沿岸技術研究センター論文集

No.20(2020)

川崎港臨港道路東扇島水江町線における主橋梁支承構造の性能試験計画（案）の検討
森本 悟司*・遠藤 敏雄**・豊島 孝之***・吉岡 勉****・飯塚 知浩*****・齊藤 泰******* (一財)沿岸技術研究センター 調査部 主任研究員** (一財)沿岸技術研究センター 調査役*** 大日本コンサルタント株式会社 構造保全技術部 第二計画室 主幹**** 大日本コンサルタント株式会社 構造保全技術部 第二計画室 室長***** 国土交通省 関東地方整備局 京浜港湾事務所 調査第一係長****** 国土交通省 関東地方整備局 京浜港湾事務所 先任建設管理官

川崎港臨港道路東扇島水江町線は，東京国際空港の空頭制限や京浜運河の桁下空間の確保等により，主橋梁部では，中央径間 575m，主桁上主塔高さ約 50m，塔高径間長
比 1:10 超の低主塔斜張橋が採用されている．また R=2700m を持つ曲線橋であり，橋軸直角方向には常時，水平方向荷重が作用する．レベル２地震時に対しては，免震化による地震力の低減を期待した構造形式であり，端橋脚部に機能一体型支承，中間橋
脚部に機能分離型支承を採用している．主橋梁部の耐震設計思想に基づく支承構造への要求性能を踏まえ，支承が要求性能を満足していることを検証する性能試験計画（案）の立案が技術的課題であり，本稿では，川崎港臨港道路東扇島水江町線の主橋
梁部支承構造の性能試験計画（案）についての検討の結果を報告する．
キーワード：臨港道路，斜張橋，免震支承，性能試験計画の桁下空間の確保等の諸条件により，中央径間 575m，主桁上主塔高さ約 50m，塔高径間長比 1:10 超の低主塔斜張
現在，川崎港の東扇島地区と内陸部を結ぶ臨港道路は川 橋（図-2）を採用している 1)．
崎港海底トンネルのみであり，交通集中による慢性的な混本稿では，本橋の主橋梁部の耐震設計思想に基づく支雑により港湾物流の利便性が大きく低下している．また， 承構造への要求性能を踏まえ，支承に対して実施する性能
大規模災害発生時には，川崎港海底トンネルが不通になっ 試験計画（案）についての検討の結果を報告する．
た場合，基幹的広域防災拠点である東扇島地区から被災地への緊急物資輸送に支障を来す懸念がある．このような背景を踏まえ，大規模災害発生時の緊急物資輸送ルート強化
水江町地区
および平時における円滑な港湾物流機能の向上を目的と川崎港海底トンネル
して，川崎港臨港道路東扇島水江町線（以下，本橋）が整備中である（図-1）．
本橋は，東扇島から水江町に至る延長およそ３km の往
東扇島地区
復４車線（一部２車線）の道路橋であり，京浜運河を横過（基幹的防災拠点）
川崎港臨港道路
する主橋梁部は，東京国際空港の空頭制限や京浜運河
東扇島水江町線

1.

はじめに

図-1 川崎港臨港道路東扇島水江町線 位置図

図-2 川崎港臨港道路東扇島水江町線主橋梁部 一般図- 25 -

沿岸技術研究センター論文集

No.20(2020)＜主橋梁部の基本諸元＞
・橋梁形式：５径間連続複合斜張橋
・橋長：870m（87.5+85+525+85+87.5m）
・幅員：20.2m(鋼桁区間), 19.0ｍ(PC 桁区間)
・桁高：3.0m(鋼桁区間), 4.0ｍ(PC 桁区間)

1）常時及び L1 地震時，L2 橋軸方向地震時
橋軸方向：バネ
橋軸直角方向：固定

MP42.

主橋梁支承構造の設計上の特徴

2.1

主橋梁支承構造の設計条件

MP2

MP5

MP6

MP3

MP1
2）L2 橋軸方向地震時(1)主橋梁部の支承条件
橋軸方向：バネ
本橋は，R=2700m を持つ曲線橋であり，橋軸直角方向に
橋軸直角方向：固定MP6は常時，水平方向荷重が作用する．そのため，支承を弾性MP5支持構造とした場合には，アプローチ橋梁との掛け違い部
MP4において橋軸直角方向に水平力の位相差が生じることとMP3なる．そこで，本橋の設計では次のように，常時及びレベ
MP2
ル１地震時とレベル２地震時とで，支承における拘束機能
MP1
2)が切り替わる構造を採用している ．
橋軸方向免震バネ
1）常時及びレベル１地震時
橋軸方直角向免震バネ
車両の走行性や桁内の添架管の接続性に配慮すると，鉛直方向バネ or 固定
支承部で直角方向変位は生じさせないことが望まし
橋軸直角方向固定
い．そのため，全支承（MP１～６）において橋軸直角
図-4 支承部のモデル化
方向変位を固定化する構造としている．
2） レベル２地震時
直角方向変位を生じさせない構造は，レベル２地震時 （2）支承形式と支承配置
図-5 に本橋の支承形式と支承配置図を示す．本橋はに大きな地震力が下部工に伝達され不合理な設計と免震化による地震力の低減を期待した構造形式であり，なる．そのため，中間橋脚部（MP２～MP５）の支承に
端橋脚部に機能一体型支承，中間橋脚部に機能分離型支
ついては，レベル２地震時には橋軸直角方向の固定化
承を採用している．
構造をせん断破壊させることで支承の全方向が免震化に切り替わる構造としている．
1)端橋脚部（MP１，MP６）
常時及びレベル１地震時とレベル２地震時を通して，
橋軸直角方向変位を固定する機能一体型支承（免震ゴ
ム支承）である．
MP6MP52)中間橋脚部（MP２，３，４，５）MP4鉛直機構と水平機構を分離した機能分離型支承を採用している．橋軸直角方向に対しては，レベル
１地震時までは固定されるが，レベル１地震時よりMP3大きい地震力で固定化構造（支承版支承を拘束する
MP1 MP2
サイドブロックの固定ボルト）がせん断破壊され，
図-3 主橋梁部の解析モデル
免震化する．
表-1 支承条件
支点
MP1
MP2
MP3
MP4
MP5
MP6

レベル１地震荷重の作用方向
橋軸方向
橋軸直角方向免震(EM)
固定(F)
免震(EM)
固定(F)
免震(EM)
固定(F)
免震(EM)
固定(F)
免震(EM)
固定(F)
免震(EM)
固定(F)

レベル２地震、余震
荷重の作用方向
橋軸方向
橋軸直角方向免震(EM)
固定(F)
免震(EM)
免震(EM)
免震(EM)
免震(EM)
免震(EM)
免震(EM)
免震(EM)
免震(EM)
免震(EM)
固定(F)- 26 -

沿岸技術研究センター論文集① 鉛直支承（鋼製支承（すべり板と弾性体を組み合わせた支承板支承））：■② 水平支承（免震ゴムバッファー）：■No.20(2020)

固定ボルト（レベル２地震時破断）
サイドブロック

機能一体型支承(免震ゴム支承)

機能分離型支承
水平支承(免震ゴムバッファ)

鉛直支承(鋼製支承)□1400×1400×320
φ200×4 本
移動可能量800mm
直角 ：
固定

MP１

すべり板と弾性体を組合せた支承板支承
橋軸 ：
可動
直角 ：
常時,L1 固定L2 可動

図-7 中間支点部の鉛直支承構造□1950×1300×180
φ200×6 本
移動可能量 450mm

MP２
図-5 支承配置図(5)支承設計における適用基準
本橋の支承設計は，道路橋示方書・同解説（平成 24 年３月）3),4），道路橋支承便覧（平成 16 年４月）5)によるが，支承の性能試験計画（案）における性能確認試験等の品質管理方法に関しては，具体的な記載のある道路橋支承
便覧（平成 30 年 12 月）6)を適用することとした．

2.2

MP３

（3）免震ゴム支承及び免震ゴムバッファの形状
図-6 に免震ゴム形状を示す．大型で矩形の鉛プラグ入り天然積層ゴム支承（LRB:Lead Rubber Bearing）を使用する．

主橋梁支承構造に対する要求性能

支承の性能試験計画（案）を立てる上での支承構造に関する要求性能は以下の通りである．
(1) 設計図書に用いられている支承設計条件
表-2 に本橋の設計に用いた免震ゴム支承の設計条件（非線形履歴モデル，
等価剛性，
等価減衰定数）を示す．
表-2 ゴム支承の設計条件
MP1

非線形
履歴モデル
(175%)

MP３
図-6 免震ゴム支承形状

MP5

MP6

K1

kN/m

36,19878,97778,97778,97756,412

36,198

二次剛性

K2

kN/m

5,569

12,150MP212,150MP312,150

8,679

5,569

降伏変位

uy

mm

34.2

23.5

23.5

23.5

32.9

34.2

降伏力

Qy

kN

1,238

1,857

1,857

1,857

1,857

1,238

降伏荷重

Qd

kN

等価剛性(175%せん断ひずみ)

KB

kN/m

7,440

17,13917,13917,13912,2427,440等価減衰定数(175%せん断ひずみ)

hB-

0.15030.17150.17150.17150.17150.1503

一次剛性

K1

kN/m

38,202

84,32384,32384,32360,231

38,202

二次剛性

K2

kN/m

5,877

12,973

12,973

12,973

9,266

降伏変位

uy

mm

32.4

22.0

22.0

22.0

30.8

32.4

降伏力

Qy

kN

1,238

1,857

1,857

1,857

1,857

1,238

非線形
履歴モデル
(250%)

MP１

MP4

一次剛性

1,048

1,571

1,571

1,571

1,571

1,048

5,877

降伏荷重

Qd

kN

等価剛性(250%せん断ひずみ)

KB

kN/m

7,187

16,465

16,465

16,465

11,7617,187

等価減衰定数(250%せん断ひずみ)

hB-

0.11130.12840.12840.12840.12840.1113

1,048

1,571

1,571

1,571

1,571

1,048

※道路橋支承便覧（平成 16 年４月）により算出(4) 鉛直支承（支承板支承）の構造
中間橋脚部（MP２，３，４，５）の支承はレベル１地震時より大きい地震力で橋軸直角方向に免震化させる．常時においては橋軸直角方向変位は鉛直支承（鋼製支承：密閉ゴム支承板支承（BP-B））のサイドブロックにより拘束されるが，サイドブロックの固定ボルトは，レベル１地震力に対しては耐力を有する一方で，レベル２地震時にはせん
断破壊される設計としている．拘束が解かれることで，水平支承が水平バッファーに切り替わり，免震化する．図-7に鉛直支承の構造を示す．

(2)鉛直支承サイドブロック固定ボルトのせん断耐力
中間橋脚部の鉛直支承のサイドブロックの固定ボルト
は，レベル１地震時ではせん断破断せず，レベル２地震時では破断し，免震機構に移行する設計である．サイドブロ
ック固定ボルトの設計は，ボルト強度の下限値（公称値）
で設計され，過度な耐力を有していないことを要求している．具体的には次の通りである．
表-3 に各支承（MP１～６）における作用力と抵抗力を示す．この設計値をもとに，サイドブロック固定ボルトのせん断耐力（公称値（≂830/√3≂479.2N/mm2）で算定）に対する地震時の設計水平力の比率を次の通り算出する．
1）レベル１地震時の支承部に作用する設計水平力／サ
イドブロック固定ボルトのせん断耐力
2）レベル２地震時の支承部に作用する設計水平力／サ
イドブロック固定ボルトのせん断耐力
算出した比率を図-8 に示す．固定ボルトのせん断耐力
より大きく，
Su が，レベル１地震時設計水平力（＝0.96Su）
レベル２地震時設計水平力（＝1.27Su）以下の範囲内であ- 27 -

沿岸技術研究センター論文集

No.20(2020)

ることが，要求性能となっている．
表-3 各支承における作用力と抵抗力
MP1
作用力他

①L1水平力kN②L2水平力kN③橋脚降伏耐力

kN

反力受点

個

設計反力

12,403

MP3

MP4

MP5

21,786

22,681

17,446MP6

支承条件固定12,952 支承条件免震28,66834,64035,46024,10868,941125,056

85,36554,389

1

1

1

1

1

15,49821,786

22,681

17,446

備考

橋脚耐力Pu/固定箇所数

1 1:片側、2:両側

kN

0
M56

M56

M56

M56

M56

M56 強度区分8.8

谷部断面積

mm 2

1967

1967

1967

1967

1967

1967

せん断耐力

N/mm
本

479

479

479

479

479

479 830/√3=479.2

固定Bolt本数小計

0

18

24

26

20

④SB耐力

kN

0

16,967

22,622

24,507

18,852

OK

OK

OK

OK

1.68

1.53

1.44

1.27

固定Bolt径
抵抗力

MP215,4982

判定OK

耐力比(②/④)

00 抵抗本数0OK

L1発生力＜抵抗力kN

水平力，支承耐力

80,000において，等価剛性，等価減衰定数，非線形履歴特性を検証する．
・東北地方太平洋沖地震においてゴム本体の破断が確認されたため，許容変位（250％せん断ひずみ）に対してもゴム支承が破断しないことを確認する．
・大型のゴム支承となるため，出荷品に対する 250％のせん断変形性能試験が試験機能力により困難な場合は，縮小した供試体で試験を実施する．このとき，実支承の非線形履歴特性と同等であることを証明する必要がある．
・中間橋脚部のゴムバッファは矩形となるため，短辺と長辺方向に加振して要求性能を検証する．

60,00040,000

0.93

0.96

0.91

直角
免震

1.44

1.53

1.68

0.93

1.27

20,000

kN

直角
固定

0
MP2
L1地震（支承固定）

MP3
L2地震（支承免震）

MP4
橋脚降伏耐力MP5
固定ﾎﾞﾙﾄ耐力

1）緑字：L1 地震力で破断する公称値との比率
2）青字：L2 地震力で破断する公称値との比率

以上を踏まえ，本性能試験（案）にて計画とした試験項
目と確認方法を下記及び表-4 に示す．
① せん断剛性試験（±175％せん断変形試験）
・せん断剛性（等価剛性）の検証
・等価減衰定数の検証② せん断変形性能試験（±250％せん断変形試験）
・ゴムが破断しないことの検証
・非線形履歴特性の検証

図-8 固定ボルト耐力と地震力の関係（3）支承メーカーの選定要件
支承の製造方法，品質管理方法は各支承メーカーで異なる．当該支承の免震性能を安定した精度で確保するため，設計条件に見合う性能の支承を製作可能な支承メーカーを下記観点から選定することが必要となる．
・製作される支承の性能に関する設計解析手法が実
験的・理論的に証明できること．
・支承形状の違いを考慮して，免震ゴム支承の非線形履歴特性がバイリニアモデル（特性式）と同等であることを確認していること（日常の社内品質管理や受注した支承の確認試験で品質を常に保証し，かつ向上のための対策を施していること）．
・試験機能力に応じて縮小供試体による出荷時の支承確認試験を行う場合の，実支承の性能保証に対する判定条件を標準化していること．

3.

支承構造性能試験計画（案）の基本方針

前述の主橋梁支承構造に対する要求性能を踏まえ，支承製品が所要性能を満たすことを製品出荷前に検証するための性能計画（案）を以下の方針で立案した．

3.1 性能試験の基本方針(1)免震ゴム支承の性能試験
免震ゴム支承が所要の免震性能を満たすことを性能確認試験にて，以下の方針で検証する．
・設計で期待するエネルギー吸収能が確実に発揮されるために，250％せん断変形前（175％せん断ひずみ）

表-4 ゴム支承の性能確認試験
項目

確認方法

出典

①せん断剛性(力学的特性試験)[±175％]

免震ゴム支承に有効設計変位(175%)を正負繰返し与え、 H24道示V p.279
そのときの等価剛性が設計値に対し±10%以内、等価減衰 H16支承便覧p.200
定数が設計値以上であることを確認する。
(H30支承便覧p.291)②せん断変形性能(特性検証試験)[±250％]

・免震ゴム支承に許容変位(250%)を与えて破断しないことを確認する。
・また、設計式によるバイリニアモデルが5回目の載荷に H24道示V p.278
おける水平荷重-水平変位関係の履歴特性を適切に表して H24道示V p.280
いることを確認する。
(H30支承便覧p.293)(限界状態2のゴム材料のハードニングが発生するものの、減衰特性に及ぼす影響がないことを確認する。)※試験は被覆 EPDM 系ゴムを用いたもので行う．

(2)鉛直支承のサイドブロック固定ボルトの性能試験
中間橋脚部の鉛直支承のサイドブロックの固定構造は，レベル２地震時に確実に破壊でされる構造とする必要がある．そのため，サイドブロック固定ボルトのせん断耐力に過不足がないことを以下の方針で検証する．
・単体のボルト（製品のばらつきを排除した本数）に対し，せん断耐力が所要の範囲内であることを確認する．
・本橋ではサイドブロックの固定ボルトが多列配置になるため，ボルトを群と見なした場合のせん断耐力の挙動について確認する．なお，多列配置とした場合に，支承固定構造の終局破壊モードをどう確認するかが課題となる．そこで本試験計画（案）では，破壊の形
式は，①ボルト部のせん断破壊②母材の純断面破断や縁端部破断③ボルト孔の支圧破壊- 28 -

沿岸技術研究センター論文集の３形式であることを前提とし，実支承・試験体ともに，形式②③の破壊が起きないように形状（ボルト間隔，縁端部距離）に配慮した試験体とすることで，形式①の破壊のみを扱うように考えた（多列であっても1 本が単独で働くようなボルト間隔を設定し，試験体において，母材の純断面破断や縁端破断やボルト孔の支圧破壊が，ボルトのせん断破壊より先行して起きないよう形状に配慮した）．
・試験機能力の制限から，試験に使用するボルト径を実支承（M56）と同じにはできないため，ボルト径・ボ
ルト間隔及び板厚を縮小して，試験を実施する．破壊
形態が実支承と試験体で整合していれば，縮小試験体においてせん断破壊の相似則が成立するものと考えた．
・サイドブロック固定ボルト（M56）とのボルト孔（φ62（φ56±3mm）の隙間（孔ガタ）は，製作精度や取付精度により異なることが想定されるため，孔ガタをパラメータにせん断耐力の過不足を確認する．

No.20(2020)

た．ただし，実支承と縮小供試体との等価剛性・等価
減衰定数について整合性を確認するためには一次・二次形状係数を合わせる必要があり，厚さについても0.75 倍とした（一次・二次形状係数，ゴムの弾性係数，鉛面積比率，等価減衰定数は同じ）．
2）中間橋脚部（MP３：機能分離型ゴム支承）
主塔部の免震ゴムバッファ形状は□1950×1300mm（te=36mm，５層）であるが，実物大の 250％水平力にハードニングの影響（ひずみが大きくなると剛性が急激に増加し履歴面積も増大する現象）を考慮すると試験機の最大水平力を超過する恐れがある．そのため，縮小供試体（平面寸法・厚さに関して 0.75 倍，一次・二次形状係数，ゴムの弾性係数，鉛面積比率，等価減衰定数を同じ）を用いることとした．
荷重（kN）
4000

MP１

MP1縮⼩体

3000

2000

1000

0

固定ボルトの性能試験計画（案）としては，下記項目について実施することとした．
① ボルト要素試験② 多列ボルトのせん断耐力試験
③ ボルト孔の施工精度（孔ガタによる不均一）を考慮
したせん断耐力試験

‐1000

‐2000

‐3000

‐4000
‐800

‐600

‐400

‐200

0

200

400

600

800

変位（mm）MP３

荷重（kN）
5000
4000
MP3縮⼩体3000
2000

3.2 免震ゴム支承の性能試験（案）10000(1)試験機の一例
せん断変形性能試験は，圧縮せん断試験機を使用することを想定としている．本計画案で想定した試験機の概要を図-9 に示す．

‐1000
‐2000
‐3000
‐4000
‐5000
‐400

ゴム支承

‐200

‐100

0

100

200

300

400

変位（mm）

図-10
ゴム支承

‐300

ゴム支承の縮小した供試体の特性値(3)試験条件
各縮小供試体のせん断変形試験の試験条件を以下に示す．加振回数は，道路橋示方書・同解説Ⅴ耐震設計編（平成 24 年３月）に準拠している．
表-5 せん断変形試験（±175％）の載荷条件

図-9 40MN（4,000t）圧縮せん断試験
鉛直荷重(kN)(2)供試体1）端橋脚部（MP１：機能一体型ゴム支承）
端橋脚のゴム支承形状（□1400×1400mm，te=40mm，８層）では実物大での 250％変位は 800mm となり，試
験機のストローク（加振振幅量）が不足する．そのため，縮小した供試体を用いるものとした．250％以上のせん断変形性能試験について記載がある NEXCO の構造物施工管理要領 7）を参考に，本試験計画（案）では，実支承の平面寸法の 0.75 倍の供試体を用いるものとし

水平変位(mm)

MP1縮小体(端支点)

MP3縮小体(中間支点)

1618.90※(1.57N/mm2)±420.0

加振回数±236.33※試験機に応じた最低面圧をかけての試験となる

表-6 せん断変形試験（±250％）の載荷条件

鉛直荷重(kN)
水平変位(mm)
加振回数MP1縮小体(端支点)

MP3縮小体(中間支点)

1618.90※(1.57N/mm2)±600.0±337.56※試験機に応じた最低面圧をかけての試験となる- 29 -

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No.20(2020)(4)評価基準
1)せん断剛性試験（±175％せん断変形試験）
基本特性試験（せん断試験）として，±250％せん断変形試験に先立ち，等価剛性と等価減衰定数を検証する．
①3 回目の特性値である等価剛性が設計値に対して±10％以内，等価減衰定数が設計値以上であること．
②175％せん断ひずみ時の試験結果とバイリニアモデル（設計式）を併記することで，設計式によるバイリニ
アモデルが３回目の載荷における水平荷重-水平変位関係の履歴特性を適切に表していること（図-11 a）参照）．
表-7 175％せん断ひずみを与えた時の等価剛性･等価減衰定数
MP1縮小体(端支点)

MP3縮小体(中間支点)

記号

単位

等価剛性

KB

kN/m

5580

12768

等価減衰定数hB－

0.15030.17252)せん断変形性能試験（±250％せん断変形試験）①ゴム部に割れ，ふくらみ等の有害な欠陥が生じないこと（目視確認）．
②設計式によるバイリニアモデルが５回目の載荷における水平荷重-水平変位関係の履歴特性を適切に表していること（図-11 b）参照）．具体的には，250％せん断ひ
ずみ時の試験結果とバイリニアモデル（設計式）を併記することで，試験結果によるエネルギー吸収量が安全側となっている（設計式より大きい）ことを確認する．

a)175％せん断ひずみ＜試験体のボルトの径と長さ＞
本橋に使用されるサイズ M56-190mm（MP２,MP５），M56250mm（MP３），M56-330mm（MP４）と同じとした．
＜試験に使用するボルト本数＞
試験に使用するボルトは，本橋に使用ボルト全数の 10%を抽出して試験を実施すればボルトに対するばらつきを排除できると考え，36 本とした．
表-8 ボルト要素試験本数
M56-190mm

M56-250mm

M56-330mm

板厚 t=75mm

板厚 t=140mm

板厚 t=210mm

12 本

12 本

12 本

＜評価基準＞
ボルトの破断荷重 Ps が，下記の範囲内であること（図-13 の模式図を参照）．
0.96Su（905kN）＜ Ps ≦ 1.27Su（1197kN）※ボルトせん断耐力 Su:ボルト谷径断面積 A1×引張強さσu/√3（＝50.0462(M56 谷径)×π/4×830/√3＝942.6kN）※レベル 2 地震時水平力の最小比率 1.27
（図-8 参照）より，
1.27Su＝1.27×942.6＝1197kN 以下※レベル 1 地震時水平力の最大比率 0.96
（図-8 参照）
より，0.96Su＝0.96×942.6＝905kN より大きい．
せん断破断面b)250％せん断ひずみ

図-11 エネルギー吸収能の妥当性検証

3.3 ボルトの性能試験（案）(1)ボルト要素試験
1)試験機
支承メーカー所有の 300t 圧縮試験機により行うことを想定した．載荷荷重は，試験機能力 300t に対して安全余裕を考慮して 150t 以下になるように設定する．
2)試験方法
ボルト単体のせん断破壊試験方法について JIS 規格に規定がないため，図-12 に示す方法にて実施する．

せん断破断面図-12 ボルトのせん断試験要領- 30 -

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No.20(2020)

表-9 多列試験体と実験ケース数（行・列数着目）

ボルトの引張試験結果では1.27 倍以下で破断している．
引張強さ/公称値=1.05～1.16※１：列数変化の試験は行数変化の結果を見て実施ｹｰｽを判断※２：全ケースで試験体は３体実施する

図-13 ボルトのせん断力変位関係（イメー(2)多列ボルトのせん断耐力試験
1)試験機（1）1）と同様に，支承メーカー所有の 300t 圧縮試験
機により行うことを想定する．
2)試験方法
多列ボルトのせん断耐力は図-14 の方法で試験を行う．多列試験ではボルト径を M56 から M20 に縮小し，ボルト間隔と板厚をそれぞれ ctc=125mm から 45mm，
t=140 ㎜から 40mm に縮小した試験体とした．なお，試験体は前述の通り，ボルト部のせん断破壊のみを扱う
よう，サイドブロックの縁端部破断，純断面破断荷重
がボルト破断荷重を上回るように形状に配慮している．
試験の手順は下記①～③による．ボルト径試験体と実験ケース数を表-9 に，得られる結果イメージを図15 にそれぞれ示す．
①Case1 は M20-１本の試験を実施し，要素試験の M56との相似性・整合性を確認する(τM56≒τM20)．
②その後，１行ずつ増やしていきせん断耐力が線形関係にあることを確認する（Case2～4）．
③Case2～4 で耐力に線形性が確認できない場合，例えば２行配置を固定にして，列数を増やしていくこと
で群としてのせん断耐力分布を確認する（Case5,6）．

せん断破断面

せん断破断面図-14 多列ボルトのせん断試験＜評価基準＞
多列ボルト(群)の破断荷重が以下の範囲であること．
0.96Su×n(本)＜ ΣPs ≦ 1.27Su×n(本)※ボルトせん断耐力 Su：ボルト谷径断面積 A1×引張強さσu/√3
ΣPs:多列ボルトの群としての破断荷重

図-15 多列ボルトのせん断力と行列関係（イメージ）- 31 -

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No.20(2020)

3)ボルト孔のガタで生じる不均一性によるせん断耐力確
認試験(案)
試験体は３×３列配置（＝Case4）とし，ボルト孔とボ
ルト設置誤差が生じた場合を想定する．

②ボルト孔とボルトのガタで生じる不均一性によるせん
断耐力確認試験結果のとりまとめ
ボルトのガタをパラメータにした試験結果から，次式によりボルト孔径を設計に反映する．

＜試験体のボルト間隔＞
設計と同様に，試験の使用ボルト径の 2.23 倍（45mm）
として，ボルト孔位置を調整しガタを設定する（表-10）．

設計ボルト孔径 ＝ボルト径＋(3)の試験で所定のせん断耐力が得られた孔ガタ×２

表-10 多列試験体と実験ケース数（孔ガタ着目）※全ケースで試験体は３体実施する＜評価基準＞
孔ガタを考慮した場合であっても考慮しない場合と同様に，多列ボルト（群）の破断荷重が以下の範囲である
こと．

4. おわりに
本稿は川崎港臨港道路東扇島水江町線における主橋梁部の支承に対して実施する性能試験計画（案）についてまとめたものである．性能試験計画（案）では，本橋の主橋
梁部の耐震設計思想を踏まえ，支承構造に対する要求性能を整理し，製品が満足していることを効果的に検証するための基本方針，試験方法，評価基準の検討結果について述べた．また，本稿で報告した項目以外にも，仮に本橋にレベル２地震による被災が起きた場合に，発災後の支承構造の復旧性を確認する観点から,試験後に破断したボルトの撤去性の検証等を性能試験計画（案）に盛り込んでいる．
性能試験計画は，本検討を踏まえ，上部工施工者にて正式に策定される予定である．

0.96Su×n(本)＜ ΣPs ≦ 1.27Su×n(本)謝辞
本稿は， 国土交通省関東地方整備局京浜港湾事務所発
ΣPs:多列ボルトの群としての破断荷重
注の「川崎港臨港道路東扇島水江町線技術評価業務」の成果 8)の一部をまとめたものである．
業務実施にあたっては，「川崎港臨港道路東扇島水江町線 橋梁技術・施工検討会
4)試験結果のとりまとめ方法及び設計への反映
ボルトの性能試験結果のとりまとめ方法を下記に示す． (委員長：清宮理 早稲田大学名誉教授)」の各委員を始め，
元・本州四国連絡橋公団の藤原亨様や関係各所から貴重な①多列ボルトのせん断耐力試験結果のとりまとめ
試験の結果，ボルト群のせん断耐力試験の補正式を設 ご指導をいただいた．ここに厚く御礼申し上げます．
定し，補正式が設計値の範囲外にある（＝0.96～1.27 の範囲にない）場合には，設計に反映し，ボルト径または 参考文献
本数，配列の見直し等の対策を取ることとなる（図-16）． 1) 由井陸粋，高橋英紀，多田和正，山本修司：川崎港臨港道路※ボルトせん断耐力 Su：ボルト谷径断面積 A1×引張強さσu/√3

東扇島水江町線橋梁の構造形式選定について，沿岸技術研究
センター論文集 No.11，2011
2) 秋本泰治，吉原昌，作中淳一郎：川崎港臨港道路低主塔複合
斜張橋の技術的検討，沿岸技術研究センター論文集 No.15，
20153）日本道路協会：道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編，2012
4）日本道路協会：道路橋示方書・同解説Ⅴ耐震設計編，2012例)補正式との相関が確認されなかったときの対応

5）日本道路協会：道路橋支承便覧，2004
6）日本道路協会：道路橋支承便覧，2018
7）東日本高速道路株式会社・中日本高速道路株式会社・西日本高速道路株式会社：構造物施工管理要領，20198) 国土交通省関東地方整備局京浜港湾事務所：川崎港臨港道路
東扇島水江町線技術評価業務，2019

図-16 せん断耐力とボルト本数の関係- 32 -