(4)鋼連続合成ラーメン 2 主鈑桁橋へのコンパクト断面設計法
および二重合成構造の適用検討
大日本コンサルタント株式会社 北陸支社 技術部 構造保全計画室 田嶋 一介 氏
鋼連続合成ラーメン2主鈑桁橋への
コンパクト断面設計法および二重合成構造
の適用検討
東田典雅
1・西川孝一
1・登石清隆
2・脇坂哲也
2・西村治
2・田嶋一介
2 1東日本高速道路（株）新潟支社（〒950-0917 新潟市中央区天神1-1 プラーカ3 4F） 2大日本コンサルタント（株）北陸支社 技術部（〒930-0175 富山県富山市願海寺633） 鋼橋では，これまでに合理化橋梁の採用によりコスト縮減が図られてきたが，更なる合理化 による経済性の追求と設計手法の発展を図るため，コンパクト断面設計法，二重合成構造の適 用性について検討を実施した． コンパクト断面設計法，二重合成構造ともに，鋼連続合成桁橋に対する適用性は高く，構造 の合理化を図る上で効果が確認された．また，今後の適用範囲拡大に向け，ラーメン構造で照 査が必要となる大規模地震時や剛結部の照査方法を整理した． Key Words : 合理化橋梁，複合ラーメン橋，全塑性状態，コンパクト断面，合成構造， 二重合成構造，限界状態設計法 １．目的と構造概要 鋼橋では，PC床版や合成床版を用いて主桁間隔を 6m程度まで広げた少数主桁橋や開断面箱桁橋，細 幅箱桁橋等の合理化橋梁の採用によりコスト縮減が 図られてきたが，更なる合理化による経済性の追求 と設計手法の発展を図ることを目的とし，複合ラー メン橋で事例の無いコンパクト断面設計法，鋼鈑桁 橋で事例の無い二重合成構造の適用性について検討 を実施した． 対象橋梁は，鋼上部工とRC橋脚を剛結した複合 ラーメン構造を有する鋼3径間連続合成2主鈑桁橋で あり ，橋長137.0m，最大スパン53.0m，有効幅員 10.75m，斜角90°である(図-1)． 図-1 対象橋梁側面図 ２．コンパクト断面設計法 (1) 特徴 コンパクト断面設計法とは，鋼桁とコンクリート 床版からなる合成断面において，ウェブに局部座屈 が生じることなく鋼桁が全塑性状態に達し，圧縮応 力の大半を床版コンクリートで受け持たせることで 合理的な断面を実現する設計法である(図-2)． 正曲げが卓越する支間中央部において，鋼桁が全 塑性状態(コンパクト断面)に達し，合理的な断面設 計が可能となる． 合成断面の終局時の特性を生かしたコンパクト断 面設計法の適用により，桁高の縮小，鋼重の低減， 輸送部材長の長尺化等が期待できる． 図-2 コンパクト断面 0.85σck + σy - σy 正曲げ区間 塑性中立軸 圧縮域で座屈しない 中立軸は床版付近 座屈を生じずに全塑性 状態に達することが可 能な断面 E A1 P1 P2 A2 700 33700 700 600 135800 600 137000 b 53000 47700 R R E表-1 要求性能 要求される性能 定義した性能の限界 照査方法 安全性能 終局限界 塑性強度の照査 ⇒ コンパクト断面設計 極限事象限界 レベル1地震時 弾性状態の照査，床版のひび割れ制御 レベル2地震時 降伏強度の照査 使用性能 使用限界 弾性状態の照査，たわみ制限，床版のひびわれ制御 疲労性能 疲労限界 疲労耐久性の照査 表-2 照査項目と照査式 コンパクト断面設計 正曲げ：コンパクト断面 負曲げ：ノンコンパクト断面 使用限界 フランジ応力 床版コンクリートを桁断面に算入 σ≦σy/1.15，τ≦τy/1.15 σy：降伏応力度，τy：せん断降伏応力度 引張応力状態の床版コンクリートを無視し 床版鉄筋を断面に算入 σ≦σy/1.15，τ≦τy/1.15 床版コンクリート - Wa = 0.0035C Wa：許容ひび割れ幅，C：かぶり 終局限界 限界モーメント M≦Mr = min(Mr1，Mr2) Mr1：全塑性モーメント Mr2：1.3My My：降伏モーメント - 限界せん断力 V≦Vr Vr：限界せん断力 同左 フランジ応力(圧縮) - σnc≦min(σnc1，σnc2) σnc1:局部座屈を考慮した応力度 σnc2:横座屈を考慮した応力度 フランジ応力(引張) - σt≦σy 合成限界比 (M/Mr)4+(V/Vr)4≦1.0 同左 ウェブ幅厚比 2Dcp/tw≦3.76√(E/σy) Dcp：ウェブ圧縮高さ(塑性) tw：ウェブ厚 E：ヤング係数 2Dc/tw≦5.7√(E/σy) Dc：ウェブ圧縮高さ(弾性) (2) 要求性能および照査項目と照査式 本検討では，AASHTOやEurocodeなどの海外基準， 国内での設計計算例1)2)3)を参考に，要求性能(表-1) および照査項目と照査式(表-2)を設定した． 限界状態における荷重組合せは(式1)(式2)の通り とし，終局限界状態における荷重係数は，道路橋示 方書の降伏に対する安全度の照査を参考に，死荷重 (D)は1.3倍，衝撃を含む活荷重(L)は2.0倍とした． 注 注 終局限界状態 使用限界状態 S C L D T S C L D 0 . 2 3 . 1 0 . 1 0 . 1 注)コンパクト断面の設計では省略 なお，負の曲げモーメントが作用する断面(中間 支点部)については，床版コンクリートを無視した 断面において，鋼桁の一部が降伏に達することがで きるが，局部座屈により全塑性状態に達しないノン コンパクト断面として照査を行った． (3) レベル2地震動に対する照査 本橋は，上部構造と橋脚柱が剛結されたラーメン 構造であるため，地震などの水平荷重が橋軸方向に 載荷されたケースに対して，上部構造及び剛結部の 照査が別途必要となる．これより，従来の許容応力 度設計法では，最も水平荷重が大きいレベル2地震 時に対して，道示Ⅴ編14.1に従い発生応力度が降伏 応力度（割増係数1.7）以下であることを照査して いるが，コンパクト断面設計法においては明確な設 計手法が確立されていない． そこで，設計方法として考えられる次の3案で検 討を実施した． 第1案：許容応力度法と同様に許容応力度×割増 係数1.7以下であることを照査する方法 （床版の抵抗断面は有効幅とする） 第2案：許容応力度法と同様に許容応力度×割増 係数1.7以下であることを照査する方法 （床版の抵抗断面は全幅とする） 第3案：コンパクト断面またはノンコンパクト断 面として設計する方法 各案における板厚の試算結果を表-3に示す． 第1案では，P1橋脚支点部及び隣接する交番部に おいて下フランジの板厚が7～9mm増加させる必要 がある．第2案では，第1案に比べて板厚の増加が 1mm少なくなる程度である．第3案では，常時にお いてコンパクト断面として設計可能な正曲げ区間に レベル2地震時の負曲げが作用した場合，ノンコン パクト断面として設計を行うためには，ウェブ幅厚 比の照査によりウェブ厚の増加が必要な断面が4断 面発生するため，コンパクト断面設計法を用いたメ リットがない不合理な設計となる． (式1) (式2)
以上より，レベル2地震時の設計としては，修復 性に配慮した現行の道路橋示方書と同様に，降伏応 力度以下に制限する設計とし，床版の抵抗断面にお いて主桁の設計と整合が図れる第1案が適すると思 われる． 表-3 レベル2地震時の板厚変化 (4) 剛結部の照査 剛結部の照査は，設計要領第二集に示されており， これに準拠した設計が可能である(図-3)(式3)(式4)． しかし，示されている剛結部の設計方法が許容応 力度法であり，主桁をコンパクト断面設計法とした 場合に矛盾が生じる． そこで，許容応力度法による照査に加えて，一般 部との整合を図るため，剛結部についても使用限界 状態及び終局限界状態の照査を実施することとした． 図-3 剛結部の設計方法 τ τ τ τ σ σ a a 2 1 また，コンパクト断面設計法を適用した場合のせ ん断許容値を表-4の通りとした．現行基準において， 剛結部の常時およびレベル2地震時の設計は，一般 部と同様の許容値を用いていることから，コンパク ト断面設計法の場合も同様に一般部と同様の許容値 を用いることとする． (5) 適用性の検討結果 コンパクト断面設計法と許容応力度法の試設計の 結果，桁高を0.3m(11%)縮小でき，輸送部材長の長 尺化が可能となる． 全体鋼重としては18%程度の低減となり，許容応 力度法で最適となる桁高2.7mで比較しても15%程度 の鋼重の低減が可能である(図-4)． なお，コンパクト断面設計法においては，桁高 2.4mとしても活荷重たわみは1/1,665程度に収まって おり，許容値を満足していることを確認した(表-5)． 図-4 最適桁高の比較 表-5 最適桁高と桁高支間比 最適桁高 (桁高支間比) 活荷重たわみ (許容値) コンパクト 断面設計法 2.4m (1/19．2) 1/1,665 (1/500) 許容応力度法 ( 2.7m 1/17．1) 1/2,219 (1/500) ４．二重合成構造 (1) 特徴 通常の合成構造は，圧縮側にコンクリート床版が 存在する正曲げ区間について，鋼とコンクリートの 合成断面として設計が可能である．一方，二重合成 構造とは，負の曲げモーメントが作用する断面の下 フランジ(圧縮フランジ)を，上フランジと同様にコ 表-4 一般部・剛結部の設計のせん断許容値案 (SM490材の例) 許容応力度法 （現行基準） コンパクト断面設計法 常時 一般部 τa=120N/mm2 終局限界状態(1.3D+2L) τy=205N/mm2 使用限界状態(D+L) τy/1.15=178.2/mm2 剛結部 τa=120N/mm2 終局限界状態(1.3D+2L) τy=205N/mm2 使用限界状態(D+L) τy/1.15=178.2/mm2 地震 時 一般部 τy=205N/mm2 τy=205N/mm2 剛結部 τy=205N/mm2 τy=205N/mm2 (式3) (式4) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 U-flg t(mm) 21 25 45 65 45 25 24 21 36 56 38 25 45 45 31 web t(mm) 18 18 27 27 27 18 18 21 27 27 27 21 18 18 18 L-flg t(mm) 22 30 50 58 44 24 22 40 60 69 61 42 24 24 22 U-flg 増厚 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 L-flg 増厚 0 0 0 7 9 9 0 0 0 0 0 0 0 0 0 U-flg 増厚 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 L-flg 増厚 0 0 0 6 8 8 0 0 0 0 0 0 0 0 0 U-flg 増厚 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 web 増厚 7 7 0 0 0 7 7 0 0 0 0 0 0 0 0 L-flg 増厚 0 0 0 7 9 9 0 0 0 0 0 0 0 0 0 P1 P2 単位：mm ※ は常時にコンパクト断面で設計可能な箇所を示す ※ 青字断面は板厚差による増厚箇所を示す Ca se 3 備考 断面番号 常 時 Ca se 1 Ca se 2 260t 270t 280t 290t 300t 310t 320t 330t H=2.3m H=2.4m H=2.5m H=2.6m H=2.7m H=2.8m 鋼 重 桁高 コンパクト断面設計法 許容応力度設計法 約18％減 約15%減 約3%減 Ｓ1 M1 N1 M2 Ｓ2 N2 M3 N3 Ｓ3 σ ：N1,M1及びN2,M2によって 作用する鋼主桁の垂直応力度 τ1：S1,S2によって作用する鋼主桁 のせん断応力度 τ2：M3によって作用する付加 せん断応力度 τ1 τ2 σ σ 上部工 柱
ンクリートと一体化することで，全長に渡り鋼とコ ンクリートの合成断面として設計する構造のことで ある3)4)．圧縮はコンクリート床版で負担し，引張 は鋼桁で抵抗するという材料の特性を生かした合理 的な構造形式となる． また，下コンクリート床版の設置幅として，図-5 に示す通り，2本の主桁間に設置する構造(構造A)， 下フランジ幅の上に設置する構造(構造B)等が考え られている． 図-5 二重合成構造 二重合成構造の適用により次の利点が考えられる． ①支間部だけでなく中間支点部においても合成構造 として設計が可能となるため，負曲げ領域の下フ ランジ厚を低減することができる． ②中間支点部の剛性が高くなることで負曲げは増加 するが，支間部の正曲げモーメントが減少し，支 間部の鋼桁の板厚を低減することができる． ③下フランジ側がコンクリートとの合成効果により 座屈強度が高まり，断面の終局耐力が大幅に増加 する．このためコンパクト断面設計法を併用する と大きな効果が期待できる． (2) 検討案 検討は，通常の合成構造に加えて，下コンクリー ト床版の範囲を変えた次の3案で実施した． なお，各案の試算は二重合成構造との組合せ効果 の高いコンパクト断面設計法を適用し，下コンク リート床版の設置幅としては，施工が容易かつ死荷 重の増加を最小限とするため，構造Bで検討を実施 した． 第1案：合成構造(正曲区間コンパクト断面設計) 第2案：二重合成構造（中間支点部断面のみ） 第3案：二重合成構造（負曲げ区間長全体） (3) 検討結果 第2案が最も鋼重の低減が可能であり，通常の合 成構造と比較すると，5%程度の鋼重低減となる．し かし，死荷重が2%程度増加することや，下コンク リート床版の工事費を考慮すると，大きなメリット は確認できなかった(表-6)． ５．結論 コンパクト断面設計法は，鋼連続合成桁橋におい て適用性が高く，桁高の縮小が可能であり，鋼重低 減，輸送部材長の長超尺化が可能であることを確認 した． また，ラーメン構造特有のレベル2地震時の照査 と剛結部の設計方法案を示すことができたが，レベ ル2地震時の荷重ケースにおいて，下フランジ厚お よびウェブ厚が決定するため，支承構造の連続合成 桁橋に比べて鋼重低減効果は小さくなった． 二重合成構造は，すべての断面において合成構造 として設計できるため，材料の特性を生かした合理 的な設計となり，鋼重の低減が可能であることを確 認した．しかし，下コンクリート床版の影響により， 死荷重増や施工費増で大きなメリットが本橋では確 認できなかった．今後，60mを超える長スパンの橋 梁での検討や構造の最適化(下コンクリート床版の 構造等)，施工方法の確立等の課題の解決と本構造 の発展に期待したい. 謝辞：本稿の作成にあたり，長岡技術科学大学： 長井正嗣名誉教授から貴重な助言を頂いた．ここに 記し感謝の意を表する． ６．参考文献の引用とリスト 1) 土木学会鋼構造委員会，合成桁の限界状態に関する調 査検討小委員会：鋼・合成構造標準示方書に基づく新 たな設計，2009年9月 2) 藤野和雄・高久英彰：国内初のコンパクト断面を導入 した鋼連続合成桁橋-金谷郷高架橋-，土木技術68巻3号 (2013.3) 3) 長井正嗣：合成桁橋の設計に関する話題，川田技報 Vol.25 2006 4) 稲葉尚文：鋼・コンクリート2重合成I桁橋の実用化に 向けた研究，2011年3月 表-6 二重合成構造の検討結果 第1案 第2案 第3案 コンパクト 断面数 6 8 12 ノンコンパクト 断面数 2 0 0 コンパクト・ ノンコンパクト 交番断面数 4 4 0 死荷重:kN (比率) 24,076 (1.000) 24,472 (1.016) 24,984 (1.005) 鋼重:t (比率) 265.0 (1.051) 252.2 (1.000) 253.5 (1.011) 正曲げ 合成断面 鋼桁 コンクリート床版 負曲げ 合成断面 側面図 正曲げ 合成断面 負曲げ 合成断面 正曲げ 合成断面 構造 A 鋼桁 コンクリート床版 構造 B 鋼桁 コンクリート床版
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5 6
7 8
9 10
11 12
13 14
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