阪神高速道路株式会社
技報第 23 号 2006

西宮港大橋の耐震補強設計
神戸管理部
技術企画室
神戸管理部

調査設計グループ
技術開発グループ
保全工事グループ

岡本信也
堀江佳平
山名宗之

………………………………………………………………………………
要

旨

5 号湾岸線西宮港大橋は支間長 252m のニールセンローゼ橋の長大橋である．耐震性の向上をはかるために耐震補強を実施した．耐震補強設計にあたり，道路橋示方書に示されている設計地震動では地震力を過大に評価してしまうため，シナリオ地震波を用いた．入力地震波には R-O モデルにより地盤の非線形性を考慮し，3 次元全体系骨組みモデルにより弾塑性動的解析を実施した．結果，上部工，橋脚ともに降伏を超える部分が確認され，橋脚については発生ひずみが許容ひずみ以下となるように幅厚比パラメータを制限する補強を行なうものとした．
一方，上部工の降伏箇所についてはファイバー要素を用いた弾塑性解析により全断面降伏に至っていないことを確認したため，補強を実施しなかった．
これらにより，橋梁システムとしての健全性が確保されていることを確認した．
キーワード:シナリオ地震波，地盤非線形，3 次元弾塑性有限変位法，座屈パラメータ

はじめに盤の液状化により海P99橋脚が傾斜し，隣接橋側径間の単純桁が落橋するという被害を受けた．

5号湾岸線の西宮港大橋は，支間長252mのニー

平成 16 年度に耐震性の向上を図るための西宮ルセンローゼ橋であり，長大橋に分類されている

港大橋耐震補強工事（16-湾-神建）が発注されて（図-1）．本橋は平成6年2月に竣工し，平成6年4いる．本稿では，その詳細設計，補強について報月に供用が開始された．平成7年1月の兵庫県南部告する．

地震では支承が割れるなどの損傷を受け，また地

図-1 西宮港大橋 一般図

100001-1 西宮港大橋の概要

1000

西宮港大橋は，5 号湾岸線の西宮浜と甲子園浜を結ぶ，支間長 252m，本線 6 車線と県道湾岸側

Sa(cm/s2)

１．西宮港大橋の概要と震災時の損傷確認

NS成分
OSK-1A-LATL-A1S2-L
ATL-A2S3-L
道示(Ⅲ種)

100

道を併設するニールセンローゼアーチ橋である．
橋脚形状も特徴的な W 型形状であり，橋脚の梁

10
0.01

0.1
1PERIOD(sec)は湾岸側道側に少し偏心している．

10

設計緒元は，以下のとおりである．
・支 間 長：252m

・ 上部工重量：約11,000t

・車 線 数：6車線+県道（湾岸側道）

図-3 西宮港大橋サイトにおける工学的基盤波の応答スペクトル
今回考慮したシナリオ地震波は，以下のとおり

・ 支 承 条 件 ：海P99；可動／海P100；固定である．また，その元となる断層の位置を図-4に・ 橋 脚 形 状 ：W形状示す．
・ 大阪湾断層想定波

1-2 震災時の損傷状況
本橋梁は平成７年の兵庫県南部地震により被災し，落橋は免れたものの，固定側支承の損傷(図-・ 上町断層想定波・ 南海・東南海地震想定波・ 有馬高槻断層想定波2)や，岸壁の液状化による橋脚の傾きがみられた．

概略設計段階は，大阪湾断層想定波，上町断層

大阪側の隣接橋側径間の単純桁はその橋脚の倒れ想定波，南海・東南海地震想定波の 3 波の最大値により落橋した．となる大阪湾断層想定波で行われていたが，今回は，新たに有馬高槻断層想定波（2 種類）も加え，それらから最大値となるものを使用した．

有馬高槻構造線

西宮港大橋
上町断層系

大阪湾断層

図-2 固定側(海 P100 側)支承の損傷

２．入力地震波について
2-1 入力地震波の考え方
道路橋示方書に示されている設計地震動では，地震力を過大に評価してしまうため，本橋周辺の活断層をもとに本橋が受けうる地震波（シナリオ地震波）を用いて設計を行なった（図-3）．

図-4

有馬－高槻構造線断層系，大阪湾断層，および上町断層系

2-2 地盤の非線形性
地表面波の加速度応答スペ ク ト ル h = 0 .0 5

概略設計段階では，等価線形法を用いて基盤面から地表面へ伝わる地震波を算出していた．しか＜橋軸方向＞100を考慮し実現象に即した地震波を用いることとした．
非線形モデルはHardin-Drnevich（HD）モデル，応答加速度（m/s2）

し耐震補強設計を行うにあたり，地盤の非線形性
101

Ramberg-Osgood（R-O）モデルが代表的である．
0.1

近傍の東神戸大橋の補強検討にて同様のR-Oモデ

0.1

1ルが使用されており，地盤状況が同様と考えられ，10周期（秒）データの準用が可能であることから，本検討もR-

大 阪湾＿ １A Ｎ Ｓ （ 橋 直）

有馬高 槻＿ A2 S3 ＮＳ （ 橋 直）

有 馬高槻 ＿A1 S2 Ｎ Ｓ （ 橋直）

固有周 期（ 2 次 モー ド )Oモデルを採用した．
図-5 に R-O モデルによる地盤の非線形を考慮

地表面波の加速度応答スペクトル h=0.05

した場合の有馬高槻_A2S3 の加速度応答スペク

100＜橋軸直角方向＞

RO 0.0%100FDEL
基盤波 入力応答加速度（m/s2）

トルを示す．
101

応答加速度（m/s2）

100.1
0.1

110.1

10周期（秒）110
大阪湾＿１A ＥＷ（橋軸）有馬高槻＿A2S3 ＥＷ（ 橋軸）

有馬高槻＿A1S2 ＥＷ（橋軸）固有周期（ 1次モード)

0.1

図-6 地震波加速度応答スペクトル

周期（秒）

３．解析
図-5 地盤非線形を考慮した場合の加速度応答スペクトル（有馬高槻_A2S3）

3-1 全体系動的解析
補強箇所及び設計荷重を決定するために全体系動的解析を実施した．

2-3 入力地震波の選定(1)解析モデル

今回，耐震補強設計に用いるシナリオ地震波

橋梁全体系を3次元骨組構造でモデル化した．

は概略設計時に最大であった大阪湾断層に有馬高橋脚の柱と梁は材料非線形を考慮したファイバー槻の2種類を加えた以下の３波とした。これらを要素を用い，橋脚斜材は非線形バネ要素でモデル

R-Oモデルにより地盤の非線形性を考慮した地震化した．また，吊材は非抗圧トラス要素にてモデ波を用いて解析を行った．

ル化した．図-7 に全体系骨組みモデル図を示す．

・大阪湾断層_1A
・有馬高槻構造線_A1S2
・有馬高槻構造線_A2S3
R-Oモデルを用いて算出した地震波の加速度応答スペクトルを図-6に示す．

図-7 3 次元全体系骨組み解析モデル

(2)解析結果と補強箇所

3-2 橋脚斜材の 3 次元シェル弾塑性有限変位解

地盤の非線形を考慮した地震波を用い，橋脚補強前と補強後のモデルにて解析を実施した．

析現状構造に対し3次元立体骨組みモデルを用い上部工は，橋軸方向地震に対して降伏を超えてた動的解析を行ったところ、橋脚斜材が降伏を大いる箇所はなかったが，橋軸直角方向地震では，きく超過していることが確認された。そこで橋脚主構アーチ部の一部に降伏強度の1.13倍を超える斜材をエネルギー吸収部材と考え、斜材の靭性を箇所が見られた．
（図-8）

改善することでエネルギー吸収能を高め、耐震性

橋脚は橋軸方向地震に対し，海P100の柱で補能を向上させることとした．

強前後共に降伏を超える箇所が見られ，橋軸直角(1)橋脚部材の座屈特性

方向地震に対しても柱部と梁部に降伏を超える箇

1)補強前断面の幅厚比パラメータ所が見られた．
（図-9）

補強前の橋脚斜材について幅厚比パラメータを

橋脚降伏部材については，幅厚比パラメータを算出したところ，大部分の部材で適用基準*1)を満改善する補強を行い，靭性を持たせることで別途足せず，靭性を有していないことがわかった．

ひずみの照査を行うこととした．

2)補強断面の幅厚比パラメータ

また，上部工の降伏部材については上部工を弾

幅厚比パラメータを改善するため，縦リブ先端塑性ファイバー要素でモデル化することで降伏程に L 形鋼を取り付けることとした．また耐荷力度を確認することとした。

を向上させるため増し厚補強を実施した．その結果，補強断面の幅厚比パラメータは適用基準を満橋軸方向地震（ATL-2）＜橋脚斜材補強前＞＜橋脚斜材補強後＞足することができた．図-10 に補強前後の幅厚比
G1G1G2G2

パラメータの一例を，図-11 に補強断面を示す．
海P99山側斜材⑩Flg.
1.21.041

補強前
補強後

1.00.8

橋軸直角方向地震（OSK）＜橋脚斜材補強前＞

0.701＜橋脚斜材補強後＞

0.6

0.683

0.490
0.410

G1

G1
降伏に対する倍率
1.01

降伏に対する倍率
1.13

0.4

0.291

0.285
0.151

0.2
G2G20.0R

図-8 解析結果（上部工）R(≦0.65)RF(≦0.6)

RF：補剛板の幅厚比パラメータ

橋軸方向地震（ATL-2）＜橋脚斜材補強後＞＜橋脚斜材補強前＞

R L (≦0.7)

γ/γ* (≧1)

RL：縦補剛材の幅厚比パラメータ

RR：板パネルの幅厚比パラメータ γ/γ*：縦補剛材の剛比

図-10 補強前後の幅厚比パラメータ
降伏に対する倍率
最大1.27

海P100

海P９９

降伏に対する倍率
最大1.26

海P100

海P９９

橋軸直角方向地震（ATL-2）＜橋脚斜材補強後＞＜橋脚斜材補強前＞
降伏に対する倍率
最大1.19降伏に対する倍率
最大1.20

海P100

降伏に対する倍率
最大1.00

海P100

降伏に対する倍率
最大1.05海P９９

図-9 解析結果（橋脚）

海P９９

図-11 斜材リブ補強断面

(2)斜材を対象とした弾塑性有限変位解析

以下に橋脚補強の概要を示す．

斜材をエネルギー吸収部材と考えるため，斜材柱部：既設リブをL形鋼等により補強については詳細な解析を実施した．解析はシェル

斜材：要素を用いた弾塑性有限変位解析により実施した．

・内部既設リブをL形鋼等により補強

荷重の載荷方法は荷重漸増法とした．終局時にお・斜材外面に当て板ける変形図及び耐荷力曲線を図-12,13に示す．

・基部コンクリート充填
補強概略図を図-14，15に示す．

斜材

柱

図-12 斜材の終局時の変形図（補強後）図-14 橋脚補強概要図

1.0

＜補強後＞
最大軸力：5.09E+04(kN)
最大曲げモーメント：-1.00E+04(kN.m)（荷重係数：0.7909）
最大荷重時の変位 ：28mm

0.90.8

荷重係数0.7

橋脚柱0.6

橋脚斜材

0.50.40.3＜現状＞
最大軸力：3.02E+04(kN)
最大曲げモーメント：7.81E+03(kN.m)（荷重係数：0.4242）
最大荷重時の変位 ：25mm

0.20.10.00510152025303540

軸方向変位(mm)
図-補強前後における耐荷力曲線
図-13 斜材補強前後における耐荷力曲線

図-13より補強前後で耐荷力が200％程度となっ

図-15 橋脚柱及び斜材補強ていることがわかる．また，最大荷重を経た後，耐荷力の低下が緩やかになっており，部材の靭性が向上していることが確認できた．

2)ひずみ照査及び変位照査
降伏を超過する柱部材に対し1)の補強を行い，斜材には，3-2で得られた耐荷力曲線をもとに非4．耐震補強設計と照査

線形バネ要素をモデル化し，再度全体系動的解析を実施した．動的解析により得られた発生ひずみ

4-1 橋脚補強を用いてひずみ照査を行なった結果、幅厚比パラ1)補強方法

メータを改善することで発生ひずみを終局ひずみ

3-1の全体系動的解析により降伏に至っている箇内におさめることができた．柱部材は軸力が卓越所について，幅厚比パラメータを改善することでしていたため，照査には宇佐美ら2)が提案してい部材に靭性を持たせるよう補強を行なった．

る次式を用いて終局ひずみに対する照査を実施した．

4-3 段差防止兼変位制限装置の設計
本橋では落橋防止システムの一つとして段差防εu0 .7
3 .2=+≤ 20 .0止兼変位制限装置を設けるものとした．
1 .30.18()
εy ⎛1+N/Ny2.
2⎜ Rf λs − 0.18 ⎞⎟ (1 + N / Ny )段差防止兼変位制限装置は以下に示す『段差防⎝⎠止装置』と『変位制限装置』兼ね備えた構造であ
0.3 ≤ Rf ≤ 0.5, γ / γ ≥ 1.0,0.0 ≤ N / Ny ≤ 1.0*

る．
＜段差防止装置＞

斜材については，図-13の耐荷力曲線から得ら既設支承が破損し，上部工が脚上に落下して大れる最大変位に対し照査を行った．最大変位

きな段差が生じたり，上部工が傾斜したりする

28mmに対し動的解析による最大応答変位は下回のを防ぐ．っており，斜材が終局に至っていないことを確認＜変位制限装置＞

した．(表-1)

上部工が隣接構造物に衝突することを防ぐ．

表-1橋脚斜材の軸方向変位照査（補強断面）FEM解析による最大軸変位
大阪湾_1A
橋軸
有馬高槻_A1S2地震
有馬高槻_A2S3軸方向変位
大阪湾_1A橋直
有馬高槻_A1S2地震
有馬高槻_A2S3

応答
変位mm
28.0
4.3
3.2
3.8
16.8
6.8
17.0

判
定(1) 設置箇所－OK
OKOKOKOK
OK

位は上部工端横桁を挟み込むことで，橋軸直角方設置箇所は，橋脚梁上に設置し，橋軸方向の変向の変位は主構下弦材に接触することで制限することとした．図-17に概略図を示す．

4-2 上部工アーチ部弾塑性解析
全体系動的解析により上部工上弦材に一部降伏を超えた箇所が確認された．それを検証するため，超過断面をファイバー要素により細分化し，再度動的解析を実施した．
ファイバー要素によりモデル化された断面の結果を図-16に示す．上側隅角の一部が降伏しているが全断面降伏には達していないことがわかった．
そのため橋梁としての耐力を失っているわけではなく，直ちに落橋することはないと判断し，上部工の補強は実施しないものとした．

橋軸方向

図-17

図-16 主構アーチ部ファイバー要素部分

橋軸直角方向段差防止兼変位制限装置

(2)設計荷重に組み上げる必要があった．補強部材は最大で板段差防止兼変位制限装置の設計荷重として，全体系動的解析により得られた支承水平反力の最大値を用いることとした．

厚 55mm，重量は約 1.1ton である．
このため，立体 CAD 図により施工ステップ図を作成し，既設部材の撤去から補強部材の搬入順

ただし，可動側である海P99の橋軸方向の支承反力は解析上求められないため，海P99を固定し序，取付方法について詳細に検討を行った後，実施工へ取り掛かるようにした．

た条件で解析した結果，0.3Rd程度の値が算出さ利点として，既設部材と新規取付け部材との間れた．その値と支承サイドブロック耐力を考慮し隔、部材搬入時の干渉程度、作業空間などの確認て本設計では0.45Rdとしている．

をｍｍ単位で行うことが可能である．
また，ひとつひとつの手順を細分化してフロー表-2 段差防止兼変位制限装置の設計荷重(kN)化し，その各ステップを立体 CAD 図によって再海P99

現すること再現後、当初検討した手順で施工がで

段差防止
変位制限

G1G2

鉛 直34,61022,637

橋 軸
橋軸直角

15,575 10,18740,946

海P100
G1G235,23222,555

34,656 22,459
46,732

きない場合、手順を変えて再度検証を行うというプロセスを繰り返し行い、全体フローを確立することができた。

(3)変位制限装置の遊間設定橋軸方向の海P99は，支承条件が可動であり，隣接桁と本橋の桁遊間が300mmであることから，衝突を避けるために遊間を280mmとした．海
P100は，支承が固定条件であることから，地震時に支承が壊れた後，すぐに装置が機能する必要があるため，遊間を20mmと小さく設定した．
橋軸直角方向の遊間は，支承が固定条件であり，海P100の橋軸方向と同様に20mmとした．
(4)PRF緩衝材の採用
変位制限装置等の衝突面には，力を均等に伝達させるために通常クロロプレンゴムを設置するが，許容支圧応力度が低いため，本橋に適用した場合では受圧面積が大きくなる．そのため，許容支圧応力度が高いPRF緩衝材を採用し，受圧面積を減少させ，設置した．
5．施工にあたって工夫した点
段差防止兼変位制限装置が取付く位置の端横桁及び橋脚梁内部の補強については，BOX 構造の狭あいな箇所であり既設部材と補強部材を立体的図-18 3 次元 CAD を用いた架設ステップ図

6.まとめ

これらの補強により，橋梁システムとしての健全性が確保されていることを確認した．

鋼製ラーメン橋脚及び鋼上部工アーチを橋梁システムと考え，本橋の耐震設計を実施した．
鋼製橋脚は降伏応力度を超過するものの，発生工場製作，現場架設を行い平成 19 年 3 月の完成予定である．
参考文献ひずみが許容ひずみ以下となるよう幅厚比パラメ

1) 既設鋼製橋脚の鋼断面耐震補強の暫定措置についてータを制限する補強を行なった．

阪神高速道路公団 H 17.8

鋼上部工は一部の部材が降伏応力度を超過する

2) 宇佐美勉他：圧縮と曲げを受ける鋼部材セグメントのものの，全断面降伏に達していないことを確認し終局ひずみと鋼アーチ橋の動的耐震照査への応用

上部構造としての健全性を照査した．

工学論文集(Vol.50A 2004.3)

この時，地盤の非線形性を厳密にモデル化することにより経済的な補強設計が可能となった．

3) 篠原聖二、堀江佳平他：W 型鋼製橋脚の耐震性能照査
土木学会第 60 回年次学術講演会（2005.9）

SEISMIC RETROFIT DESIGN FOR THE NISHINOMIYA-KO BRIDGE
Nobuya OKAMOTO, Yoshihei HORIE and Muneyuki YAMANAThe Nishinomiya-Ko Bridge on the Wangan Route is a Nielsen-Lohse arch bridge with a span lengthof 252 m. For a seismic retrofit on this bridge, dynamic analyses were carried out to obtain the elastoplasticity of the material of the piers. R-O model was used for the input seismic waves to take into
account the non-linear geology. Stress was found to exceed the yield point in major steel pier members
and some arch members. To provide ductility to the steel piers, they were reinforced with steel ribs so thatstrain in them would be controlled within the allowable level. For the arch members, dynamic analysesusing elasto-plasticity models indicated only minor cross-sectional yielding. These findings allowed aconclusion that the whole bridge system has adequate seismic performance.

岡本 信也

阪神高速道路株式会社
神戸管理部 調査設計ｸﾞﾙｰﾌﾟ
Nobuya Okamoto構造堀江 佳平

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
Yoshihei Horie

山名 宗之

阪神高速道路株式会社
神戸管理部 保全工事ｸﾞﾙｰﾌﾟ
Muneyuki Yamana