定するウェブパネル2枚分の各供試体とも，±1.1Q/Qyまではほぼ線形領域で降伏せん断力である．

あり，それ以降は非線形領域に入っている．ウェ

Q y = 2τ y bt

(8)ブパネルの座屈後に耐力が低下することから，
Rτωの違いによるウェブパネルのせん断座屈耐力

ここに，τy：鋼材のせん断降伏点(N/mm2)，b：ウ差の影響が出たものと考えられる．この結果から

ェブパネル高，t：ウェブパネルの板厚である．

も，供試体B-②と④はほぼ同様の履歴であること

実験では，各供試体のウェブパネル両面でせんから，フランジ板パネルのRRによる影響は小さい

断力比とせん断ひずみの履歴曲線を得ているが，と考えられる．

ここでは両面の平均値についての履歴曲線を示した(図-6)．

1-4 ウェブパネルの吸収エネルギー

履歴曲線は，供試体 B-③のみ，スリップ形の履各載荷サイクルでのウェブパネルの吸収エネル

歴曲線を描いていないが，これは水平補剛材によギーE（せん断力比とせん断ひずみ比の履歴が描りウェブパネルが拘束され，せん断座屈耐荷力がく面積）を図-9 に示す．全供試体の吸収エネルギ高くなっていることが影響していると考えられる． ー量は，座屈前までは同等であるが，Rτωの値が大
なお，急激な耐力低下は，ウェブパネルの破断にきく，実験で座屈の発生した供試体①，②，④は，よるものである．その他の供試体は，座屈前ではそれぞれ座屈発生以後の吸収エネルギー量の上昇

紡錘形を描いており，座屈後にスリップ形となっ率が低く（傾きが小さく）なっており，座屈の発ている．各供試体の履歴概要を表-2 に示す．すべ

生による履歴特性のスリップ形への移行が吸収エての供試体とも目視による確認であるが，ウェブネルギーの低下に影響していると考えられる．

パネルは両面ともほぼ同時に座屈が生じており，明確な差はなかった．

なお，Rτωが同値でフランジ板パネルの RR が異なる供試体 B-②と④の吸収エネルギーは，ほぼ同等であった．

2.0

Q/Qy

Q/Qy

2.01.5

1.5

1.0

1.0

0.5

0.5

0.0

0.0-0.5-0.5-1.0-1.0-1.5-1.5-2.0-2.0-30-20-100102030
δ／δyγ/γy-30-20Q/QyQ/Qy0102030δ／δyγ/γy(b)供試体 A-②(a)供試体 A-①
2.0
1.5

2.0
1.5

1.0

1.0

0.5

0.5

0.0

0.0-0.5-0.5-1.0-1.0

-1.5

-1.5

-2.0-2.0-30-20-100102030
δ/δy
γ/γy-30-20-100102030
δ/δyγ/γy(d)供試体 B-②Q/Qy(c)供試体 B-①Q/Qy-102.0
1.5

2.0
1.5

1.0

1.00.50.50.00.0-0.5-0.5-1.0-1.0-1.5-1.5-2.0-2.0-30-20-100102030-30-20-100102030
δ/δyγ/γyδ/δyγ/γy(f)供試体 B-④(e)供試体 B-③Q/Qy

図-6 せん断力比－せん断ひずみの履歴曲線
2.52.01.51.0表-2 供試体の履歴概要

0.50.0-0.5

供試体A-①
供試体A-②
供試体B-①
供試体B-②
供試体B-③
供試体B-④-1.0-1.5-2.0-2.5-30-20-100102030
δ/δyγ/γy

図-7 せん断力比－せん断ひずみの履歴曲線の包絡線

履歴概要

供試体Ｒτw

A-①1.097

２γ

２γ

４γ

A-②0.712５γ

５γ８γ

座屈確認 荷重ピーク スリップ卓越

B-①0.739

４γ

５γ

８γ

B-②,④0.572

８γ

１０γ

１４γ

B-③0.464

１４γ

１６γ

－

E/Ey

2.0

100

1.0

800.060-1.0

供試体B-①
供試体B-②
供試体B-③
供試体B-④-2.0

供試体A-①
供試体A-②
供試体B-①
供試体B-②
供試体B-③
供試体B-④40200-3.0-20-1001020030
δ/δyγ/γy

図-8 各載荷サイクルにおけるウェブの5図-9 １荷重サイクルあたりのウェブ
パネルのエネルギー吸収量40～60mm20～40mm
0～20mm

写真貼り位置-20～0mm300-40～-20mm-60～-40mm

225

435
375
300
225
150
75

150
75
0-75
-150

0-75
-150
-225
-300
-375-435

340
263
188
113
38-38
-113
-188
-263
-340

-225

60
40
20
0-20-40-60

-300
-375

ウェ
ブ幅(mm)-450-60 -40 -20 0 20 40 60
面外変位(mm)m)375

たわみ量(mm)

中央からの鉛直距離(mm)

450

15

図-10 初期たわみと残留たわみの状況（全体座屈発生有り：供試体 B-①）

40～60mm20～40mm
0～20mm

写真貼り位置-40～-20mm-60～-40mm

225

435
375
300
225
150
75

150
75

-150
-225
-300
-375
-450
-60 -40 -20 0 20 40
面外変位 (mm)6040
200-20-40-60

ウェ
ブ

600-75-150-225-300-375-435

340
263
18811338-38-113-188-263-340

0-75

幅(mm)

300

高(m-20～0mm

ウェ
ブ

375

たわみ量
(mm)

中心からの鉛直距離(mm)

450

初期たわみ
残留たわみ
水平補剛材

20
δ/δy

γ/γy

最大せん断力比とせん断ひずみ比の関係
初期たわみ
残留たわみ
水平補剛材

10高(m-30ウェ
ブ

Q/Qy

1203.0m)

図-11 初期たわみと残留たわみの状況（全体座屈発生なし：供試体 B-③）

1-5 ウェブパネルの初期たわみと残留たわみ4)ウェブパネルの残留変位に初期たわみの影響はなく，Rτωが小さいほど，残留変位を抑制するこ

各供試体のうち，ウェブパネル全体にわたり座屈が生じた供試体と生じなかった供試体の各 1 体とができた．

について，ウェブパネル(片面)の中央線(鉛直方向の中心線)上の初期たわみと実験終了後の残留た３．実験結果の基準への反映

わみの比較図及び試験後の供試体状況を図-10～
本実験で得られた結果を踏まえ，鋼製ラーメン11 に示す．
供試体 B-③を除くいずれの供試体も供試体の橋脚はり部ウェブパネルのせん断変形性能を規定

初期たわみは最大で 2.5mm 程度であり，座屈が化し，非線形性を考慮した阪神高速道路の耐震設観察され，約 40mm の最大残留たわみが生じてい計基準への反映を行う予定である．

た．しかし，供試体 B-③の残留たわみの最大値はRτωについては，実験結果(図-12)から，Rτω≦0.7

約 20mm であり，他の供試体と比較して小さい．

として規定化することを考えている．Rτω＝1.1 程

これは，他の供試体が複数のパネルにまたがり座度の領域においても若干のせん断非線形性（γ屈が生じている(ウェブパネルの水平補剛材が座a屈している)のに対し，供試体 B-③は，座屈が各上せん断降伏の生じる部位においては相応のせんパネル内で抑制されており，水平補剛材が補剛効断非線形性を確保するのが望ましいと考えられる．

果を十分に発揮しているためと考えられる．
また，その観点から，5γy 以上の変形性能を確保するこ

供試体 B-②と④の結果から，ウェブパネルの補剛とを目標とし，せん断座屈パラメータに対して，効果にフランジ板パネルの RR による差は，ほとRτω≦0.7 の制限を設けた．

=2×γy）を期待できることが確認されたが，設計んど見られなかった．

また，同結果 (図-12)から，許容せん断ひずみ
γa は，次式で規定を行う．
γa/γy＝2.4／Rτω 2.4２．まとめ

ただし，本実験で健全性が確認された範囲に限る
鋼製ラーメン橋脚のはり箱断面の繰り返しせんものとし，上限値をγa/γy＝15.0とする．

断載荷を行い，はりウェブのせん断変形による耐さらに，動的解析に用いるγ－τ曲線は，実験力，変形性能，履歴特性に関する実験を行った．

で得られた履歴曲線の包絡線のうち，供試体Bの結本実験で得られた主な知見を以下に示す．

果より，図-13に示すバイリニアモデルとし，その

1) Rτωが小さいほど，せん断座屈耐力が大きく，二次勾配はG/G*=24により設定し，移動硬化則の適せん断座屈が生じるまで安定した紡錘形の履歴用を考えている．

曲線を描いた．特に Rτωが 0.5 以下の供試体 B-

20③ではせん断座屈耐力が高く，15γ/γy まで安2) せん断耐力は，フランジ板パネルの板厚及び幅厚比 RR を変えてもほとんど変化しなかった．
なお，供試体 A に比べて，供試体 B はウェブに対するフランジの板厚を小さくしているため，フランジの変形(残留たわみ)が生じることも確認された．
3)Rτωが小さいほど，ウェブパネルの吸収エネルギー性能は高い．なお，RR による性能差はなかった．

提案式：γa/γy=2.4/Rτw^2.4

ひずみ比：γ/γy

定した紡錘形の履歴曲線を維持した．

実験結果

15新設橋のRτw制限予定値（Rτw=0.7)

105

00.3

0.4

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0
せん断幅厚比パラメータ：Ｒτw

図-12 せん断幅厚比パラメータとせん断ひずみ比の関係

1.1

1.2

せん断応力度 ττy協会
3) 葛西昭，渡辺智彦，天野麻衣，宇佐美勉：繰り返しせG*
1Gん断力を受ける補剛板の強度と変形能評価，構造工学論
文集，Vol.47A, pp.761-770, 2001. ，(社)土木学会

G/G*＝244) 森下宣明，前野裕文，岡本隆，中村信秀，青木徹彦，
宇佐美勉：鋼製箱形断面はりのせん断耐荷力実験：第 41γyγa

回鋼構造物の非線形数値解析と耐震設計への応用に関

せん断ひずみ γ

図-13 動的解析に用いるγ－τ曲線のモデルする論文集，pp.171-176, 2001.，(社)土木学会
5) Praween Chusilp，葛漢彬，宇佐美勉，森下宣明，青木謝辞

徹彦：鋼製箱形断面はりの繰り返しせん断特性に関する

本実験は吉川紀・元大阪工業大学教授のご指導の非線形数値解析，第 4 回鋼構造物の非線形数値解析と耐もと，同大学の八幡構造実験所で実施したものであ

震設計への応用に関する論文集，pp.177-184, 2001. ，る．また，本実験の実施に当たっては，阪神高速道(社)土木学会

路鋼構造物検討委員会（委員長：渡邊英一京都大学6) 森下宣明，森久芳，前野裕文，岡本隆，野中哲也，宇名誉教授）の委員から貴重なご意見をいただき，同

佐美勉：鋼製ラーメン橋脚の梁部せん断座屈を評価した

委員会の松田泰英氏,大久保宣人氏,田中常夫氏,木曽

耐震設計，第 6 回地震時保有耐力法に基づく橋梁等構造収一郎氏には，供試体および治具の設計，製作などの耐震設計に関するシンポジウム講演論文集，pp.1-6,でご助力をいただいた．ここに感謝の意を表する．

2003.，(社)土木学会
7)西岡勉，長沼敏彦，平野敏彦，園田恵一郎，吉川紀，松参考文献
1)阪神高速道路公団：大震災を乗り越えて，1997.

田泰英：鋼製ラーメン橋脚はりの繰り返しせん断挙動に

2)鈴木英之，長沼敏彦，西岡勉，内田諭，長尾圭介：中間関する実験的検討，第 9 回地震時保有耐力法に基づく橋梁ウェブに低降伏点鋼を用いた鋼製ラーメン橋脚の耐震梁等構造の耐震設計に関するシンポジウム講演論文集，性検討，鋼構造年次論文報告集，2004.，(社)日本鋼構造

2006.，(社)土木学会

A REPORT ON SHEAR STRENGTH OF WEB PANEL ON CROSS BEAM
OF STEEL RIGID FRAME PIER
Toshihiko HIRANO, Tsutomu NISHIOKA and Yoshihiko TAKADAThis paper reports an experiment about web panel shear strength. The purpose of this experiment wasto understand the behavior of the web panel on the cross beam of the steel rigid frame pier under shear
stress from earthquake. The web panel was found to have a good deformability when its shear bucklingis prevented. It also exhibited high buckling performance when a depth-thickness ratio parameter for
shear stress was below 0.5. An allowable shear strain was anticipated to be 15 times the yield shear
strain. No difference was found in the shear force-shear displacement behavior depending on thepresence/absence of the flange stiffener. From these results of the experiment, the authors suggested
allowable shear strain and γ-τ (shear strain-stress) model for dynamic analysis.

平野 敏彦

阪神高速道路株式会社
神戸建設部調査設計ｸﾞﾙｰﾌﾟ
Toshihiko HIRANO

西岡 勉

阪神高速道路株式会社
大阪管理部調査設計ｸﾞﾙｰﾌﾟ
Tsutomu NISHIOKA

高田 佳彦

阪神高速道路株式会社
技術管理室技術開発ｸﾞﾙｰﾌﾟ
Yoshihiko TAKADA