パラペット断面のMｰ𝜙モデル 剛性低下型トリリニア(武田型) (引張側) (圧縮側)
押し抜きせん断抵抗バネ
(引張側)
(圧縮側) 地盤反力の
上限値
背面土バネ
RC橋脚断面のMｰ𝜙モデル 剛性低下型トリリニア(武田型)
(引張側) (圧縮側)
桁衝突バネ
（緩衝材なし）
遊間
(圧縮側)
桁衝突バネ
（緩衝材あり）
遊間 (引張側)
A1桁衝突バネ P1 A2
パラペットバネ
背面土バネ
基礎バネ
基礎バネ
基礎バネ 背面土バネ 支承バネM 支承バネF
堅壁区間
柱区間
支承バネM パラペットバネ
堅壁区間 桁衝突バネ
剛部材 線形はり要素 非線形はり要素
図-1 解析モデル
桁衝突に伴う橋台抵抗特性に関する解析的検討
土木研究所寒地土木研究所
正会員○西 弘明 土木研究所寒地土木研究所 正会員 佐藤 孝司北海道開発局室蘭開発建設部
正会員 西城能利雄 土木研究所寒地土木研究所 正会員 山澤 文雄土木研究所寒地土木研究所
正会員 寺澤 貴裕１. はじめに
既設橋梁の耐震補強について、個々の部材の補強だけで なく、橋全体での耐震性能を向上させることも合理的な工 法の選択として重要とされているが，その工法の１つとし て変位拘束工法がある．著者らは，桁衝突を想定したパラ ペットおよびウィングの押し抜きせん断力や緩衝材の緩 衝効果を把握する要素実験（衝突実験）をしてきた1)．
本研究では衝突実験で得られた押し抜きせん断バネお よび緩衝ゴムの初期剛性を用い，初期剛性の違いによる下 部構造の応答感度分析を実施した．
２．解析概要
解析対象には，昭和
55
年道示以前で設計された2
径間 連続のコンクリート橋を想定している．下部構造につい ては，竪壁高さ10 m
の逆Ｔ式橋台（高さ2.2 m
，厚さ0.5 m
のパラペット）および躯体高10 m
の壁式橋脚とした．解析ケースに考慮した橋台ウィング形式（図-2）の各部 位耐力および橋台の破壊形態を表-1に示す．ここで，橋 台の破壊形態は各部位の曲げ，せん断，押し抜き耐力を 比較し，耐力が最小となるものを選定した．
図-1に示す橋梁全体系の非線形解析モデルにおいて，
破壊形態を想定した部位以外は線形モデルとした．考慮 した水平抵抗は，橋台パラペットおよび橋台背面土の水 平抵抗，桁の衝突である．橋台パラペットバネは，曲げ 破壊型の場合には剛性低下トリリニア型
M
－φ
モデルを，せん断破壊型の場合には押し抜き抵抗バネとして考慮し た．初期剛性は，既往解析 2)で用いた値および実験結果 に基づく値の
2
種類とした．本解析に使用した押し抜き せん断バネの諸元を表-3に示す．緩衝材を設置した場合 の桁衝突バネのバネ値は，以下の3
種類の緩衝ゴム剛性 とした．厚さ50 mm
のゴムの圧縮力－圧縮量の関係とし た場合（静的剛性），衝突実験結果よりゴム剛性の上限お よび下限（20 kN/mm
および60 kN/mm
）とした場合であ る（図-3）．キーワード 桁衝突，衝突実験，橋台，押し抜きせん断破壊バネ，緩衝ゴム，初期剛性
連絡先 〒062-8602 札幌市豊平区平岸
1
条3
丁目1-34 土木研究所 寒地土木研究所
ＴＥＬ011-841-1698 表-1 橋台破壊形態橋台 ウィング
形式
竪壁 パラペット 破壊形態
曲げ 耐力(kN)
せん断 耐力(kN)
押し抜 き せん断
耐力※ (kN)
曲げ (kN) 耐力
せん断 耐力(kN)
押し抜 き せん断 耐力※1 (kN)
－
(a)ウィング無
し 2143 15357 － 1360 2501 － パラペット
曲げ
(b)パラレル 2143 15357 － 41905 － 9350 竪壁曲げ
(c)二辺固定
＋パラレル① 4724 － 18700 41905 － 9350 竪壁曲げ (d)二辺固定
＋パラレル② 9410 － 20400 41905 － 9350 パラペット 押し抜き
(e)二辺固定 14680 － 22100 41905 － 9350 パラペット
押し抜き
※1 押し抜きせん断耐力は道示におけるコンクリートの圧縮強度の影響を 考慮した許容押抜きせん断応力度（τ = 0.85 N /mm2）と抵抗面積との積
表-2 解析条件
項目 条件
設計方向 橋軸方向
積分手法 Newmarkβ法(β=0.25）
解析時間間隔 1/10000秒 減衰考慮方法 Rayleigh減衰 固有周期計算手法 サブスペース法
使用プログラム TDAPⅢ 基礎地盤条件 Ⅱ種地盤
衝突位置 桁中心
入力地震波 タイプⅡ－Ⅱ－1
表-3 押し抜きせん断バネ諸元
許容押し抜き せん断耐力
(N/mm2)
押し抜き せん断耐力
(kN)
バネモデル 剛性 (kN/mm) 既往解析設定 0.85 9,350 7.0E+04 実験結果設定 4.00 44,000 1.02E+03
土木学会第71回年次学術講演会(平成28年9月)
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表-2に示す解析条件で，道路橋示方書Ⅴ耐震設計編のタイプⅡ地 震動を入力波とした時刻歴応答解析を実施した．押し抜きせん断バ ネ剛性の影響を検討するケースでは，
(1)
支間長を30 m
で一定とし，遊間量を
20，40，70
と変化させた場合，(2)遊間量を40 mm
で一定とし，支間長を
30
，50 m
と変化させた場合とした．緩衝ゴム剛性 の影響を検討するケースでは，支間長を30 m
，遊間量を70 mm
で 一定とし，剛性は3
種類とした．３. 解析結果
本検討では下部工応答として橋脚，堅壁およびパラペット天端の 最大変位に着目した．橋脚と堅壁の応答に関しては，許容変位に対 する比で整理している．
(1)押し抜きせん断バネ剛性の影響
橋台ウィング形式
(d)
，(e)
において，遊間量・支間長を変えた場合 の橋脚・橋台応答に及ぼす押し抜きせん断バネ剛性の影響を図-4に 示す．実験結果より設定した押し抜きせん断バネ剛性を採用するこ とで，竪壁の曲げ耐力が最も小さくなり，破壊形態は竪壁曲げ破壊 に誘導される．しかし，竪壁照査結果は1.0
以下であり，竪壁は降 伏まで至っていない．橋脚，橋台応答については，いずれのケース においても既往のせん断バネ剛性を採用した場合と比較して低減 されている．また，本検討範囲内においては，支間が大きいほど，遊間が大きいほど橋脚，橋台応答は大きくなる傾向にある．
(2)緩衝ゴム剛性の影響
破壊形態が異なる橋台ウィング形式
(a)
，(b)
，(d)
におけ る橋脚・橋台応答に及ぼす緩衝ゴム剛性の影響を図-5 に 示す．橋台形式の違いによる下部構造応答に違いは見られ るものの，緩衝ゴム剛性の違いによる下部構造応答は大き な差は見られない．本検討条件の範囲内では，緩衝ゴム剛 性の橋脚・橋台応答への影響は少ないといえる．４. まとめ
本研究では地震時の桁衝突を想定し，要素実験（衝突実 験）より得られた部材の抵抗特性等を用いた下部構造応答 感度分析を実施した．今後は，本実験結果を反映した解析 モデルにおいて，非線形バネを破壊形態によらずに各部位 に設定した場合の解析を行い，下部構造応答感度分析を行 う予定である．
参考文献
1)
西城能利雄，西 弘明，田崎賢治，佐藤孝司，具志一 也：桁衝突に伴う橋台抵抗特性の実験的検討，土木学 会北海道支部論文報告集，Vol.72
，2016.1
2)
西城能利雄，岡田慎哉，西 弘明：地震時の桁衝突に 伴う橋梁下部工応答特性の解析的検討，土木学会年次 学術講演会講演概要集，Vol.70，pp.225-226，2015.9100002200
6000
100002200 100002200
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2000
100002200 100002200
6000 6000
4000 6000
図-2 橋台ウィング形式
0 100 200 300 400 500 600 700 800
0 10 20 30 40
圧縮力（kN）
ゴム圧縮量（mm） 静的剛性 ゴム剛性60kN/mm ゴム剛性20kN/mm
図-3 解析モデルの緩衝ゴム剛性
0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
遊間20mm 遊間40mm 遊間70mm 遊間100mm 支間30m 支間50m
橋脚照査結果（最大応答変位／降伏変位）
構造諸元
パラペット天端変位（m） 竪壁照査（最大応答曲率／許容曲率）
橋脚照査 竪壁照査 パラペット天端変位
橋台形式(d)
橋台形式(e) 既往解析設定剛性
実験結果設定剛性
図-4 橋脚・橋台応答に及ぼす押し抜き
バネ剛性の影響（橋台形式(d)(e)）
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
静的剛性 初期剛性20kN 初期剛性60kN
橋脚照査（最大応答変位／許容変位）
緩衝ゴム剛性 橋台形式(a) 橋台形式(b) 橋台形式(d)
パラペット天端変位（m）
橋脚照査 パラペット天端変位
図-5 橋脚・橋台応答に及ぼす緩衝ゴム剛性
の影響（支間長 30m，遊間 70mm）
橋台耐力1360kN 橋台耐力2143kN 橋台耐力4724kN
橋台耐力9350kN 橋台耐力9350kN
(a)ウィングなし (b)パラレル (c)二辺固定＋パラレル①
(e)二辺固定 (d)二辺固定＋パラレル
土木学会第71回年次学術講演会(平成28年9月)
