論 文

既設鋼鈑桁橋の設計荷重相当載荷時の静的挙動に関する検討
Examination about the static behavior of the existing steel girder bridge under equivalent design load
○山村 浩一*Koichi YAMAMURA

岩崎 正二**
Shoji IWASAKI

大西 弘志***
Hiroshi ONISHI

出戸 秀明****
Hideaki DETO

佐藤雄太****
Yuta SATO

ABSTRACT This research carried out the static loading test using 600kN equivalent todesign live load to the steel composite girder bridge which passed after construction for 30years in order to clarify the static behavior to the design live load of the existing steel
composite girder. The influence of the support restraints exerted on the static behavior of anobject bridge is investigated by reproducing loading test results using FEM analysis. Fromthese results, in the state with an insufficient horizontal displacement function of movableshoe, it is shown clearly that the restricted situation of movable shoe changes with the sizesof the load.
Keywords : 2 連合成鋼鈑桁橋, 設計荷重相当, 静的載荷試験, FEM 解析
Two span steel girder bridge , equivalent design load , static loading test, FEM analysis

１．まえがき
公共事業の予算縮小のため社会資本の新規更新は難しくなり，既設橋梁を維持管理しながらいかに延命化させるのかが問題となっている．そのため既設橋梁の健全度評価が必要であり，調査方法のなかに静的載荷試験がある．本研究では，岩手県紫波町にある架設後 30 年経過した単純合成鋼鈑桁橋の下梅田橋で，設計荷重に相当する約 60tf(25tf トラック2 台＋10tf ユニック車)を用いた静的載荷試験を実施する．載荷試験中は，動ひずみや動たわみも同時に計測し，拘束状態にある支点部が開放されるかどうかを検討する．また気温の異なる朝，昼，夕の 3回に分けて設計荷重相当載荷試験を行い，桁の静的挙動に及ぼす温度の影響についても考察する．最後に，3 次元 FEM 解析を用いて，設計荷重相当載荷時の静的挙動を再現し，それらの解析結果と実橋載荷試験結果を比較検討することにより，解析モデルの妥当性を検証するとともに，対象橋梁の静的挙動に及ぼす支点拘束の影響について解析的に検討する．

2．実橋載荷試験方法
図-1 に示す試験対象橋梁は，支間長 27.75m，桁高 1.5m の 2 等橋(TL-14)である．主桁は 3 本，上部工形式は 2 連単純合成鋼鈑桁橋，支承形式は BP-A である．図-2 に，ひずみゲージ，変位計の計測位置を示す．ひずみゲージは，G2，G3 桁の両支点から 0.30m，0.867m，3.468m，6.937m，10.406m，13.775m と，可動支点から 0.60m の上下フランジに取付けたほか，可動支点と支間中央点のウェブを計測位置とし，橋軸方向にゲージを貼付けした．
変位計は G2，G3 桁の両支点の水平方向と鉛直方向，支間中央点の鉛直方向及び橋脚上部の水平方向に設置した．また，載荷試験中は，動変位や動ひずみも計測するため，G2，G3 桁の両支点の水平方向，支間中央点の鉛直方向に変位計を設置した．両支点近傍や支間中央点には動ひずみ計を設置し，0.005 秒間隔でデータを記録した．表-1 に計測機器の諸元，写真-1 に変位計の設置状況を示す．
静的載荷試験では残留ひずみと残留変位の影響を* 東邦技術株式会社（〒014-0041 秋田県大仙市大曲丸子町 2－13）** 博士（工学）岩手大学工学部社会環境工学科教授（〒020-8551 盛岡市上田 4－3－5）第 2 種正会員*** 博士（工学）岩手大学工学部社会環境工学科准教授（〒020-8551 盛岡市上田 4－3－5）第 2 種正会員**** 博士（工学）岩手大学工学部社会環境工学科教授（〒020-8551 盛岡市上田 4－3－5）***** 岩手県県土整備部簗川ダム建設事務所（〒020-0817 盛岡市東中野字沢田 94－1）

ページ数

16確認するために，最初に初期設定を行った以外は測定器をゼロクリアしていない．このため，荷重載荷直前の残留値と荷重載荷直後の計測値を記録して，両者の差を実測値としている．
設計荷重相当を載荷する試験では，図-3 に示す位
置に荷重車を載荷した．荷重車の総重量は 589.3kN
で，この値は設計活荷重（L－14）の約 95％に相当する．表-2 に各荷重車の実測重量を示す．

表-1 計測機器諸元
名 称

仕 様性 能防水型
1ゲージ3線式
ゲージ長6㎜ 自己温度補償ゲージ

ひずみゲージ

容量: 10mm，分解能:1/100㎜
25㎜，50㎜

変位計

30チャンネル

データロガー

10チャンネル ひずみ：±1×10-6
熱電対温度：0.1℃
スイッチボックス 50チャンネル

6.20m
5.00m

0.60m

As舗装 t=70mm

表-2 荷重車実測重量0.25m

RC床版 t=180mm
CL

1.50m

車

0.90m

1軸当り実測重量(kN)

種

前後輪後後輪(kN)

25tfトラック

53.69

96.18

95.10

245.17

10tfユニック車

34.07

64.66

-96.95側面図0.90m

2@2.20m=4.40m

支 間 長 L＝ 27.75m
4.53m
11.61m
11.61m【 3】
10tf車

図-1 上部工断面図

【 2】
25tf車

【 1】
25tf車

FM0.6m

3.35m 3.62m 3.35m
1.30m 1.30m

幅員5.0m【 1】 25tf車

A283m

82m

ひずみゲージ
変位計
熱電対0.1m【凡 例】

P127.45m0.06mm20.8
1328.8m
17.3
44

25.2m
13.7
75.406m
10m
6.
937m

68m
3.
40.
86
70.3m
1.77m
0.58m
25tf車 【 2】 2.05m0.3m【 3】 10tf車

床版温度MA2※【 】は載荷の順番

図-3 設計荷重相当試験の載荷位置

写真-1 可動支承部の変位計設置状況

F7.415m

平面図0.6m

P1トラック
進入方向

FＣ
Ｌ7.415m

P10.6m
0.3m

実測総重量

前輪

桁高1.5m

0.60m

0.14

主桁温度

F気温
支間長 27.75m

A2

図-2 計測位置

ページ数

263. FEM 静的解析方法
本研究では，汎用 FEM 解析ツール ANSYS を用いて静的解析を行った．解析モデルの諸元として，図-4 にモデル図を，表-3 に要素モデル及び材料物性値を示す．
目視点検によると対象橋梁の支承部では，支承本体の腐食や一部の沓座モルタルに破損が見られたことから，可動支承が固着化していることが予想された．このため，FEM 解析では可動支承を Solid 要素でモデル化し，そのヤング係数を変化させることで，可動支承の拘束状態を再現することとした．なお，対象橋梁の床版や主桁には目立った損傷は見られず，比較的健全な状態であった．
FEM 解析では，25tf トラック 2 台と 10tf ユニック
車 1 台を載荷した場合（設計荷重相当，60tf 載荷）及び 20tf トラックを単独載荷した場合（図-5）について，前輪タイヤ，後輪タイヤの荷重を集中荷重として静的解析を行い，実測値と比較検討する．その際，図-2 に示す可動支点から 0.3m と支間中央における下フランジのひずみ, 支間中央の垂直変位，橋脚天端水平変位が実測値に近づくように，可動支承のヤング係数を変化させて解析を行った．また，橋脚を考慮しない単径間モデルでも解析を行い，全体モデルの解析結果と比較検討した．単径間モデルの支承条件としては，固定支承をピン，可動支承をローラーとし，下フランジひずみの実測分布に一致するように，任意の水平反力を可動支点に作用させて解析を行った．

側面図
支間長13.875m

L＝ 27.75m
13.875m

20tf車

FＣＬFM0.6m
幅員5.0mA2

前 輪 w=50.76kN
前 後 輪 W=72.23kN
後 後 輪 w=72.15kN

0.6m

P1

平面図

13.225m

2.5m
2.5m

9.875m

P13.35m
1.30m

図-5 20tf トラック載荷位置

A2

総要素数：14244
総節点数：18892
橋脚上の支承モデル

図-4 FEM 解析モデル
表-3 要素モデル，材料物性値
部

材

床版

材

料要素モデル

ヤング係数(N/m2)

ポアソン比

密度(N・s2/m4)

RC

Solid

2.80×10 100.167

主桁，横桁

steel

Shell

2.10×10 110.300

7.86×10 3

対傾構

steel

Beam

2.10×10 110.300

7.86×10 3

2.50×10 3

支承※1

steel

Solid

2.10×10 110.300

7.86×10 3橋脚RCSolid

2.35×10 100.167

2.50×10 3※1：全体モデルP1橋脚上の支承モデル

4. 実橋載荷試験の結果と考察
図-6 は，静的試験における荷重車 1 台(25tf)，2台(25tf＋25tf)，3 台(25tf＋25tf＋10tf)載荷時のG3 桁上下フランジの実測ひずみ分布を描いたものである．1 台と 2 台の分布を比較すると，荷重を G3 桁側に載荷しているためひずみが大きな変化を示している．3 台目の分布は，G1 桁側に 10tf 載荷したことから 2 台載荷時に比べて，G3 桁のひずみは小さな変化となっている．また，下フランジでは，両支点から 0.867m までの区間で圧縮ひずみが生じており，最大圧縮ひずみは支間中央と同程度の値となっている．
このようなひずみ分布は，両端固定桁で生じるひずみ分布と同じであることから，本橋では可動支承が拘束されて軸方向に水平反力が発生している状態と考えられる．
図-7 は，G3 桁の支間中央点及び可動支承から橋軸方向へ 0.3m 点の載荷試験中の動ひずみ応答曲線を表している．図-6 と同様に，1 台から 2 台に載荷荷重が増えた時に大きな変化を示している．図-6，7は朝 10 時に行われた載荷試験であるが，同じ試験ケースを同日の昼（12 時）と夕方(17 時 30 分)にも行っているが，得られた試験結果は，朝の試験結果と同様であった．表-4 に示すように，各試験時間帯で外気温が変化するとともに，床版と主桁との間に温ページ数

36度差が生じている．しかし，静的載荷試験は約 5 分以内に行われる試験であり，部材温度差は短時間のひずみ応答に影響を与えないようである．
図-8 は，G3 桁可動支承の載荷試験中の動変位を朝，昼，夕方で比較したものである．可動支承部の変位計は,橋脚天端を土台にしているため図-8 の動変位は,橋脚天端との相対変位を表わしている．
図-8 を見ると，載荷荷重が大きくなるほど，桁が伸びる方向（A1 橋台方向）へ増加しているのが分かる．特に，朝の試験では，3 台目の 10tf 車が進入した時に変位が大きくなっている．これは，載荷荷重が 50tf から 60tf へ増加した直後に，桁の水平力が可動支承の拘束力を上回り，可動支承で滑り移動が生じたためと考えられる．すなわち，可動支承が拘束されている状態では，荷重載荷による水平力と温度差による水平力が桁に作用する．G3 桁の温度差が朝 6.1℃，昼 2.5℃，夕方-2.8℃であったことから，朝の試験では，桁の温度水平力がかなり大きかったことが分かる．可動支承の変位が増加したのは，桁に大きな温度水平力が生じたためである．なお，試験開始直前の残留変位は，朝 0.001mm，昼 1.560mm，夕方 0.001mm であった.
表-5 は，荷重載荷直後の橋脚天端の水平変位（絶対変位）を示したものである．50tf 載荷の変位と60tf 載荷の変位の差は，朝 0.094mm，昼 0.187mm，夕方 0.209mm の順に大きく，可動支承の変位挙動と相反している．可動支承の変位が小さいときは，橋脚に作用する水平力が大きくなり，橋脚天端の変位が増加するようである．

図-6 G3 桁上下フランジのひずみ分布

図-7 G3 桁下フランジ 1/2 点，M0.3m 点の動ひずみ表-4 各試験の外気温と部材温度（℃）
測定箇所

外気床版
下面

G2桁
ウェブ

G3桁
ウェブ

10:00（朝）

23.4

22.4

21.9

26.0

12:00（昼）

27.0

25.3

26.9

28.5

17:30（夕）

23.5

32.5

26.7

25.7

時刻5. FEM 解析の結果と考察
表-6 は，計測径間に生じる最大ひずみ，最大変位及び橋脚天端の水平変位について実測値と計算値を比較したものであり，誤差は 2.7％から 7.4％となっている．単径間モデル（ピン-ローラー支持）で 20tfと 60tf を載荷した場合は，ローラー支点に，それぞれ約 201kN，約 468kN の水平反力を作用させた時，実測値に近づいた．完全水平拘束を仮定したピンピン支持では,各載荷状態で 337kN，960kN の水平反

図-8 G3 桁可動支承の動変位
表-5 各試験における橋脚天端の水平変位（mm）
載荷ケース
時刻

25tf

50tf

60tf

(25tf+25tf) (25tf+25tf+10tf)

10:00（朝）

0.499

0.979

1.073

12:00（昼）

0.492

0.984

1.171

17:30（夕）

0.498

1.010

1.219

ページ数46表-6G3 桁におけるひずみ，垂直変位，橋脚天端水平変位の実測値と計算値
可動支点より30cm

支間中央下フランジ下フランジひずみ(×10-6)

ひずみ（×10-6)

全体モデル
20tf
載荷

60tf
載荷

単径間モデル

全体モデル

橋脚天端水平変位

支間中央垂直変位 (mm)

単径間モデル

全体モデル

(mm)

単径間モデル

全体モデル

実測値

-58

-58

6363

3.455

3.455

0.404

計算値（F-F）

-75

-104

55

44

2.918

2.178

0.421

-62

-54

60

60

3.205

3.2020.418

相対誤差

計算値（F-M´)

7.10%

6.12%

5.25%

5.53%

7.23%

7.33%

3.37%

実測値

-171

-171

200

200

12.02

12.02

1.073

計算値（F-F）

-285

-375

169

1349.447.271.235

計算値（F-M´)

-177

-162

195

194

11.44

11.13

1.131

相対誤差

3.49%

5.49%

2.70%

2.79%

4.81%

7.39%

5.42%

力が生じていたことより，支点拘束率（任意水平反力/ピン-ピン支持の水平反力）は，それぞれ約 60%，49%である．これらの結果より，可動支承の拘束状態は，載荷荷重の影響を大きく受けることが明らかとなった．載荷荷重と支点拘束率の関係について，40tf載荷，50tf 載荷の検討結果も含めて図-9 に示す．
全体モデル（2 径間）においても，可動支承の Solid要素のヤング係数 E を，初期状態 E=2.1×1011N/m2 から 20tf 載荷の時は E=4.1×109N/m2，60tf 載荷の時は E=1.65×109N/m2 に減少させたときに実測値に近づく結果となり，単径間モデルと同様に，載荷荷重の値が大きくなるにつれて可動支承の拘束状態が弱まる傾向が認められた．
図-10 は，G3 桁下フランジの橋軸方向ひずみ分布について，実測値と計算値を比較検討したものである．全体モデルの 60tf 載荷において，固定-固定モデルと固定-可動モデル（可動支承の E を減少）に大きな差がでている以外は，各計算値と実測値はほぼ一致しているようである．全体モデルの固定-可動モデルが実測値の挙動を良く表している理由の一つとして，ヤング係数を疑似的に減少させたことで，可動支承にわずかな回転角が発生したためと考えられる．特に，可動支承の回転拘束の状態が主桁のひずみや垂直変位の挙動に幾分影響を与えていることが推測される. また，ピン-ローラー支持の偏載荷において，固定支承側に水平反力が発生し，下フランジに圧縮ひずみが発生する解析事例があったので今後の検討課題としたい．
図-11，12 は，それぞれ G3 桁上フランジのひずみ分布と G3 桁支間中央ウェブのひずみ分布を示したものである．載荷荷重は 60tf，計算値は全体モデルでの解析結果である．
上フランジのひずみ分布は，可動支点から 10.406mと 13.775m（支間中央）の 2 点において実測値と計算値に多少の違いが認められるが，その他の点では，

図-9 単径間モデルにおける載荷荷重と支点拘束率との関係

図-10 G3 桁下フランジのひずみ分布

実測値と計算値がほぼ一致している．また，ウェブのひずみ分布は，主桁中央点で実測値と計算値に 40μ程度の差が生じるが，その他の点はほぼ一致する．
このように，設計荷重相当載荷時の上フランジとウェブのひずみ挙動についても，FEM 全体モデルを用いて，比較的精度よく再現することが可能である．

ページ数56図-11 G3 桁上フランジのひずみ分布

図-12 G3 桁支間中央ウェブのひずみ分布

・静的載荷試験において，車両の進入から停止および退出までの動的連続計測を実施することにより，設計荷重相当載荷時の主桁や可動支承の静的および動的挙動を明らかにすることができた．それによると可動支承は，温度変化により変形するとともに，設計荷重相当載荷時にもわずかに変動していることが明らかになった．
・2 連合成鋼鈑桁橋を FEM モデルで解析する際，下部工を含めたモデル化を行うことで静的載荷試験の再現が可能となった．
・FEM モデルによる解析的検討の結果，可動支承の拘束状況は載荷荷重の大きさによって変化することが明らかとなった．
【参考文献】
1) 徳田浩一，岩崎雅紀：支承の活荷重挙動に関する実験的研究，土木学会構造工学論文集，VOl.41A，1995.32）西川和廣，村越潤，広瀬隆広：鋼桁支承ソールプ
レート溶接部の疲労に関する検討－実橋載荷試験に基づくソールプレート周辺部の応力測定結果の報告－，土木技術資料,35-2,1993
3）松本巧，谷口健男：鋼橋の支承取替えに着目した支点近傍の応力集中に関する検討，土木学会論文
集 F,Vol.62No4,609-671,2006.10

6. 結論
既設鋼橋では，経年劣化などにより支承機能が低下していることが多い．支承機能低下に関しては，これまで様々な研究1),2),3)がなされ，それらの成果が支承部の構造改善に寄与している．その一方で，支承の機能低下が主桁の挙動にどのような影響を及ぼし，また，その影響が，橋の安全性を評価する上で，無視できるレベルかどうかについては，必ずしも明らかにはなっていない．
本研究では，市町村などで過去によく架設された2等橋(TL-14)を対象にして，設計活荷重相当を載荷した場合の主桁，支承及び橋脚の挙動について, 実橋載荷試験と数値解析を実施することにより，以下のことが明らかとなった．
・2 連単純合成桁では，経年劣化などにより可動支点が拘束されると水平反力が発生し，設計荷重相当載荷時おいても桁と橋脚が一体となって変位していることが分かった．

ページ数66