木材利用研究論文報告集17, 31-38, 2018. 12

雪荷重を受けるプレストレス木箱桁橋の局部座屈有山 裕亮 1 ・近藤 高誉 2 ・後藤 文彦 3 ・野田 龍 4 ・佐々木 貴信 5
1 正会員 リテックエンジニアリング（株）（〒 107-0052 東京都港区赤坂 6-4-2）

E-mail: ariyama@retec.co.jp
2 正会員 創研コンサルタント（株）（〒 010-0951 秋田県秋田市山王一丁目 9 番 22 号）

E-mail: t-kondo@sohken-c.co.jp
3 正会員 秋田大学大学院理工学研究科（〒 010-8502 秋田県秋田市手形学園町 1-1）

E-mail: gotou@gipc.akita-u.ac.jp
4 正会員 秋田大学大学院理工学研究科（〒 010-8502 秋田県秋田市手形学園町 1-1）

E-mail: noda@gipc.akita-u.ac.jp
5 正会員 秋田県立大学木材高度加工研究所（〒 016-0876 能代市海詠坂 11-1）

豪雪地帯の登山道として，これまで以上に長い支間長での供用が期待されているプレストレス木箱桁橋について，様々な寸法の 3 次元有限要素モデルを作成し，雪荷重を想定した座屈解析を行った．その結果をまとめ，鋼板部の局部座屈の照査を支援する図を提案し，支間長 9.920 m 〜 20.870 m, 桁高 500 mm 〜 1000 mm の範囲
では鋼板部の局部座屈が生じることはほぼないことを示した．

Key Words: on-site timber bridge, local buckling, snow load, Salome-Meca

1.

背景及び目的秋田県は森林率 7 割でその半分は人口林であり，この広範な人工林を保全していくために間伐材の積極的な利用が望まれている．しかしながら，土木分野では間伐材はおろか木材の利用が先進的であるとは言えな
い．このような状況は，ひとつとして木材の加工・流通によって生じる費用やエネルギーの大きさに起因しているものと考えられる．そこで，そのようなコストを削減するために，構造物を供用する現地で必要とする木材を調達・加工し，構造物を施工するオンサイト
生産システム1) が構築されてきた．そして，このオン図–1 登山道に架けられた立川橋

サイト生産システムに適した木橋として開発されたのがプレストレス木箱桁橋（通称「オンサイト木橋」）2)である．
このような経緯で開発されたプレストレス木箱桁橋

迅速な架設が可能なことから応急橋としての活用もは主に秋田県内の山間部に町道や登山道として数カ所に期待されている木橋であるため，可能な限り手早く設3) ∼ 10)．

計できることが望ましい．そこで，本研究では有限要

今までのものは 5 〜 10 m と比較的スパンが短いが，今素解析による座屈のケーススタディを行い，対象とす後，10 〜 20 m の比較的長いスパンにも対応することる木橋の局部座屈に対する設計や照査を簡便にするたが求められている．そこで十分な剛性を確保するためめの図表を提案すること，また，橋長や桁高，三角孔に，図–2 の「計画中のモデル」に示すように鋼板にフなどの構造諸元と座屈挙動の関係を明らかにすることランジを設けることにした．しかし，このような部分を目的とする．

架設され（図–1 ），その実用性を確認されてきた的に木材と一体化した孔の空いた溝形鋼の局部座屈挙動について解析的に求めることは難しく，有限要素法

2.

数値モデル化と解析手法などの数値解析に頼らざるを得ないが11) ，実務設計の解析の対象としているプレストレス木箱桁橋の断面レベルで 3 次元詳細モデルの数値解析を行うことは現は図–2 の「計画中のモデル」に示すように，剛性確保実的ではない．

31木材利用研究論文報告集17, 31-38, 2018. 12
アンカープレート

計画中のモデル

PC 鋼棒

100

7@120=840

R209500

例えば 800120120

角材CL

7@120=840

単位 [mm]120mm

CL

9100mm×100mm

730mm例えば 800mm

従来のモデルR209R20R20

図–2 モデルの断面のために鋼板の上下縁を折り曲げてフランジを設けたチャネル材としている．フランジを外側のみに設けるのは，内側は角材をおさえるためにフランジを設けられないからである．なお，この外側フランジは化粧角鉛直材 80mm

鉛直材 95mm

・斜材 80mm の例

・斜材 95mm の例

図–3 三角孔の寸法の決まり方

材で隠されるため，木橋景観にもそれほど影響を与えない．角材は，図–2 のように 1 ボックスで幅員方向に7 本並べるのを標準としており，さらにこれよりも幅員が大きくなる場合には，幅員方向に複数のボックスを並べていく形式を取る．そのため，1 ボックスの挙動のみを解析すれば概ね 2 ボックス以上の挙動も予測できるものと考えられる．

500 ∼ 1000 mm

CLY9.920 ∼ 20.870 m

等分布載荷対称条件より 14 取り出す

積雪深 1 m あたり q = 3.5 kN/m2に手を入れて作業する必要があるという理由の他にも，軽量化して施工性を向上させること，通気性を良くし軸方向固定

三角孔が設けられている．これには，施工する上で孔XZCL

幅方向固定

プレストレス木箱桁橋の鋼板には図–3 に示すようなPC 鋼棒間距離730 mmて木材の不朽を防止するといった理由がある．この三図–4 モデルの全形と解析条件

角孔は，トラス節点位置に PC 鋼棒を配したプラットトラスを形成するように線を繋ぎ（図–3 の点線），これらの縦線・斜線にそれぞれ 80 〜 95 mm の幅（以降「鉛直材幅」・「斜材幅」）を持たせることで形状が決定する．

近がはらむような挙動を確認した11) ためで，アンカーPC 鋼棒間距離は幅員方向に所定のプレストレスが導入されるように 730 mm と定めているため，三角孔の形状は桁高と鉛直材幅，斜材幅によって決まる．本解析
では，三角孔の形状が座屈挙動に与える影響を確認するために，現状の施工例では最も三角孔が大きくなる鉛直材 80 mm・斜材 80 mm（図–3 の左）と最も三角孔が小さくなる鉛直材 95 mm・斜材 95 mm（図–3 の右）の 2 つの場合について解析を行う．また，桁高や橋長が座屈挙動に与える影響を確認するために，桁高について 500 〜 1000 mm，橋長に関しては 10.220 〜 21.170m のモデルの解析を行う．

プレートでおさえられていない箇所が座屈できるよう

GPa, 軸直角方向ヤング率を Exx = Eyy = E25zz ，せんzz
断弾性係数を Gxy = Gyz = Gzx = E15とし，応力–ひずみ行列の対称条件からポアソン比を νzx = νzy =0.4, νxy = νxz = νyx = νyz = 0.016 とした直交異方性材料とする．

木材と鋼板の一体化方法については，プレストレス

座屈解析において十分な精度を得るためには，鋼板の導入箇所で図–3 に示すアンカープレートの位置のみで要素分割を細かくする必要があり，全体モデルでは計算要素の節点を共有させることにするに木材と鋼板とを一体化させない．
鋼板の材料定数は，ヤング率 E鋼 = 206 GPa, ポアソン比 ν鋼 = 0.3 とする．また，木材（秋田スギ）の材料定数については，過去に縦振動法により測定した繊維方向ヤング率の平均値を参考に軸方向ヤング率を Ezz = 7.012)

容量的に解析が困難であるため，対称条件より図–4 に. これは，図–2 の「従来モデル」でスパン 7 m のもので破壊試験を行った際に，鋼板の上部圧縮側のアンカープレート間の中央付示すような単純支持の 1/4 解析を行う．対象としている
橋梁は，雪荷重を主な外力として設計を行っているた

32

木材利用研究論文報告集17, 31-38, 2018. 1270

支点側

支間中央側

座屈積雪深 (m)60

橋長 10m

5012m

4015m17m
19m
21m

3020100500

図–5 支間中央側の座屈の例（桁高 600 mm, 橋長 18.980 m, 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm）

600

700

800

900

1,000

桁高 (mm)図–7 対傾構のないモデルの座屈積雪深と桁高の関係（鉛直材 80 mm・斜材 80 mm）

70

支点側

支間中央側

座屈積雪深 (m)60

図–6 支点付近の座屈の例（桁高 900 mm, 橋長 12.410m, 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm）

橋長 10m5012m

403020100500

15m
17m
19m
21m
600

700

800

900

1,000

桁高 (mm)2め，図–4 に示すような積雪深 1m あたり q = 3.5 kN/m

図–8 対傾構のないモデルの座屈積雪深と桁高の関係（鉛直材 95 mm・斜材 95 mm）の等分布荷重13) を載荷し，求めた座屈荷重を積雪深（以降「座屈積雪深」）で表す．要素分割については，モデルが 3 次元で曲面を有した複雑な形状であることから，要素の自動分割機能で中間節点を持った 4 面体 2 次要素に分割し，座屈荷重は固有値問題として Lanczos 法

支配的となるときは，図–6 に示すような支点付近の断で算定する．なお，本解析には有限要素解析ツールの面が全体的にくびれるような座屈モードとなる．なお，

Salome-Meca201714) を用いる．

本項の図中では座屈のモードの違いを，図–5 に示すようなモードの場合○で，図–6 に示すようなモードの場3.

合△で表記する．

数値解析の結果a) 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm の結果(1) 対傾構のないモデル

鉛直材 80 mm・斜材 80 mm のモデルについて，座屈積実際のモデルには板厚 6 mm のダイアフラム状の対雪深と桁高の関係を図–7 に示す．図–7 は橋長などの設傾構が設けられているが，より一般化された問題につ計条件から桁高が決定した時に，その桁高で座屈に対しいて解析した方が，構造力学的な観点からの考察や様々て十分耐えうるかどうかの確認に使用できる．図–7 をな問題への応用が行いやすいため，まずは対傾構のな

見ると，橋長が短いものの方が桁高の影響を受けやすいモデルについての解析を行う．

く，橋長が長いものは桁高の影響を殆ど受けていない

座屈積雪深が最小となるモードを図–5 ，図–6 に示す．

ことが分かる．また，橋梁が細く長いほど曲げモーメ曲げモーメントが支配的となるときは，図–5 に示すよントが支配的になるため図–5 に示すように支間中央側

うに支間中央側の鋼板上部圧縮側のウェブが面外に局で座屈（○）が生じ，橋梁が太く短くなるほどせん断力部座屈しつつ，フランジが複数の PC 鋼棒間をまたいでが支配的になるため，図–6 に示すように支点付近で座波を打つような座屈モードとなる．また，せん断力が屈（△）が生じていることが分かる．支間中央側につい33木材利用研究論文報告集17, 31-38, 2018. 12

支点側

支間中央側

図–10 対傾構のあるモデルの支間中央側の座屈の例（桁高 600mm, 橋長 18.980 m, 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm）
図–9 組立中のプレストレス木箱桁橋の対傾構

表–1 対傾構の数と座屈積雪深の関係（橋長 16.790 m，桁高800 mm，鉛直材 95 mm・斜材 85 mm）

座屈箇所

024.5

支間中央側

325.2

支間中央側

525.2

支間中央側

925.3

支間中央側

支点側

座屈積雪深（m）

支間中央側

対傾構の数

図–11 対傾構のあるモデルの鉛直材の座屈の例（桁高 600 mm,
橋長 18.980m, 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm，対傾構あり）ては, 桁高が高い方が曲げ剛性が大きくなるため，支点付近については，桁高が低い方が断面変形が生じにくいために，それぞれ座屈積雪深が大きくなるものと考えられる．図–7 より，どの桁高でも橋長が長くなるほ傾構の数が異なる上，対傾構の数が座屈積雪深に与えど座屈積雪深が小さくなることが分かるが，等分布載る影響は分からない．そこで，橋長・桁高・三角孔の寸荷の場合，橋長が長くなるほど外力の作用が大きくな法を統一した 1 つのモデルで対傾構の数を変化させてるため，このような結果が得られたものと考えられる．

解析を行ったところ表–1 に示すような結果が得られた．

b) 鉛直材 95 mm・斜材 95 mm の結果

表–1 に示すように，対傾構 3 枚以上では対傾構の数を鉛直材 95 mm・斜材 95 mm のモデルについて，座屈増やしても座屈積雪深に大きな変化は見られない．こ積雪深と桁高の関係を図–8 に示す．全体的に座屈積雪

れは，座屈の生じる支間中央と両端の支点付近の 3 箇

深は鉛直材 80 mm・斜材 80 mm のモデルよりも少し大所に設けた対傾構が有効に機能し，それ以上 増やしてきいが，座屈積雪深と桁高や橋長との関係は，前項でもあまり影響はないということと思われる．そこで，本述べたものと殆ど違いがない．しかし，図–7 と図–8 を

章では両端部・支間中央部の 3 箇所のみに対傾構を設比較すると，○と△の境目が一つ右にずれていることけて解析を行う．

から三角孔の大きさが座屈箇所にある程度の影響を与座屈積雪深が最小となるモードを図–10 ，図–11 に示えることが分かる．

す．曲げモーメントが支配的なときは，図–10 に示すような支間中央側の鋼板上部圧縮側のウェブが面外に局(2) 対傾構のあるモデル

部座屈しつつ，フランジが複数の PC 鋼棒間をまたいで前項では対傾構のないモデルについての結果を示し波を打つような座屈モードとなり，図–5 に示す対傾構たが，実際の橋梁では図–9 に示すような 6 mm の鋼板のないモデルの座屈モードと非常に似通っている．こがダイアフラム状に対傾構として設けられているため，れら支間中央側の座屈の僅かな違いとして，対傾構の図–6 に示すような座屈が生じるとは考えにくい．このあるモデルの場合には，支間中央に設けられている対対傾構はプレストレス導入前の角材を並べやすくし，施傾構の近くでは座屈が生じていないことが分かる．一

工性を高める役割を兼ねているが，モデルによって対方，せん断力が支配的なときは，図–6 に示す対傾構の34

木材利用研究論文報告集17, 31-38, 2018. 1270

座屈積雪深 (m)60

座屈（□）は，対傾構のないモデルでは出現しないモードであるため，図–7 と図–12 を見比べれば分かるよう
橋長 10mに，図–6 に示すような支点付近の座屈（△）よりも座12m屈積雪深が大きいことが分かる．このため，図–12 に示

5040302010

す支間中央側の座屈（○）と鉛直材の座屈（□）の境15m

目が図–7 に示す支間中央側の座屈（○）と支点付近の17m19m21m座屈（△）の境目よりも右寄りになっているものと考えられる．

b) 鉛直材 95 mm・斜材 95 mm の結果

0500

600

700

800

900

1,000

殆どの場合で支間中央側の座屈（○）が生じているこ

桁高 (mm)とが分かる．これは，図–3 を見れば分かるように鉛直材 80 mm・斜材 80 mm のモデルよりも鉛直材 95 mm・

図–12 対傾構のあるモデルの座屈積雪深と桁高の関係（鉛直材 80 mm・斜材 80 mm）

斜材 95 mm のモデルの方が鉛直材が太く短いため，鉛直材の座屈（□）が生じにくくなっているからであると考えられる．さらに，桁高の影響を受けやすい鉛直材の座屈（□）が殆ど見られていないため，桁高が変70化しても座屈積雪深はそれほど変化してておらず，殆座屈積雪深 (m)

60 橋長 10m
50

ど橋長のみによって座屈積雪深が変化しているという

12m

ことも分かる．

4015m
3020104.

17m
19m
21m

0500

座屈積雪深と構造諸元の関係

この章では，座屈積雪深と構造諸元の関係について考察するために，着目点ごとに図–7, 8, 12, 13 に示す結600

700

800

900

果を 1 つの 3 次元グラフに描画する．本章の図中では，1,000

図–5, 10 に示すようなモードの場合を○で，図–6 に示

桁高 (mm)すようなモードの場合を△で，図–11 に示すようなモー
図–13 対傾構のあるモデルの座屈積雪深と桁高の関係（鉛直材 95 mm・斜材 95 mm）

ドの場合を□で表記する．ここで，支間中央側の座屈に関して 2 つの座屈モードを 1 つにまとめたのは，図–5,10 に示す座屈モードが非常に似通っていることから同じ要因で生じたものと考えられるためである．
ないモデルと明らかに異なり，図–11 に示すように端部から 2 〜 3 つ目の鉛直材が座屈することが分かる．こ(1) 三角孔の寸法の影響

れは，支点に近いほど せん断力が大きくなるが，端部対傾構のないモデルについて，鉛直材 80 mm・斜材80 mm のモデルと鉛直材 95 mm・斜材 95 mm のモデルの結果を比較したものを図–14 に，対傾構のあるモデルについて，鉛直材 80 mm・斜材 80 mm のモデルと鉛直材 95 mm・斜材 95 mm のモデルの結果を比較したもの
を図–15 に示す．に対傾構があることで支点付近の断面全体が変形するのを防ぐだけでなく，近くにある鉛直材が座屈するのも防いでいるためであると考えられる．なお，本項の図中では座屈モードの違いを，図–10 に示すようなモードの場合を○で，図–11 に示すようなモードの場合を□で表記する．

図–14, 15 より，支間中央側の座屈（○）は，鉛直材a) 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm の結果

80 mm・斜材 80 mm のモデルと鉛直材 95 mm・斜材 95mm のモデルとで殆ど座屈積雪深が重なっていることが分かる．これは，支間中央側の座屈（○）は図–5, 10 に示すように鋼板上部圧縮側のフランジ部で座屈が生じているため，三角孔の寸法の影響を殆ど受けないことによると考えられる．

鉛直材 80 mm・斜材 80 mm のモデルについて，座屈積雪深と桁高の関係を図–12 に示す．図–12 は図–7 と同様に，橋長などの設計条件より桁高が決定したとき，その桁高で座屈に対して十分耐え得るかどうかの確認に使用できる．座屈積雪深と桁高や橋長は全体的に対傾構

また，図–14 に示す支点付近の座屈（△）は鉛直材 80mm・斜材 80 mm のモデルよりも鉛直材 95 mm・斜材のないモデルの結果（図–7, 8 ）と似たような関係にあることが分かる．しかし，図–11 に示すような鉛直材の35

木材利用研究論文報告集17, 31-38, 2018. 12

鉛直材・斜材60

01,0001014800
桁高 (mm)

600

1822

橋長 (m)

図–14 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm と鉛直材 95 mm・斜材 95mm の比較

鉛直材の座屈604080mm202001,000

1014800
桁高 (mm)

橋長 (m)

201014600

1822

橋長 (m)

図–15 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm（対傾構あり）と鉛直材 95mm・斜材 95 mm（対傾構あり）の比較

604095mm

80mm

40

支間中央側の座屈対傾構あり・95mm

座屈積雪深 (m)60

支点付近の座屈対傾構なし・

鉛直材・斜材

座屈積雪深 (m)1822

支間中央側の座屈鉛直材・斜材 95mm

800
桁高 (mm)600

図–16 鉛直材 80 mm・斜材 80 mm（対傾構なし）と鉛直材 80mm・斜材 80 mm（対傾構あり）の比較

鉛直材の座屈

01,000支間中央側の座屈対傾構あり・80mm

80mm

40

支点付近の座屈対傾構なし・

鉛直材・斜材 95mm

座屈積雪深 (m)

鉛直材の座屈支間中央側の座屈座屈積雪深 (m)

支点付近の座屈

20
01,0001014800
桁高 (mm)

600

1822

橋長 (m)

図–17 鉛直材 95 mm・斜材 95 mm（対傾構なし）と鉛直材 95mm・斜材 95 mm（対傾構あり）の比較

95 mm のモデルの方が座屈積雪深がやや大きいことが分かる．このことから，三角孔の寸法が図–6 に示すような断面全体の変形のしやすさに僅かに影響を与えるということも考えられる．

すように三角孔の寸法によって鉛直材の幅と長さが明らかに異なるため，このような違いが生じたものと考えられる．

一方，図–15 に示す鉛直材の座屈（□）については，(2) 対傾構の有無の影響

鉛直材 80 mm・斜材 80 mm のモデルと鉛直材 95 mm・斜材 95 mm のモデルとで座屈積雪深が大きく異なるこ

鉛直材 80 mm・斜材 80 mm のモデルについて，対傾とが分かる．また，この座屈（□）が鉛直材 80 mm・斜構のあるモデルと対傾構のないモデルの結果の比較を

材 80 mm のモデルでは 9 ケースで生じているものの，図–16 に，鉛直材 95 mm・斜材 95 mm のモデルについ鉛直材 95 mm・斜材 95 mm のモデルでは僅か 1 ケースて，対傾構のあるモデルと対傾構のないモデルの結果でしか生じていないことが分かる．これは，図–3 に示の比較を図–17 に示す．

36

木材利用研究論文報告集17, 31-38, 2018. 12

謝辞:

図–16, 17 より，支間中央側の座屈（○）は，対傾構のあるモデルと対傾構のないモデルとで殆ど座屈積雪

本研究の一部は科研費 16K01324 の助成を受けたものである．

深が重なっていることが分かる．これは，前節でも述
べたように，支間中央側の座屈（○）は図–5, 10 に示す

参考文献

ように鋼板上部圧縮側のフランジ部で座屈が生じてい1) 佐々木 貴信，後藤 文彦，千田 知弘，渡辺 浩，安部 隆一，
熊谷 誠喜： オンサイト生産システムを用いた木製土木施設の施工， 木材利用研究論文報告集 10(要旨審査), pp.
56-61, 2011.
2) 佐々木貴信，後藤文彦，安部隆一，熊谷誠喜：秋田スギの角材を利用した組立・解体が容易な木橋の開発，秋田県立大学ウェブジャーナル A/2013, Vol.1, pp.10-18，2014.
3) 後藤文彦，薄木征三，佐々木貴信，安部隆一，川村修：プ
レストレス木床版と鋼トラスを組み合わせた新しいタイ
プの木橋，木材利用研究論文報告集 9, pp.108-111, 2010.
4) ブイ ジュ ハイ，後藤文彦，薄木征三，佐々木貴信，安部隆一：プレストレス木床版と鋼部材を用いたハイブリッ
ド木橋， 木材利用研究論文報告集 10, pp.19-24, 2011.
5) 滝田拓史，後藤文彦，佐々木貴信，清水光弘，安部隆一：角材を用いたオンサイト応急橋のせん断挙動，木材利用研究論文報告集 12, pp.41-46, 2013.
6) 斉藤輝，滝田拓史，後藤文彦，佐々木貴信： プレスト
レス木箱桁橋の剛性挙動， 木材利用研究論文報告集 13,pp.72-73, 2014.
7) 尾山龍之介，上村哲範，滝田拓史，後藤文彦：プレストレス木箱桁橋の数値モデル， 木材利用研究論文報告集 13,pp.40-41, 2014.
8) 後藤文彦，尾山龍之介，斉藤輝，佐々木貴信：プレストレス木箱桁橋の数値モデル化と合成評価，構造工学論文
集，Vol.61A, pp.570-577，2015.
9) 後藤 文彦，河原 萌，石坂 晃太郎，佐々木 貴信，野田 龍：トルクレンチを用いたプレストレス木箱桁橋の緊張力制
御， 構造工学論文集，Vol. 62A, pp.1300-1306, 2016.
10) 公益社団法人土木学会，木材工学特別委員会『2016 年度土木における木材の利用拡大に関する横断的研究報告書』
2.2 秋田式木橋，pp.21-30, 2017.
11) 斉藤輝，後藤文彦，佐々木貴信：プレストレス木箱桁橋の鋼板部の座屈挙動，木材利用研究論文報告集 14, pp.43-44,2015.
12) 近藤高誉，堅固山衛，藤田智郁，後藤文彦，野田龍，佐々木貴信：プレストレス木箱桁橋鋼板部の座屈解析，木材利用研究論文報告集 16，pp.9-16，2017.
13) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説 I 共通編，2017.
14) https://www.code-aster.org

るため，対傾構の有無の影響を殆ど受けないことによると考えられる．
しかし，鉛直材 80 mm・斜材 80 mm のモデルと鉛直材 95 mm・斜材 95 mm のモデルのどちらにおいても，桁高が高く橋長の短いモデルでは，対傾構の有無によって座屈積雪深が大きく異なっていることが分かる．これは，対傾構の有無によって，対傾構のないモデルの場合は支点付近の座屈（△），対傾構のあるモデルの場合は鉛直材の座屈（□）というように座屈モードが異なるため，このような違いが生じたものと考えられる．

5.

まとめ

本研究では，寸法や構造諸元が異なるプレストレス
木箱桁橋の座屈解析を行い，座屈積雪深と寸法や構造諸元の関係をある程度明らかにすることができた．このタイプの橋梁の鋼板の座屈に対する設計や照査を支援する図を提案したが，座屈積雪深が最も小さい場合でも 13m 程度であることから，殆どの場合で現実的には座屈は生じないことが示された．つまり，桁高 500 〜1000 mm・橋長 10.220 〜 21.170 m のプレストレス木
箱桁橋について，座屈が生じないことを示すためには，これらの図を利用するだけでよく，主な設計は比較的簡単な応力やたわみの照査のみで可能であると考えられる．ただし，積雪深データが 3m 程度の所でも，実際には橋梁の側面や底面にも雪が張り付くため，現地の積雪深データをそのまま雪荷重として使用できる訳ではない．本研究で提案した図を使用する際は，現地の状況に応じて，積雪深を適宜 割り増すなどの判断が求められるだろう．

37(2018. 8. 31 受付)

木材利用研究論文報告集17, 31-38, 2018. 12

LOCAL BUCKLING OF STEEL PLATES IN TIMBER STRESS-LAMINATED
BOX-BEAM BRIDGES UNDER SNOW LOAD
Yusuke ARIYAMA, Takayasu KONDO, Humihiko GOTOU, Ryu NODAand Takanobu SASAKIThe timber stress-laminated box-beam bridges are practically installed along climb roads in heavy snow
mountains and are expected to apply to longer span bridges. It is important to clarify the local buckling
behaviors, which can occur in longer and slender members. We made 3D models for the bridges andanalyzed local bucking behaviors under snow load. We proposed the diagrams, which help to check the riskof buckling and showed that local buckling does not occur for the span length of 9.920 m ∼ 20.870 m andfor the beam depth of 500 mm ∼ 1000 mm.

38