技報第 24 号

2007

3 径間連続鋼床版箱桁橋（空上 P27 支承）の負反力対策
阪神高速道路(株) 大阪管理部 調査設計グループ
阪神高速道路(株) 大阪管理部 調査設計グループ
阪神高速道路(株) 大阪管理部 調査設計グループ

兒玉濵田
山村

崇信彦
清

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要旨

阪神高速 11 号池田線梅田付近の元国鉄貨物ヤード上に設置された 3 径間連続鋼床版曲線箱桁橋（空上 P27～
空上 P30，1 箱桁 2 支承橋）は周辺状況との関係上構造的に制約があり，3 径間連続桁としては変則な支間割や斜角 74 度(空上 P27 上)を有する曲線桁橋となっている．このため，当該橋梁端部に位置している空上 P27 は建設時より常時で死荷重負反力が生じる状態となっており，幾度となく支承の損傷が発生していたことから，過去の工事でも負反力対策工事が行われてきたが，問題の解決には至っていなかった．
空上 P27 における過去の支承の損傷発生状況から，死荷重負反力状態に加えて通常走行状態での活荷重載荷による負反力の変動が支承の損傷発生に影響を与えていると予想されたため，今回新たに当該橋梁に隣接する梅田入路の梅田入 P3 橋脚側面に新設ブラケットを設置し，中央径間（空上 P28～空上 P29 間）に新たに支点を設け，支承高さを調整することによって，端支点空上 P27 での負反力を解消することができた．
過去の調査結果より，反力計算結果と実反力とは異なる状況が発生することが懸念されたため，今回の施工に際しては，事前に梅田入 P3 における支点高さと空上 P27 での反力の発生状態の関係を調査（事前モニタリン
グ）することにより，実橋梁の挙動に対応した支承高さの調整量を決定することができ，負反力対策として確実な成果を得ることができた．
キーワード:曲線桁，負反力対策，新支点追加，支点高さ調整，事前モニタリング，追跡モニタリング

はじめに

これらの要因により，空上 P27 上では常時で死荷重負反力が生じる状態となったことから，この本件の対象となる空上 P27 は，3 径間連続鋼床死荷重負反力に対処するため，隣接する合成鈑桁版曲線箱桁橋（空上 P27～空上 P30，上下線分離橋からブラケットを張り出して，合成鈑桁橋の死構造，1 箱桁 2 支承橋，昭和 42 年 10 月竣工）の荷重反力をカウンターウェイトとして使用し，連端部に位置している（図-1，図-2 参照）．

続桁の負反力を抑えるという特殊な構造となっている 1)（図-2 参照）．

本橋梁は，元国鉄貨物ヤード（現在はない），国道が入り組んだ位置に架設されており，橋脚のなお，本橋梁については，建設当初より設計・位置に制限があったことから，変則な支間割（上製作・架設の面で種々の問題が論議されており，り線 40+100+60m，下り線 39+90+60m）や斜角 74

設計値と実挙動の照査，支点反力の実態，その他度（空上 P27 上）を有する曲線桁橋となっている． 理論計算では把握できない問題等を明確にするた
1空 P30
空Ｐ３０

空Ｐ２９
空P29

空P27
空Ｐ２７
L側

阪神高速 11 号池田線
空 空Ｐ２８P28

R側

梅入Ｐ３梅田入P3梅田入路図-1 対象橋梁の概要
タイバー
空上 S27

空上 S27を，死荷重負反力をサイドブロックで抵抗する構造に変更した 3)．

空下 S27しかし，平成 12 年に実施された上部耐震補強に伴う支承取替工事の事前調査において，空上P27R 側支承の全てのセットボルトが破損し，上支承と下フランジ間に約 9mm の隙間が確認された．
そこで，平成 12 年の支承取替工事では，空上P27 R 側の負反力変動により発生していると思わ空上 P27れる支承の疲労損傷をこれ以上繰り返さないため

図-2 対象橋脚上の構造に，詳細な調査（試験車走行試験による挙動調査，めの模型実験が行われ，この模型実験の結果では， 死荷重負反力調査，施工管理計測等）が実施され，空上 P27 の支点反力は，原設計計算値とは大きく橋梁の構造変更も含めた抜本的な対策の検討が行異なるなど，支点反力の状態はかなり複雑な機構われた．

2)を呈していると考えられた ．

検討の結果，空上 P27 の支承取替に際して，空さらに，完成後，車両走行上の安全性（見透し上 P27 の支承高さは変更せず，空上 P28R 側を視距の確保）から曲線内側に拡幅を行い，床版張10mm 下げることにより，死荷重負反力により浮出しの延長で処理が行われているため，反力，桁き上がっている空上 P27R 側の負反力を低減するの変形等は一層複雑になっていると思われる．という方法が採用された．なお，交換された支承は，セットボルトを必要数の 2 倍の 8 本設置し，１．空上 P27 の負反力対策の経緯と構造検討

サイドブロックで死荷重負反力をすべて受け持つことが可能な形式とした．平成 13 年 4 月に支承

1-1 空上 P27 の負反力対策の経緯取替工事が完了し，空上 P27R 側にのみ発生して本橋梁では，昭和 52 年の道路パトロール中にいた死荷重負反力は，R 側・L 側の両支承に分散異常音の発生が確認され，その後の調査で空 P27されることになった．支承設置後の死荷重反力モ

上下線の曲線外側（以降，R 側）の支承の損傷やニタリング調査の結果では，桁温が 20℃の時に R負反力抵抗用のタイバー（図-2 参照）の破断等

側 = 196kN，L 側 = -225kN であり，温度上昇にが発見されたことから，昭和 58 年に支承の取替伴い R 側は正反力が増加，L 側は負反力が増加し，工事が実施された．この取替工事では，支承形式温度が低下すると逆の傾向が認められていた．
2２．負反力対策の詳細検討

ところが，支承取替工事完了後の平成 13 年 11月に，今度は空上 P27 の L 側支承において，負反力抵抗用のサイドブロックの取付ボルト 2 本

予備検討段階では，梅田入 P3 位置において支（M22）が，活荷重による挙動が原因と考えられ点高さの調整を行うことで空上 P27 の負反力を解る疲労により破断するといった損傷が発生し，さ消できるとしていたが，前節に示した構造で詳細

らに，平成 14 年 1 月には，空上 P27 の L 側支承検討を進めていく中で，梅田入 P3 位置に新しいのセットボルト 1 本（M39）が破断するといった支点を設けて支点嵩上げを行った場合，+55mm の損傷が発生した

4)，5)

．

支点嵩上げが必要となるが，逆に空上 P28 上におこのような過程を経て，今回の負反力対策工がいて「死荷重＋B 活荷重」反力で大幅な負反力が実施されることになった．

生じる状態（「死荷重」反力では負反力は発生しない）となる結果が得られた（表-1 参照）．

1-2 今回の負反力対策の概要

このため，梅田入 P3 に加えて空上 P27，P28 のこれまでの支承損傷発生状況からみて，空上支承で高さ調整を行うことで，「死荷重＋B 活荷

P27 において生じている死荷重負反力が支承の損重」反力においても，（依然小さな負反力が生じ傷発生に影響を与えていることが予想され，これる支承はあるが）梅田入 P3 のみで支点高さ調整を極力小さくする，あるいは正反力とすることがするよりバランスのとれた支点反力状態となり，重要と考えられた．

空上 P27 の負反力を解消できることが確認された．

当初は，現在公園となっている路下に橋脚を新なお，設計時・施工時とも空上 P27，P28 の支点たに設置して負反力に対応することも検討された

高さ調整は， R 側支承のみで行うこととした．

が，最終的に当該橋梁に隣接する梅田入路の梅田これまでに行われた工事記録（設計・計測等）

入 P3 橋脚に新設ブラケットを設置し，中央径間から，空上 S27～空上 S29 の 3 径間連続桁橋につ（空上 P28～空上 P29 間）に新たな支点を設ける

いては構造が複雑なため，設計計算とは異なったことにより，端支点空上 P27 での負反力に対応す挙動を示し，特に支点反力については，建設時のることとした（図-1，図-3 参照）．

設計段階では設計計算と模型実験で異なる符号の支点反力が生じ，平成 13 年の補修工事段階での設計計算でも，空上 P27 支承の R 側と L 側で負反力の発生が実橋と逆の傾向になる等の現象が生じていた．そのため設計計算だけでは実際に支点反梅田入 P3 橋脚支点上断面力の状態を確定することは難しく，負反力対策工事の効果を実測して確認する必要があると考えら

空上 S27

れた．
また，詳細検討の結果から，ある程度大きな支空下 S27

点高さの調整を行う必要があると考えられたため，支点高さの調整によって既設構造物（特に梅田入P3 橋脚）に与える影響（応力増加，局部変形・局部応力の発生等）を確認しておく必要性があると考えられた．
以上のことから本工事の設計の妥当性を確認す
図-3 補修（支点追加）概要図

ること，工事が構造物に与える影響を把握するこ3

表-1 各支点の支点高さ調整量と空上 P27 支承への正反力導入検討（詳細検討）：支点高さ調整前（死荷重状態）で負反力発生箇所の負反力値：支点高さ調整後（死荷重＋B 活荷重状態）で負反力発生箇所の負反力値と，支点高さ調整による効果を確認すること等をた．なお，活荷重については，設計活荷重（B活目的としてモニタリング計測を実施した．

荷重）の全載荷を行うことは困難であることから，試験車両走行試験を実施した結果から活荷重によ

３．事前モニタリングの実施る変動状況を把握するものとした．

3-1 実施内容

3-2 実施結果(1)支点高さ調整量の決定

事前モニタリングで実施した調査・検討は下記の通りである．

支点嵩上げ工を実施する前に，まず，空上 P27①空上P27，P28，梅田入P3における死荷重反力・支承において現在生じている負反力・浮きの大き活荷重反力（試験車両走行時）の確認，支点高さを確認するために，負反力抵抗用のタイバーがさ調整量の設定設置されていたブラケット位置に PC 鋼棒とセン②各工事段階での既設構造物，新設構造物に生じターホールジャッキを設置してあらかじめ荷重をる応力の確認作用させ，その変動により負反力の発生状態を把③気温変化による支点反力の変動の確認握することとした．

支点反力の確認については，死荷重状態，活荷その結果，R 側支承（図-1 下側）については，重載荷状態での支点反力以外に，気温変動による死荷重状態での浮き上がりは認められなかったが，支点反力を確認する必要があることから，1日のL 側支承（図-1 上側）については，死荷重状態で気温変化による反力変動状況について調査を行っ

3mm 程度浮き上がりが生じており，その状態で発4

生している負反力は約 130kN 相当であることが推ことが確認された．

定された（図-4 参照）．

次に，空上P28R側の支点嵩上げを行ったが，設計時に想定していた程度まではL側支承への十分な正反力の導入が見られなかった．
このため，空上P27の支点嵩上げはR側支承についてのみ実施することから，空上P27の支点嵩上げはL側支承の正反力を減尐させることとなり，空上P28の支点嵩上げによる反力導入がなければ，梅田入P3の支点嵩上げで導入した正反力を相殺することになる．
上記のことから，空上P27，P28における支点嵩

図-4 施工前の空上 P27 の支点反力上げは行わず，梅田入P3においてのみ支点嵩上げ
次に，梅田入P3に油圧ジャッキを設置し，新設を行い，空上P27に正反力を導入することとした．

支点の高さ調整を行い，詳細設計結果に従い空上

ただし，梅田入P3の支点嵩上げによる正反力のP27，P28における支点高さ調整の必要性の有無，導入では導入量が頭打ち状態となり，設計時の挙および必要量の検討を行った．

動と異なるため（図-5参照），試験車走行試験の梅田入P3のみの支点高さ調整を行った測定結果

結果から設計時活荷重（B活荷重）を想定するこ（図-5参照）を取りまとめると以下のようになる． とが非常に困難となった．そこで，現実的な「通① 梅田入P3の約40mmの支点嵩上げをした結果，常の車両走行時において，空上P27に負反力が生空上P27のR側支承の反力の増加は約60kN，Lじないこと」を達成目標として導入正反力の大き側支承の反力の増加は約160kNであった．

さを設定することとした．

② R側支承は20mm以上の支点嵩上げを実施してなお，梅田入P3のジャッキアップによって生じもそれ以上の反力の増加は認められなかった． る橋梁および梅田入P3橋脚の各部の応力は，設計時に想定されたものより小さく，十分許容されるものであった．
過去の工事記録から夏季には L 側支承の正反力が減尐することが想定されるため，40mm よりさらに梅田入 P3 の支点嵩上げを実施し，できるだけ大きな正反力を導入しておくこととした．
40mm 以上の支点嵩上げでは，L 側支承は嵩上げ量に応じて導入正反力が増加していくが，R 側支承については 20mm（実際は+60mm）以上の嵩上げ

図-5 空上 P27 の支点反力と新支点高さ調整量

では，導入正反力が減尐しており，19mm（実際は施工前の検討では，R側支承は，L側支承と比較+59mm）付近が導入正反力を最大にする支点嵩上して反力の増加量は尐ないが，支点嵩上げによりげ量であったことがわかった（図-6 参照）.この線形的に増加すると考えられていたが，事前モニ結果から梅田入 P3 の支点嵩上げ量は 59mm とし，タリングの結果では，R側支承では，梅田入P3を最終的に，気温約 20℃で R 側支承は約 70kN，L20mm以上ジャッキアップしても主桁がねじれ変形

側支承は約 165kN の正反力が導入できたと考えらするため，支点反力の増加の傾向が頭打ちになる

れる（図-5，図-6 参照）．
5なお，梅田入P3での59mmの支点嵩上げに伴う主があるものと推定される．年間の気温変化による桁の各部材や支点近傍の橋脚部材での大きな応力支点反力の変動については，必ずしも上記の線形発生，また設計時の課題としてあげられていた空関係が成立するとは限らないが，梅田入P3での上P28上での負反力の発生は見られなかった．

59mmの支点高さ調整により生じる正反力の増加分

これらの設計値と計測値が異なった原因として， R側支承約70kN，L側支承約165kNと反力測定時と実橋と設計モデルのねじれ変形に差異があったこ

夏季の温度差により減尐する反力の想定値とがほと等が推測される．

ぼ等しいこともあり，夏季には注意をする必要があると考えられた．
(3)活荷重影響による支点反力変動量の推定
通常走行状態における活荷重影響による導入正反力を把握するために，考え得る不利な条件として，343kN試験車による車両載荷試験を行った．
試験の結果より，343kN トレーラー1 台が走行した際の空上 P27 に生じる反力減尐の最大量は，R 側支承，L 側支承とも減尐量は約 5～10kN とな

図-6 空上 P27 の支点反力と支点嵩上げ量り（図-8 参照）
，走行車線を連行した際に生じる（図-5 からの追加量）

減尐量は約 10～15kN となった．また，追越車線(2)温度変化による支点反力変動量の推定を走行した際の減尐量はこれらより若干小さめの温度変化による導入正反力の変動量を把握する値を示していた．なお，これらの正反力の減尐は，ことを目的に24時間連続計測を実施し，温度変化施工時に導入した正反力に比べて十分小さく，計による導入正反力の増減の検討を行った．

測中に支承の浮き上がり等も確認されていない．

測定時の1日の気温変化（7.3℃）の中での支承鉛直変位量からR側支承の支点反力の変動量を推試験車両イメージ定すると約32kN，L側支承では55kNとなった（図7参照）．

図-7 外気温と支点反力の推移（秋季 24 時間）
これらの関係が年間温度範囲（-5～35℃，計40℃）の中で線形的に推移すると仮定した場合，その変動量は，R側で約175kN，L側で約301kNとな

空上 P30
空上 P29る．反力測定時の気温（20℃前後）が年平均気温

梅田入 P3 空上 P27
空上 P28図-8 試験車走行（追越車線単独走行）影響によるに近いことから考えると，約半分のR側で約88kN

R 側・L 側支承の反力変動（冬季），L側で約150kN（夏季）の正反力の減尐6本工事の結果からは夏季において，桁の温度伸上昇（約 7℃上昇）により支承反力が大きくなる縮等の影響で，導入された死荷重正反力増加分が傾向（約 150kN 増加）にあり，L 側支承は温度上ほぼ相殺されることも十分予想され，また通常走昇（約 7℃上昇）により支承反力が小さくなる傾

行状態活荷重において生じる正反力の減尐は，R向（約 50kN 減尐）にあると言える（図-9 参照）．

側支承，L 側支承とも約 10～15kN であることから，夏季では負反力が発生する可能性が残る結果となった．
このため夏季に追跡モニタリングを実施し，空上 P27 での支点反力を再度確認することとした．

４．追跡モニタリングの実施
図-9 外気温と支点反力の推移（夏季 24 時間）
4-1 実施内容

施工時（秋季～冬季）と夏季の計測結果から，夏季に実施した追跡モニタリングでは，支点反R 側支承では冬季が，L 側支承では夏季が最も正力の確認として，秋季の事前モニタリング調査同反力が減尐する傾向であると考えられた．

様，気温変動による支点反力を確認するために，(2)一般車走行による影響把握24時間連続計測を行った．また，活荷重影響の確

一般車の通常走行状態における支点反力の状態認については，事前モニタリング結果から，そのを把握するために，12 時間連続の動的計測結果影響が分かっており，追跡モニタリングでは試験をもとに頻度分析（PV 法）を実施した．

車両走行試験を行わず，12時間連続の動的計測を

なお頻度分析結果は，温度影響と車両走行影響実施することで通常走行状態での応力変動を把握の両方を加味したものとし，測定開始時の反力することとした．

（R 側支承 450kN，L 側支承 50kN）をもとに算出した実反力の頻度分布で評価する（図-10 参照）．

4-2 実施結果

上記の分析結果から，活荷重影響を考慮した支(1) 温度変化による導入反力の変動

点反力の最小値は，14～20 時付近で R 側支承で反力の測定は，秋季の計測同様，支承近傍に油380 kN，L 側支承で 30kN となっており，夏季に圧ジャッキを設置し，油圧ジャッキの反力から支おいても「通常の車両走行時において，空上 P27承の死荷重反力を確認することにした．に負反力が生じないこと」が確認された．

調査結果から死荷重反力は，R 側支承で392.3kN，L 側支承で 50.8kN（気温：約 27℃）と算出された．ここで，秋季の工事で導入した支点反力は，R 側支承で約 70kN，L 側支承で約 165kNであり，秋季の計測結果から予想されているとおり，夏季では気温の変化によって R 側支承，L 側支承で大きさが逆転していた．また，R 側と L 側の支点反力の合計値は秋季の 2 倍程度となり，秋季と大きく異なる結果が得られた．
夏季における R 側支承，L 側支承それぞれの温図-10 R 側，L 側支承の支点反力頻度（12 時間）度変化と支承反力相関関係から，R 側支承は温度7なお，この支点反力が小さくなった状態は，12・事前および追跡モニタリングの結果により，本時間の計測中に 2 回発生した程度であり，いずれ橋梁は，温度変化（桁伸縮挙動）に伴い，曲線も偶然大型車両が 2 台並走した状態であり，頻度桁の影響で上部構造全体がねじれ，空上 P27 支としてもごくわずかである．

点部では温度上昇時に R 側支承の反力が増大し，L 側支承の反力が減尐すること，温度低下時は５．まとめ逆の傾向があることがわかった．また今回の施工によって，夏季・冬季においても支承反力が本件は，空上 P27 の負反力対策について過去に負反力になることはなく，一般車両走行による実施した対策および今回の対策の成果について述

活荷重影響を考慮しても正反力を導入できておべてきた．主たる結論は以下のとおりである．

り，空上 P27 支承の損傷発生の原因となってい・空上 P27 では，建設時より，死荷重負反力が原た負反力を解消することができたと言える．

因と思われる支承損傷が発生しているが，過去参考文献の支承補修では，十分な成果を得られていなか

1) 阪神高速道路公団：空 P27 構造検討業務, 1979.
2) 阪神高速道路公団：空 P27 資料修正業務, 1983.
3) （財）阪神高速道路管理技術センター：連続曲線桁における負反力沓の取替え―空 P-27―，明日へはばたく技術， pp. 45-46, 1998.
4) 阪神高速道路公団：大阪府道高速大阪池田線上部耐震改善工事（11-2-池-大建）工事報告書, 2001.
5) 浜田 信彦，志村 敦，山口 史夫，木村 恭介：死荷重負反力を受ける支承の取替工事，構造工学論文集，48A 巻, pp. 1011-1019, 2002.

った．今回，中央径間に支点を設けることにより，抜本的な対策を行うことになった．
・今回の施工に際しては，梅田入 P3 における支点高さと空上 P27 での反力の発生状態の関係を事前モニタリングすることにより，実橋梁の挙動に対応した支承高さの調整量を決定できた．

COUNTERMEASURE AGAINST UPLIFT FORCE ON A THREE-SPAN
CONTINUOUS CURVED MONO-BOX GIRDER WITH STEEL DECKThe bridge in this study is a three-span continuous mono-box girder bridge with steeldecks. It has irregular span lengths and a curved shape with a skew angle of 74 degrees.
This unique configuration imposes constant uplift force on this bridge and has required
repair of shoes repeatedly, which did not solve the problem fundamentally.
In the current countermeasure work based on the previous experiences, additional shoes
were installed in the middle span of the bridge as a complete solution to the uplift force
issue.
This paper describes the behavior of the bridge and the effect of the countermeasureobtained by monitoring measurement during the construction.

兒玉 崇濵田 信彦

山村 清

阪神高速道路株式会社
大阪管理部 調査設計グループ
Takashi Kodama

阪神高速道路株式会社
大阪管理部 調査設計グループ
Nobuhiko Hamada

阪神高速道路株式会社
大阪管理部 調査設計グループ
Kiyoshi Yamamura8