技報第 24 号 2007

交通規制を必要としない鋼床版の疲労損傷対策工法の検討（財）阪神高速道路管理技術センター調査研究部調査研究課
阪神高速道路(株)技術部技術開発グループ
阪神高速技術(株)維持事業部調査点検課

高田青木酒井佳彦康素優二………………………………………………………………………………
要旨

近年，鋼床版の疲労損傷が深刻な問題となっているが，Ｕリブ形式においてデッキプレートとＵリブ溶接線を起点に発生するき裂は，デッキプレートに進展した場合，交通荷重の支持機能の低下や舗装の損傷を誘発する恐れがある．都市高速の厳しい制約を踏まえて，今回，デッキプレートとＵリブ溶接線の疲労対策として，交通規制を必要としない，補強，予防保全対策を検討した．本検討では，FEM 解析，および，実橋をモデル化した供試体による静的試験により，応力低減効果を評価した．その結果，Ｕリブ間当て板は 70%程度の応力低減効果があった．さらにＵリブ内にモルタル充填を併用すると，ピーク応力が 1/5 程度に低下し最も効果的な対策工法であると認められた．また充填用の軽量膨張モルタル材料を開発し，品質管理や施工性の向上を検討した．
キーワード: 鋼床版，疲労き裂，Ｕリブ内モルタル充填工法，ＦＥＭ解析，静的載荷試験

版の疲労損傷は，特定の構造ディテールを有する

はじめに縦リブと横リブの交差部で発生し，対策工法も提案されている 2）．

鋼床版は軽量で，架設が容易かつその施工が速

一方，Ｕリブ構造では，き裂のタイプが多岐にいため，阪神高速道路では，湾岸線など死荷重をわたっている．その内，デッキプレートとＵリブ軽減する必要のある軟弱地盤区間の橋梁，長大橋， 溶接線を起点に発生するき裂は，進展性が高く，床組構造への影響が懸念される。また，デッキプ神戸線の震災復旧区間に多数採用されている．

レートに進展した場合，交通荷重の支持機能の低鋼床版は，自動車輪荷重が直接載荷し，その繰下や舗装の損傷を誘発する恐れがある．

返し数が極めて多い．また，溶接による薄板集成

Ｕリブ構造の鋼床版は，そのほとんどの橋梁が，構造であるため全体的に剛性が小さく，鋼床版を標準図に倣い部材配置や構造ディテールを決めて構成する板要素が複雑な挙動をし，応力変動が大
1)

きい ．大型車交通量特に重量違反車の累積，溶おり，交通状況次第では，今後どの橋梁にも疲労接部の局所的な応力集中の繰返し，および，片側損傷が発生する恐れがある．

すみ肉溶接による継手疲労強度の不足により，疲

阪神高速道路では，これまで現場溶接やＵリブ労損傷に繋がると考えられる．阪神高速道路にお取替え工法等の応急措置や補修を行ってきた．まいても，多数の疲労き裂が発見されている．

た，舗装の一部をコンクリート系の材料に置換え，鋼床版の縦リブ構造は，阪神高速道路ではバルデッキプレートとの一体化による合成化を図る対ブリブとＵリブにわけられる．バルブリブの鋼床策が実施されている．この工法は，高い応力低減
1

効果が期待できるが，周期的な打替えが必要と考

Case-1～Case-5 の５工法を検討した．

えられ，その場合は交通規制が不可避である．

(1) Ｕリブ間縦桁設置工法（Case-１）

都市高速の厳しい制約を踏まえて，今回，既設図-1 は，Case-１のＵリブ間縦桁設置工法の概鋼床版を対象に，デッキプレートとＵリブ溶接線要である．横リブを支点とする縦桁をＵリブ間にの疲労対策として，交通規制を必要としない補修， 配置して輪荷重を縦桁から横リブに伝達させるこ予防保全の対策工法を検討した．本検討では，応とにより，デッキプレートに作用する輪荷重を軽力低減効果に着目して FEM 解析および実橋をモデ減して溶接部の応力低減を図るものである．

ル化した供試体による静的載荷試験を実施し，そ縦桁は，H294×200×8×12 ㎜とし，横リブのの結果から最適な工法を提案するものである．

ウェブで高力ボルトにより接合する．縦桁とデッキ面とは，スタッドボルトおよび接着剤により，１ ．対策工法の構造検討

肌隙や分離を解消する．

1-1 対策工法の要求性能
鋼床版などの溶接構造に対して、疲労設計に用いるＳＮ曲線は、直応力に対する繰返し回数と直増設縦桁：H294×200×8×12 ㎜

応力範囲の関係を定義しており，継手の強度等級も直応力が作用する際の疲労強度を基に規定され

図-1 Ｕリブ間縦桁設置工法（Case-１）ている 1)．一方，鋼床版のデッキプレートとＵリ(2) Ｕリブ間当て板設置工法（Case-2）

ブとの溶接を起点とするき裂は，局所的な面外曲

図-2 は，Case-2 のＵリブ間当て板設置工法でげ応力によるもので，それに対する継手の強度等ある．当て板により，面外曲げ剛性を高め，溶接級の設定，ＳＮ曲線の構築は，研究途上といって部の応力を低減し，疲労き裂の防止を図る．また，よい．したがって，疲労設計が困難である以上，いったん発生したき裂の進展を抑制する効果も期

疲労損傷が発生している現在の状況に対して相対待できる．板厚ｔ=9 ㎜の逆Ｕ型の鋼板をＵリブ的に，溶接部の発生応力の低減，継手強度の向上， 側面およびデッキプレート下面に設置する．当て繰返し回数の回避，を効果的に図る対策法を目指板とデッキプレートとは２液硬化型高強度エポキすこととなる．繰返し回数の回避は，わだち位置

シ系接着剤とスタッドボルト(M12)で一体化する．

(車線位置)を替えることが必要となり，都市高速Ｕリブウェブ面とはワンサイドボルトで摩擦接合では不可能である．それ以外の対策法についてどとして一体化する．のように効果を高めるかが対策工開発の重要な要素である．
そこで，対策工法に求める要求性能を次のとおり設定した．
あて板設置：ｔ=9 ㎜・面外曲げ剛性の向上が高い．
・Ｕリブの局所変形が軽減され，応力低減効果が

図-2 Ｕリブ間当て板設置工法（Case-２）

高い．

(3) Ｕリブ内モルタル充填工法（Case-３および・現状の片側すみ肉溶接に対して，継手強度向上

Case-４）効果が高い．

Case-３は Case-１の，Case-４は Case-２の，それぞれの工法に対し，Ｕリブ内に軽量モルタル1-2 対策工法の構造を充填する工法である．モルタル充填のみでは応力低減効果に限界があることが報告されており 3)，

複数の対策案の予備検討を踏まえて，次の2あて板などと併用するものである．モルタル充填モデル化したもので，図-4 にその構造を示す．

により，デッキプレートのたわみ変形を抑制し，デッキプレート厚 t=12 ㎜，Ｕリブ厚 t=6 ㎜とし，溶接部に発生する応力を低減させる効果がある．

Ｕリブとの溶け込み量はゼロとした．着目箇所近また，デッキプレートに貫通き裂が発生しても，傍を溶接ビードも含めてソリッド要素（最小要素

輪荷重の支持が可能で，車輪がはまり込むようなサイズ 1.5 ㎜×1.5 ㎜程度）で，それ以外はシェ被害を防止できる．モルタルは，比重：1.39，圧ル要素で構成されている．解析ソフトは，ＭＳＣ縮強度（４週）：22N/mm2，静弾性係数:5.5kN/mm2

Nastran を用いた．荷重は 100KN とし，同図に示の材料を使用した．この工法は，死荷重増加の影すＵリブ支間中央断面（Sec-C）に載荷した．載響により，鋼床版全面に施工することは不可能で荷方法は，発生応力が最も高くなる 4)，大型車のある．死荷重増に対して，鋼床版桁の応力を許容中・後輪（ダブルタイヤ）を模した載荷モデルＬ値内に収めるには，施工できるＵリブは，１車線200 ㎜×Ｗ200 ㎜×２箇所（間隔 100 ㎜）とし，あたり２～４本程度である．車輪位置を的確におＵリブウェブを挟みこむような形で載荷した．

さえて，施工対象Ｕリブを決定する必要がある．

デ ッ キ t=12mm(4) 開断面化＋内面すみ肉溶接工法（Case-5）

ソリ ッ ド要 素

図-3 は，Case-5 の開断面化＋内面すみ肉溶接

横 リ ブ webt=10mm工法である．Ｕリブの下フランジを切断撤去し，Ｕリブ内面側からすみ肉溶接(のど厚ｔ=5 ㎜)をU.Rib

t=6mm行う．併せて，Ｕリブ断面の欠損を補うため，ア
主 桁 webt=10mm

ングル材をＵリブ腹板に高力ボルトにて接合する．
バルブリブにおいてバルブリブの縦溶接線はこ

主桁フランジ，
Stiff t=12mm

れまで疲労き裂が報告されていない．これを背景

横リブフランジt=12mm

輪荷重 W=100kNに，内面に現場溶接を施すことで両面すみ肉溶接とし，継手強度の改善を図るものである．併せて，ＦＥＭ着目箇所

開断面化により，Ｕリブは面外曲げ荷重を負担しなくなるため，Ｕリブの変形に起因して溶接部にＵリブ支間中央断面（Sec-C）

横リブ交差部断面（Sec-I）

図-4 ＦＥＭ解析モデル

加わる面外曲げ応力が低減される．

2-2 ＦＥＭ解析結果
図-4 のＦＥＭ着目箇所である，デッキプレー
内面すみ肉溶接：のど厚ｔ=5 ㎜

トとＵリブ溶接部の周辺をアウトプットし，応力アングル補強：L125×90×10 ㎜
図-3 開断面化＋内面すみ肉溶接工法(Case-５)

分布を評価する．溶接ビードは疲労き裂の起点であり，その応力性状は疲労き裂の発生の有無に大きく影響する．ただ，溶接ビードの発生応力は実２ ．Ｆ Ｅ Ｍ 解析測できず解析で求めるしか方法がないことから，ＦＥＭ解析で対策によりこの応力がどのレベルま2-1 解析モデルで低下したかが，工法選定の重要な要素である．

載荷試験に先立ち，鋼床版の応力性状の把握，(1) 対策前（Case-0）

および，補強による応力低減効果の把握を目的に，ＦＥＭ解析を実施した．

図-5(b)に示すように，デッキ側ルート部(PO1)で-341MPa，Ｕリブ側ルート部(PO2)で-328MPa と，解析モデルは，３章の静的載荷試験の供試体を高い圧縮応力が見られる．止端部では，デッキ側
3

P01:-193(PO3)で-244MPa，Ｕリブ側(PO4 点)は-139MPa で-141(MPa)(MPa)P01:-299ある．ルート部，止端部ともデッキ側の圧縮応力

P02:-331が高い．なお，最大主応力でも，溶接部周辺は圧-166

縮応力が分布していた．
P01:-240

P01:-341

P03:-164

P02:-328 (MPa)-201 (MPa)-166

0P03:-167

38P02:-133

P04:-11P04:-105-141(a)橋軸直角方向応力分布-239
P03:-236

P02:-123

P03:-244

P04:-27図-7 Case-2 の応力分布図-201-240(4) Ｕリブ内モルタル充填工法（Case-３および0Case-４）

P04:-139-133(a)橋軸直角方向応力分布(b)最小主応力

図-8 に Case-3 の，図-9 に Case-4 の，応力分(b)最小主応力

図-5 対策前の応力分布図

布図をそれぞれ示す．モルタル充填効果により，(2) Ｕリブ間縦桁設置工法（Case-１）

発生応力が 1/5～1/10 と大幅に減少している．こ縦桁補強により，図-6(a)のようにデッキプレの応力レベルでは，どの継手等級を適用しても，ートの応力は低減し，デッキ側ルート部(PO1)で-疲労限（打切り限界）を下回っていると考えられ，185MPa，デッキ側止端(PO3)で-135MPa と図-5(a)本対策工法を施せば疲労損傷が回避できると期待の 0.6～0.8 に減少している．一方，最小主応力できる．

(MPa)

P01:-13における圧縮応力は PO1 で-310MPa，PO2 で--9(MPa)P02:-31

P01:-25382MPa と，補強前より増大している．縦桁とデッキプレート下面とは剛結でモデル化しており，-24

輪荷重により縦桁を支点としてＵリブ内のデッキ

P03:-35

プレートが局所的な面外曲げ変形を受け，ルート

P04:-19

P02:-15-24-15

P03:-40-12

P04:-44-18部の鉛直応力が増大したと考えられる．
P01:-185(MPa)

(MPa)
-119

P01:-310(b)最小主応力(a)橋軸直角方向応力分布

図-8 Case-3 の応力分布図

P02:-382

P01:-12(MPa)(MPa)
P02:-28

P01:-25-6-148
P03:-135-119-148

P02:-185
P04:25

P03:-137-26
P02:-12-14-17-26
P03:-39P03:-35-15P04:-39(a)橋軸直角方向応力分布-55(b)最小主応力

P04:-42

P04:-18

図-6 Case-１の応力分布図-17(a)橋軸直角方向応力分布(3) Ｕリブ間当て板設置工法（Case-２）(b)最小主応力

図-9 Case-4 の応力分布図

Case-1 と同様，図-7(a)のようにデッキプレー(5) 開断面化＋内面すみ肉溶接工法（Case-5）

トの応力は PO1 で-193MPa，PO3 で-164MPa と 0.7

内面すみ肉溶接の効果により，図-10(b)に示す～0.8 に減少している．図-7(b)の最小主応力でとおりルート部の応力は，PO1 で-102MPa，PO2は，PO1 で-299MPa，PO2 で-331MPa と，補強前とで-158MPa と，対策前の 0.3～0.5 と大きく低減ほぼ同レベルである．本解析からもＵリブ間だけしている．また，継手強度の改善が期待できる．の補強では応力低減に限界があり，Ｕリブ内にお一方，止端部では，デッキ側(PO3)で-309MPaいても対策工が必要であることが明らかである．と 1.3 倍に増加し，Ｕリブ内面のデッキ側で233MPa と高い圧縮応力が発生している．ただ，
4

３ ．静的載荷試験

止端部は，グラインダーによる仕上げやピーニング処理により応力集中の緩和が可能である．
(MPa)

P01:-94-202(MPa)
P02:-158

P01:-1023-1 静的載荷試験方法(1)供試体および計測位置
ＦＥＭ解析に加えて，静的載荷試験を行った．

-234
P02:-154

P03:-279
P04:-15-234-233

P03:-309-102

供試体の構造は，ＦＥＭ解析モデルと同様とし，図-４のとおりである．供試体は５体作成し，対P04:-23-5(a)橋軸直角方向応力分布

策前および Case-1～Case-5 のそれぞれの対策後(b)最小主応力の発生応力を計測した．デッキプレートとＵリブ

図-10 Case-5 の応力分布図との溶け込み量は，損傷事例を参考に，１㎜（Ｕリブの板厚の 15%程度）に設定し，Co2 ガスメタ

2-3 対策工法における応力分布の比較
各対策工法の比較評価を目的に，デッキプレー

ルアーク溶接による１パスで溶接した．ひずみゲトの上面および下面の応力分布を算出した．そのージは，Ｕリブ支間中央断面（Sec-C）および横結果を，図-11 に示す．Ｕリブウェブ上では極めリブ交差部断面（Sec-I）の２断面に設置し，そて高い応力集中状態であり，Case-0(補強前)におの代表的な位置を図-12 に示す．溶接部近傍のひいてデッキプレートの上面では 270MPa 程度の引ずみゲージは，溶接止端から 5 ㎜の位置に設置し，張応力が，下面では-300MPa 程度の圧縮応力が発３軸ゲージ以外はすべて橋軸直角方向に設置して生している．モルタル充填工法である Case-3，いる．GO4 Ｕリブ内面のデッキ止端（５連式応力集中ゲージ）

Case-4 は，溶接部近傍に加えて，Ｕリブ内側に

GO3 デッキ上面

おいても応力が低く，デッキプレートの変形が減GO1 デッキ側止端少していると推定される．この応力低減メカニズ

GO2 Ｕリブ側止端

ムは，デッキの曲げ剛性を増大させた場合と傾向

GO5 デッキ側止端
GO6 Ｕリブ側止端Ｕリブ内面 Ｕリブ側止端（3軸ゲージ）(a)Ｕリブ支間中央断面（Sec-C）

位置0.0mmが一致している．

GO7 デッキ上面

GO4 Ｕリブ内面のデッキ止端（５連式応力集中ゲージ）
GO3 デッキ上面

σy

溶接止端部300(MPa)Stress25020050

溶接止端部

デッキプレート上面直応力度:σy ルート部
ルート部
Case-0Case-1Case-2Case-3Case-4Case-5350150100GO2 Ｕリブ側止端(b)横リブ交差部断面（Sec-I）

0(2)載荷方法-50

載荷荷重は，ＦＥＭ解析と同様，100kＮとした．

-150-200-250-200-150-100-50050Location (mm)100150200250（a） デッキプレート上面の橋軸直角方向の直応力度（σｙ）
200150

ルート部

ルート部

溶接止端部せた．橋軸直角方向の載荷位置は，次のとおりとし，図-13 の各載荷パターン図に対応している．

500・載荷パターンＡ：Ｕリブ図心に載荷板が位置．

Case-0Case-1Case-2Case-3Case-4Case-5-50-100-150-200-250-300-350-250

鋼床版の応力は，輪荷重位置によって大きく変動するため，橋軸方向および橋軸直角方向に移動さ

デッキプレート下面直応力度:σy
溶接止端部

100(MPa)GO5 デッキ側止端
GO6 Ｕリブ側止端Ｕリブ内面 Ｕリブ側止端（3軸ゲージ）

図-12 代表的なひずみゲージの設置位置-100Stress

GO1 デッキ側止端-200-150-100-500・載荷パターンＢ：載荷板の片輪の端部が，溶接ビード上に位置・載荷パターンＣ：リブウェブを挟みこむような
50100150200

250

Location (mm)形で位置し，ＦＥＭと同じ載荷位置．

（ｂ） デッキプレート下面の橋軸直角方向の直応力度（σｙ）

図-11 デッキプレートの応力度分布53-2 静的載荷試験結果

図-14 は Case-１の静的載荷試験結果として，

ここでは，対策前，Case-1，Case-4 および各載荷パターンを図-12 に示すひずみゲージにつCase-5 について，詳述する．

いて発生応力を比較したものである．載荷パター(1) 対策前の載荷試験結果

ンＣにおいては，デッキ側止端(GO1)で-239MPa

図-13 は，Ｕリブ支間中央断面における各載荷が-147MＰa，Ｕリブ内面のデッキ止端(GO4：止端パターンの発生応力図である．３軸ゲージは，最から２番目の素子)で-226MPa が-145MPa と，縦桁大主応力をσ1，最小主応力をσ2 と表示する．

設置の効果により 60%程度にまで低減しており，ＦＥＭ解析との検証は,図-5(a)と図-13(c)とのＦＥＭ解析結果と同様の傾向である．

比較により，デッキプレート止端部(GO1)におい一方，載荷パターンＡでは，デッキ側止端におて，共に-239MPa と，良好に一致している．

いて GO1 点で-166MＰa，GO5 点で-153MＰa と対策

載荷パターンＣは，各載荷パターンの中で最も前より増加している．これは，Ｕリブウェブと縦応力レベルが高い．同一箇所(GO1)で対比すると桁とを支点とする，デッキプレートの板曲げが発載 荷 パ タ ーン Ａ （ -92MPa ） で は パ タ ー ン Ｃの生し，それに起因して応力が増加したと考えられ0.38 である．つまり，タイヤの載荷位置が僅かる．このように，載荷位置や載荷幅（タイヤ幅）に変わるだけで，発生応力に大きく影響を及ぼす． の影響を敏感に受け，対策効果が損われたり，逆実橋では，わだち位置とＵリブ配置との関係が疲に応力が上がることに留意する必要がある．

4)

250

労損傷の重要な要因であることは明らかである ．

192

発生応力（MPa）

200，

150

959010041 35

4350-4-50-50

Ｕリブ支間中央断面

GO1GO2GO3GO4-48-100GO5-74-89-129-145-153-150-147-200 -166

ゲージ位置

GO6GO7

載荷パターンＡ
載荷パターンＢ載荷パターンＣ

図-14 Case-1 の載荷パターンによる応力比較(a)載荷パターンＡ(3)モルタル充填工法（Case-4）
Case-4 の静的載荷試験結果を，図-15 に示す．
本対策により，応力レベルが大幅に低下し，ピーク応力がデッキ上面(GO3)で 63MPa に収まっている．Ｕリブ内モルタル充填による補強効果により，Ｕリブの変形が抑えられるとともに，デッキプレートの板曲げが抑制されることで，発生応力(b)載荷パターンＢ

80635641

発生応力（MPa）

60(c)載荷パターンＣ

図-13 Ｕリブ支間中央断面の発生応力比較(2)Ｕリブ間縦桁設置工法（ Case-１）

4020996

Ｕリブ支間中央断面載荷パターンＡ載荷パターンＢ載荷パターンＣ

451860GO3 -8GO4 GO5GO6-40-26-33-25-28-60

ゲージ位置-20GO1GO2-18-17-13-37GO7-52

図-15 Case-4 の載荷パターンによる応力比較6が低下したと考えられる．載荷パターンに差は小350300

さく，全体的に発生応力が大幅に下がっており，250200150発生応力（MPa）打ち切り限界を下回っていると推定できる．
(4)開断面化＋内面すみ肉溶接工法（Case-5）
Case-5 の静的載荷試験結果を，図-16 に示す．
ＦＥＭ解析と同様，開断面化によるＵリブが面外曲げを分担しなくなったため，Ｕリブウェブ応力対策前
Case-1Case-2Case-3Case-4Case-5

GO 1

GO 2

GO 4

GO 5

GO 6

GO 7

ゲージ位置(a)Ｕリブ支間中央断面力が-239MPa から-165MPa と 0.69 に低下している．
Ｕリブ支間中央断面
250
204
176
200114150958110057 4457
500-12GO1 GO2
GO3 GO4 GO5 GO6-50-100 -74-76-83-96-114-113-150
載荷パターンＡ-165-200載荷パターンＢ-199-250-218
載荷パターンＣGO 3-100-150-200-250-300が低下している．デッキ側止端(GO1)でピーク応

横リブ交差部断面

250

対策前
Case-1Case-2Case-3Case-4

200150発生応力（MPa）発生応力（MPa）

100500-50

Ｕリブ支間中央断面

100500-50

GO 1

GO 2

GO 3

GO 4

GO 5

GO 6

GO 7-100-150-200-250

ゲージ位置

図-16 Case-5 の載荷パターンによる応力比較

ゲージ位置(ｂ横リブ交差部断面図-17 対策工の発生応力比較
3-3 対策工の比較検討

４ ．Ｕ リ ブ内モルタ ル充填工法の詳細検討

対策前および各対策工について，載荷パターンC における発生応力比較を図-17 に示す．各工法

4-1 未充填を考慮したＦＥＭ解析

を対策前と比較した結果，次のことが言える．
・Case-1 および Case-2 は，Ｕリブ支間中央断面モルタル充填工法の課題として，未充填によるでは，デッキ側止端の GO1 および GO4 で 0.7 程デッキプレートの変形抑制効果が失われ，応力低度である．一方，横リブ交差部断面では，応力減効果の喪失が懸念される．そこで，未充填の範がほとんど低下していない．応力低減効果は小囲を変化させたＦＥＭ解析結果を行った．解析モ

さく，疲労耐久性の向上はあまり期待できない． デルおよび荷重は，図-4 に準じ，Case-4 を対象・ Ｕリブ内モルタル充填工法の Case-3 と Case-にしている．ＦＥＭ解析結果を図-18 に示す．こ4 は，応力低減効果が高く，デッキ側止端のこで，Ｔは橋軸直角方向，Ｌは橋軸方向のそれぞGO1 および GO4 で 0.2 程度にまで応力が低下すれの空隙範囲を表す．Ｕリブ下面全体に空隙を設る．デッキ上面(GO3)でも 0.2 程度と，デッキけた Type-1 では，応力レベルが対策前（図-の変形が減少し，応力レベルが低下している．

5(a)）とかわらない．一方，空隙がＵリブ幅の半Case-4 は，Case-3 より発生応力がやや低い．

分の Type-3 やそれより狭い Type-2 では，Case-4・Case-5 は，デッキ上面(GO3)で 0.7 程度に低下の図-9(a)に対して，応力がほとんど増加しておした以外は，応力はほとんど下がっていない．

らず，部分的な未充填では応力低減効果に与える上向きの現場溶接に品質確保の難易度を考慮す影響は小さい．また，Ｕリブ中心部のモルタルをると，効果的な対策法とは言えない．

低強度の材料で構成される軽量コアに置き換えた

・従って，載荷試験の結果から，Case-4 のＵリType-4 でも応力低減効果はかわらないので，一ブ間当てを併用したモルタル充填工法が最も有層の軽量化を図るには，薄肉鋼管や EPS などを挿効な疲労対策工法と判断した．

入することも考えられる．
7-213

3.5

空隙-25

空隙

3.0

6-49-271.05℃-170.5

10℃(b)Type-2 空隙範囲
Ｔ:100 ㎜×L:200 ㎜

0.0-12-8300分

270分

240分

210分

180分

150分

90分

120分

20℃

60分

(a)Type-1 空隙範囲
Ｔ:Ｕリブ全幅×L:200 ㎜

1.530分-20

2.00分-166-101

膨張率(%)

2.5

モルタルの練り混ぜ完了からの経過時間

軽量コア

図-19 モルタルの膨張特性

おわりに-43-20-34

空隙-12

本検討より，交通規制を必要としない鋼床版疲-18

労対策として，Case-4 のモルタル充填工法が最(d)Type-4 軽量コア挿入
コア部Ｅ＝5N/mm2(C)Type-3 空隙範囲
T:160 ㎜×L:200 ㎜も有効な対策工法と判断した．今後，個別橋梁の詳細検討を踏まえて実橋に適用し，既設鋼床版の図-18 空隙および軽量コアを考慮したＦＥＭ解析

耐久性向上を図る必要がある．
4-2 充填用モルタルの検討
参考文献

一層の軽量化，充填性の向上を目的に，充填用

1)鋼道路橋の疲労設計指針（社）日本道路協会，平成 14年3月
2)米谷，川上，伊藤：縦リブにバルブプレートを用いた
鋼床版横リブの疲労損傷に対する補修補強検討，阪神高速道路株式会社第 38 回技術研究発表会論文集，平成18 年 2 月
3)小野，下里，増井，町田，三木：既設鋼床版の疲労性向上を目的とした補強検討，土木学会論文集 NO.801/
Ⅰ-73，2005.10
4)高田，平野，坂野，松井：阪神高速道路における鋼床版の疲労損傷と要因分析の検討，第 5 回道路橋床版シンポジウム講演論文集，2006.7の膨張軽量モルタルを今回新たに開発した．比重は 1.25 程度，圧縮強度を 10N/mm2 である．コンシステンシー（Ｊ14 ロート流下値）は，4～10 秒と無収縮モルタルより充填性は優れている．モル
タルの膨張特性は，図-19 のとおり，練り混ぜ完了から 30 分以降から膨張が始まり，硬化が完了するまで膨張が継続し，空隙部の空気を排除することで，自己充填作用により未充填が防止する．

THE EXAMINATION OF A RETROFIT OF THE EXISTING ORTHOTROPIC STEEL DECK WHICH DOES NOTNEED TRAFFIC RESTRICTION
Yoshihiko Takada, Yasumoto Aoki and Yuzi Sakai
Authors are studying retrofit and prevention from fatigue damage which do not needtraffic restriction for the fatigue crack origination from weld between the deck plateand in the trough in orthotropic steel decks. FEM analysis and the static load test on
five full-scale bridge deck test panels were performed. The paper presents therecommended retrofit method which does not need traffic restriction in existingorthotropic steel decks from those results.

財）阪神高速道路管理技術センター
調査研究部調査研究課
Yoshihiko Takada

阪神高速道路株式会社
技報部 技術開発グループ
Yasumoto Aoki

8

阪神高速技術株式会社
維持事業部調査点検課
Yuzi Sakai