技術資料

橋梁用支承の機能劣化と主桁の残存性能に関する考察
佐藤京

寺澤貴裕

仁平陽一郎

畠山乃

支承機能評価手法の確立に向け変位計による測定結果

１．はじめにを報告3)している。しかしながら、機能評価にまで至橋梁用支承に機能劣化が生じると支承に期待する性っていない。

能が発揮されないだけでなく、上下部構造の損傷の要そこで、支承の機能劣化が要因と考えられる橋梁の因になり得るため、供用期間中、適切に機能を保持す劣化損傷を明確化し、劣化に伴う状態変化と桁への影る必要があると考えられる。西川ら は、損傷事例と響について考察を行い、支承機能に係わる現地調査結して報告されているソールプレート前面に生じた亀裂果を用いた、橋梁上部構造の残存性能を評価する方法

発生について、支承の劣化により回転が拘束された結について提案する。

1)

果、生じた局部応力が一つの要因であるとの考察から、適切な維持管理が重要であると報告している。し２．支承部の劣化損傷の現状

かし、一般に支承部は狭隘部にあることに加え、設置方法、支承形式によっては目視点検することが困難な支承には、荷重伝達と変位追従の機能が求められて場合があり、さらに定期点検において、機能を直接確いる。上部工や活荷重を支える鉛直荷重支持や水平力認する方法が提示されていない。

支持、また、上下部接続部において設計外の作用力を支承は取替えが可能な部材であるが、取替えが困難生じさせないため、水平変位追随機能や回転機能によな場合も多く、また、損傷の疑われる全ての支承を交り、力を受け流す機能が求められている。しかし、こ換するのは非現実的であり、支承の機能保全を進める

れらの機能の確認は、外観目視による非定量的評価をために比較的容易に、かつ客観的に支承の機能低下を行うに止まっている。ここでは、点検結果のデータを把握する手法とそれを評価する手法が必要である。黒基に支承の変位追従機能の劣化に起因したものと想定

墨らは、高精度傾斜計を用いて支承付近の挙動を把握される橋梁の劣化損傷の調査を行った。

する方法に関して検討 している。また、柴崎らは、2)表－1

単純非合成鈑桁橋 2 連

単純非合成鈑桁橋 2 連
単純合成鈑桁橋 3 連
3 径間ｹﾞﾙﾊﾞｰ非合成鈑桁橋
単純合成鈑桁橋 3 連
単純非合成鈑桁橋 2 連

単純合成鈑桁橋

単純合成鈑桁橋 3 連

寒地土木研究所月報

№853

橋長(m)

支間長(m)

活荷重

76.9

3@25.0

TL-20

50.0

27.0+21.0

TL-20

50.1

2@24.1

TL-20

232.0

7.0+33.0+7.0

1964 年
昭和 39 年
1983 年
昭和 58 年
1967 年
昭和 42 年
1961 年
昭和 36 年
1966 年
昭和 41 年
1970 年
昭和 45 年
1965 年
昭和 40 年

2024年２月

3@22.6TL-20

3@22.649.4

2@23.5

TL-20

32.0

31.2

TL-20

90.1

3@29.4

TL-20

適示方書

昭和 31 年
鋼道路橋設計示方書
昭和 55 年
道路橋示方書昭和 39 年
鋼道路橋設計示方書
昭和 31 年
鋼道路橋設計示方書
昭和 39 年
鋼道路橋設計示方書
昭和 39 年
鋼道路橋設計示方書
昭和 31 年
鋼道路橋設計示方書

交通量(台/12 時間)

大型車
混入

率

単純合成鈑桁橋 3 連

開始

用

供用

上部工形式

支承近傍の主桁下フランジにき裂が生じた橋梁事例(%)

昼間 12 時間

斜角のの大型車(台)

有無

支承

1,889

31.6

597

あり

線支承

5,438

8.7

474

あり

線支承

4,136

18.5

766あり

線支承

10,864

10.7

1163

なし

線支承

2,887

38.4

1109

あり

線支承

2,584

20.9

541あり

線支承

1,841

13.2

244

なし

線支承

18表－2２．１

設計基準の変遷

外観目視による現状２．２

設計基準の変遷

国土交通省北海道開発局（以下、北海道開発局とす主桁下フランジのき裂損傷の発生の背景として考える）が実施している橋梁定期点検結果より主桁下フラられる、主桁全体や桁端部における主桁の剛性に着目ンジに着目して、上下部接続部の劣化損傷を整理した。

し、道路橋示方書や設計要領の改訂により主桁剛性が主桁剛性が変化する主桁下フランジに溶接されたソ大きく変化する（剛性が高くなる）年代について整理ールプレート近傍箇所にき裂が確認できた橋梁一覧をを行った。表－2に道路橋示方書や支承形式とともに表－1に示す。劣化損傷が確認された橋梁は、単純鈑主桁剛性に影響すると思われる基準の変遷を一覧表に桁橋で線支承が配置されている。また、適用された道取りまとめた。主桁剛性に影響を与える設計基準は、

路橋示方書は、昭和31年と昭和39年のものが多くを占示方書に示される設計活荷重の増大、活荷重たわみのめ、斜角を有する橋梁が多い。損傷が確認された橋梁

基準、耐震基準やコスト縮減を意識した省力化構造をにおいては、腐食による断面減少があり、支承の機能目指した鋼橋ガイドラインや新形式の橋梁適用等が考劣化によるものが主たる要因と断定できない。また、えられる。これらの年代を基準の変更と合わせて列記

大型車混入率は、低いもので8.7%、高いもので38.4%

するとともに、先に挙げた損傷橋梁が年代的にどの位と多様であり、交通形態と損傷状況についての明確な置にあり、主桁損傷が確認された多くの橋梁で用いら関連は確認できなかった。

れた線支承の採用年代を表に取りまとめた。以下にそ

19

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表－3

S14道示
S39道示
S48道示
S14/S39比率
S39/S48比率

100.017
0.020
0.005
0.8
4.0

各示方書における支間別許容たわみ量

150.0250.030
0.011
0.82.7200.033
0.040
0.020
0.8
2.01015

支間（ｍ）
250.042
0.050
0.031
0.8
1.630
0.050
0.060
0.045
0.8
1.3

たわみ制限値計算式
4010～40mの場合
0.067 L/600
0.080 L/500
0.080 L/(20000/L)
0.8
1.035
0.058
0.070
0.061
0.8
1.1

0.090
0.080

許容たわみ量(m)

0.070
0.060
0.050
0.040
0.030
0.020
0.010
0.000

2025303540

支間長(m)
S14道示

図－1

S39道示

S48道示

各示方書におけるたわみ量の違い

れぞれの年代の設計基準を追いつつ支承部付近の主桁では、昭和14年道示案に対し20％増となっており、単損傷との関連性について述べる。

純な比例計算とはならないが剛性が20％減少しても橋２．２．１梁が設計可能となる。一方、昭和48年道示では昭和

活荷重基準による影響

昭和初期には13ｔの車両で設計されているが、昭和39年道示に対して1/1.6の許容たわみ量となっており、31年にTL-20、平成5年にB活荷重と設計に用いる荷重その分、高い剛性が必要になっていると考えられる。

は年代とともに大きくなっている。通常は設計活荷重

２．２．３

支承の機能低下による影響の増大により、上部工の剛性は高くなることから、設表－1に示す事例のように昭和30～40年代に架橋さ計活荷重の変遷が支承周辺の損傷を有する橋梁数を増れた橋梁の桁端付近に損傷が多く発見されている。こ大させる直接的な要因とはならないと考えられる。

れは、昭和39年道示が適用された時代に活荷重たわみ２．２．２の制限が一時的に緩和され、桁剛性が低下した時期と活荷重たわみによる影響

活荷重たわみの制限値は、昭和初期には支間長Lの重なり、この時期に回転や移動が拘束されやすい線支1/600以下であったが、昭和39年鋼道路橋設計示方書

承が適用された橋梁において、さらに腐食による主桁（以下、鋼道路橋設計示方書及び道路橋示方書を道示の断面減少が生じている場合には桁端付近で損傷が生とする。
）において1/500とされ、許容たわみ量が20％じやすい状態となったためと推察される。

程度緩和された。昭和48年道示以降は、床版への影響

２．２．４

耐震基準や鋼橋ガイドラインの改訂、新を緩和する目的から、現行基準と同様に活荷重たわみ形式橋梁の採用等による影響制限値が厳しくなり、その結果、適用橋梁の上部工剛表－2に示すとおり平成5年以降、主桁剛性の増加を性は高くなり、たわみ量が小さくなっているものと考伴うB活荷重の適用や使用板厚の増加を含む鋼橋ガイえられる。

ドラインの改訂、コスト縮減のための少主桁構造の適表－3と図－1に各示方書における支間長別の許容た用による主桁剛性の増加、耐震基準の変更による桁端わみ量の算出結果を示す。点検で損傷が確認されたケ部付近の補剛に伴う支承部付近の剛性増加といった対ースが多い支間25mの橋梁に着目すると昭和39年道示応がなされてきている。そしてこれらの設計基準の対寒地土木研究所月報№853

2024年２月



20

図－2

図－3

橋梁一般図と上部工断面図(単位:mm)

支承（左；A1固定、右；A2可動）(単位:mm)

20t
20t
20t

図－4

設定した荷重(単位:mm)象となった橋梁においては、定期点検において支承付想定される。

近の損傷は確認されていない。
以上より、経済設計を行っていた昭和30年代から昭３．支承機能の劣化が橋梁構造に与える影響

和40年代に架橋された橋梁で、特に昭和39年道示適用で活荷重たわみ基準が緩和されている時期、及び線支北海道開発局が管理する橋梁を対象にFEM解析を承が使用され支承付近の回転や水平移動が確保されて行い、支承機能の劣化が上部工に与える影響についていない橋梁は主桁の損傷を生じる可能性が高いものと検討した。

21

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図－5設定した載荷荷重より算出したG4桁に作用する集中荷重とその作用位置

表－4支承の機能劣化による支点条件

支承条件

A1 支承（固定）回転○○××

No1;設計当初
No2;変位追随機能劣化
No3;回転機能劣化
No4;支承機能喪失

図－6３.１A2 支承（可動）
回転水平移動○○○××○××

鉛直方向変位配置されているBP支承を図－3に示す。また、図－4

解析の概要

西川ら の文献では、ベアリングプレート支承（以に示す上部工に作用する載荷荷重状態において、G4下、BP支承）を配置した鋼桁のソールプレート溶接

主桁に作用する応力に着目し、図－5のようにG4主桁部に大きな応力が発生する要因として、回転機能が阻のみをモデル化してFEM解析を行った。

1)

害されることを挙げている。この点について実橋梁を解析ケースは、支点部の拘束条件を設計当初の他、対象に確認するため、支承の機能劣化による主桁への支承機能の劣化シナリオより拘束条件を与えた計4ケ影響をFEM解析により再現し、評価を行った。

ース（表－4）とした。

解析対象は、幅員12.0 m、活荷重 TL-20の平成2年道示により設計された供用後31年を経過した橋梁とした。モデル橋梁の一般図及び上部工断面図を図－2に、
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３.２

解析結果

本解析では、桁全体の鉛直方向たわみ量を確認した

22

図－7

A2側面における変形（左）と橋軸方向応力（単位；N/mm2）（右）他、可動沓（A2支承）の劣化進行による機能劣化に応じて、A2支承ソールプレート近傍に発生する応力応力を図－7に示す。
支承条件を設計当初としたケースでは、支点回転軸に着目した。

を中心にソールプレートが概ね元の形状を保ったまま３.２.１回転している。発生している応力は小さく、ソールプ

桁たわみ

各解析ケースに対するG4桁の変形状態を図－6に示

レートに近接する桁部には、引張応力よりも圧縮応力す。ここに鉛直方向の変形量を1000倍にして示していが発生していることが確認できる。水平移動のみ拘束る。支間中央部において生じる最大桁たわみは、健全したケースでは、支点回転軸で回転軸を中心にソールとする設計当初のケースでは5.2mm、水平移動を拘束プレートがS字に変形している。支点から桁端部側にした場合は2.6mm、回転のみ拘束した場合は4.9mm、は引張応力が生じ、支間中央側には圧縮応力が発生し水平移動及び回転を拘束した場合は2.5mmとなった。ている。回転のみを拘束したケースでは、ソールプレ設計当初と比較すると水平移動劣化を伴う、2と4のケート全体に圧縮応力が作用しており、特に支間中央側ースで桁たわみ量が大きく減少する。このことから、のソールプレート前面の下フランジ部下面には非常に桁たわみ量に大きな影響を与えるのは、水平移動の拘大きな圧縮応力が生じるとともに下フランジ部上面に束条件であることが分かる。これに対して、回転のみは引張応力が生じている。水平変位と回転を拘束したを拘束した場合は、健全とした設計当初のたわみ量とケースでは、ソールプレート全体および支点から桁端大きな差は生じない。

部側に引張応力が作用し、支間中央側の桁部に圧縮応３.２.２力が生じている。

橋軸方向応力と変形（A2支承部側面）

G4桁のA2支承部周辺における変形状態と橋軸方向
23

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図－8３.３

支点回転機能喪失による支点近傍のたわみ角について支承の回転機能の劣化と主桁の疲労耐久性

支承の水平移動を拘束せず回転を拘束したケースでは、ソールプレートの支間中央側に112.7N/mm2の圧縮応力が生じており、回転を拘束せず水平移動を拘束した場合の61.9 N/mm と比べ、2倍程度も大きな局部2𝜃𝜃�; ソールプレートのたわみ角�設計初期時は𝜃𝜃��𝜃𝜃�; ソールプレート前面近傍の桁のたわみ角𝜃𝜃����; 回転機能が完全に喪失した際の桁のたわみ角（両端固定梁としたときの支点部近傍のたわみ角）応力が生じる。また水平移動の拘束がない支承条件

前述の解析結果では、回転機能が完全に喪失した場

No.1とNo.3では回転拘束の有無により局部応力の集中合に、ソールプレート前面の桁部に発生する応力が最の程度に大きな差があるのに対し、水平移動の拘束がも大きくなった。これは、回転機能の低下に伴い、ソーある支承条件No.2とNo.4では回転拘束の有無による局ルプレート近傍の桁部のたわみ角が大きくなることが部応力の差は小さい。これらのことから、西川らの報原因と考えられる。このように支承の回転機能が完全告にある、支承の回転機能が阻害される劣化が桁に与に喪失した場合、桁の支承近傍にはたわみ角 𝜃𝜃���� にえる影響は、支承の水平移動の拘束がない場合に大きくなるということが明確になった。そこで、支承の回転機能の劣化による、ソールプレート前面部の局部応力に対する疲労耐久年数を評価するための定式化を試みた。
支承の回転機能の劣化度については、簡易な計測で得られる支承部の回転角𝜃𝜃�と桁のたわみ角 𝜃𝜃�から評価相当する応力増分が生じると考えられ、これを ∆𝜎𝜎���とすると、支承劣化度 i に応じた主桁局部の応力 ∆𝜎𝜎�を適当な関数 𝑓𝑓(𝑖𝑖)を用い式(2)のように表すことができると考えられる。

∆𝜎𝜎� = 𝑓𝑓(𝑖𝑖) ⋅ ∆𝜎𝜎��� ⋯⋯(2)することとした。なお、ここでは支承の水平移動は拘上記の局部応力の増加分がソールプレートと下フラ束されていないとの条件下で定式化を進める。図－8に示す支承回転角𝜃𝜃�と桁部のたわみ角 𝜃𝜃�が所定の活荷ンジの継手部の疲労に影響を与えるとし、 ∆𝜎𝜎 を直応重載荷条件下で得られるとする。支承が健全である場合、 𝜃𝜃� − 𝜃𝜃� = 0 となり、下フランジのたわみ角からソールプレートの回転が得られる。これに対して、支承の回転機能が完全に喪失した場合、 𝜃𝜃���� を当該桁を両端固定梁としたときの支点部近傍のたわみ角とすると、 𝜃𝜃� = 𝜃𝜃���� とおける。さらに 𝜃𝜃���� を分母とした回転阻害度（劣化度）iを式(1)のように定義すると、この値により支承の回転機能の劣化度を0から1の評価値で評価できる。すなわち0は設計初期、1は完全に回転機能が喪失した状態を示す。

𝑖𝑖 = �𝜃𝜃� − 𝜃𝜃��/𝜃𝜃���� ⋯⋯(1)
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力とした場合、鋼道路橋の疲労設計指針4)を参考とし、大型車交通量を元とする疲労耐久年数𝑁𝑁���� を式(3)で算定できる。

𝑁𝑁���� =2 × 10� × ∆𝜎𝜎��⋯⋯(3)365 × 𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴��� × ∆𝜎𝜎 �∆𝜎𝜎� ; 直応力に対する 2 × 10�回基本許容応力範囲

𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝑇𝑇��� ; 一方向一車線あたりの日大型車交通量𝑚𝑚; 疲労設計曲線の傾きを表すための係数 �ここでは , 𝑚𝑚 = 3�関数 𝑓𝑓(𝑖𝑖)を何らかの方法で与え、式(2)を式(3)に代入することで、支承部の調査に基づいた支承の回転機能の劣化度による支承部の耐久性を評価できるものと考えられる。
24

変化を支承機能の健全性を評価する指標とし、さらに４．まとめ

局部応力の増分と桁たわみ角の関係式を仮定した上で橋梁用支承を対象とした本研究では、客観的に支承主桁の疲労耐久年数を算出する評価式を導出した。の機能低下を把握する手法とそれを評価する手法が必上記評価式は、支承の水平移動の拘束がない状態を要であるとの方針に基づき研究を進めてきた。このう前提としており、水平動に対する抵抗力が見込まれるち支承の機能低下を評価する方向として、この機能低場合には別途検討が必要である。またこの評価式は実下を要因とする主桁の劣化損傷のメカニズムを明確化

験や現地調査による検証を経たものではない。提案しした。この結果を基に、現地調査から得られる支承のた式により疲労耐久年を推定するためには、実測値と機能低下状況から主桁の疲労損傷に係わる残存性能をの比較評価を継続的に行う必要がある。

予測する方法について検討を行った結果、以下の知見が得られた。

参考文献

北海道開発局が管理する橋梁に対して実施された橋梁定期点検から確認された損傷事例と設計基準の変遷

1） 西川和広, 村越潤, 広瀬隆宏: 鋼桁支承ソールプとの対比により、支承機能の劣化が橋梁構造に与えるレート溶接部の疲労に関する検討, 土木技術資料

影響について調査した結果、限られた条件でのみソー35巻,第2号,  1993.

ルプレート部で亀裂損傷が確認されていることが確認された。

2） 黒墨秀行，岩崎正二，出戸秀明: 高精度傾斜計を用いた実橋載荷試験時の傾斜計測により推測され実橋梁をモデルとして支承機能の劣化を模擬した支点拘束条件により、桁への影響について検討を実施した結果、設計初期と回転機能が完全に喪失した場合とる支承付近の挙動, 平成19年度土木学会東北支部
技術研究発表会, I-1, 2008.
3） 柴崎奈穂，新名裕，宮原幸春，池田真理子，楠の比較において、支間中央のたわみ量に与える影響は

元崇志，坂野昌弘: 実橋計測による支承機能評

非常に小さいが、ソールプレート前面に生じる圧縮応価手法の確立,土木学会第69回年次学術講演会，力が局部的に非常に大きくなり、回転機能が桁の疲労

CS5-011，2014.

耐久性に与える影響が大きいことが確認された。
こうした結果に基づき、支点部近傍の桁たわみ角の254） 社団法人日本道路協会: 鋼道路橋の疲労設計指針,
平成14年3月, 2002.

佐藤 京
SATO Takashi

寺澤 貴裕
TERASAWA Takahiro

仁平 陽一郎NIHIRA Yoichiro

畠山 乃
HATAKEYAMA Osamu

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
主任研究員

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
研究員
博士（工学）
技術士（建設）寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
総括主任研究員

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
上席研究員

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