阪神高速道道株式会社
技報第 23 号 2006

港大橋の対震性能向上化に適用する座屈拘束ブレースの設計
計画部 調査グループ（財）阪神高速道路管理技術センター 技術部開発研究課
国土交通省道路局 地方道・環境課

石橋照久
金治英貞
林 訓裕

………………………………………………………………………………
要

旨

港大橋は中央径間長510m，橋長980mの長大ゲルバートラス橋であるが，レベルⅡ地震動を考慮した場合，主構トラス部材に座屈や塑性化を生じるおそれがあることが認められた．本橋は，静定のトラス構造であり，断面補強に重点を置いた補強方法では，大規模なものとなってしまうため，対震性能向上化として損傷制御設計概念を取り入れ，橋軸方向には床組免震による免震効果を期待した設計手法を採用し，橋軸直角方向に対しては座屈拘束ブレースによる制震効果を期待した設計手法を取り入れている．
本稿では，橋軸直角方向対策としての座屈拘束ブレースの設計概要について報告するものである．
キーワード： トラス橋,長大橋,座屈拘束ブレース,低降伏点鋼,制震,損傷制御設計

第 3 位のゲルバートラス橋である（図-1 参照）．

はじめに港大橋の耐震補強では，図-2 に示すように，橋港大橋は，橋長 980m（側径間 235m+中央径軸方向には本橋の質量の 40%にあたる 20,000t を間 510m+側径間 235m）のわが国第 1 位，世界占める床組を免震化することによる設計手法を採図-1 橋梁一般図

損傷制御
設計

フェール
セーフ

コンクリート巻立て
鋼板補強

主構トラス
２次部材

床組免震弾塑性

履歴型ダンパー

吊桁ヒンジ

落桁防止ケーブル

端部支承

上揚力対策ケーブル

中間支承

10000
加速度応答スペクトル(gal)

座屈拘束ストラット
弾性or
準弾性

I-L 波
IV-L波
1 次モード1000

100

段差防止装置100.1

移動制限装置

0.2 0.3 0.4 0.5 12
固有周期(sec)

図-2 損傷制御設計概念

座屈拘束ブレースによる制震効果を期待した損傷制御設計を取り入れている．本橋は静定の３径間ゲルバートラスであり，従来手法の補強法では鋼板添接等による断面補強となり不経済なものとなるが，今回採用した手法は非主部材である主塔及びその前後の対傾構，下横構を座屈拘束ブレース

3 4 510(a)橋軸方向

10000
加速度応答スペクトル(gal)

用し，橋軸直角方向に対しては履歴型ダンパーのII-L波
設計ｽﾍﾟｸﾄﾙ
2 次モードI-T 波IV-T 波
1 次モードII-T 波
設計ｽﾍﾟｸﾄﾙ
2 次モード1000100に取り替えることにより，鋼材の塑性変形による100.1

累積的な減衰効果が期待でき，主部材へ伝わる地震応答の低減が可能となる．また，想定する地震

0.2 0.3 0.4 0.5 12
固有周期(sec)

3 4 510(b)橋軸直角方向
図-3 加速度応答スペクトルが発生した際にも損傷箇所があらかじめ特定されているため，主部材はほぼ弾性範囲内にあり，ブ急復旧が可能となるため，地域の復旧支援にも大きな役割を果たすものと期待される．

１．地震応答解析と座屈拘束ブレースの検討

加速度(gal)

レース材及び他の非主部材を取り替えるだけで応300
200
1000-100-200-300

内陸型スペクトル適合L波

05101-1 入力地震400

対震性能の向上化のための解析では，内陸型とし200て厳しい内陸型地震の包絡スペクトルを設定し，包絡設計スペクトルに適合させた図-4に示す設計
振幅調整波を設定した．

加速度(gal)

入力地震動の加速度応答スペクトルを図-3に示す．

想定したシナリオ地震を対象とし，地震応答とし2530(a)橋軸方向

座屈拘束ブレースの設計にあたり，対象としたて上町断層系，海溝型として南海・東南海地震を

1520時間(sec)

内陸型スペクトル適合T波

0-200-400
05101520時間(sec)(b)橋軸直角方向
図-4 包絡スペクトル適合波2530

1-2 橋梁の振動特性とひずみエネルギー

1-3 ダンパーの選定

本橋の橋軸直角方向の主な振動モードを図-5

鋼材としては，応力-ひずみ関係においてひずに示す．4.4 秒と長周期となる 1 次モードは吊桁み硬化の比較的小さな特性を有する低降伏点鋼が横たわみするモードであり，中間支承から吊桁（225N/mm2 ），極軟鋼（100N/mm2 ）が一般的でヒンジ部間のトラス部材に大きな影響を及ぼす．

あるが，近年，一般構造用圧延鋼材や溶接構造用2 次モード（T=4.4sec）は側径間部が横たわみし， 圧延鋼材（SS400，SM490）も適用対象と考えらこの部分のトラス部材に大きな影響を与えることれている．しかしながら、本橋では，設計どおりとなる．の性能を的確に発揮する必要があるため，低降伏本橋の橋軸直角方向の対震性において，許容値点鋼（225N/mm2）を採用した．との関係から対策が必要となるのは，２次モード

降伏形式としては，せん断降伏型，軸降伏型，である．表-1 は部材別のひずみエネルギー比率

曲げ降伏型に大分類でき，さらにせん断降伏型は，を示しており，２次モードにおいては定着部の下せん断パネル，ねじりダンパー，鋼板制震壁など横構および主塔対傾構の値が大きい．に分類できる．本橋では，非主部材である下横構および主塔部の対傾構への適用を想定していることから，そのガセット部を改造したせん断パネルタイプ，あるいはそれらの斜材の軸降伏型ブレー(a)橋軸直角 1 次モード（T=4.4sec）

スが適しているが，施工性等から図-6に示すような軸降伏型座屈拘束ブレース（以下，BRBという．
）を選定した．

表-1 部材別ひずみエネルギー比率（橋軸直角２次モード） （％）
部材
直角 2 次吊桁部
2.36
径間部
3.28
鉛直材
16.06
主塔横材
2.76
対傾構
5.46
上横構
5.25
弦材
21.50
鉛直斜材
7.64
定着桁部
下横構
8.09
横材
5.83
対傾構
1.85

隙間 2.5mm10(b)橋軸直角 2 次モード（T=1.9sec）
図-5 主要な元構造固有振動形と固有周期(平面図)

芯材
拘束材a)対傾構取替え状況b)構造断面

図-6 座屈拘束ブレースの設置状況及び断面形状

の結果から，震度法レベルにおける BRB の降伏

1-4 最適配置
変形モードと本橋の構造を勘案した結果，２次部材である中間支点部上における主塔対傾構およを回避する目的も考え合わせて，設計降伏耐力は震度法レベル部材力（β=0.2）とした．

び側径間における横構に着目した．つまり，これ同様に主塔対傾構に対しても行った結果を図-らの部材に履歴型ダンパーを用いこれらに安定し10 に示す．ここでもほぼ同様の結果が得られてた荷重変位履歴特性を持たせることで減衰効果をいる．主塔対傾構についても同様の方針で，震度発揮させることを期待した．

法レベルの部材力を設計耐力として選定した．
BRB復元力/弾性応答値

BRB 設置候補個所はひずみエネルギー比率から判断して，図-7に示すように下横構の端部（part1），主塔付近（part2）および主塔対傾構（part3）とした．なお，下横構の主塔隣接斜材，主塔対傾構の下端斜材については，常時で各々約1200tf， 900tfの軸力が作用しており部材取替が不可能であると判断した．

弾性応答軸力βK 2 =αK 1(α=0.03:剛性比）

K1
0.0

1.0

2.0

3.0

4.05.0

BRB塑性率

K=EA/L
Py=KδyPy=Aσyここに，
K：初期剛性A：現況断面積L：格点間長1-5 BRB の最適降伏力

BRB は，図-8 に示す非線形バイリニアバネにてモデル化した．その際，軸方向剛性は現況構造剛性を適用し，部材の弾性応答解析時における応答軸力に対する降伏力（BRB 設計耐力）の比を

β=0.150

β=0.23の影響を確認した．

累積エネルギー(10 kNm)

βとし，パラメトリックに変化させることで，そ

図-8 BRB 骨格曲線60

入力地震波は，先に示した橋軸直角方向の包絡設計スペクトル適合波を適用し，時刻歴応答解析を実施した．座屈拘束ブレースの降伏後２次剛性は，ブレース要素実験において確認した剛性低下率 0.03 にて定義した．

4030β=0.03

20β=0.5

100

しながら， 14 ～ 16 秒の大きな加速度時にはβ

part①

part②

part③

123456789101112 1314径間位置a)側径間下横構（端部-主塔間）b)主塔対傾構

図-7 座屈拘束ブレース（BRB）配置１次案

2030

図-9 下横構 BRB の累積ひずみエネルギー
時刻歴3=0.1は有効に機能していないことがわかる．以上

10時間(sec)

累積エネルギー(10 kNm)

最も効率のよい BRB であることがわかる．しかβ=0.80

これをもとに算出した累積履歴エネルギーの時
刻歴を図-9に示す．この図から，β=0.1～0.2がβ=0.3454035302520151050

β=0.1
β=0.2
β=0.3
β=0.03
β=0.5
β=0.8051015時間(sec)2025

図-10 主塔対傾構 BRB の累積ひずみエネル
ギー時刻歴

30

1-6 主構弦材のひずみエネルギー

して図-13 に示す．これより，現橋構造のままで図-11，図-12 は，各々，part1，2 および 3 には圧縮座屈，引張降伏を生じるおそれのある部材

対する上弦材と下弦材の部材毎のひずみエネルギの多くが弾性範囲にとどまり，部材補強の必要箇ー変化である．ここで用いた BRB には先の解析所数を大幅に低減していることがわかる．

により累積ひずみエネルギーが効率的に吸収でき，かつ震度法にて降伏しないケースの特性を用いて３．座屈拘束ブレースの履歴特性いる．これらの結果から，part1 による主構弦材ひずみエネルギーに関しては，径間位置 8-17 の上弦材において効果が見られるがその程度はそれ3-1 実験概要
提案する BRB の履歴特性を確認するとともに，ほど大きなものとは言えない．また， part2 に並列する 2 本の BRB の挙動を評価するため，BRB を配置した場合，上弦材においてはほとん

図-14 に示す 200tf ジャッキ（押能力 200tf，引ど変化が見られないが，下弦材においては主塔部付近で大きく減少していることがわかる．一方，part3 に BRB を配置した場合，上弦材の側径間ていることがわかる．

引張降伏

圧縮座屈
200
該当部材数部において大きく部材ひずみエネルギーが減少し弾性

引張降伏

圧縮座屈

100

1-7 応答低減効果<-1.6～-1.4～-1.2～-1.0-1.0～-0.8～-0.6～00～0.6～0.8～1.01.0～
1.2～
1.4～
1.6<0

上記の結果に基づき，part1 は効率が悪いことから設置選択から除外し，part2 と 3 に BRB を配応力比a)現橋構造

置した場合の弦材軸力低減効果を，対策前と対比
350

元構造
part1
part2
part3主塔

300
250200

引張降伏

圧縮座屈
200150

該当部材数

ひずみエネルギー(kNm)

400

100
500

引張降伏

弾性

100

<-1.6～-1.4～-1.2～-1.0
-1.0～
-0.8～
-0.6～00～0.6～0.8～1.0
1.0～
1.2～
1.4～
1.6<

27252321191715

1391175310

径間位置

図-11 上弦材ひずみエネルギーの変化

応力比b) 床組連結＋座屈拘束ブレース構造
図-13 橋軸直角方向の対策効果

対策後_上弦材
対策後_下弦材

16000

4500

12000

3000

8000

1500

40000

ｼﾞｬｯｷ側治具
反力壁

100ｔｆﾛｰﾄﾞｾﾙ

200ｔｆｼﾞｬｯｷ

試験体
上下拘束治具

01357 9 11 13 15
側径間位置

図-12 下弦材ひずみエネルギーの変化

固定側治具

875

6000

下弦材軸力（tf）

元構造_上弦材
元構造_下弦材

上弦材軸力（tf）

圧縮座屈

動的ﾃｽﾄﾍﾞｯﾄﾞ床
4800

図-14 試験装置

張力：95tf）を用いて 1/6 モデルの供試体にて正3-2 実験結果および性能評価

負交番載荷試験を行った．表-2 に芯材の諸元を図-16 に骨格曲線を図-17 に軸方向荷重－軸方

図-15 に載荷振幅と繰り返し回数を示す．ここで， 向変位曲線（履歴曲線の実験結果）をそれぞれ示す．図中に示す降伏については，骨格曲線と計算1%の 2 倍であり，20 回の根拠はレベル 2 地震動

上の降伏変位との交点として定義している．なお，

で想定している繰り返し回数 15 回程度（最大ひ図-17 の*は芯材ひずみ±1%（設計値）時変位をずみ 1%程度）に余裕を持たせて設定した値であ示している．芯材ひずみが 1%（降伏ひずみの約る．

9 倍）の状態で等価減衰定数は 0.47 で，累積塑

芯材変位振幅（δｙ）

2%はレベル 2 地震動で想定している設計ひずみ性変形倍率は 1124 であり，各々の要求性能約1δy，2δy，4δy・・・→2回

302%ひずみ→20回0.45，約 150 を満足している．

2010

塑性履歴モデルとしては一般的に，完全弾塑性

0-10-20型モデルや移動硬化型バイリニアモデルが用いられるが，これらのモデルでは繰り返し載荷に伴う-300102030 40 50
載荷回数607080

ずみ硬化を適切に表現できるモデルとして，

図-15 載荷振幅と繰り返し回数

Popov, Petersson らの提唱した構成則（MultiSurfaces Model; 以下では M.S.M.と称す）とバ

表-2 芯材の諸元
部材長(mm)2265
板幅(mm)
75塑性化長(mm)
1468
断面積(mm2)2312

降伏 +500 kN（+1.9mm）

図-17 に示すように， Multi-Surfaces Model

M.S.M は，繰り返し載荷による軸力上昇の特性

幅厚比を良く表現しており，2％載荷時の最大応力も実9.1

験結果によく一致している．但し，当然のことな
補間値

１：8.5046

4000-2% -780 k-400

降伏 -502 kN（-1.9mm）

1：10.368-800-1% -635 k
最大圧縮荷重 -946 kN( -2% 10サイクル目)-1200-40-2002040
変位量 δ (mm)

図-16 骨格曲線とイベント
1000
800
600
4002000-200-400-600-800-1000

10008006004002000-200-400-600-800-1000

移動硬化型ﾊﾞｲﾘﾆｱﾓﾃﾞﾙ

実験結果*-30-20*-10010変位量 δ (mm)2030

図-18 バイリニア移動硬化解析結果

M.S.M.

60%
50%*-30-20

実験結果-10010変位量 δ (mm)等価減衰定数

荷重 P (kN)

がら，圧縮側における摩擦等による軸力上昇は評+2% +726 kN+1% +609 kN

荷重 P (kN)

荷重 Ｐ (kN)800

イリニア移動硬化則にて比較検討を行った．

板厚(mm)
8.2

計測値

1200

材料の耐力上昇の正確な表現はできないため，ひ*20

図-17 履歴曲線の実験結果と M.S.M 解析
結果

3040%
30%
実験結果
解析結果（移動硬化則）
解析結果(M.S.M.)

20%
10%0%
0.0%

0.5%

1.0%
1.5%
芯材ひずみ2.0%

図-19 等価減衰定数の比較

2.5%価できていない．一方，バイリニアモデルでは，図-18 に示すようにひずみ効果を簡易的に表現しているものの，載荷途中段階での軸力上昇はうまbb

く表現できないが，図-19 に示す等価減衰定数のa

実験結果と解析結果の比較から分かるように，地震時応答に相応する 1%ひずみの繰り返し挙動時(a)局部崩壊モード1 (b)局部崩壊モード2の等価減衰定数は，バイリニアの移動硬化則によ

図-20 局部崩壊モードって安全側かつ十分実用上誤差のない範囲で表現できることが分かる．これより，BRB の設計においては移動硬化則を適用することとした．

４．詳細設計における構造細目的配慮

あとがき
港大橋の対震性能向上を目的として橋軸直角方向対策に制震部材としての座屈拘束ブレース

港大橋では，十字型断面２本組の BRB を採用を適用した。この適用についてまとめると以下しているが，詳細設計においていくつか構造的なのようになる．

配慮を行っている．

①地震応答解析の結果，下横構の端部，主塔付近および主塔対傾構への座屈拘束ブレースの適4-1 芯材塑性化長
芯材塑性化長は全体解析において決定するもの

用が効果的であり，応力超過部材数を大幅に減少することができることがわかった．とし，全体解析における芯材塑性化長は，時刻歴②1/6モデル供試体での実験により，提案構造の応答解析の最大軸方向変位より求めたひずみがBRB は要求性能を満足する履歴特性を有する1.0% 程度となるよう，パラメトリック解析によことが確認できた．また，設計に適用する履り設定することを基本とした．ただし，既設部材歴モデルは移動硬化形バイリニアモデルでもの構造上，塑性化長を長く取れない場合には，実用上十分適用できる範囲であることを確認

1.5％程度までのひずみは許容できることとした．

した．

4-2 累積塑性変形倍率

謝辞：

全体地震応答解析により得られる累積塑性変形

港大橋の対震性能向上化の検討にあたっては，倍率は，1.0％ひずみ 15 回程度のひずみ履歴を想阪神高速道路技術審議会，同鋼構造分科会，同耐定しておけば十分であり，この場合の累積塑性変震設計分科会や検討会において多数の学識経験者

形倍率は 480 となる．のご指導をいただきました．ここに，深く感謝いたします．

4-3 全体座屈拘束および局部破壊防止
港大橋に適用する BRB は，軽量化のために 2本組としているが，そのため細長比が高いため，座屈拘束材の全体座屈に留意する必要がある．また，座屈拘束材は，芯材が座屈拘束材を面外に押す力により，図-20 のような局部崩壊が発生しないよう配慮することとした．

参考文献
1) 美濃，金治，鈴木：長大ゲルバートラス橋の耐震補強における履歴型ダンパー用鋼材に関する検討，土木学会第 58 回年次学術講演会,Ｈ15.9.
2) 百野，聲高，井上，諸岡：方杖ダンパーの座屈拘束設計と性能確認実験，日本鋼構造協会鋼構造論文集，第12 巻，第 45 号，2005.3.
3) (独)建築研究所･(社)日本鉄鋼連盟市場センター：履歴型ダンパー付鋼構造骨組の設計法,

4)金治，鈴木，香川，渡邊：長大トラス橋の対震性能向上化における設計入力地震動と損傷制御構造，土木学会論文集，No.787/-71,2005.4
5)阪神高速道路(株)大阪建設部，(財)阪神高速道路管理技術センター：大阪地区長大橋地震時性能向上化設計施
工手引き(案)，2006.3
6)阪神高速道路公団，(社)日本橋梁建設協会：鋼製履歴ダンパーの動的設計手法に関する検討業務，2005.3

7)金治，浜田，石橋，尼子，渡邊：長大橋レトロフィッ
ト用座屈拘束ブレースの構造提案と弾塑性挙動，構造工学論文集，Vol.51A,2005.3
8) 道路橋示方書・同解説 I 共通編・Ⅱ鋼橋編,(社)日本道路協会,H14.3

DESIGN OF BUCKLING RESTRAINED BRACE FOR SEISMIC RETROFIT
OF THE MINATO BRIDGE
Teruhisa ISHIBASHI, Hidesada KANAJI and Kunihiro HAYASHIThis paper describes a retrofitting method for the transverse direction of a long-span bridge using aparallel type buckling restrained bracing, BRB. The seismic assessment of the as-built bridge against ahuge design earthquake revealed that a considerable number of bridge members may yield or buckle.
BRB was employed in order to reduce the seismic response and achieve rational retrofit. Since applicationof BRB to a long span bridge was the first challenge in the world, enormous analyses and experimental
works were made. Optimal layout, optimal yield force, strain energy and response ratio were studied, anddesign models were examined through cyclic loading tests.

石橋照久

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Teruhisa Ishibashi

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