阪神高速道道株式会社
技報第 23 号 2006

鋼床版疲労損傷補修補強手法検討（財）阪神高速道路管理技術センター
神戸管理部 調査設計グループ

川上 順子
米谷作記子

………………………………………………………………………………
要

旨近年，重交通路線を中心に鋼床版の疲労損傷が報告されており，その要因を明確にするとともに疲労耐久性に優れた補修補強方法の確立が求められている．本研究では様々な部位に発生している疲労損傷パターンのうち，デッキプレートとＵトラフ縦リブの溶接部き裂，デッキプレートと垂直補剛材溶接部のき裂，バルブ縦リブを有する鋼床版横リブとデッキプレートの溶接部き裂について損傷要因分析及び有効な補修補強手法の検討を行った.
キーワード:鋼床版，疲労損傷，Ｕリブ，バルブリブ，垂直補剛材，溶接補修，半円切欠き処理

はじめに

平成 14 年度に，図‑1 に示すようなデッキプレートとＵトラフ縦リブ（以下 U リブという）溶近年，重交通路線を中心に鋼床版の疲労損傷が接部のき裂損傷が一橋発見された．

報告されており，その要因を明確にするとともに疲労耐久性に優れた補修補強方法の確立が求められている．本稿では様々な部位に発生している疲
労損傷パターンのうち，特に交通への影響を与えると考えられるデッキプレートへのき裂進展が懸念される損傷について，損傷パターンごとに損傷

図‑1 損傷概要図

要因分析および有効な補修補強手法の検討結果に

損傷桁は平成 8 年道路橋示方書により設計さついて報告する．具体的にはデッキプレートとれた橋長 34m の単純鋼床版 I 桁橋であり，非常U トラフ縦リブ溶接部のき裂，デッキプレート駐車帯を有するため，全幅は 17.6〜23.8ｍであと垂直補剛材溶接部のき裂，バルブ縦リブを有する．デッキプレート厚は 12mm，U リブの板厚る鋼床版の横リブとデッキプレート溶接部のき裂は 6mm であり，溶接部はサイズ 5mm のすみ肉に対する検討について報告する．

溶接となっている．兵庫県南部地震後に再構築され平成 9 年度に供用再開したが，平成 14 年度の

１． デッキプレートとＵトラフ縦リブ溶接部のき裂に対する検討

定期点検において損傷が発見された．き裂損傷はデッキプレートと U リブの縦方向溶接部に 32 箇所発生し，車輪が直接載荷する位置の直下に集中

1‑1 損傷桁の概要している．損傷は同一工場で同時に施工した同形式の橋梁のうち 1 橋にのみ発見されている．

1‑2 損傷要因分析
デッキプレートと U リブ溶接部に着目した場

8.0(8) (6.2(6)合，輪荷重に伴う部材の局部的な板曲げ変形が溶接部に発生し、これにより大きな曲げ応力を与えることが既に報告されており，当該損傷もこの現象によるものと考えられる。しかし，これまでの損傷事例では 20 年以上経過後に発現していることが多く，交通量との関係にもよるが，これまで

5.8(5)

3.2(4)

5.6(6)

損傷桁

6.7(7)

健全桁

単位(mm) 数字は型取り、カッコ内はゲージ測定結果を示す

図‑2 溶接寸法計測結果

よりかなり早期に損傷していることから，何らか溶込み深さの促進要因が働いたことが考えられるため，詳細

0.3 ㎜

6.0mm

な損傷調査を実施した．損傷調査は，損傷状況の把握（溶接部の形状寸法の把握，磁粉探傷試験に4.1 ㎜よるき裂寸法計測，超音波探傷試験によるデッキへのき裂進展有無の確認），サンプリング調査（SEM 調査，マクロ，ミクロ試験，ビッカース

図‑3 溶接部断面写真

硬さ測定），発生応力計測（試験走行による動的測定，24 時間応力頻度測定）を実施した．

調

1‑3 補修補強検討

査結果からは，損傷桁の U リブ溶接部のサイズ

今回の損傷が溶接部のど厚の不足に起因していは設計値 5mm を満たしているものの，のど厚はることが推測されることから，補修補強方法につ4〜6mm 程度で隣接健全桁と比較して 1〜2mm

いては，き裂部の補修はガウジング等により損傷程度小さい（図‑2）．また，溶込み深さも最小部を除去した後再溶接，未損傷部の予防保全（補0.3mm と小さいことがわかった（図‑3）．また，強）は溶接に増盛りを施し，必要のど厚を確保す

溶接断面観察の結果，低温割れや高温割れ，およる方法を中心に検討を進めることとした．この溶

び疲労き裂を誘発するような溶接欠陥は見られな接による補修補強工法は，当該路線が重交通路線かった．き裂破断面には，ストライエ−ション状であり迂回する代替路線がないことから交通遮断模様が現れており溶接ルート部を起点とし，のどを極力避ける必要があったため，桁下面からの施厚を貫通している疲労き裂の特長を呈している．

工が可能な工法として選択された．なお、この工

応力計測の結果からは損傷発生により一部に応力法の課題は，難易度の高い上向き溶接の施工性がの増加傾向が見られたが，損傷桁と健全桁の各部挙げられる．このため，実物を模した供試体を用の応力に顕著な差は見られなかった．しかし，のいた施工試験を実施した．また，補修後の疲労強ど厚寸法を考慮してのど厚部応力を推定し，既往度向上効果の確認のため，小型供試体による疲労の研究 1)を参考に疲労寿命を予測した場合，損傷試験を行った．

桁の U リブ溶接部の疲労寿命は 10 年以内となっ(1) 疲労試験た．以上より，本橋に生じたき裂は溶接欠陥によ

今回損傷を受けた溶接部の溶接サイズやのど厚るものではなく，溶接ル−ト部に活荷重による応の調査結果を元にこれらに対する疲労試験を行い，力が繰り返し作用したことによる疲労き裂と考え「鋼床版の疲労（1990.9 土木学会）」に紹介されられた．しかし供用後このように早期に進展したている牛尾らによる既往研究 1)により提唱されて原因としては，当該溶接部におけるのど断面が相いる曲げを受ける部材に対する S-N 曲線の適用対的に小さかったことにより，高レベルの応力状性を検討した．疲労試験は，損傷桁における溶接態となっていたことが考えられた．

のど厚 4mm，健全桁におけるのど厚 6mm，の

ど厚 4mm に対して 2mm の増盛溶接を施したも

1‑3 供用下での溶接施工法検討のの３タイプの溶接部を再現した小型供試体各３

溶接補修の効果と作業性については確認を行っ体について実施した（図‑4）．図‑5 に既往の S-N

たが，現地では供用下における施工が余儀なくさ曲線に実験結果をプロットしたものを示す．実験れることから，施工中に発生する高温割れや種々値は既往の研究の S-N 曲線によく整合しており， の溶接欠陥，施工後に生じる低温割れ等が懸念さ本橋においてもこの曲線が適用できることを確認れるため，適切な施工方法について検討した.まするとともに，増盛溶接の有効性も確認した．現た現地において振動等の計測を行ってその実施方地で測定した応力頻度測定の結果を用いてこの法についても検討した．

S-N 曲線から損傷桁の疲労寿命を算定すると 1(1) 基本方針

年程度と実現象と相応の値を示しており，2mm「供用下にある鋼構造物の溶接施工指針（案）」程度のど厚を増加させることにより疲労寿命は数2)（以下，指針という）に基づき，現場の溶接に十倍に延びる結果となった．よって補修補強にお関する仕様（溶接方法，溶接材料，直上交通規制

いてはのど厚を 6mm 確保し，疲労寿命を延長さの有無，補修単位）を決定することとした．指針

せることとした．

では，振動による溶接欠陥および変動荷重下の高(2) 再溶接施工性試験

温割れが発生しないよう，供用下の溶接施工条件

現況構造を再現した供試体を用いて溶接施工性について規定している．施工に当たっては，現地試験を工場にて実施し，溶接除去，溶接とも作業にて溶接部の振動計測を行いその特性を把握し，性に問題がないことを確認した．また溶接による溶接条件を決定した後，実際に施工を行う溶接者

デッキ上面の舗装への温度影響も僅かであること

による溶接施工試験，技量試験を実施することとを確認した．

した．また溶接施工条件を決定する上では，溶接載荷方向
ひずみゲージ部の振動加速度および開口変位について管理値を70設けている．

4b1〜3a150
4a1〜3a1aデッキ300

2a204a803a300

図‑4 小型試験体概要図
1002Logeσc＝7.53-0.345LogeN（σc：Kgf/mm 単位）

2のど厚部応力範囲 σ c （kgf/mm )｛980｝{ } 内数値 （Mpa)

＋2S

本試験

10｛98｝｛9.8｝ 1

ひずみ10％低下時
TYPE－A ●TYPE－B ▲TYPE－C ■-2S

ひずみ５％低下時
TYPE－A ○TYPE－B △TYPE－C □1.0E+04

文献1

1.0E+05(2) 計測結果と管理値との比較
１)高温割れ発生限界値とき裂開口変位の比較

103 00

リブS：標準偏差（0.183）

1.0E+06

1.0E+07

実測のき裂開口変位と高温割れ発生限界値を比較して図‑6 に示す．横軸は継手拘束度を示しているが，道路橋示方書において橋梁継手の平均的な拘束度として想定されている板厚 t の 200 倍を適用し，U リブ厚 6mm から算定される値 Rp=1.2 kN/㎜・㎜を安全側に評価し，Rp=2 kN/㎜・㎜の際の開口変位で管理することした．一般的な溶接棒である D‑3（D5816 相当）の管理限界線に対し実測では一部限界値を越えたものの，ほぼ管理値付近以下の値となっている．
2) 振動加速度と溶接作業管理限界値の比較
24 時間の頻度分析結果を用いて，き裂部の振疲労亀裂発生繰り返し回数 N（cycle）

動加速度と溶接作業の管理限界値を比較したもののど厚目標（溶接条件）を図‑7 に示す．実測値は低周波数域（3Hz）のTYPE-A
TYPE-B試験
片数33振動と，高周波数域（45Hz）の振動をそれぞれ

TYPE-C34mm（被覆アーク溶接）
6mm（CO2半自動溶接）
TYPE-Aに2mm増盛り（増盛りはCO2半自動溶接）

種類

図‑5 疲労試験結果プロットした．実測の最大値の振動加速度値は管理限界を超えていたが，この最大値が発生する頻度は一日のうちごく僅かであるため，低頻度の値

２． デッキプレートと垂直補剛材溶接部き裂に対する検討を除外して評価した．2σ，L5，L10，L20 における発生確率のレンジ上端値はそれぞれ=95.4%，95%，90%，80%である．これにより高周波数域

デッキプレートと垂直補剛材溶接部に生じるきではほぼ管理限界値内に収まり，低周波数域では裂損傷は，輪荷重載荷によるデッキプレートの局L20 で評価した場合，管理限界値に収まること部変形を垂直補剛材が拘束することによる溶接部がわかる．

先端の応力集中によるものと考えられている．既3)溶接条件の決定

往の研究 3)において，この部分の応力緩和に効果

開口変位については一部管理限界値を超えるも的な補強案が提案されているが、今回，新たな補のの，直上に車両の通行がない場合ほぼ変位が生修案として，既設垂直補剛材への半円切り欠きがじないことから，直上交通規制を実施すれば問題損傷部の応力を緩和するという平成 16 年度の検がないと考えられる．しかし，振動については隣討結果 4）を参考に，静的載荷試験および定点疲

接車線を車両が通行すると同様に発生するため，労試験により応力性状の確認および，疲労耐久性交通規制による抑制は望めない．管理限界値を超の確認を行った．

える可能性は振動加速度の実測結果から20%程度き裂部あることから，この程度の頻度での再補修（溶接中に大きな振動を受けた場合その箇所を記録し，溶接をやり直す等）を前提に溶接補修を実施することとした．

ﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄ
垂直補剛材⊿δcr(mm)

管理限界値

0.4

図‑8 損傷概要図および損傷写真

実測値の最大値付近（1日10回程度）

き裂開口変位

実測値
D‑1(D5016相当)

0.3(耐高温割溶接棒)

2‑1

試験方法

図‑9 に試験体の形状と寸法を示す．試験体は，0.2

4 ヶ所の試験部を有している．このうち R1‑R，R1‑L，R2‑Ｌ試験部を用いて静的載荷試験によりD‑3(D5816相当)

0.1CO2半自動溶接

D‑2(D4316相当)

現況構造の応力性状を確認の後，定点疲労試験を実施し，き裂発生後の損傷対策（応力緩和，き裂

15

拘束度

10Rp(kN/mm・mm)50進展防止）効果の確認を行った 5)．

200

図‑6 高温割れ発生限界値と実測結果

1470

1920

R1 -L

6R2 -L

Loading ａｒｅａ

250

R1 -R

200

3×1000=30003400

図‑9‑1 試験体概要図（平面図）
図‑7 溶接作業管理限界値と実測結果

200

1920395
235 320680
360395320 235(2)疲労試験結果

250

荷重範囲は⊿P=160kN（片側⊿P=80kN，載12200L

荷 回 数 N=100 万 回 ）， ⊿ P=200kN （ 片 側 ⊿R1000

4P=140kN，N=7 万回）にて実施した．き裂検出

24

方法は磁粉探傷，浸透探傷，目視を併用して行っ10 140350た．疲労き裂は開始から載荷回数 N=16 万回

図‑9‑2 試験体概要図（断面図）
2‑2P=100kN，N=70 万回），⊿P=280kN（片側⊿現構造の応力性状・疲労挙動の確認(1)静的載荷試験結果（⊿P=160kN）で，R1-R 試験部の補剛材側で10mm，デッキ側溶接止端で 5mm，および R1L 試験部の補剛材側溶接止端で 3mm 程度のき裂が発生しているのを確認した（図‑12）．き裂発生

垂直補剛材溶接部応力は，図‑10 に示すように確認後，段階的に載荷荷重を増加させ，進展状況

解析では垂直補剛材コバ面の応力がデッキ下面のを継続して観測した．垂直補剛材側の疲労き裂は応力に比べて小さい値を示しているが，実測ではコバ面から側面に回った後，進展が遅くなってい垂直補剛材コバ面の応力の方がデッキ下面よりもる．デッキ側のき裂は止端部に沿って進展した後，大きい値を示している場合がある．載荷位置によ母材部に進展し，デッキを貫通した．デッキ側にる発生応力の違いについては，図‑11 に示すよう発生した疲労き裂は徐々に進展しているが，垂直に垂直補剛材を外した位置に載荷した場合（載荷補剛材側に発生したき裂はほとんど進展していな位置①）の方が，より着目部に大きな応力が生じい（図‑14）．

ることを確認した．

図‑12 き裂発生状況
2‑3
図‑10 解析値と実績値の比較（R1‑L 部、⊿P=100KN）

4 MPa

耐久性確認
(1)静的載荷試験結果
き裂発生後，疲労損傷対策として各垂直補剛材

2 MPa
8 MPa

半円切欠き処理による応力低減効果・疲労-204 MPa-225MPa *（表）
σ1（MPa） -8σ2（MPa） -164
θ（deg）
57に半円切欠き処理を施し，更にデッキ側に発生し*たき裂がデッキプレートに進展した R1-R 試験部（裏）-12-16857ではそのき裂の先端にストップホールを施した．
図‑13 に載荷荷重⊿P=100kN 時の R2-L 試験部の半円切欠き前後の静的載荷試験結果を示す．半円切欠きにより，補剛材上端部の応力が約 2/3 に低載荷ケース①載荷ケース②減し，補剛材側溶接止端の応力はほぼ 0MPa となった．半円切欠き部では 224MPa の応力が発生

図‑11 静的載荷試験結果（R1‑L 部、⊿P=100KN）している．

バルブ縦リブ交差部のスカ−ラップ下側の廻し溶-2 MPa-140 MPa

9 MPa
4 MPa
-224 MPa-212 MPa-4 MPa（表）
σ1（MPa） 7σ2（MPa） -26
θ（deg）
134（裏）
6-26134

接部からき裂が多数発見された．損傷要因は輪荷重載荷に伴うスカーラップへの応力集中と考えられたため 6)，平成 15 年度に山形鋼を縦リブと横リブにボルト添接（L 型アングルあて板）することにより応力緩和する手法を用いて補修工事を実図‑13 静的試験結果（R2‑L 部、⊿P=100KN）(2)疲労試験結果施したが，その後スカ−ラップ上側の廻し溶接部においてもき裂が発生しているのが確認された

図‑14 に各き裂の進展曲線を示す．損傷対策を（数は少ないが，未補強部分にも発生している）．

実施後は R2 載荷を 100 万回行った後，R1 の再そこで本検討では，先に行った補強の，新たな疲載荷を 165 万回行い，疲労試験を終了した．ど

労損傷（上側廻し溶接部き裂）に対する影響の有ちらの場合も荷重範囲は⊿P=280kN である．

無を検証するとともに，き裂発生要因の推定およ損傷対策前は補剛材側よりもデッキ側溶接止端部

び，その補強策の効果を解析および現地での補強より発生したき裂の方が進展していた．しかし損前後の発生応力計測により検討した．損傷を受け傷対策実施後はデッキ側止端部に生じたき裂は，た桁は幅員 9.5m（２車線），箱桁幅 4.5m，横リ半円切欠きによりほとんど進展していない．デッブ高 500mm，横リブ間隔 1950mm，デッキプレ

キプレートに進展し貫通するような大きなき裂ート厚 12mm，バルブプレートリブ厚 10mm で（R1-R デッキ側き裂）も，半円切欠きとストッある．図‑15 に損傷状況写真を，図‑16 に損傷状プホールを併用することにより進展を完全に防止況イメージ，図‑17 に今回提案補強概要図を示す．

できた．一方，補剛材止端部に発生したき裂は半円切欠き後も成長しデッキプレートに進展するが，その後進展が著しく遅くなっている．

３． 横リブとデッキプレート溶接部き裂に対する検討

前回補強

今回発生き裂デッキ
図‑15 損傷状況写真

3‑1 損傷の概要

隅肉溶接
隅肉溶接

平成 14 年度定期点検において供用 35 年を経た 3 径間連続鋼床版箱桁橋において，横リブと横リブ

今回発生き裂
今回発見亀裂（スカラップ上部亀裂）

前回補修き裂
前回補修亀裂スカーラップスカラップ

縦リブ（バルブプレート）
縦リブ（バルブプレート）

図‑16 損傷概要図（スカラップ下部亀裂）

図‑14 疲労試験結果（垂直補剛材溶接部き裂進展状況）

3‑2 損傷要因分析てほぼ同等もしくは若干下回る結果であった．縦本橋は鋼床版箱桁橋の標準図制定前の設計であリブ<4>では応力が14％増加したが，他の縦リブり，横リブ高が 500mm と低く，横リブ剛性が低いよりも応力は小さく，疲労評価上大きな影響はなことが損傷発生に影響を与えていることが考えらいと考えられる．よって，既設下側補強が上側廻れた．ＦＥＭ解析の結果，横リブは主桁ウェブをし溶接部損傷に与える影響は低いと考えられる．

支点としてたわみ，図‑18 に示すような局所変形がバルブリブのスカーラップで生じ，これにより3‑4 補修構造の検討損傷箇所の応力が大きくなることがわかった．

横リブのせん断および曲げ剛性を増すためＨ鋼さらに後発のデッキと横リブスカーラップ上側廻を横リブ下面に継足した補強案（以下，H 鋼添し溶接部の損傷と先発した下側廻し溶接部の損傷接案）及びスカーラップを L 型アングルによっにおけるき裂発生順序に関する検討を行った．て閉塞しせん断補強した補強案（以下，スカーラ

図‑19 より，着目部位は共に応力（圧縮）が高い

ップ閉塞補強案）（図‑17）について補強効果を検ことがわかる．母材の高応力の分布範囲は，スカ討した．FEM 解析により対策効果を比較すると，ーラップ上側廻し溶接部付近よりスカーラップ下

H 鋼添接案では輪荷重直下の縦リブ<5>では応力側廻し溶接付近の方が分布範囲は広いが，両部位低減は見込めないが，それ以外の縦リブでは 3〜の溶接部のホットスポット応力を見ると応力範囲4 割程度の応力低減効果が得られた．一方，スカは同等であった．以上より，両部位ではほぼ同時

ーラップ閉塞案では補強した縦リブ<5>に対して期にき裂は発生し得るものと推測される．

73%とより大きな応力低減効果が得られた．ただ＜２＞～＜４＞バルブしそれ以外の縦リブ溶接部に対しては応力低減効＜６＞バル
引果は期待できなかった．しかし，各縦リブをＬ型

ブ圧
縮図‑18 スカーラップ部変形イメージ

＜4＞

＜5＞

デッキ

縦リブ

アングルで補強することにより，同等の効果が期待できると考えられる．以上より，スカーラップ閉塞案を補強方法として採用し，現地での補強前後の応力測定を実施した．測定は試験車を走行させ，その際の発生応力を動的に計測した．計測結
果から上側廻し溶接部に対しては解析値より若干補強効果が劣るものの，今回補強案により一定の応力低減効果が確認できた．
高力ボルト

横リブ

図‑19 縦リブ<5>直上載荷時の主応力分布図

スカーラップL 型アングル

バルブリブ

図‑17 補強（スカーラップ閉塞）概要図

3‑3 既設スカーラップ下側補強に対する検討
先発したスカーラップ下側補強が後発した上側

４． 結論

廻し溶接部損傷に及ぼす影響について検討した．
縦リブ<5>載荷時における既設（縦リブ<5>下鋼床版橋において発生している疲労損傷に対し側）補強有り，無しの場合の上側廻し溶接部に着て，その疲労挙動を把握し，有効な補修補強方法

目したホットスポット応力範囲を比較すると，補について検討した．それぞれの損傷パターンにつ強有りの場合の応力範囲は，縦リブﾞ<4>を除いいて以下のことがわかった．

(1) デッキプレートとＵトラフ縦リブ溶接部き裂接合部の疲労強度特性，関西道路研究会会報，溶接のど厚不足に起因する疲労損傷に対する補修補強方法として，き裂部除去後再溶接による補1985.112)

接施工指針（案）， 1992.6

修および未損傷部の増盛溶接による補強の有効性を確認した.また供用下での溶接施工については（社）日本鋼構造協会：供用下にある鋼構造物の溶

3)

関，西岡，乙黒，佐藤，鋼床版デッキプレートと垂現地計測の結果，一定の割合で管理限界を超える直補剛材の溶接部に発生した疲労損傷の補修方法，可能性があるが，その際には再度溶接を行うこと第５回鋼構造物の補修・補強技術報告会論文集，平を前提として実施可能であると判断した.

成８年６月，pp37-46(2) デッキプレートと垂直補剛材溶接部き裂

4)

垂直補剛材溶接部の予防保全対策，第 60 回土木学会

垂直補剛材に半円切欠きを施すことにより溶接部の応力集中を緩和するとともに，発生したき裂の進展が抑制されることが確認された．

年次学術講演概要集，2005．9
5)(3) 横リブとデッキプレート溶接部き裂検討

二村，坂野，酒井，高田，川上，米谷，松下，夏
秋：鋼床版デッキプレートと主桁垂直補剛材上端の溶接部の疲労損傷対策，第 61 回土木学会年次講演会

Ｌ型アングルあて板によりスカーラップを閉塞

論文集， 2006.9

することにより，当該部の応力が緩和され、補強6)効果があることを確認した．

川村，高田，流田，坂野，嘉指，デッキプレートと川上，今田：3 号神戸線鋼床版箱桁橋におけるバル参考文献

ブ形式縦リブと横リブ交差部き裂損傷の原因調査お1)

よび補修，阪神高速道路公団技報第 22 号，2005

牛尾,植田,村田：トラフリブとデッキプレートとのRETROFITTING METHOD AGAINST FATIGUE CRACKING IN WELDED JOINTSBETWEEN THE STEEL DECK AND RIBS
Yoriko KAWAKAMI and Sakiko KOMETANI
Recently, a number of fatigue cracks have been detected in orthotropic steel decks. Among them,fatigue cracking in the welded joints between the steel deck and ribs or stiffeners is possible to propagate
to deck plate, with a risk of affecting the traffic on the deck plate. There is an urgent need for developmentof an effective retrofit method. In this study, damage investigation, FEM analysis and fatigue tests werecarried out to evaluate the fatigue cracking behavior in the welded joints and to verify the effect ofproposed retrofitting method.

川上 順子

阪神高速道路管理技術センター
技術部 開発研究課

Yoriko Kawakami

米谷 作記子阪神高速道路株式会社
神戸管理部 調査設計グループ

Sakiko Kometani