土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 75, No. 4（地震工学論文集第38巻）, I_476-I_484, 2019.

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 分に大阪府北部で発生した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 Northern Osaka-fu 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出入口・ジャンクション間の区間単位

県南部地震により甚大な被害を受けて以降，橋梁の下部で評価するものである．著者らは，広域道路ネットワー

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，災害時にもクの地震被害シミュレーションの実務への実装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

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を行い，地震発生後の走行性評価の可能性を示したが 2)，
そのシミュレーション精度には課題が残っている．

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

他方で，阪神高速道路では地震発生時の迅速な交通管

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制対応や構造物の地震挙動の把握の観点から，兵庫県南研究 1), 2)を進めている．これは，一般的な橋梁の設計に

部地震以前から地震観測システムを順次整備しており，
22 箇所の観測局で地表面や橋脚天端，上部構造内での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

I_476

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 75, No. 4（地震工学論文集第38巻）, I_476-I_484, 2019.

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を震源とする地震(以下，大阪府北部地震と称する)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・鈴木により 2000 年鳥取県西部地震や 2004 年紀伊半島沖地

4)

図-1 対象橋梁一般図（単位：mm）

震を対象に，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骨組み表示

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

影響について考察を行った．

図-2 解析モデル

2. 対象橋梁・解析モデル

応答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(1) 橋梁概要
図-1 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る．鋼製履歴型ダンパーとしては座屈拘束ブレース(BRB)を採用し，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

る ．吊径間部はアイバー支承を介して支持されており， を設置している．
5)

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(3) 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-2 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，(2) 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
17 日兵庫県南部地震では床組を支持する BP 支承におい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)．
端部橋脚上の支承については線形ばねとした．

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

対象橋梁では耐震補強工事が実施されてきた 7)．橋軸方

で，BRB はファイバー要素でモデル化した．基礎－地向に対しては長周期化することにより応答低減の効果が盤系については，本検討では基礎ばねを考慮せず固定支大きいことが見込まれ，免震構造を採用することが有効持とした．

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

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

ている．また，橋軸直角方向に対しては長周期化による

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3. 地震観測[3]桁中央部に対し，それぞれ○□△の記号を統一的に用いることとする．

(1) 地震記録
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．

4. 検討フロー阪神高速道路の路線と対象橋梁位置，震源周辺の主な断層と，大阪北部地震の震央との位置関係を図-3 に示す．
港大橋観測局にて観測された地表面加速度を用い構造震央である大阪府北部から対象橋梁までは約 28 km 離れ
解析モデルの精度検証を行うための検討フローを図-5ており，対象観測局では震度 4 を記録した．なお，このに示す．本検討では，[1]地表面で観測された加速度を
地震により対象橋梁に被害は確認されなかった．

入力とした地震応答解析を行い，[2]桁端部，[3]桁中央部の解析結果と計測結果を比較することで精度検証を行(2) 計測機器

う．

図-4，表-1 に計測器の設置位置と計測チャンネルにつ

解析結果と計測結果を比較するにあたり，加速度波形

いて示す．図-4 に示す通り，港大橋では[1]地表部，[2]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

主構桁端部（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9)移帯域幅：0 Hz）を行い，入力波形として用いることとした．観測された加速度波形をそのまま用いなかったの

向成分の加速度及び速度を計測しており，変位は計測さは，[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れた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，

表-1 地震計計測チャンネル

本稿では計測場所を示す 3 箇所には[1]地表部，[2]桁端部，○[1]地表部

2018年
大阪府北部地震震央

有馬－高槻断層□[2]桁端部

橋軸
CH1

直角
CH2

鉛直
CH3

3

速度

CH4

CH5

CH6

3

変位

CH7

CH8

CH9

3

加速度

CH10

CH11

CH12

3

速度

CH13

CH14

CH15

3

変位

CH16

CH17

CH18

3

加速度

CH19

CH20

CH21

3

速度

CH22

CH23

CH24

3

変位

CH25

CH26

CH27

3

約27.6 km

六甲・淡路断層帯△[3]桁中央部

対象橋梁

CH数

加速度

生駒断層帯

上町断層帯
観測記録
[2]桁端部[1]地表部
100

200

Acceleration000

図-3 対象橋梁と付近の断層帯[3]桁中央部

Acceleration

50

100

150

200

0

-100

50

100

150

200

-200

計測加速度にバンドパスフィルター処理

[2]

[3]
200

100

Acceleration

0
-200

0
0

[1]

50

100

150

50

100

加速度

150

200

10

Displacement

200
0

-100

0

[1]地表部の
計測加速度

[2]

積分

Acceleration

0

比較
解析値

50

[3]桁中央部

固定点に入力図-5 検討フロー

図-4 計測器設置

I_478

150

200

変位
計測値

[2]桁端部

解析モデル

[1]

100

-10

9

9

9

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ある．遮断周波数については，地震時の構造応答に問題のない範囲であり，解析結果に波形処理の影響が及ばないよう配慮している．また，解析値と比較する速度，変位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(a) 橋軸・鉛直1次モード (T = 3.84 s)

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することとした．

5. 固有振動特性(b) 橋軸・鉛直2次モード (T = 3.42 s)固有値解析結果を表-2 に示す．また，橋軸・鉛直方向の主要な固有モードを図-6 に，橋軸直角方向の主要な固有モードを図-7 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，積層ゴム支承及びすべり免震支承によるエネル
ギー低減効果が最も発揮される 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(c) 橋軸・鉛直3次モード (T = 1.24 s)
図-6 主要固有モード（橋軸・鉛直方向）

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り，等価剛性は積層ゴム支承とすべり免震支承を組み合わせた骨格曲線に対し求めたものである．

表-2 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% 床組モード
6
3.031 0.2%
0.0% 0.0%
0.0% 床組モード
7
3.031 0.3%
0.0% 0.0%
0.0% 床組モード
8
3.021 0.0%
0.0% 0.0%
0.0% 床組モード
93.020 0.0%
0.0% 0.0%
0.0% 床組モード
10
3.016 0.0%
0.0% 0.0%
0.0% 床組モード
11
3.015 0.0%
0.0% 0.0%
0.0% 床組モード
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

n

(a) 直角1次モード (T = 4.66 s)(b) 直角2次モード (T = 2.01 s)(c) ねじり1次モード (T = 1.39 s)
図-7 主要固有モード（直角・ねじり方向）

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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 次モーが約 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）における有効質量比が約 40 %と最も大きく，地震時の振動に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，

44.5.5
4 . 04固有周期 (s)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

5 . 0533.5.53 . 0322.5.5
2 . 0211.5.5
1 . 0100.5.50 . 00

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 4)

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-8 同一固有モードにおける周期の比較

今回使用する構造解析モデルの妥当性の確認を行った．
固有モードが等しいモードにおける周期の比較を図-8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-8 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(a) 橋軸方向モデルと耐震補強対策のすべり免震支承による違いの他に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．

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．

(b) 直角方向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．
(1) ウェーブレット解析[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-9 に示す．文献 4)においても地震観測データ分析に適用されているウェーブレット解析は，一般的に適用されるフーリエ変換と異なり，時刻歴波形を時(c) 鉛直方向

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
からは，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

I_480

図-9 [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）土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 75, No. 4（地震工学論文集第38巻）, I_476-I_484, 2019.

Acceleration (gal)

100
50
0
0

50

100

150

200

(s)

-50
-100

100

(a) 加速度（計測値）
1

Free vibration(gal)

Acceleration response spectrum (gal) h=5%1000

RD wave

T=1.04s, h=3.3%

0.5

10

0
0

2

4

6

8

10

(s)

-0.5
-1

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(b) RD法による自由減衰波形
図-11 [3]桁中央部（橋軸方向）の計測波形分析

0.1
1

100

10

Acceleration (gal)0.1

Period (s)図-10 [1]地表部の加速度応答スペクトル

50
0
0

50

100

150

200

(s)

-50
-100

についても概ね同様の傾向が確認できることから，2 秒(a) 加速度（計測値）～3 秒程度の振動モードが励起されると予想される．
Free vibration
(gal)

1

RD wave

T=0.88s, h=1.2%

0.5(2) 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-10 に示

0
0

2

4

6

8

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

10

(s)

-0.5
-1

(b) RD法による自由減衰波形
図-12 [3]桁中央部（直角方向）の計測波形分析

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 標準加速度応答スペクトルとの比較を行った．図-5%10 より，計測値の最大加速度応答は最大でも 200 gal 程αM (α=0.035403)

度（橋軸直角方向）であり，標準加速度応答に比べ小さ4%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

3%

βK (β=0.001369)h (%)

C=αM+βK

0.35 秒または 0.9 秒付近で卓越する．

2%(3) RD 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1%由減衰波形を図-11 に，橋軸直角方向の自由減衰波形を0%0

図-12 に示す．ここで，自由減衰波形は，[3]桁中央部の加速度波形の卓越周期付近（橋軸 1.04 秒程度，橋軸直

2

4

6

8

10

Period (s)図-13 レーリー減衰角 0.89 秒程度）にバンドパスフィルター（バンド幅 0.1秒）をかけて波形を抽出し，得られた波形を足し合わせることにより求めた．減衰定数は橋軸方向で 3.3％，橋

地震応答解析を実施するにあたり，図-13 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

軸直角方向で 1.2％であった．

を重み係数として最小二乗法で係数 α，β を決定するレーリー型減衰モデル 13)を用い，より客観的に振動数を求める方法を採用した．

7. 地震時の再現性(1) 並進変位オービット
観測された[1]地表面部における加速度を入力とした計測と解析の並進変位オービットの比較を図-14 に示

地震応答解析を実施し，対象橋梁の[2]桁端部及び[3]桁

す．ここで，図-14(a)には[1]地表部での比較を示した．

中央部における加速度や変位の再現を試みた．

これは，[1]地表部は地震動の入力点であることから，

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値ともに 3.0 秒付近で卓越している周期帯は表-2 に示す
固有周期の 2.882 s に対応していると考えられる．

計測値

40

b) 橋軸直角方向

解析値

図-16 に橋軸直角方向の加速度応答と変位応答の比較

Y (mm)

20を示す．図-16(b)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

0
-40

-20

0

20

40

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-20

期帯は表-2 に示す固有周期の 2.01 秒（直角 2 次モード）-40に対応していると考えられる．また図-16(b)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X (mm)(a) [1]地表部

振幅が大きくなる波形形状が確認できる．解析値の卓越
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

解析値

80

計測値

えられるが，このモードは最低次数である直角 1 次モーY (mm)

40

ドよりも有効質量比が大きいことから，地震時振動への
0
-80

-40

0

40

寄与率が大きく共振しやすいと考えられる．このため，

80

入力地震動の主要動が終わったあとも揺れ戻しが発生し，-40

実構造物との卓越周期の違いにより計測値に比べ変位応答が大きくなったと考えられる．

-80

X (mm)

図-16(c)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．

(b) [2]桁端部
80

解析値

解析値では 4.68 秒で卓越するのに対し，計測値では 4.31

計測値

秒で卓越しており，解析値が計測値に比べ多少長周期となる傾向となった．また，図-16(c)より，[3]桁中央部にY (mm)

40

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
0
-80

-40

0

40

とが確認された．

80c) 鉛直方向-40

図-17 には鉛直方向の加速度応答と変位応答の比較を示す．図-17(b)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．

-80

X (mm)(c) [3]桁中央部

また，加速度波形の形状についても概ね一致することが図-14 並進変位オービット

確認された．

入力地震動（計測値）と応答（解析値）が一致するのを(3) 再現性に関する考察

確認するためである．図-14(b)より[2]桁端部においては本検討における地震応答解析は主要な周期帯における外形，卓越方向ともに再現した．しかし，図-14(c)より[3]桁中央部では解析値の外形が計測値の外形に比べ大対象橋梁の周期特性を概ね再現でき，また本検討におけ

きく，解析は変位を大きく評価する結果となった．

することができるものと考えられる．

る構造解析モデルの妥当性を示すための課題を明らかに
しかしながら，橋軸方向，直角方向ともに，わずかに(2) 変位応答及びフーリエスペクトル

長周期となる傾向にあった．また，解析値が計測値より変位応答とフーリエスペクトルの解析値と計測値の比
較を図-15～図-17 に示す．

も比較的大きな応答を示す傾向にあり，特に[3]桁中央部における変位応答の違いは顕著であった．

a) 橋軸方向

前者については，解析モデルにおける剛性評価が実構

図-15 に橋軸方向の変位応答の比較を示す．図-15(b)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，計測
結果では 2.73 秒の卓越周期が現れており，解析値が計測値に比べ多少長周期となる傾向にある．解析値，計測

造よりも小さいことが原因として考えられる．図-8 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
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
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

I_482

土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 75, No. 4（地震工学論文集第38巻）, I_476-I_484, 2019.

90

450

60
50
40
30
20
10
0
1

10

300
250
200
2.73s
150
100
50
0
0.1

1

Period (s)

60

80

100

(s)

0
0

20

40

60

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

6.55s

80
60
40
20
0
1

10

100

1

計測値

0
0

20

40

60

80

100

(s)

500

700
1.72s
600
500
400
300
200
100
0
0.1

1

10

60

80

100

(s)

-10

10

解析値

0
-5

4.31s

450

4.68s

1.18s

400
350
1.40s

300
250
200
150
100
50
0
0.1

1

10

Period (s)

計測値

60

解析値

5
0
0

20

40

60

80

100

(s)

-5

30
25
20
15
10
5
0
10

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

3.21s

解析値

0
0

20

40

60

80

100

(s)

-30
-60

60

3.21s

40

計測値

30

-10

500

50
3.21s
40
30
20
10
0
0.1

1

Period (s)(a) [1]地表部

解析値(b) [2]桁端部(c) [3]桁中央部
図-16 変位応答（上段）とフーリエスペクトル（下段）（直角方向）

5

1

計測値

Period (s)

10

45

10

-40

2.00s

800

Displacement(mm)(a) [1]地表部

0.1

0.1

-80

Period (s)350Displacement
(mm)

100

Displacement
(mm)

80

(s)

900
6.55s

40

50

40

-40

120

20

100

80

解析値

-80

0

2.98s
150

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

-40

0.1

200

Displacement
(mm)

0

-20

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

計測値

40

40

250

Period (s)

80

解析値

Displacement(mm)

Displacement
(mm)

計測値

20

20

300

(b) [2]桁端部(c) [3]桁中央部
図-15 変位応答（上段）とフーリエスペクトル（下段）（橋軸方向）

40

0

350

Period (s)(a) [1]地表部

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

1010Period (s)Displacement Fourier Spectral (mm.s)

0.1

350

1.34s

400

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

70

450

2.98s

400

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

Displacement Fourier Spectral (mm.s)

2.82s

2.82s

80

1.52s

450

3.49s

400
350

3.09s

300
250
200
150
100
50
0
0.1

1

10

Period (s)(b) [2]桁端部(c) [3]桁中央部
図-17 変位応答（上段）とフーリエスペクトル（下段）（鉛直方向）られていることを踏まえると，耐震補強として実施され

8. おわりに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を及ぼしていると考えられる．また，吊径間部のアイバ

本検討は広域ネットワークシミュレーションの精度検ー支承のモデル化やトラス接合部の剛性評価等の複合的証に向けた取り組みの一環として，大阪府北部地震におな要因に起因することも考えられる．後者については，

いて加速度が観測された観測局のうち，長大トラス橋で周期特性はわずかに長周期となる傾向はあるものの概ねある港大橋を対象とし，当該観測局にて観測された地表解析で評価できていることから，実現象の地盤による逸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散減衰等の減衰効果など，減衰特性を精緻に評価できて大橋の地震時の応答評価を試みたものである．

いないことが原因と考えられる．これらについては，本

本検討における解析値は主要な周期帯において卓検討で使用した構造解析モデルに対し床組免震のすべり

越周期や変位応答を概ね再現でき本検討で使用し支承の摩擦係数の評価等に着目した検討を実施することた構造解析モデルの妥当性を示したによって更なる精度検証が可能となると考えられる．



I_483

解析では橋軸方向，直角方向ともにわずかに長周土木学会論文集A1（構造・地震工学）, Vol. 75, No. 4（地震工学論文集第38巻）, I_476-I_484, 2019.

期側に評価する傾向にあった．過去に耐震補強以4)

前の構造解析モデルを用いて精度の高い再現が行
われ構造同定が図られていることを踏まえ，耐震補強として実施された床組免震のモデル化が影響5)6)を及ぼしていると考えられる．


地震時の変位応答については，解析値が計測値よ7)

りも比較的大きい傾向にあり．長大トラス橋における減衰特性の評価に課題を残した．
8)

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道路の全体系応答シミュレーションに関する共同研究」の

9)

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．
参考文献
1)

2)

3)

10)
11)

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服部匡洋，安藤高士，大石秀雄，馬越一也，中村真13)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，
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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.pdf (2019 年 3
月 8 日閲覧)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.
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, pp.758-771, 2006.10.
日本道路協会：道路橋示方書・同解説 V 耐震設計編，
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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.
（2018.11.9 受付，2019.1.25 修正，2019.2.17 受理）

EARTHQUAKE OBSERVATION RECORD
OF THE 2018 NORTHERN OSAKA-FU EARTHQUAKEAND EVALUATION OF RESPONSE OF LONG SPAN TRUSS BRIDGE
Masahiro HATTORI, Hideo OHISHI, 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 Osaka Prefecture around
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.

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