技報第 25 号

2010

長大橋のリスク評価に基づく最適点検政策の検討
阪神高速道路(株)建設事業本部建設企画課
間嶋 信博
阪神高速道路(株)大阪管理部保全技術課
杉岡 弘一
阪神高速道路(株)建設事業本部建設技術課（堺設計担当） 小林
寛
阪神高速道路(株)建設事業本部建設技術課
金治 英貞………………………………………………………………………………
要

旨

一般に長大橋の維持管理，特に点検は，橋梁規模が大きく点検数量が多いことや，殆どが海上であり近接が困難であることなどから，実現可能で合理的な点検計画の策定が求められている．また，阪神高速道路ではいくつかの長大橋で点検用検査車が更新時期を迎えるが，更新には莫大な費用が必要となるため，今後の更新について判断が求められる．そこで，本研究では長大橋点検の合理化を目的として，検査車使用のケースおよび不使用のケースに着目し，長大橋のリスク評価に基づく最適な点検政策（ライフサイクルコストとリスクを同時に最小化する最適な点検手法と点検間隔の組み合わせ）の決定に関する一手法を提案する．さらに，重点的に点検すべき
部材・箇所を明らかにする目的で長大橋 3 橋梁（ニールセンアーチ橋，斜張橋，ゲルバートラス橋）の詳細な全橋解析モデルを作成し，部材の腐食劣化が橋梁全体の性能に及ぼす影響を定量的に検討した．検討の結果，各長大橋において橋梁全体の性能に影響を及ぼす重要部位を示すことができた．また，この結果を用いることによって長大橋点検合理化計画立案への可能性を示せた．
キーワード:長大橋，点検，腐食劣化，全橋解析モデル

はじめに間隔決定手法の検討を行った．
さらに，長大橋は構造が複雑で冗長性が高いも

阪神高速道路では湾岸線を中心に長大橋を有すのもあるため，全ての部材を同じ重みで点検する

る．これらは路線別に5〜8年/回の頻度で点検をことは必ずしも合理的ではないと考えられる．そ1)

行っている一般橋梁 と区別され，橋梁毎に点検

こで，長大橋 3 橋梁（例としてニールセンアーチ

計画を作成し点検を実施することとなっている．

橋 2），斜張橋，ゲルバートラス橋）の腐食を対象

これら長大橋の維持管理，なかでも点検は対象橋として詳細な全橋解析モデルを作成し，重点的に梁の規模が大きく部材も多いことから点検箇所が点検すべき部材・箇所を明らかにする目的で，部多く煩雑となること，さらに海上橋梁が多く近接材の腐食劣化が橋梁全体の性能に及ぼす影響を定が容易でない箇所が多いことなどからコストが嵩

量的に検討した．

み，当初計画通りに点検を実施できていないのが１．最適点検政策の検討実情である．
また，いくつかの長大橋では点検用検査車が更新時期を迎えるが，更新には莫大な費用が必要と

1‑1 フォールト・ツリー分析の長大橋への適用なるため，今後の更新について判断が求められる．

フォールト・ツリー分析は，システム構成部品

そこで，本研究では長大橋点検の合理化を目的との故障がシステム全体の故障に発展するメカニズ

して，検査車使用のケースおよび不使用のケース

ムを階層的に表現し，下位レベルにある劣化事象に着目し，長大橋のリスク評価に基づく最適点検の発生確率に基づいて，分析対象とするシステム
1

全体の機能障害リスクを評価するための手法であ確率を表しており，表より現在健全度 OK の部材

る3)．長大橋を多数の部材と複雑な構造系を持つが 1 年後も OK に留まる確率は 0.951 であることシステムと捉えると，システム構成部品の故障はがわかる．これらを図‑1 に示したフォールト・

部材レベルの劣化，システム全体の故障が長大橋ツリーに適用し，斜張橋全体の頂上事象の発生確

全体の劣化に置き換えることにより本分析手法が率（=リスク）の経年変化を求めた．点検間隔を適用できる．本研究では，最適点検政策の検討手

3,5,10 年とした場合の結果を図‑2 に示す．各々法の開発を主目的とするため，斜張橋の腐食劣化の部材の損傷度が A,S となったときに故障と判定を念頭に図‑1に示す検討用のフォールト・ツリー

し，階層図に従って頂上事象の発生を判定するたを作成した．今後，実際のフォールト・ツリーのめ，時間の経過と共に損傷度 A,S と判定される部作成に当たっては橋梁の構造特性等に基づき，適材が増加し，頂上事象の発生確率が高まることが切なANDゲート（すべての事象が発生した場合にわかる．また，点検が実施されると同時に補修が生起する事象）とORゲート（どれか１つの事象が実施されると仮定したため，発生確率は点検実施

発生した場合に生起する事象）の組み合わせを十後に減少する結果となった．

分に検討する必要がある．なお，本検討では地震

表‑1 腐食損傷集計（斜張橋）

や事故などの突発的事象によるリスクは考慮していない．
1‑2 腐食ハザードモデルの構築とリスク評価結果

点検

経年

供用開始時
第1回点検
第2回点検
第3回点検

0
5
11
21

表‑2 腐食のマルコフ推移確率（斜張橋）

各構成部材の経年劣化は，点検データに基づきを用いた．阪神高速では，目視点検において部材の健全度を 5 段階(OK,C,B,A,S)で評価してお

C
0.046
0.907
0
0

B
0.002
0.093
0.995
0

A,S
0
0
0.005
1

1

1)

り，S に近づくほど損傷度が高い

OK
0.951
0
0
0

OK
C
B
A,S

確率論的手法でモデル化した劣化ハザードモデル
3)‑5)

損傷ランク
C
B
A,S
0
0
0
39
8
0
32
27
0
32
47
1

OK
186
139
127
105

．今回の検討

点検間隔３年
点検間隔５年
点検間隔１０年

0.9
0.8

はサンプル数確保の観点から A と S を同一ランク

0.7にまとめた 4 段階評価とし，集計的推計法によっ

0.6

リスク

0.5

てハザードモデルの推計を行った．

0.4
0.3

斜張橋の腐食を例として，表‑1 に過去 4 回の0.2

定期点検結果の集計，表‑2 にこの結果に基づき0.10算出したマルコフ推移確率を示す．表‑2 に示す

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

落橋 or 落橋相当

タワー損傷

継手
損傷

ペンデル
支承破壊

継手
損傷

部材
腐食

溶接
亀裂

添接板
腐食

ボルト
腐食

ボルト
折損

ケーブル
損傷

桁損傷

部材
腐食

継手
損傷

溶接
亀裂

添接板
腐食

部材
腐食

ボルト
腐食

ボルト
折損

定着部
抜出

腐食

ケーブル
定着部損傷

ボルト
腐食

下部構造
損傷

素線腐
食破断

ボルト
折損

継手
損傷

アルカリ
骨材反応

溶接
亀裂

添接板
腐食

部材
腐食

ボルト
腐食

ボルト
折損

AND

OR

凡例

溶接
亀裂

添接板
腐食

ボルト
腐食

ボルト
折損

55

図‑2 リスクの推移（斜張橋）

マルコフ推移確率は各損傷ランクの 1 年後の推移

支承損傷

50

経過年数(年)事象

図‑1 検討に用いた斜張橋のフォールト・ツリー
2

基本
現象

60

140000

1‑3 ライフサイクル費用評価

120000点検方法として検査車使用のケースおよび不使100000LCC(万円)用のケースに着目し，ライフサイクル費用（以下「LCC」という）評価を行った．

80000

補修費用
塗装費用
点検費用

60000

検査車を使用するケースでは，点検時に足場を40000組む必要がないために1回の点検費用は検査車を20000

使用しないケースと比較して小さくなる．しかし

0

メンテナンス費用
中期投資費用
初期投資費用検査車使用

検査車不使用点検方法ながら，検査車を使用するケースには検査車の維持管理のための費用が定常的に必要となり，老朽

図‑3 LCC の比較（斜張橋（一面吊り）点検間隔 3 年）

劣化のために30年に一度更新を行うと仮定した．

LCC 評価を行った．図‑4 に斜張橋（一面吊り）の更新には既設の検査車の撤去費用と新しい検査車

60 年間における LCC 評価と前述の手法により求の新設費用が必要となる．検査車を使用しないケめられた平均期待リスクを関連付けた結果を示す．

ースであっても，現状で検査車が設置されている

図中で LCC とリスクを同時に最小化するケース

場合には，検査車を撤去する費用が初期時点で必が最適な点検手法と点検間隔の組み合わせ（以下要となる．

「点検政策」という）といえる．しかし一般的にまた，検査車使用・不使用の両ケース共通で発LCC とリスクの間にはトレードオフの関係が成立

生する費用としては，損傷部材に対する補修費用， するために，同時に両方を最小化する点検政策を
7年に1回実施すると仮定した塗装費用がある．こ

見つけることは難しい．そこで今回は，現状の点

れらの費用に関する条件のもとで，本検討では各検政策（点検間隔 7 年・検査車使用）を基準とし長大橋について下部工の減価償却期間となる60年て相対比較により最適点検政策を検討する．図‑4間のLCCを算出した．

において点検間隔が 3 年あるいは 5 年で検査車不例として斜張橋（一面吊り）に対する LCC を，使用の 2 点については，LCC・リスク共に基準と検査車を使用するケースと不使用のケースで比較した現状の点検政策より小さくなることがわかる．
¥160,000

した．点検間隔を 3 年とした時の 60 年間のそれ¥140,000

ぞれの LCC を図‑3 に示す．検査車を使用しない¥120,000

点検間隔3年¥100,000

LCC(万円)ケースの LCC の方が小さくなっている．対象橋梁の場合，検査車が老朽化しているために，検査車
使用のケースであれば現時点で直ちに更新を実施

5年

7年

10年

¥80,000

15年

20年¥60,000¥40,000
検査車使用¥20,000

しなければならず，大きな初期投資が発生する．

検査車不使用

¥0
0

0.2

0.4

また，検査車不使用のケースにおいては，構造形

0.6

0.8

1

平均期待リスク

図‑4 リスクと LCC の関係（斜張橋（一面吊り））式が一面吊りであり，橋面から橋梁下面を点検す
る橋梁点検車の使用に当たってケーブルは支障と¥400,000

ならず，箱桁外面の点検においても足場の設置は¥350,000

必要ないことから，点検 1 回当たりのコストは低¥300,000

点検間隔3年¥250,000

LCC(万円)減される．これらの理由により，検査車不使用のケースの方が LCC の観点からは有利となった．

5年
7年¥200,000

10年
15年¥150,000

20年¥100,000

検査車使用
検査車不使用¥50,000

1‑4 最適点検政策の検討

¥0
0

0.2

0.4

0.6

0.8

平均期待リスク

点検方法を検査車使用の場合および不使用の場

図‑5 リスクと LCC の関係（斜張橋（二面吊り））合に着目し，点検間隔を 3〜20 年で変化させて
3

1

次に斜張橋（二面吊り）を例とした検討結果をに非線形積層シェルモデル，ゲルバートラス橋に

図‑5に示す．構造形式が二面吊りであるために，

おいてはトラス部材（上下弦材・鉛直材・斜橋面から橋梁下面を点検する橋梁点検車の使用に材）・鋼製橋脚・アイバー支承にファイバーモデ

当たってはケーブルをかわす必要があり，非常にル，鋼床版に非線形積層シェルモデルを用いて全能率が悪く，箱桁外面の点検においては大部分で橋をモデル化している．また，ケーブルはケーブ

足場の設置が必要となる．そのため検査車を使用

ル要素を用いている．これらのモデルを用いるこするメリットが大きく，検査車を使用した方がとにより，材料非線形性および幾何学的非線形性

LCCは小さくなることがわかった．しかしながら， を同時に考慮した静的複合非線形解析を実施した．
点検間隔が短い場合にはこの効果が大きく反映さ

なお，ファイバー要素を用いた場合には局部座れるが，点検間隔が長くなるにつれ徐々にその効屈を考慮できないため，表‑3に示す各部材のモニ果が減少する．点検間隔7年でLCCはほぼ等しくな

タリング項目と設定値の圧縮側については実験値

り，10年を超えると，逆に検査車を使用しないケから与えられる座屈強度曲線7)を用いて局部座屈ースの方が費用面では有利となってくる．斜張橋を考慮した低減係数αを設定し，降伏応力度の低（一面吊り）と同様に現行の点検政策(点検間隔7減を図っている．

年，検査車使用)を基準とすると，今回の試算結

また載荷方法については，荷重一定（設計荷果ではこれをLCCとリスクの両面で下回る点検政重：D（死荷重）+L（活荷重））のもと，着目部策は存在しないこととなった．

材のオリジナル断面を経年劣化による腐食を想定

この様な手法を用い，図‑1 に示したようなフし，母材厚を徐々に減少させ解析を行った．各部

ォールト・ツリーの作り込みや点検データの蓄積材において腐食パターンを想定し，設計荷重時にによる劣化ハザードモデルの精度向上を行うこと

おいて各部材が前述したモニタリング項目である

により，さらに最適な点検政策決定の根拠を与え許容値，降伏値，限界値または解析限界に達した得ると考えられる．

時の部材腐食量を明らかにした．なお，今回の検討結果は活荷重を全面に載荷させたものである．

２ ．部材腐食解析

また，本解析では地震や事故等の突発的な事象は考慮していない．

重点的に点検すべき部材・箇所を明らかにする【鋼断面】
ファイバーモデル

こと，および前述したフォルト・ツリーの精度向上を目的として，長大橋 3 橋を対象に部材解析を

【鋼床版】
非線形積層
シェルモデル

実施した．

図‑6 全橋解析モデル（ニールセンアーチ橋）【鋼断面】
ファイバーモデル

2‑1 解析モデルと載荷方法対象とした橋梁はニールセンアーチ橋（神崎川
橋梁：中央支間長150m），斜張橋（天保山大橋：

【主桁】
非線形積層
シェルモデル

橋長640m(120m+350m+170m)），ゲルバートラス橋

図‑7 全橋解析モデル（斜張橋（二面吊り））（港大橋：橋長980m(235m+510m+235m)）の3橋梁
で，図‑6〜8に各橋梁の全橋解析モデルを示す．

【鋼断面】
ファイバーモデル

ニールセンアーチ橋においてはアーチリブ・補剛桁・橋脚にファイバーモデル，鋼床版に非線形積
層シェルモデル，斜張橋においては主塔・鋼製橋

【鋼床版】
非線形積層
シェルモデル

脚・ペンデル支承にファイバーモデル，多室箱桁

図‑8 全橋解析モデル（ゲルバートラス橋）
4

表‑3 各部材のモニタリング項目と設定値
着目部材

主桁
(斜張橋)
アーチリブ
補剛桁
主塔

許容値
△
σa
=σy/1.7（安全率 1.7）※σa=σy/1.7
（引張）

降伏点
○

限界値
●

降伏応力

腐食

解析
限界

ケースa

×

―

σy ※

σy（引張）

ケース c

ケース b

限界ひずみ

降伏応力

図‑9 アーチリブの腐食パターン

50000µ 8)（引張）ペンデル支承
弦材
鉛直材
斜材

σa

降伏応力

充填:11000µ 8)=ασy/1.7ασy

無充填:εu 8)

（圧縮）

（圧縮）

（圧縮）

腐食
箱形断面範囲ケースa

アイバー支承
計算がス

許容張力
ケーブル

Pa

引張強度

トップし

Pu

た点

（安全率考慮）σa=σy/1.7（引張）

H型断面範囲σy（引張）

鋼製橋脚

支承

図‑10 補剛桁の腐食パターン

中空断面部：阪神高速基準εa（圧縮）

素線腐食

充填部：道路橋示方
σa

ケース c

ケース b

降伏応力

降伏応力

書Ⅴ

=ασy/1.7ασyεa（圧縮）

（圧縮）

（圧縮）

移動可能量
δa

―

ケースa

―
ケース c

ケース b

※ミーゼス応力図‑11 ケーブルの腐食パターン

2‑2 解析パターンと解析結果(1)ニールセンアーチ橋

腐食

解析はアーチリブ，補剛桁，ケーブル，鋼製橋
脚においてそれぞれ 2〜3 の腐食ケースを想定し
中空断面
充填直上

た．アーチリブは図‑9 に示すようにウェブおよ充填部

びフランジを起拱部，頂部，全体の 3 ケースで腐

ケースb

ケースa

食させ，同様に補剛桁は図‑10 に示すように下フ

図‑12 鋼製橋脚の腐食パターン

ランジを端部，中央部，全体の 3 ケース，ケーブ

腐食進行モニタリングイベントの集計[‑]

ルは図‑11 に示すように素線を最も設計張力の高

許容値

降伏値

限界値

ｵﾘｼﾞﾅﾙの平均板厚

アーチリブ

補剛桁

ケーブル

下部構造-a(-)
鋼製橋脚 aｹｰﾌﾞﾙ-c(3)ケーブル
c

下部構造-b(6)鋼製橋脚 bの板厚変化が橋梁全体に及ぼす影響が大きく，部

0ｹｰﾌﾞﾙ-b(3)ケーブル
b

橋の解析結果を図‑13 に示す．アーチリブ起拱部

60%腐食
25%腐食
35%腐食

ｹｰﾌﾞﾙ-a(5)ケーブルaの着目部材の腐食量で示されるニールセンアーチ

60%腐食

補剛桁 c
補剛桁-c(-)

モニタリング項目の降伏値，限界値に達した時

20

補剛桁-b(-)
補剛桁 b

スをそれぞれ腐食させ解析を実施した．

平均板厚

補剛桁-a(-)
補剛桁aをコンクリート充填部直上，鋼断面全体の 2 ケー

ケーブル直径

アーチリブ起拱部40

アーチリブ c
ｱｰﾁリブ-c(2)橋脚は図‑12 に示すようにウェブおよびフランジ

ｱｰﾁリブ-b(-)
アーチリブ b

い端部付近の 1 組，2 組，全数の 3 ケース，鋼製

ｱｰﾁリブ-a(1)
アーチリブ a

腐食対象部材の平均板厚(直径)に対する腐食量(mm)

60

鋼製橋脚

図‑13 モニタリング項目に達した時の部材腐食量

材腐食 60%，つまりオリジナル断面の 40%となっ（ニールセンアーチ橋：神崎川橋梁）

た時点で限界値に達している．アーチリブ以外の着目部材は，いずれの腐食パターンにおいても断これらの結果より，通常の活荷重下においてア面残存量がオリジナル断面の 30%まで減少してもーチリブが橋梁全体の性能に及ぼす影響が大きく,限界値に達する部材はなかった．

特に起拱部の影響が支配的であると考えられる．
5

(2)斜張橋
解析は主桁，主塔，ケーブル，鋼製橋脚においてそれぞれ2〜8の腐食ケースを想定した．主桁は図‑14に示すように各径間および全体の計4ケースで腐食させ，主塔は図‑15に示すように上部・下部に分けその組み合わせの6ケース，ケーブルは

図‑16 ケーブルの腐食パターン

図‑16に示すように死荷重時の張力分担が同等のグループで分割し計8ケース，鋼製橋脚は図‑17に示すように各橋脚の全断面損傷を想定し2ケース，ペンデル支承は図‑18に示すように各橋脚上の支図‑17 鋼製橋脚の腐食パターン

承損傷を想定した2ケースをそれぞれ腐食させ解析を実施した．
ニールセンアーチ橋と同様に，モニタリング項目に達した時の着目部材の腐食量で示される斜張図‑18 ペンデル支承の腐食パターン

橋の解析結果を図‑19 に示す．主桁の板厚変化が橋梁全体に及ぼす影響が大きく，2mm の腐食で許モニタリングイベントの集計
腐食進行[荷重ケース4]

許容値
解析限界

降伏値
ｵﾘｼﾞﾅﾙの最大板厚14020
断面約50%腐食時（斜張橋：天保山大橋）(3)ゲルバートラス橋
解析は上弦材・下弦材で 27 ケース，斜材・鉛直材で 28 ケース，鋼製橋脚で 2 ケース，アイバ
図‑14 主桁の腐食パターン

ー支承 2 ケースの腐食ケースを想定した．上弦材・下弦材および斜材・鉛直材は図‑20，21 に示すように各格点間の部材腐食を想定している．なお，橋梁構造が橋軸方向および橋軸直角方向において左右対称のため，腐食想定は橋梁全体の 1/4としている．解析結果から腐食を想定していない側に影響はなく，対称性が強いことを確認している．鋼製橋脚は図‑22 に示すように各橋脚の全断図‑15 主塔の腐食パターン

面損傷を想定した 2 ケース，アイバー支承は図‑6

ﾍﾟﾝﾃﾞﾙ支承-b(-)
ペンデル支承b

下部構造-b(-)
鋼製橋脚
b

ケーブル
h
ｹｰﾌﾞﾙ-h(17)ケーブルｹｰﾌﾞﾙ-g(19)g

下部構造-a(8)鋼製橋脚 a

鋼製橋脚
ペンデル支承図‑19 モニタリング項目に達した時の部材腐食量

的に維持管理すべき部位であることが分かる．

ﾍﾟﾝﾃﾞﾙ支承-a(-)
ペンデル支承a

ケーブル

ｹｰﾌﾞﾙ-f(13)ケーブル
fｹｰﾌﾞﾙ-e(17)ケーブル
eｹｰﾌﾞﾙ-d(13)ケーブル
dｹｰﾌﾞﾙ-c(16)
ケーブル
c

主塔

ｹｰﾌﾞﾙ-b(13)
ケーブル
b

主桁

桁が橋梁全体の性能に及ぼす影響が大きく，重点

10mm
ｹｰﾌﾞﾙ-a(9)
ケーブル
a

10mm

主塔-f(9)主塔 f

0

主塔-e(5)
主塔 e

これらの結果より，通常の活荷重下において主40

主塔-c(7)
主塔 c

への影響は見られない．

(2mm)

主塔 d
主塔-d(9)

ング項目が発生しておらず，腐食による橋梁全体

ﾃﾞｯｷが許容値を超過60

主塔-a(5)
主塔 aに達していない．また，ペンデル支承はモニタリ

80

主塔-b(9)
主塔 b

時，ケーブルは断面積が約 50%となるまで許容値

100

桁-d(1)d
主桁

的小さい段階で発生している．主塔は 10mm 腐食

120

桁-c(1)c
主桁と考えられる解析限界についても，腐食量が比較

限界値
ｵﾘｼﾞﾅﾙの最小板厚

ケーブル直径桁-b(3)b
主桁

腐食対象部材の板厚(直径)に対する腐食量(mm)c）の影響が大きい．また，終局限界状態と同等

桁-a(3)a
主桁

容値に達した．特に径間長の長い側径間（主桁腐食進行

許容値に対する余裕度が小さい

許容値

降伏値

限界値

平均板厚
87.5mm

解析限界

80

50
オリジナルの平均板厚

40
30
20
10

4mm

上弦材・下弦材

斜材・鉛直材3-01(-)
3-02(-)

1 2 3 4 5 67 8 91 1 111 1 1 1112 22 222 2 2 1 2 34 5 678 9 1 111 1 11 1 11 2 22 2 222 22
0 1 234 5 6 7890 12 345 6 7
0 123 4 56 7 89 0 12 3 456 78

12（ゲルバートラス橋：港大橋）
2‑3 解析結果総括
図‑25に今回の解析から明らかになった各長大橋全体の性能に影響を及ぼす重要部位を示す．
また，本解析の鉛直荷重載荷において主塔・鋼製橋脚の損傷が橋梁全体へ及ぼす影響は小さいという結果になっている．しかし，主塔・鋼製橋脚
は風荷重や地震荷重といった水平荷重が断面決定根拠となっているため，水平荷重を含めた検討が今後の課題としてあげられる．

図‑22 鋼製橋脚の腐食パターン

図‑23 アイバー支承の腐食パターン23に示すように各支承の損傷を想定した2ケース
で解析を実施した．

図‑25 各橋梁の重要部位

ゲルバートラス橋の解析結果を図‑24に示す．

３ ．まと め

上弦材・下弦材および斜材・鉛直材のうち，側径間のL/2付近，中央径間のL/4付近の部材が3〜4mmのわずかな部材腐食で許容値に達していることが長大橋のリスク評価に基づく最適な点検政策決

わかる．また，アイバー支承は元々母材厚が大き定手法の検討を実施し，下記の知見を得た．

いため許容値に達するまでの腐食量は大きいが，・フォールト・ツリー分析に基づく長大橋の経年

降伏後終局状態である限界値に達するまでの余裕

的リスク評価手法を提案し，点検間隔と経年リスが小さいことが明らかとなった．

クの関係を定量化できることを示した．
・補修費用，検査設備の維持補修費用などの情報を用いてLCCと平均期待リスクの関係を点検間隔
7

1

鋼製橋脚
アイバー支承図‑24 モニタリング項目に達した時の部材腐食量

図‑21 斜材・鉛直材の腐食パターン

4-01(52)3mm

02-01(51)
2-02(42)2-03(35)
2-04(29)
2-05(21)2-06(3)2-07(2)2-08(13)
2-09(1)2-10(7)
2-11(7)2-12(16)
2-13(18)
2-14(-)
2-15(42)
2-16(14)
2-17(23)
2-18(17)
2-19(11)2-20(24)
2-21(15)
2-22(4)2-23(31)2-24(28)
2-25(9)2-26(10)2-27(26)
2-28(36)

図‑20 上弦材・下弦材の腐食パターン

下弦材補強

60

1-01(-)
1-02(-)
1-03(-)
1-04(50)
1-05(34)
1-06(39)
1-07(32)
1-08(27)
1-09(37)
1-10(40)
1-11(44)
1-12(44)
1-13(44)
1-14(44)
1-15(44)
1-16(44)
1-17(41)
1-18(38)
1-19(6)
1-20(5)1-21(33)
1-22(30)
1-23(21)
1-24(18)
1-25(25)
1-26(18)
1-27(12)腐食対象部材の平均板厚に対する腐食量(mm)70ごとに定量化し，点検政策決定に関する一手法を川紀委員長(元大阪工業大学教授)，長井正嗣副委

提案できた．

員長(長岡技術科学大学教授)，貝戸清之委員(大阪大学特任講師)には感謝の意を表します．

また，重点的に点検すべき部材・箇所を明らかにすること，およびフォルト・ツリーの精度向上

参考文献を目的として長大橋全橋解析モデルを作成し，部材の腐食劣化が橋梁全体の性能に及ぼす影響を定
量的に検討した結果，各長大橋において橋梁全体の性能に影響を及ぼす重要部位が明らかになった．
・ニールセンアーチ橋（神崎川橋梁）：アーチリブ起拱部
・斜張橋（天保山大橋）：側径間の主桁
・ゲルバートラス橋（港大橋）：側径間L/2付近・
中央径間L/4付近の上弦材・下弦材および斜材・鉛直材とアイバー支承
これらの結果より，部材ごとに点検・維持管理の濃淡をつけることも可能であり，長大橋点検合理化計画立案への可能性を示せた．

1) 阪神高速道路株式会社：道路構造物の点検要領，
2005.10.
2)小林寛，間嶋信博，金治英貞：ニールセンアーチの全橋モデルによる部材腐食を想定した経年リスク解析，
第 64 回年次学術講演会公演概要集， VI‑378,pp.755‑
756,2009.
3)Bedford, T. and Cooke, R. ： Probabilistic Risk
Analysis, Cambridge University Press,2001,金野秀敏
訳：確率的リスク解析，基礎と方法，シュプリンガー
ジャパン，2006.
4)青木一也，山本浩司，小林潔司：劣化予測のためのハ
ザードモデルの推計，土木学会論文集，No.791/VI‑
67,pp.111‑124,2005.
5) 津田尚胤，貝戸清之，青木一也，小林潔司：橋梁劣化予測のためのマルコフ推移確率の推定，土木学会論文集，No.801/I-73,pp69-82,2005.
6) 青木一也，山本浩司，津田尚胤，小林潔司：多段階ワ
イブル劣化ハザードモデル，土木学会論文集，
No.798/VI-68,pp125-136,2005.
7)土木学会：座屈設計ガイドライン，2005.
8)土木学会：鋼・合成構造標準示方書-耐震設計編，丸善，
2008.

謝辞：本検討は｢阪神高速道路の長大橋点検手法
合理化検討会｣で審議いただいた．本検討会の吉RISK BASED INSPECTION STRATEGYREDUNDANCY OF LONG SPAN BRIDGESCONSIDERINGSTRUCTURAL

Generally, long-span bridges are large in scale and contain numerous inspection points.
Most of them are also marine bridges with poor accessibility, which makes maintenance,
especially inspection, more difficult. These require rational and feasible inspection programs
to be established. To assist rationalization of long-span bridge inspection, this study proposesa risk assessment-based method to determine an optimum inspection program (an optimum
combination of inspection method and intervals which minimizes life cycle cost and risk
simultaneously), focusing on whether to use inspection gantries or not. The authors also
created entire bridge analysis models to simulate corrosion and quantitatively determinedrisk-inducing conditions of structural members as well as impact of their corrosion on theperformance of the entire bridge, so that members and locations to which higher inspection
priority should be given were identified. These results must be useful in planning rational
inspection programs for long-span bridges.
間嶋 信博
杉岡 弘一
小林 寛
金治 英貞

阪神高速道路株式会社
建設事業本部建設企画課
Nobuhiro MASHIMA

阪神高速道路株式会社
大阪管理部保全技術課
Koichi SUGIOKA

阪神高速道路株式会社
建設事業本部建設技術課
Hiroshi KOBAYASHI

8

阪神高速道路株式会社
建設事業本部建設技術課
Hidesada KANAJI