共同研究報告書
整理番号第 405 号

鋼床版橋梁の疲労耐久性向上技術に関する共同研究（その５）報告書－U リブ・横リブ交差部を対象とした疲労耐久性向上技術に関する検討－

平成 22 年 1 月

独 立 行 政 法 人 土 木 研 究 所
川

田

工

業

株

式

会

社

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All rights reserved. No part of this book may be reproduced by anymeans, nor transmitted, nor translated into a machine language
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共同研究報告書
第 405 号 2010 年 1 月

鋼床版橋梁の疲労耐久性向上技術に関する共同研究（その５）報告書－U リブ・横リブ交差部を対象とした疲労耐久性向上技術に関する検討－

独立行政法人 土木研究所

川 田 工 業 株 式 会 社

構造物メンテナンス研究センター

橋梁事業部 保全技術室

上席研究員

村 越 潤

主任研究員

梁 取 直 樹交流研究員

石 澤 俊 希室長

江 崎 正 浩係長

溝 江 慶 久

課員

嶋 田 修

課員

八 木 貴 之

課員

石 川 誠

課員

田 中 寛 泰要旨（独）土木研究所と川田工業（株）は、既設鋼床版橋梁に生じる疲労き裂に対する補修補強技術の開発を目的として、平成 17 年度から 4 年間にわたり共同研究「鋼床版橋梁の耐久性向上技術に関する共同研究（その５）」を実施してきた。
本報告書は、本共同研究の一環として、鋼床版のＵリブ・横リブ交差部の疲労き裂に着目し、損傷要因の分析と補修補強方法の検討を目的に実施した解析、および補修補強効果の確認を目的として実施した載荷試
験の結果をとりまとめたものである。
キーワード：鋼床版、疲労き裂、補修補強、U リブ・横リブ交差部、スリット改良

目 次
1．はじめに ·························································································································

12．研究概要 ·························································································································

2

2.1 背景と目的 ·················································································································

2

2.2 既往の研究 ·················································································································

3

2.3 検討内容 ····················································································································

4

3．FEM 解析によるき裂発生要因の分析と対策工法の検討···························································

6

3.1 概要 ··························································································································

6

3.2 き裂発生要因の分析·····································································································

7

3.2.1 解析モデル ········································································································

7

3.2.2 解析モデルの妥当性の検証 ···················································································

9

3.2.3 き裂発生要因の検討 ····························································································

17

3.3 試験体に適用する対策工法の検討 ··················································································

36

3.3.1 対策工法の検討 ··································································································

36

3.3.2 試験体モデル ·····································································································

43

3.3.3 試験体モデルと実橋梁モデルの解析結果の比較························································

44

3.3.4 対策効果の検討 ··································································································

51

3.3.5 対策による他部位への影響 ···················································································

83

3.4 まとめ ······················································································································· 108

4．試験方法 ························································································································· 109
4.1 概要 ·························································································································· 109
4.2 試験体 ······················································································································· 110
4.3 試験装置 ···················································································································· 112
4.3.1 構造物繰返し載荷装置 ························································································· 112
4.3.2 輪荷重走行試験機 ······························································································· 112
4.4 試験項目 ···················································································································· 115
4.4.1 予防保全ケース（STAGE2～7） ··········································································· 115
4.4.2 事後保全ケース（STAGE8～15） ········································································· 122
4.5 計測項目 ···················································································································· 135

5．試験結果 ························································································································· 140

5.1 予防保全ケース（STAGE2～7）···················································································· 140
5.1.1 対策の効果 ········································································································ 140
5.1.2 対策による他部位への影響 ··················································································· 150
5.2 事後保全効果確認試験（STAGE8～15）········································································· 156
5.2.1 対策の効果 ········································································································ 156
5.2.2 対策による他部位への影響 ··················································································· 166
5.3 まとめ ······················································································································· 170

6．まとめ ···························································································································· 171

参考文献 ······························································································································ 173

1．はじめに

鋼床版は軽量であり、かつ現場工期を短縮できるため、都市内高架橋や長大橋に広く用いられている。しかしながら、鋼床版は鋼板を溶接で集成した構造であり、活荷重を直接支持することから、疲労の影響を受けやすく、近年、大型車交通量の多い路線を中心に鋼床版各部の疲労損傷が報告されている。平成 14 年に改訂された道路橋示方書Ⅱ鋼橋編では、疲労耐久性向上の観点から鋼床版の設計・製作規定の充実が図られている。また、併せて発刊された「鋼道路橋の疲労設計指針」では、構造詳細による鋼床版の疲労設計の考え方・方法が示されている。
一方、実橋では平成 14 年以前の基準によって設計された鋼床版が数多く存在しているため、補修補強等の検討が関係研究機関により実施されている。近年では、Ｕリブとデッキプレートの溶接部からデッキプレートを貫通するき裂が報告されており、進展すると舗装に損傷を与えて通行車両に影響を及ぼす恐れがある
ことから、維持管理上早急に対処すべき重要な課題となっている。これ以外にも、鋼床版で確認されている
疲労き裂の発生部位としては、ⅰ）Ｕリブと横リブの交差部、特に下スリット部、ⅱ）主げたと垂直補剛材
上端部とデッキプレート下面における溶接部、あるいはⅲ）Ｕリブの突合せ溶接部などがあり、き裂進展状況によっては対策が必要とされる事例が報告されている。
このような疲労き裂の発生メカニズムについては必ずしも十分な知見が得られているわけではなく、これを明らかにした上で疲労耐久性に優れる対策工法を検討する必要がある。また、交通規制など通行車両への影響を可能な限り抑えた上で、施工可能な対策工法を検討しなければならない。
そこで、独立行政法人土木研究所および川田工業株式会社は、鋼床版で発見されている疲労き裂のうち上記を対象として、「鋼床版橋梁の疲労耐久性向上技術に関する共同研究（その５）」（平成 17 年 7 月～平成 21
年 3 月）を実施してきた。本研究では、３次元 FEM 解析により、輪荷重載荷時の現行構造および対策工法
適用時の応力状態を求め、応力低減効果を確認した。また実大鋼床版試験体を用いて対策工を施工した上、静的載荷試験および疲労載荷試験を実施し、応力低減効果および疲労耐久性を確認した。その結果、ⅰ）のＵリブと横リブの交差部については、スリット形状の改良あるいは補強材（L 形鋼）を用いてＵリブ下面を横リブに固定することよりき裂発生部位周辺の応力を低減でき、疲労耐久性の向上効果およびき裂発生後の対策によるき裂進展抑制効果を確認した。
本報告書は、約４年間にわたる共同研究の成果のうち、ⅰ）のＵリブと横リブの交差部の下部スリットに生じる疲労き裂を対象に検討した結果を取りまとめたものである。

-1-

を確認している。
平野ら（2006）2.11)は、Ｕリブ下面を L 形鋼のより横リブに固定する対策工の効果を、横リブ間隔 2.4mの鋼床版の現場継手部を再現した供試体を用いて、静的載荷試験および輪荷重走行試験により確認している。
橋軸直角方向の載荷位置は、Ｕリブウェブを挟み込む形で載荷板を配置し、Ｕリブ軸心に対して偏心載荷となる位置としている。橋軸方向に載荷位置をずらしながらの静的載荷試験結果から、対策工により着目点の応力範囲が約 1/2 になるとしている。輪荷重走行試験においては、対策前に 118kN で 96 万回輪荷重走行させて、下スリットまわし溶接のＵリブ側止端部に 12mm と 20mm の疲労き裂の発生させた後、対策工を施して引き続き 150 万回輪荷重走行させたが、き裂の進展は見られず、新たなき裂の発生もなかったと報告している。
服部ら（2007）2.12)は、Ｕリブ・横リブ交差部の疲労損傷を対象に、現場添接部の有無の影響を確認するために FEM 解析を実施し、“添接部有”は“添接部無”の 3 倍程度の応力が発生していることを明らかにしている。また、Ｕリブ・横リブ交差部の疲労損傷に対する対策として、Ｕリブ下面を L 形鋼によって横リブに固定する方法を検討し、FEM 解析により 20%程度の応力低減効果を確認している。さらに、実大試験体を製作して静的載荷試験を実施し、Ｕリブ下面を固定する対策により応力範囲が 60%以下に低減することを確認するとともに、疲労載荷試験により対策前後のき裂の進展程度を調査し、対策によりＵリブ・横リブ交差部のき裂が進展しないことを確認している。
師山ら（2008）2.13)は、横リブ、ダイヤフラム、および密閉ダイヤフラムがＵリブの変形を拘束することによる発生応力の違いを実験的に検討している。その結果、最も応力振幅が大きくなる構造は、密閉ダイヤ
フラムを用いたダイヤフラム交差部であり、最も小さい密閉ダイヤフラムのない横リブ交差部と比較すると、載荷方法によるものの 1.5～4.0 倍程度の応力比になることを確認している。
本共同研究の一環として、石川（2007）ら 2.14)は、FEM 解析により疲労き裂の発生要因となる応力性状を確認するとともに、各種の対策工法について検討した結果を報告している。また、嶋田（2009）ら 2.15)は、
実大鋼床版を用いた試験により、図-2.2 に示した 3 種類の対策工法の効果について検討した結果を報告している。

2.3 検討内容
本研究における主な検討内容を以下に示す。
1) FEM 解析によるき裂発生要因の検討（3.2 参照）
実橋応力計測結果との比較により妥当性を確認した解析モデルを用いて、Ｕリブ・横リブ交差部の上側スカラップ周辺、および下スリット周辺の溶接止端に着目し、き裂発生の要因を検討した。解析では、
載荷位置をパラメータとして、着目部の応力が厳しくなる載荷状態を把握し、その時の変形挙動や応力性状について考察を行い、要因を特定した。
2)

FEM 解析による対策工法の検討（3.3 参照）
Ｕリブ・横リブ交差部の上側スカラップ周辺、および下スリット周辺の溶接止端に着目し、各種の対策工法の効果について FEM 解析により検討した。上側スカラップ周辺に対しては、スカラップ形状の-4-

改良により、応力集中を緩和される方法の効果を検討した。下スリット周辺に対しては、スリット形状の改良、Ｕリブの下面固定、およびそれらの併用した方法における効果を検討した。また、スカラップ
形状やスリット形状を改良する対策については、いくつかの形状寸法を比較検討した。
3) 実大試験体を用いた試験による対策工法の効果確認（5 章参照）
Ｕリブ・横リブ交差部の下スリット周辺の溶接止端に着目し、図-2.2 に示した 3 種類の対策工法の効果について、実大鋼床版試験体を用いた試験により検討した。試験としては、静的載荷試験、定点疲労
試験、および輪荷重走行試験を行った。検討にあたっては、き裂が発生する前に対策を実施する予防保全ケースと、き裂が発生した後に対策を実施する事後保全ケースに分類し、前者に対しては応力低減効
果とき裂発生の抑制効果について、後者に対しては応力性状の変化とき裂進展の遅延効果について検討した。また、それぞれの対策が、上側スカラップ周辺の溶接止端部の応力性状に及ぼす影響についても検討した。
なお、き裂発生後の対策としては、本来、き裂先端を残すことはなく、ストップホール等によりき裂
先端を除去した上で対策することが基本であると考えられる。本研究では、3 種類の対策工法の疲労耐久性向上効果を確認するために、あえてき裂を残した状態で対策を施し、応力の低減効果やき裂進展の遅延効果を検討することとした。また、それらを検討した後に、ストップホールと対策工法を併用した
場合の疲労耐久性向上効果についても検討した。

-5-

3．FEM 解析によるき裂発生要因の分析と対策工法の検討

3.1 概要本章では、Ｕリブと横リブの交差部に発生する疲労き裂の対策工法について、解析的に検討した結果を報告する。
3.2 では、解析モデルの構造諸元や解析条件などを示し、交差部上側のスカラップ周辺（以下、上側交差部）および交差部下側のスリット周辺（以下、下側交差部）の応力状態について、解析結果と実橋応力計測
値を比較することにより、解析モデルの妥当性を検証した結果を示す。また、妥当性を確認した解析モデルを用いて、き裂発生点として着目する上側・下側交差部の応力状態を考察し、き裂発生要因を検討した。なお、解析は以下の 2 つのステップで行った。
解析 1： シェル要素とソリッド要素を用いた全体モデルで解析を行い、着目部の応力状態が厳しくなる荷重条件を把握した。
解析 2： 解析 1 で特定した荷重条件について、
ソリッド要素を用いた詳細モデルでズーミング解析を行い、着目部の変形や応力状態に着目してき裂発生要因を検討した。
解析 1 では、上側・下側交差部の各溶接止端部から 10mm 程度離れた位置（節点）の応力に着目し、輪荷重を移動させた解析を行い、影響線として整理し、各溶接止端部の応力レベルが厳しくなる 4 ケースの荷重条件（輪荷重の橋軸・橋直方向の位置）を特定した。解析 2 では、解析 1 で特定した 4 ケースの荷重条件でズーミング解析を行い、各溶接止端部に生じる応力集中のメカニズムを分析した。
3.3 では、具体的な対策工法を検討した。3.2 で検討したき裂発生要因を考慮すると、対策の対象は 3.3.1に示す上側交差部の溶接止端部（Ｕリブ側・横リブ側）と 3.3.2 に示す下側交差部の溶接止端部（Ｕリブ側・
横リブ側）およびスリット部に大別することができる。3.2 の検討において、Ｕリブの変形を横リブが拘束することによって生じるスカラップやスリットの溶接止端部の応力集中がき裂発生要因として推定されたため、Ｕリブ下面を L 形鋼等の補強材により横リブに固定して変形を抑制する対策について効果を検討した。
また、Ｕリブ下面を固定する対策では、ボルト孔明けや補強材の製作に手間がかかることから、応力集中を緩和させるあるいは応力集中箇所を疲労強度の高い母材に移動させる方法として、スカラップやスリットの形状を改良する簡易的な方法も検討した。

-6-

3.2 き裂発生要因の分析

3.2.1 解析モデル
き裂発生要因の分析に用いる解析モデルの構造諸元、および解析条件を以下に示す。構造解析には汎用ソ
フト Nastran2004 を用いた。図-3.1 に解析モデルを示す。
・諸元（幅×高さ×長さ） ---------- 2200mm × 1135mm × 5500mm
・使用要素 ------------------------------ 着目部周辺はソリッド要素、その他はシェル要素を使用（図-3.1(a)参照）。
（最小メッシュサイズは 5 mm）
・要素数 -------------------------------- 約 230,000
・境界条件 ----------------------------- 主桁下面の節点を 6 自由度固定・荷重条件 ----------------------------- 200mm×200mm の載荷面に載荷荷重 100kN を面載荷
図-3.1(b)に示す 3 ケースの載荷位置において長手方向に移動
・溶接ビード形状のモデル化 ----- なし
・アスファルト ----------------------- ソリッド要素を使用（デッキプレートと完全合成 3.1)）
弾性係数は、冬期 4000N/mm2、夏期 1500N/mm2（温度依存性を考慮）
・その他 -------------------------------- 着目交差部の両サイドＵリブ支間内に密閉ダイヤフラムなし-7-3.2.2 解析モデルの妥当性の検証（1）実橋応力計測
き裂発生要因の分析に用いる本モデルの解析結果と、本モデルの構造寸法（Ｕリブ寸法、Ｕリブ配置、デッキプレート厚、主桁ウェブ間隔など）と同一の鋼床版を有する実橋において実施された応力計測結果とを比較し、本モデルの妥当性を検証した（交差部の両側の横リブ支間内に密閉ダイヤフラムがない点も同様）。
図-3.2 に実橋の応力計測位置を、図-3.3 に荷重車（車両重量 = 240.7 kN）の形状、タイヤ接地面および各輪の荷重を示す。応力計測では、3 径間連続箱桁橋において死荷重による曲げモーメントが 0 となる断面、および死荷重と活荷重による曲げモーメントの合計が最大となる断面付近において計測を行っているが、解析モデルの妥当性の検証では、死荷重による曲げモーメントが 0 となる断面での計測結果を対象に比較検討を行った。なお、応力計測の結果は首都高速道路株式会社より提供して頂いた。
（2）解析結果と実橋応力計測結果の比較
図-3.1(b) に示した 3 つの輪荷重位置で移動載荷した場合の交差部の各溶接止端の応力について、夏期と冬期の解析値と計測値を影響線として整理した結果を図-3.4～9 に示す。着目部は、応力計測の位置に合わ
せ、各溶接止端部の計 6 箇所とした。図の縦軸は最小主応力や直応力とし、横軸は横リブから輪荷重位置までの橋軸方向の距離とした。応力計測は、冬期には各位置の片面側（解析の表面）に着目し、夏期には下ス
リットの横リブ側止端 5mm 位置の表裏のみに着目している。ここで、本文における影響線とは、大型車の前輪（28.15 kN）を載荷した場合の影響線であり、単位荷重による影響線ではない。前輪を対象とした理由
は、後輪はタンデム構造であり、影響線が複雑になるためである。
解析値と実測値を比較すると、横リブ近傍載荷時に横リブの局部的な板曲げにより若干異なる部分がある
ものの、影響線の全体的な傾向は概ね一致した。以下に着目部ごとの結果を示す。
1) 上側交差部（図-3.2 の MY-3、4）・ 最小主応力の最小値は横リブ直上載荷時に発生した。
・ 解析における最小主応力の最小値は、夏期の載荷ケース 4 の場合が最も小さく、－10MPa 程度であった。
・ 冬期と夏期の解析値を比較すると、最小主応力の絶対値は夏期の方が大きく、最大で約 2 割程度大きい。
・ 解析結果によると、冬期と夏期の違いは、直上載荷時（横リブ位置）に顕著であるのに対し、その他の位
置ではほとんど差が見られなかった。これは、アスファルト舗装の荷重分配効果によるものと考えられる。
2) 下側交差部の横リブ側（図-3.2 の MY-5、6）・ 最小主応力の最小値は、横リブから少し離れた位置に輪荷重が載荷された場合に発生した。これは、横リ
ブウェブの面外変形によるものと考えられる。
・ 解析における最小主応力の最小値は、夏期の載荷ケース 3 の場合が最も小さく、－25MPa 程度であった。
・ 冬期と夏期の解析値を比較すると、最小主応力の絶対値は夏期の方が大きく、最大で約 2 割程度大きい。
・ 解析における表と裏の結果を比較すると、影響線が横リブ位置で対称となっている。これは、輪荷重が横リブ直上を通過する際に横リブに面外曲げが生じたためと考えられる。
3) 下側交差部のＵリブ側（図-3.2 の MTd-3、4）・ 解析における直応力の最大値は、夏期の載荷ケース 3 の場合が最も大きく、20MPa 程度であった。
-9-3.2.3 き裂発生要因の検討（1）概要
着目部における疲労き裂の発生要因を把握するために解析を実施し、応力集中の発生位置、部材変形が応力状態に及ぼす影響、および剛性の不連続部が応力状態に及ぼす影響について検討した。応力解析は、解析
精度と作業効率の観点から、以下の 2 ステップに分けて実施した。
解析 1： シェル要素とソリッド要素で構成された全体モデルを用いて、橋軸直角方向位置をパラメータとした輪荷重を橋軸方向に移動させた解析を実施し、着目部の応力の絶対値が最も大きくなる荷重
条件を特定した。
解析 2： 着目部についてソリッド要素を用いた詳細モデルを作成し、解析 1 で特定した荷重条件でズーミ
ング解析を行い、着目部の変形や応力状態からき裂発生要因を検討した。
（2）解析方法
1）解析 1
解析 1 では、図-3.10 に示す載荷位置 L1～6 の輪荷重を全体モデル（図-3.11）の橋軸方向に最小 100mm
ピッチで移動させた解析を実施し、中央横リブ（着目交差部）の着目点（図-3.12）における主応力の絶対値が最大となる荷重条件を特定した。着目したＵリブは、中央Ｕリブである。ここで用いる全体モデルは、図-3.1 のモデルとほぼ同じであるが、中央横リブ片側の横リブ支間内のＵリブ中に密閉ダイヤフラムを設けた
点が異なる（図-3.11(b)参照）。密閉ダイヤフラムを設けた場合、この部分のＵリブ剛性が高まって面外変形が大きくなり、交差部の応力性状に影響を及ぼすと考えられたため、本検討ではこれを考慮した。
2）解析 2
解析 2 では、解析 1 で特定した荷重条件を図-3.13 に示す全体モデルに作用させ、ズーミング解析により詳細モデルの解析に置き換え、着目部の変形挙動や応力性状を検討した。詳細モデルでは、応力集中の位置や程度を再現するため、図-3.14 に示すように溶接ビードもモデル化した。着目したＵリブは、解析 1 と同様に中央Ｕリブである。なお、上側交差部や下側交差部など、着目部により応力状態が厳しくなる荷重条件が異なるため、着目部に応じて荷重条件を変化させている。詳細モデルの諸元等を以下にまとめる。
・使用要素 --------------------------------- ソリッド要素（最小メッシュサイズは 2.5 mm）
・要素数 ------------------------------------ 約 240,000
・境界条件 --------------------------------- 主桁下面の節点を 6 自由度固定
全体モデルとの接合部接点に強制変位を設定
・荷重条件 --------------------------------- 図-3.10 の L1～6 に奥行幅 200mm で面載荷・溶接ビード形状のモデル化 --------- あり・その他 ------------------------------------ 図-3.11 に示す位置に密閉ダイヤフラムあり（3）解析結果
1）解析 1
図-3.15、16 に解析 1 の結果を示す。図-3.15、16 は、それぞれ上側交差部および下側交差部に着目した解析結果であり、縦軸は応力値、横軸は輪荷重の橋軸方向位置（X=0 は中央横リブ位置）を表す。以下に着- 17 -

目部ごとの結果を示す。
①上側交差部
着目点 R6 の最小主応力は、載荷位置 L6（図-3.10 参照）の輪荷重を横リブ直上（X=0mm）に載荷したとき、最小値－59.4MPa となった（図-3.15-R6 最小主応力）。一方、最大主応力は顕著な値を示さなかった。
②下側交差部（横リブ側）
着目点 R7 および R8 の最小主応力は、載荷位置 L5 の輪荷重を X=－343.75mm の位置に載荷したとき、それぞれ－51.4MPa、－76.2MPa の最小値となった（図-3.16-R7、R8 最小主応力）。一方、最大主応力は、着目点 R7 では、載荷位置 L4 の輪荷重を X=687.5mm の位置に載荷したときに最大値 55.1MPa となり、着目点 R8 では、すべての載荷状態でほぼ 0 であった（図-3.16-R7、R8 最大主応力）。
③下側交差部（Ｕリブ側）
着目点 U4 の直応力は、載荷位置 L4 の輪荷重を X=343.75mm の位置に載荷したとき、最大値 58.0MPaとなった（図-3.16-U4 直応力）
。密閉ダイヤフラムがない場合には、図-3.4～9（MTd-3、4）に示したように、中央横リブの前後で影響線が対称となるが、密閉ダイヤフラムを設けた場合は、密閉ダイヤフラム付近の X=343.75、687.5mm に載荷したときに応力が増加した。これは、密閉ダイヤフラムによりＵリブの断面変形が拘束されるため、横リブの下側交差部に伝達される応力が大きくなったものと考えられる。
以上の結果から、解析 2 に用いる荷重条件を表-3.1 に示すように決定した。
2）解析 2
図-3.17～28 に解析 2 の結果を、表-3.2 に結果一覧を示す。以下に着目部ごとの結果を示す。なお、膜応力とは表裏の直応力の平均値であり、面外曲げ応力とは表裏の直応力の差の半分である。
①上端交差部
載荷位置 L6 の輪荷重を X=0 の位置に載荷した場合（図-3.17）の着目部の応力状態を以下に示す。
・デッキプレートと横リブの溶接部の横リブ側止端：－83.7MPa の膜応力（図-3.18）
・Ｕリブと横リブの溶接部の横リブ側止端：－78.5MPa の膜応力（図-3.19）
・Ｕリブと横リブの溶接部のＵリブ側止端：－42.9MPa の膜応力、－56.6MPa の面外曲げ（図-3.20）
図-3.18～20 の変形図に示すように、上端交差部では、デッキプレートのたわみ変形によってスカラップ内
でのＵリブウェブに面外変形が生じているが、このＵリブウェブの面外変形を横リブが拘束することによって、前述の応力が発生すると考えられる。
②下側交差部 1
載荷位置 L5 の輪荷重を X=－343.75mm の位置に載荷した場合（図-3.21）、Ｕリブが鉛直方向に変位するとともに回転変形し、下側スリットの円弧部に－87.6MPa の膜応力が発生する（図-3.22）。また、まわし溶
接部の横リブ側止端部にも高い応力が発生している。これらの原因は、Ｕリブの回転変形を横リブが拘束するためと考えられる。
③下側交差部 2
載荷位置 L4 の輪荷重を X=687.5mm の位置に載荷した場合（図-3.23）の着目部の応力状態を以下に示す。
・Ｕリブと横リブの溶接部の横リブ側止端（荷重側）：86.6MPa の膜応力（図-3.24）- 18 -

・Ｕリブと横リブの溶接部のＵリブ側止端（荷重側）：22.2MPa の膜応力、65.0MPa の面外曲げ（図-3.25）
・Ｕリブと横リブの溶接部の横リブ側止端（荷重側と反対側）：－117.5MPa の膜応力（図-3.26）
・Ｕリブと横リブの溶接部のＵリブ側止端（荷重側と反対側）：－54.7MPa の面外曲げ（図-3.27）
これらの原因は、②と同様に、Ｕリブの回転変形を横リブが拘束するためと考えられる。
表-3.1 解析 2 に用いる荷重条件
解析 2 での着目部

着目点（図-3.12 参照）① 上端交差部

R5

輪荷重載荷位置
橋直方向

橋軸方向

L6

X=0

R7,(8)

L5

X=－343.75

R7
U4
R3
U2

L4

X=687.5R6U3② 下側交差部 1③ 下側交差部 2

表-3.2 解析 2 の結果一覧
輪荷重載荷位置

主応力データ(MPa)

橋直
方向

方向
deg

膜

面外
曲げ

応力集中の要因

-45

-84

0

デッキプレートのたわみ変形

-45

-79

0

90

-43

-57

め

110

-88

-6

Ｕリブの回転変形を横リブが

R7

10

87

7

U4

90

22

65

解析 2 での着目部

着目点① 上端交差部

R5
R6

L6

橋軸
方向

X=0

U3

にともなうＵリブウェブの面
外変形を横リブが拘束するた② 下側交差部 1R7③ 下側交差部 2③ 下側交差部 2
（補足）

L5

L4

X=－343.75

Ｕリブの回転変形を横リブがX=687.5

R3

10

-118

9

U2

90

-9

-55

- 19 -

拘束するため拘束するため3.3 試験体に適用する対策工法の検討
試験体に適用する対策工法を決定するため、前述のき裂発生要因の検討結果を踏まえて、以下の対策工法について、着目部の応力性状の改善効果を解析的に検討した。
① スカラップあるいはスリットの形状を改良し、着目部の応力集中を緩和させる方法②Ｕリブ下面と横リブを補強材（L 形鋼）により連結し、Ｕリブの鉛直変位や回転変位を小さくする方法
また、①と②を併用した対策工法の効果についても検討した。その他、対策により他部位に応力集中が発生する可能性もあるため、新たな応力集中箇所の有無を確認した。

3.3.1 対策工法の検討（1）上側交差部
1）スカラップ形状の改良
上側交差部の疲労き裂の発生要因には、Ｕリブウェブの面外変形を横リブが拘束することによって生じる
まわし溶接止端部の応力集中が挙げられる。この応力集中を低減する方法として、補強材によりＵリブの面
外変形を抑制する方法が考えられるが、ボルト孔を明ける必要があるなど施工が大掛かりとなる。そこで、試みとして、スカラップの形状を改良し溶接止端部の形状を滑らかに仕上げることで応力集中を緩和する方法の可能性を検討した。なお、形状を変えることによりスカラップ母材部に応力集中が生じるおそれがあるが、疲労強度が相対的に高い母材の場合、き裂発生の可能性は大幅に低減されると考えられる。図-3.29 に
形状改良の概念を示す。
形状改良したスカラップの応力性状の改善効果を検証するため、図-3.13 に示した詳細モデルを用いて、
図-3.17 の荷重条件で解析を実施した。ここでは、スカラップ径 R（35、45、55、65）をパラメータとした。
図-3.30 に解析結果を示す。スカラップの形状改良により、溶接止端部の応力集中はわずかに低減しているが、その程度はわずかであった。この部位では補強材等によりデッキプレートの剛性を上げるなど別の対策を併用する必要があり、今後の検討課題としたい。
（2）下側交差部
下側交差部の疲労き裂の発生要因には、偏心載荷によるＵリブの回転変形を横リブが拘束することによって生じる溶接止端部の応力集中が挙げられる。この応力集中を低減させる対策として、表-3.3 に示すスリット形状の改良、およびＵリブ下面と横リブを補強材によって連結する方法（以下、Ｕリブ下面固定）について検討した。
1）スリット形状改良
図-3.31 に 3 つのスリット形状の改良案を示す。スリット形状の改良は、Ｕリブおよび横リブの溶接止端部に生じる応力集中の緩和を図ろうとするものである。同図には、施工時の母材の切削量が少なく施工性に優れる順に、一方では応力集中の低減効果が小さいと考えられる順に、3 形状を示す。例えば、同図(a)の改良案は、同図(c)と比較して、切削量は少ないものの応力集中の低減効果は劣る可能性がある。
2）Ｕリブ下面固定
Ｕリブ下面固定は、Ｕリブの変形を小さくして着目部の応力集中の緩和を図ろうとするものである。実施- 36 -

3.3.3 試験体モデルと実橋梁モデルの解析結果の比較（1）構造諸元比較
妥当性が確認されている実橋梁モデル（前節までの検討に用いたモデル）による解析結果と、試験体モデ
ルによる解析結果とを比較し、試験体モデルにおける応力性状の傾向が、実橋梁モデルと概ね一致することを確認した。表-3.5 に試験体モデルと実橋梁モデルの諸元比較を示す。2 つのモデルにおいて、アスファル
ト舗装の有無、横リブスパン、主桁ウェブ間隔、およびＵリブ本数が異なるが、そのほかは同一である。なお、実橋梁モデルの解析結果としては、アスファルトの弾性係数を夏期の数値としたのは、アスファルトを施工しない試験体モデルの比較対象としては、弾性係数が小さい夏期の方がアスファルトの影響を排除できると考えたからである。
（2）解析値比較
交差部の各溶接止端部に発生する応力の影響線について、試験体モデルおよび実橋梁モデルの解析結果をプロットしたグラフを図-3.45～50 に示す。着目リブは R3 リブおよび R4 リブとし、荷重条件は両方のリブに対して大きな応力が発生する L4 とした。着目部および着目応力方向は、Ｕリブ側止端 5mm 位置の溶接
線直交方向（図-3.45、46）、横リブ側止端 5mm 位置の溶接線直交方向（図-3.47、48）と溶接線平行方向（図-3.49、50）である。図中では、4 つの応力成分（①Ｕリブ外面あるいは横リブ表面（短スパン側）の直応力、②Ｕリブ内面あるいは横リブ裏面（長スパン側）の直応力、③膜応力、④面外曲げ応力）について整理した。
比較結果を以下に示す。
1) Ｕリブ側止端応力（溶接線直交方向）は、試験体モデルおよび実橋梁モデルでほぼ同じ傾向であり、試験体モデルの応力は実橋梁モデルの 1.5 倍程度であった（図-3.45、46）。
2) 横リブ側止端応力（溶接線直交方向）は、両モデルでほぼ同じ傾向であり、試験体モデルの応力は実橋梁
モデルの 1.2 倍程度であった（図-3.47、48）。
3) 横リブ側溶接止端部（溶接線平行方向）の応力は、両モデルでほぼ同じ傾向であり、値も同程度であった（図-3.49、50）。
以上の結果より、試験体モデルの応力性状は、実橋梁モデルと概ね傾向が一致することが確認された。

表-3.5 試験体モデルと実橋梁モデルの諸元比較試験体モデル
アスファルト舗装 モデル化しないモデル化範囲横リブスパン
主桁ウェブ間隔
Ｕリブ本数
デッキＰＬ厚
Ｕリブ厚
横リブ厚
拘束条件
載荷荷重
載荷面積

実橋梁モデル
モデル化する（弾性係数：1500MPa，ﾎﾟｱｿﾝ比：0.4）
1箱桁 横リブ間2パネル
2750×2750mm
2200mm
3本
12mm
6mm
10mm
主桁ウェブ下面を完全固定
100kN （＝2×50kN）
2×200×200mm

1箱桁 横リブ間2パネル
1375×2750mm
2820mm
4本
12mm
6mm
10mm
主桁ウェブ下面を完全固定
100kN （＝2×50kN）
2×200×200mm- 44 -

3.3.4 対策効果の検討
対策効果の検討は、以下の STEP1～STEP3 の手順で行った。
STEP1：対策前
対策前の試験体モデルを用いて、輪荷重を影響線載荷させた解析を実施し、下側交差部に大きな応力を生じさせる荷重条件を分析した。
STEP2：R3 リブ－Ｕリブ下面固定
R3 リブに対して、Ｕリブ下面と横リブウェブを L 形鋼によって固定する対策（Ｕリブ下面固定）を施したモデル（図-3.61 参照）を作成し、STEP1 と同様の解析を行い、STEP1 の結果との比較により対策効果を検討した。
STEP3：R3 リブ－Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良，R4 リブ－スリット形状改良
R3 リブに対してＵリブ下面固定とスリット形状改良を行い、R4 リブに対してスリット形状改良を行ったモデルを作成し、STEP1 と同様の解析を行い、STEP1 および STEP 2 の結果と比較すること
で、2 つの方法を併用した場合と、スリット形状を改良した場合の効果を検討した。
（1）STEP1：対策前
図-3.51 に示す位置（L2～L6、L4’）の輪荷重を図-3.52 に示すように試験体モデルの橋軸方向に移動載荷した解析を実施し、下側交差部の溶接止端において応力が疲労上最も不利となる荷重条件を検討した。着目
リブは R3 リブおよび R4 リブであり、図-3.53 に示す溶接止端部（以下、着目点）の応力状態について検討した。
輪荷重は、表-3.4 に示すようにダブルタイヤを模擬した（2 面×200mm×200mm に 100kN を載荷）。
図-3.54～59 に、着目点に発生する各応力の影響線を示す。図中には、外面と内面の直応力、および両面の直応力から求めた膜応力と面外曲げ応力の影響線を示した。解析結果を以下に示す。
1) Ｕリブ側止端応力（溶接線直交方向）について（図-3.54、55）
・膜応力よりも面外曲げ応力が卓越した。
・長スパン側（密閉ダイヤフラムがある側）に偏載した際に、大きな面外曲げ応力が発生した。
・L4 載荷時に最も大きな面外曲げ応力が発生した。次いで、L3、L5 載荷時の発生応力が大きかった。
2) 横リブ側止端応力（溶接線直交方向）について（図-3.56、57）
・膜応力に着目すると、R3、R4 リブともにＵリブ止端と同様に L4 載荷時の長スパン側（密閉ダイヤフラ
ムがある側）に載荷した際に、大きな応力が発生した。次いで、L5 載荷時の発生応力が大きかった。
・Ｕリブ直上載荷時（R3 リブでは L6 載荷、R4 リブでは L2 載荷）に、他の載荷ラインと異なる影響線形状を示しており、膜応力は常に圧縮応力であった。
3) 横リブ側止端応力（溶接線平行方向）について（図-3.58、59）
・面外曲げ応力よりも膜応力が卓越した。
・Ｕリブ直上載荷時（R3 リブでは L6 載荷，R4 リブでは L2 載荷）において、大きな膜応力が発生した。
4) L4’載荷について（図-3.54～59）
・L4’載荷の解析は、着目リブから離れた位置の輪荷重による影響を検討するために行った。その結果、L4’載荷による応力は、他の載荷条件の応力に比べて非常に小さいものであった。
- 51 -

以上より、以降の STEP では、R3 リブに対して L4、L6 載荷、R4 リブに対して L2、L4 載荷に着目する。
（2）STEP2：R3 リブ－Ｕリブ下面固定
図-3.60 に示すように R3 リブにＵリブ下面固定を適用した解析モデルを用い、L4、L6 位置の輪荷重を橋軸方向に移動載荷させた解析を行った。Ｕリブ下面固定およびハンドホールは、図-3.61 に示すようにモデル化した。
図-3.62～64 に、R3 リブの着目点に生じる各応力の影響線を示す。着目した応力は、外面と内面の直応力、膜応力、および面外曲げ応力であり、比較のため STEP1 の結果も示した。検討結果を以下に示す。
1) Ｕリブ側止端応力（溶接線直交方向）について（図-3.62）・膜応力は対策前後で変化はなく、小さい値であった。
・面外曲げ応力は、対策により大幅に低減した。
2) 横リブ側止端応力（溶接線直交方向）について（図-3.63）
・L4 載荷において、膜応力の応力範囲が低減した。一方、面外曲げについてはほとんど変化がなかった。
・L6 載荷において、左側の膜応力が若干増加した。その他はほとんど変化がなかった。
3) 横リブ側止端応力（溶接線平行方向）について（図-3.64）
・Ｕリブ下面固定による影響はほとんど見られなかった。
（3）STEP3：R3 リブ－Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良、R4 リブ－スリット形状改良
図-3.65 に示す対策（R3 リブにＵリブ下面固定とスリット形状改良を、R4 リブにスリット形状改良を適用）をモデル化した図-3.66 に示す解析モデルを用い、輪荷重を橋軸方向に移動載荷させた解析を行った。
輪荷重の橋軸直角位置は、R3 リブに対して L4、L6 載荷、R4 リブに対して L2、L4 載荷とした。
図-3.67～72 に、R3 リブおよび R4 リブの着目点に生じる各応力の影響線を示す。図中には、外面と内面の直応力、膜応力、および面外曲げ応力の影響線を示した。解析結果を以下に示す。
1) R3 リブについて（図-3.67～69）
・Ｕリブ下面固定とスリット形状改良を併用することで、全ての着目部において応力の低減効果が見られた。
2) R4 リブ＿Ｕリブ側止端応力（溶接線直交方向）について（図-3.70）
・スリット形状改良により、面外曲げ応力の低減効果が見られたが、膜応力はほとんど変化しなかった。
3) R4 リブ＿横リブ側止端応力（溶接線直交方向）について（図-3.71）
・膜応力、面外曲げ応力ともに低減効果が見られた。面外曲げ応力は、ほぼ 0MPa まで低減した。
4) R4 リブ＿横リブ側止端応力（溶接線平行方向）について（図-3.72）
・左側の膜応力は、STEP1 では圧縮応力が生じていたが、STEP3 では引張応力が生じるようになった。
・右側の膜応力は、STEP1 では L4 載荷時にほぼ応力が発生せず、L2 載荷時に圧縮応力が生じていたが、STEP3 では L4 載荷時に圧縮応力が、L2 載荷時に引張応力が発生するようになった。
・面外曲げ応力は、左側も右側もほとんど変化がなく、小さい値であった。
（4）解析結果のまとめ
図-3.73～78 に、STEP1～3 の R3 リブおよび R4 リブの着目点に発生する膜応力と面外曲げ応力を整理した結果を示す。また、図-3.79～83 に STEP1～3 の主応力ベクトルを比較した結果を示す。図は、ほとんど- 52 -

の着目点で最大応力を示した載荷位置 X=500mm の応力値を用いて整理した。面外曲げ応力の正曲げ方向は、
Ｕリブ側止端ではＵリブの外面側が引張を受ける場合とし、横リブ側止端では横リブの長スパン側が引張を受ける場合とした。また、R4 リブの STEP2 では対策を施していないが、R3 リブの対策が R4 リブに与える影響を見るために併記することとした（ただし、主応力比較では省略）。ここで、試験体モデルの解析では4 章以降の静的載荷試験に合わせてデータ整理をした。比較結果を以下に示す。
1) R3 リブについて
・Ｕリブ側止端応力（溶接線直交方向）は、L4（偏心）載荷時の面外曲げ応力が支配的であり、面外曲げ応
力は STEP2 のＵリブ下面固定によって約 2 割に低減した。
スリット形状改良を施した STEP3 では、STEP2から応力変化はほとんどなかった。
（図-3.73）
・横リブ側止端応力（溶接線直交方向）は、STEP2 のＵリブ下面固定によって、L6（直上）載荷時に膜応力が増加した。しかしながら、STEP3 のスリット形状改良によって、膜応力と面外曲げ応力が低減した。
（図-3.74）
・横リブ側止端応力（溶接線平行方向）は、STEP2 のＵリブ下面固定による影響はほとんど見られないが、STEP3 のスリット形状改良により、面外曲げ応力と膜応力が低減した。
（図-3.75）・主応力ベクトルの比較においても、上記と同様の傾向が見られた。
（図-3.79、80）
2) R4 リブについて
・Ｕリブ側止端応力（溶接線直交方向）は、L4（偏心）載荷時の面外曲げ応力が支配的であり、面外曲げ応
力は STEP3 のスリット形状改良によって若干低減した。
（図-3.76）・横リブ側止端応力（溶接線直交方向）は、L2（直上）載荷時には面外曲げ応力も膜応力も同程度に生じており、L4（偏心）載荷時には膜応力が支配的であったが、STEP3 のスリット形状改良によって低減した。
（図-3.77）
・横リブ側止端応力（溶接線平行方向）は、L2（直上）載荷時、L4（偏心）載荷時ともに膜応力が支配的であり、STEP3 のスリット形状改良により、すべての着目点で応力値の正負が逆転し、右側の L2 載荷時に若干の応力低減効果が見られたものの、その他では応力が増加した。特に、右側の L4 載荷時に大幅な膜応力の増加がみられた。
（図-3.78）・主応力ベクトルの比較では、スリット形状改良による横リブ側止端での応力増加が見られたが、主応力方
向はスリットに平行であり、横リブ側止端応力（溶接線平行方向）の増加は、これによるものと考えられる。
（図-3.81、82）- 53 -

L4
STEP1

STEP2

STEP3

図-3.80 R3 リブ L4 載荷時の主応力の比較(STEP1～3)- 79 -

L6
STEP1

STEP2

STEP3

図-3.81 R3 リブ L6 載荷時の主応力の比較(STEP1～3)- 80 -

L2
STEP1

STEP3

図-3.82 R4 リブ L2 載荷時の主応力の比較(STEP1～3)- 81 -

L4
STEP1

STEP3

図-3.83 R4 リブ L4 載荷時の主応力の比較(STEP1～3)- 82 -

3.4 まとめ
本章では、FEM 解析により、Ｕリブと横リブの交差部に発生する疲労き裂の発生要因を分析するとともに、主に交差部の下側スリットの横リブ側およびＵリブ側の溶接止端（着目部）に発生するき裂に対する対策工法の検討を行った。主な結果を以下にまとめる。
（1）着目部の応力性状
交差部の下側スリット部では、輪荷重を横リブから橋軸方向に 0.5m 程度離れた位置に、Ｕリブに対して偏心載荷させた場合に、まわし溶接部のＵリブ側止端および横リブ側止端の応力が高くなる。この応力は、Ｕリブ内にダイヤフラムが設置されている側に載荷させた場合に高くなる傾向にあり、偏心載荷にともなうＵリブの回転変形を横リブが拘束することにより発生することが確認された。
なお、交差部の上側スカラップ部では、輪荷重を横リブ直上もしくはごく近傍に載荷した場合に、まわし
溶接部の横リブ側止端の応力が高くなる。この応力は、主にデッキプレートのたわみ変形にともなうＵリブ
ウェブの面外変形を横リブが拘束することにより発生することが確認された。
（2）対策工法による着目部の応力低減効果
交差部の下側スリットの溶接止端部に発生するき裂に対して、スリット形状改良、Ｕリブ下面固定（Ｕリ
ブ下面を横リブウェブに補強材により固定する方法）、
およびスリット形状改良とＵリブ下面固定を併用した対策工法を対象として、FEM 解析（解析値は静的載荷試験結果と概ね一致することを確認）により、き裂発生部位および周辺の応力の低減効果の検討を行った。
FEM 解析の結果、スリット形状改良では、Ｕリブ側止端応力を低減させるものの、偏心載荷時に横リブ
側止端で大きな引張応力を生じさせることが確認された。Ｕリブ下面固定では、Ｕリブ側止端応力を低減させるものの、横リブ側止端応力にはあまり効果がないことが確認された。2 つの方法を併用した対策工法では、全ての着目点において応力低減効果があることが確認された。

- 108 -

4．試験方法

4.1 概要本共同研究では、Ｕリブ・横リブ交差部における下側スリットのまわし溶接部に着目し、き裂発生前に対策工法を施工するケース（以下、予防保全）と、き裂発生後に対策工法を施工するケース（以下、事後保全）の 2 ケースについて試験を実施し、疲労耐久性の向上効果について検討した。予防保全の試験では，改良前後で静的載荷試験を実施し、着目部の応力について低減効果を検討するとともに、定点疲労試験によりき裂発生の抑制効果を検討した。事後保全の試験では，定点疲労試験によりき裂を発生させた後、改良前後で輪荷重走行試験を実施し、き裂進展の遅延効果を検討した。なお、き裂発生後の対策としては、本来、き裂先
端を残すことはなく、ストップホール等によりき裂先端を除去した上で対策することが基本であるが、本研究では、あえてき裂を残した状態で対策工法の効果を検討した。また、それらの検討後に、実務で想定されるストップホールと対策工法を併用した場合についても効果を検討した。
試験項目を表-4.1 に示す。各 STAGE は、構造改良等が周辺部位に影響を及ぼさないように構成した。なお、STAGE1 は、垂直補剛材の疲労耐久性を向上させる方法について検討した試験であり、本報告書では省略する。予防保全の着目Ｕリブ（R3、R4）および事後保全の着目Ｕリブ（R1、R2）の両方で現行構造における定点疲労試験を実施することは時間の制約上困難であったため、現行構造については事後保全側の定点
疲労試験（STAGE9）の結果を、予防保全効果の評価に対しても用いることとした。各 STAGE の詳細は 4.4
で述べる。
表-4.1 試験項目
ケース

着目部

STAGE

実施内容

載荷位置

載荷荷重 載荷回数 Ｕリブの状態

－

垂直補剛材

1

静的載荷試験

L1、L2

160kN

－

－

2

静的載荷試験

L2、L4、L6

160kN

－

現行構造

3

Type-B施工

－

－

－

－

4

静的載荷試験

L4、L6

160kN

－

R3：Type-B

5Type-A、C施工

－

－

－

－

6

静的載荷試験

L2、L4、L6

160kN

－

7

定点疲労試験

L4

Δ150kN

200万回

R3：Type-C
R4：Type-A

8

静的載荷試験

L4'

160kN

－

9

定点疲労試験

L4'

Δ150kN

30万回

10静的載荷試験

L4'

150kN

－

11

輪荷重走行試験

L4'

150kN

20万回

12

Type-A、C施工

－

－

－

13

静的載荷試験

L4'

150kN

－

14

輪荷重走行試験

L4'

150kN

200万回

15

静的載荷試験

L4'

150kN

－

予
防
保
全

事
後
保
全

R3、R4

R1、R2

※ 着目部のR1～R4、および載荷位置については、図-4.10、12、14等を参照されたい。
※ Ｕリブの状態のType-A、B、Cについては、図-4.8、9を参照されたい。

- 109 -

試験機

構造物繰返し
載荷装置

現行構造

－
R1：Type-A
R2：Type-C

輪荷重走行
試験機

4.2 試験体
図-4.1 に試験体の形状寸法を、表-4.2 に各部材の諸元を示す。検討するＵリブ・横リブ交差部の対策工法
やケース（予防保全や事後保全）に配慮し、Ｕリブ本数は 4 本とした。試験体は、橋軸直角方向に左右対称であり、R1・R2 側で事後保全、R3・R4 側で予防保全の検討を行った。Ｕリブ内には、着目するき裂の発生に対して影響を及ぼすことが前述の解析によって確認された密閉ダイヤフラムを、横リブとの交差部から238mm の位置に設置した。ただし、一般に密閉ダイヤフラムはＵリブ継手部の近傍に設けられるため、密閉ダイヤフラムとデッキプレートとのすみ肉溶接が可能であるが、本試験体ではＵリブ継手部を設けていな
いため、密閉ダイヤフラムとデッキプレートとのすみ肉溶接は実施できなかった。この点で、本試験体と実橋では、構造が若干異なっている。横リブ間隔は、密閉ダイヤフラムを設置する側を一般のＵリブ鋼床版と同等の 2750mm とし、反対側を試験装置の制約から 1375mm とした。なお、横リブとデッキプレートとの溶接は、本溶接部からのき裂発生を抑制するため、完全溶け込み溶接とした。

表-4.2 試験体各部材の諸元
デッキプレート

厚さ

(mm)

12

Ｕリブ

サイズ

(mm)

320×230×6

本数

(本)

4

間隔

(mm)

620

ウェブ厚

(mm)

9

枚数

(枚)

2

間隔

(mm)

2830

ウェブ厚

(mm)

10

枚数

(枚)

3

間隔

(mm)

1375, 2750

幅

(mm)

160

厚さ

(mm)

12

間隔

(mm)

917

主桁

横リブ

垂直補剛材

- 110 -

790

180

1060

180

790

- 111 -

450

500

500

500

840
868

85130 85

8 - PL 560 x 16 x 4550(SS400)

4400

4550

走行鉄板(S=1/2)

75

140

35 70 35

4 - L 130 x 130 x 9 x 140
TC Bolt M22 x 50 x 8
TC Bolt M22 x 65 x 4

135

"a"部

.5

9

130
90 40

R35

R1,2 事後保全：スリット形状のまま
R3
予防保全：Ｕリブ下面固定（試験時当てもみ）
R4
予防保全：スリット形状改良（試験時当てもみ）

R1～4

1.5
4

"a"部詳細デッキとは溶接なし

4 - Dia PL 228 x 6 x 306

4

306

密閉ダイア

181.5

318

一般部

U.RIB 構造詳細

140
注記
1．特記なき材質はSM400とする
2．特記なきスカラップは35Rとする
3．特記なき孔明は26.5φで行う

35 70 35

4-

190180190
560

16
50 200 50300

図-4.1 試験体の形状寸法75

20
4 - PL 120 x 16 x 160(SS400)

7

R4

130

輪荷重中央

539

160

120

2 - L.Flg PL 300 x 16 x 4550

500

?4
2

R3

1 - V.stiff 160 x 12 x 805
1 - V.stiff 160 x 12 x 840

90 40

B - B

500

12

9

500

16

吊り金具構造詳細

3130

E - E

R2

100

4550

B

R1

16

試験体中央

500

15

85

4520

x

150 150

6

805

A - A

840

3000

15

L

289

5

868

61

B

2

P
eb
- W

9 x

0
452

917

R1

12

密閉ダイア

917

10

V4

135

35

6

212

679

6

6

R4

160

V3

868

238

485

6

1375

4550

620
160

R3

485

2 - V.stiff 160 x 12 x 840

620

R100

135

16

E

吊り金具

620

R4

3 - Web PL 700 x 10 x 2821
3 - Flg PL 212 x 12 x 2821
6 - V.Stiff PL 135 x 12 x 128

R3

12

D

V4

D - D

R2

C - C

R2

840

15

136

C

V3

620

吊り金具

R1

620

6

20

V2

6

6

R1
128

6

160

6

485

V1

6
868

R4

620

ブ
Uリ
（

）

485
16

面
下

500

A

FP

12

4 - Rib 662 x 6 x 4520 (SM400)

吊り金具

9 80 5

12

R3

75

1231

V2

V1

2 - Deck PL 1500 x 12 x 4550

E

D

2821

3000

700

R2

R1

明

A

C

80 5 9

228
15

明
孔
28
-φ
17

孔
28
φ
8-

吊り金具

289

R3
2

明
孔

2750

240

.5
26
φ
4-

4550

°

0
R6

1375

231

0
10

136

6

85

45

孔
28
φ
明

4.3 試験装置

4.3.1 構造物繰返し載荷装置
試験項目の STAGE1～9 では、土木研究所の構造物実験施設内に設置された構造物繰返し載荷装置を使用した。表-4.3 に載荷装置の仕様を、図-4.2 に全景を示す。この装置を用いた試験では、荷重を均等に載荷するため、図-4.3、4 に示すように、載荷梁と試験体の間に 200×200×22mm のゴム板を 100mm 間隔で 2 枚設置した。

4.3.2 輪荷重走行試験機
試験項目の STAGE10～15 では、土木研究所の構造力学実験棟内に設置された輪荷重走行試験機を使用した。表-4.4 に載荷装置の仕様を、図-4.5 に全景を示す。この装置を用いた試験では、図-4.6 に示すように、
ジャッキから鉄輪、走行鋼板、ベニヤ板、載荷ブロック、およびゴム板を介して試験体に荷重が伝達される。
なお、前述の構造物繰返し載荷装置による試験結果（STAGE8）と輪荷重走行試験機による試験結果（STAGE10）とを比較し、試験装置の違いによる影響はほとんど無いことを確認した。この比較検討は、研究目的とは異なるため、ここで簡潔に結果を述べる。図-4.7 に、STAGE8 と STAGE10 の比較例を示す。
同図(a)、(b)に示したＵリブ側止端 5mm 位置では、STAGE8 と STAGE10 で値が大きく異なり、STAGE10では応力の絶対値が小さくなった。これは、STAGE9 の定点疲労試験によってＵリブ側止端にき裂が発生したため、STAGE10 では負担する応力が減少したものと考えられる。同図(c)から(f)に示した横リブ側止端5mm 位置の応力は、STAGE8 と STAGE10 でほとんど差が生じなかった。この他の応力計測位置でも、横リブ側止端 5mm 位置の結果と同様に、STAGE8 と STAGE10 の結果は概ね同じ結果であった。

- 112 -

表-4.4 輪荷重走行試験機の仕様
項

試験機

供試体

駆動部

載荷部

目

高さ
フレーム
長さ
直径
フライホイル
重さ
鉄輪１
走行車輪
ｺﾞﾑﾀｲﾔ
長さ
最大寸法 幅
厚さ
走行範囲
最大回転速度
最大載荷力
最大ｽﾄﾛｰｸ

走行時
停止時

仕
様
約 5m
約 8m
3.5m
10 t
φ700×幅500mm（供試体幅=2,800mm用）
9.00-R20-14PR 相当（ダブルタイヤ）
4,500mm3,000mm
350mm±0.5 ，±1.0 ，±1.25 ，±1.5m
59.8 ， 42.3 ， 37.8 ， 34.7rpm（ゴムタイヤ装着の際は 5rpm）
50tf（490kN）
100tf（981kN）
200mm

図-4.5 輪荷重走行試験機

図-4.6 載荷方法と荷重伝達構造- 114 -

150

100

100
直応力(MPa)

直応力(MPa)

150

50
0
-50

50
0
-50

STAGE-8

STAGE-8
STAGE-10

STAGE-10
-100

-100
0

1375

2750

-1375

4125

0

4125

着目横リブから輪荷重位置までの距離(mm)(b) R2 リブ Ｕリブ側止端 5mm 位置

150

150

100

100

50
0

50
0
-50

STAGE-8
STAGE-10

STAGE-8
STAGE-10

100

-100
-1375

0

1375

2750

-1375

4125

0

1375

2750

4125

着目横リブから輪荷重位置までの距離(mm)着目横リブから輪荷重位置までの距離(mm)(c) R1 リブ 横リブ側止端 5mm 位置（溶接線直交方向）(d) R2 リブ 横リブ側止端 5mm 位置（溶接線直交方向）

150

150

100

100
直応力(MPa)

直応力(MPa)

2750

着目横リブから輪荷重位置までの距離(mm)

-50

50
0
-50

50
0
-50

STAGE-8
STAGE-10

STAGE-8
STAGE-10

-100

-100
-1375

1375

(a) R1 リブ Ｕリブ側止端 5mm 位置

直応力(MPa)

直応力(MPa)

-1375

0

1375

2750

4125

-1375

0

1375

2750

着目横リブから輪荷重位置までの距離(mm)着目横リブから輪荷重位置までの距離(mm)(e) R1 リブ 横リブ側止端 5mm 位置（溶接線平行方向）(f) R2 リブ 横リブ側止端 5mm 位置（溶接線平行方向）※ゲージ位置は図-4.8 参照

図-4.7 試験装置の違いの影響（STAGE8 と 10 の比較）

- 115 -

4125

4.4 試験項目

4.4.1 予防保全ケース（STAGE2～7）（1）概要
本試験では、R3 リブと R4 リブにおけるＵリブ・横リブ交差部下側スリットまわし溶接部に着目し、き裂が発生する前に対策工法を施す場合の疲労耐久性向上効果を検討した。現行構造における STAGE2 の静的載荷試験結果と、対策工法における STAGE4、6 の静的載荷試験結果を比較することで、対策工法による応力低減効果を検討した。また、現行構造における STAGE9 の定点疲労試験結果と、対策工法におけるSTAGE7 の定点疲労試験結果を用いて、疲労き裂の発生時期を比較することで、対策工法によるき裂発生の抑制効果を検討した。主な計測項目は、図-4.8 に示すようにＵリブ・横リブ交差部下側スリットまわし溶接部における各止端のひずみである（ひずみゲージ貼付位置の詳細は図-4.30 を参照）。
図-4.9、10 に、本試験で用いたＵリブ・横リブ交差部下側スリットの対策工法を示す。両図(b)に示す
TYPE-A は、現行のスリット形状を大きく切り欠くことによって、Ｕリブウェブの面外曲げ変形にともなうまわし溶接部の応力集中を緩和する対策工法であり、R4 リブに適用した。両図(c)に示す TYPE-B は、Ｕ
リブ下面を補強材によって横リブウェブに固定することで、応力集中を緩和する対策工法（Ｕリブ下面固定）であり、R3 リブに適用した。両図(d)に示す TYPE-C は、Ｕリブ下面固定に加え、スリット形状を改良する
ディテールであり、Ｕリブ下面固定のみによる TYPE-B の効果を確認した後、R3 リブに適用した。これは、前述の FEM 解析において、Ｕリブ下面固定のみの場合はＵリブ直上載荷時（L6）に、横リブ側止端の溶接
線直交方向応力が現行構造以上になることが確認されたためである。
（2）各 STAGE の実施内容
1）STAGE2：静的載荷試験（現行構造）
現行構造におけるＵリブ・横リブ交差部下側スリットまわし溶接部の各止端の応力性状を把握するため、
R3 リブと R4 リブに着目して、静的載荷試験を実施した。試験は、床に設置された治具に、試験体の主桁下フランジの全面をボルトによって固定した状態で実施した。荷重は、図-4.5 に示したように、ダブルタイヤを模擬した載荷面のゴム板を介して載荷した。載荷位置は、図-4.11 に示す 13 箇所であり、橋軸直角方向の位置は前述の FEM 解析の結果から、Ｕリブ側止端部の応力が R3、R4 リブで大きくなる偏心載荷（L4）、および横リブ側止端部の応力が大きくなる R3、R4 リブ各々の直上載荷（L2、L6）とした。最大載荷荷重
は 160kN であり、表-4.5 に示す載荷ステップで計測を実施した。
2）STAGE3：R3 リブに TYPE-B を施工
R3 リブに、Ｕリブ下面を補強材により横リブウェブに固定する TYPE-B（図-4.9、10 参照）の改良を実施した。摩擦面のケレンや試験体への孔明は、図-4.12 に示すように、短いスパン側から実施した。対策工法による影響のみを評価するため、止端仕上げなど溶接部の疲労等級を改善する処置は行わなかった。
3）STAGE4：静的載荷試験（R3 リブ_TYPE-B、R4 リブ_現行構造）
R3 リブに施した対策工法（TYPE-B）における各止端の応力性状を把握するため、R3 リブに着目して、静的載荷試験を実施した。載荷位置は、図-4.13 に示す 6 箇所であり、橋軸直角方向には L4 および L6 の位- 116 -

(a) 現行構造(c) TYPE-B：Ｕリブ下面固定（R3 リブ）(b) TYPE-A：スリット形状改良（R4 リブ）(d) TYPE-C：Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良（R3 リブ）

図-4.9 本試験で取り扱うＵリブ・横リブ交差部下側スリットの対策工法(a) 施工状況（R3 リブボルト孔明け作業）(b) TYPE-A：スリット形状改良（R4 リブ）(c) TYPE-B：Ｕリブ下面固定（R3 リブ）(d) TYPE-C：Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良（R3 リブ）

図-4.10 対策工法の施工中および施工後の状況- 118 -

図-4.11 STAGE2 における載荷位置※ L 形鋼設置後のハンドホールは、実施工では防錆のため発砲ウレタンを充填するが、試験では防錆が不要であるため特別な処置を行わないこととした。

図-4.12 STAGE3 における施工要領- 119 -

図-4.13 STAGE4 における載荷位置

図-4.14 STAGE5 における施工要領- 120 -

図-4.15 STAGE6 における載荷位置- 121 -

図-4.16 STAGE7 における載荷位置- 122 -

4.4.2 事後保全ケース（STAGE8～15）（1）概要
本試験では、R1 リブと R2 リブにおけるＵリブ・横リブ交差部下側スリットまわし溶接部に着目し、き裂が発生した後に対策工法を施す場合の疲労耐久性向上効果を検討した。現行構造における STAGE8 の静的載荷試験結果と、対策工法における STAGE13 の静的載荷試験結果を比較することで、対策工法による応力低減効果を検討した。また、現行構造における STAGE9 の定点疲労試験と STAGE11 の輪荷重走行試験、および対策工法における STAGE14 の輪荷重走行試験の結果を用いて、疲労き裂の進展性状を比較すること
で、対策工法によるき裂進展の遅延効果を検討した。主な計測項目は、図-4.8 に示したＵリブ・横リブ交差
部下側スリットまわし溶接部における各止端のひずみである（ひずみゲージ貼付位置の詳細は図-4.29 を参照）。
図-4.17、18 に、本試験で用いたＵリブ・横リブ交差部下側スリットの対策工法を示す。両図(b)に示す
TYPE-A は、スリット形状改良によってき裂の進展を抑制する対策工法であり、R1 リブに適用した。両図(c)に示す TYPE-C は、Ｕリブ下面を補強材によって横リブウェブに固定し、さらにスリット形状改良を施すことによってき裂の進展を抑制する対策工法であり、R2 リブに適用した。
（2）各 STAGE の実施内容
1）STAGE8：静的載荷試験（現行構造）
現行構造におけるＵリブ・横リブ交差部下側スリットまわし溶接部の各止端の応力性状を把握するため、
R1、R2 リブに着目して、静的載荷試験を実施した。試験は、床に設置された治具に、試験体の主桁下フランジの全面をボルトによって固定した状態で実施した。荷重は、図-4.5 に示したように、ダブルタイヤを模擬した載荷面のゴム板を介して載荷した。載荷位置は、図-4.19 に示す 7 箇所であり、橋軸直角方向の位置は前述の FEM 解析の結果から、Ｕリブ側止端部の応力が R1、R2 リブで大きくなる偏心載荷（L4）とした。
最大載荷荷重は 160kN であり、表-4.5 に示す載荷ステップで計測を実施した。
2）STAGE9：定点疲労試験（現行構造）
現行構造における止端部の疲労耐久性を確認するため、R1、R2 リブに着目して定点疲労試験を実施した。
載荷位置は、STAGE7 と同様に、図-4.20 に示すように偏心載荷（L4）の D 点とした。試験装置、支持条件、および載荷方法は STAGE7 と同様である。30 万回載荷した時点で、R1 リブ右側および R2 リブ左側において、Ｕリブ側止端から疲労き裂（最大き裂長 10mm）が発生し、Ｕリブ母材への進展が見られ、現行構造の疲労耐久性を検討するためのデータが得られたため、疲労試験を終了した。なお、これ以上にき裂を進展させると、き裂の進展性状が変わり、後の STAGE との比較ができなくなることにも配慮した。
また、STAGE7 と同様に、2 万回ごとに静的載荷試験を実施した（0 回時も実施）。載荷荷重および載荷ス
テップは、他の静的載荷試験と同様とした（表-4.5 参照）。静的載荷試験時には、まわし溶接部からのき裂発生の有無を確認するため、磁粉探傷試験も実施した。
なお、4.1 で述べたように、STAGE9 は予防保全効果の評価（STAGE7 との比較）にも使用した。
3）STAGE10：静的載荷試験（現行構造）
STAGE9 の終了後、試験体を構造物繰返し載荷装置から輪荷重走行試験機に移動した。これにより、試験- 123 -

体の支持条件および載荷条件が、STAGE9 以前と STAGE10 以後では異なる。そこで、試験機の違いによる影響を確認するため、R1、R2 リブに着目して静的載荷試験を実施した。試験は、床に設置された治具に、試験体の主桁下フランジの全面をボルトによって固定した状態で実施した。荷重は、図-4.7 に示したように、ジャッキから鉄輪、走行鉄板、ベニヤ板、載荷ブロック、およびダブルタイヤを模擬した載荷面のゴム板を介して載荷した。載荷位置は、STAGE8 と同様に、図-4.21 に示す 7 箇所であり、橋軸直角方向には L4 位置とした。最大載荷荷重は 150kN であり、表-4.6 に示す載荷ステップで計測を実施した。
4）STAGE11：輪荷重走行試験（現行構造）
現行構造の R1、R2 リブにおける止端部の疲労耐久性を確認するとともに、STAGE9 で発生した疲労き裂の進展程度を把握するために輪荷重走行試験を実施した。試験装置および支持条件は STAGE10 と同様である。輪荷重は 150kN とし、走行位置は図-4.23 に示すように L4 位置（偏心載荷）、走行範囲は 3m、走行速
度は 15rpm（約 4.3 万回/日）とした。総繰り返し載荷回数は、当初 60 万回を予定していたが、20 万回で最大のき裂長さが 15mm（STAGE9 の 10mm から 5mm 進展）に達したため、STAGE9 と同じ理由により終了した。
なお、STAGE9 と同様に、2 万回ごとに静的載荷試験を、4 万回ごとに磁粉探傷試験を実施した（0 回時も実施）。載荷ステップは、STAGE10 の表-4.6 と同様である。
5）STAGE12：R1 リブに TYPE-A、R2 リブに TYPE-C を施工
R1 および R2 リブに、図-4.22 に示すように、それぞれ TYPE-A および TYPE-C の対策工法を施した。
なお、対策工法による影響のみを評価するため、止端仕上げなど溶接部の疲労等級を改善する処置やき裂の先端におけるストップホール（以下、SH）施工は行わなかった。
6）STAGE13：静的載荷試験（R1 リブ_TYPE-A、R2 リブ_TYPE-B）
R1、R2 リブに施した対策工法（TYPE-A､C）における各止端の応力性状を把握するため、静的載荷試験を実施した。載荷位置は、図-4.24 に示す 7 箇所であり、橋軸直角方向は L4 位置とした。試験装置、支持条件、載荷荷重および載荷方法は STAGE10 と同様である。
7）STAGE14：輪荷重走行試験（R1 リブ_TYPE-A、R2 リブ_TYPE-B）
R1、R2 リブに生じた疲労き裂に対する対策工法（TYPE-A､C）の疲労耐久性向上効果を確認するため、き裂の進展挙動に注意して輪荷重走行試験を実施した。試験装置、支持条件、および載荷方法は STAGE11と同様であり、載荷位置は図-4.25 に示すように L4 位置とした。総繰り返し載荷回数は 200 万回とした。
なお、この STAGE では繰り返し載荷回数が 28 万回に達した時点で載荷試験を一時中断し、き裂の先端に SH を施工した。これは、対策工法の疲労耐久性を検討するためのデータが 28 万回載荷の時点で十分に得られためであり、実際の保全工事で想定されるき裂の先端での SH と本対策工法を併用した場合の疲労耐久性を検討するためである。図-4.26 に本試験における SH の施工要領を示す。
ここで、参考までに本 STAGE で実施した 200 万回の輪荷重走行試験が、実橋において何年の供用年数に相当するか検討した結果を示す。STAGE2 の計測結果から R4 リブの下面に添付した橋軸方向ゲージの応答
値は 41MPa 程度の引張であるが、首都高速道路株式会社より提供していただいた実橋応力計測データでは、
当該箇所の計測値（軸重 200kN 換算値）は 28MPa 程度であった。山田らの実橋計測によれば、重交通路線- 124 -

の荷重実態として等価軸重 110kN で 2,500 軸（/日）という結果が得られている 4.1)。この場合、線形累積被害則（べき乗指数 m=3）が成立すると仮定して 200kN に換算すると 2,500×(110/200)3=416 軸（/日）となる。つまり、28MPa が 1 日に 416 回作用する計算である。この場合、試験体における繰り返し載荷回数 200
万回は、2,000,000/416/360≒13 年に相当する。ただし、同じ軸重 200kN でも試験体には 41/28=1.46 倍の応力が作用するので、実橋比で 13 年×1.463＝39 年分の繰り返し載荷に相当すると考えられる。
8）STAGE15：静的載荷試験（R1 リブ_TYPE-A、R2 リブ_TYPE-B）
R1、R2 リブの対策工法（TYPE-A､C）に着目し、き裂がある程度進展した状態における各止端の応力性状を把握するため、静的載荷試験を実施した。載荷位置は、図-4.27 に示す 7 箇所であり、橋軸直角方向には L4 位置とした。試験装置、支持条件、および載荷方法は STAGE10 と同様である。

表-4.6 STAGE10 における載荷ステップ
載荷ステップ

載荷荷重（kN）

1
2
3
4
5
6
7
8
9

0
60
100
125
150
125
100
60
0

- 125 -

(a) 現行構造(b) TYPE-A：スリット形状改良（R1 リブ）(c) TYPE-C：Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良（R2 リブ）
図-4.17 本試験で取り扱うＵリブ・横リブ交差部下側スリットの対策工法(a) 施工状況（R2 リブハンドホール孔明け作業）(b) TYPE-A：スリット形状改良（R1 リブ）(c) TYPE-C：Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良（R2 リブ）
図-4.18 対策工法の施工中および施工後の状況- 126 -

図-4.19 STAGE8 における載荷位置- 127 -

図-4.20 STAGE9 における載荷位置- 128 -

図-4.21 STAGE10 における載荷位置- 129 -

図-4.22 STAGE12 における施工要領- 130 -

図-4.23 STAGE11 における載荷位置- 131 -

図-4.24 STAGE13 における載荷位置- 132 -

図-4.25 STAGE14 における載荷位置- 133 -

STEP1： き裂の先端にポンチを打つ。
STEP2： ポンチを中心とした SH（φ15）を孔明けする。
SH の縁は 2R 程度に面取りし、孔壁は仕上げ研磨する。

（a）き裂長が十分に長い場合

STEP1： き裂の延長線上で横リブ面から 25.5mm ※離れた位置にポンチを打つ。
STEP2： ポンチを中心としてき裂の先端を含む SH（φ15）を孔明けする。
SH の縁は 2R 程度に面取りし、孔壁は仕上げ研磨する。

（b）き裂長が短い場合

STEP1：き裂の延長線上で横リブ面から 25.5mm※離れた位置にポンチを打つ。
STEP2：ポンチを中心とした SH（φ15）を孔明けする。
STEP3：き裂の先端に向けて切削する。切削部の先端は R5 程度の円形とする。
STEP4：SH の縁を 2R 程度に面取りし、孔壁は仕上げ研磨する。

（c）き裂長が極端に短い場合※ 25.5ｍｍは、孔明け機の寸法により決定する。本試験ではマグドリル（HMD100）を使用した。

図-4.26 STAGE14 における SH の施工要領- 134 -

図-4.27 STAGE15 における載荷位置- 135 -

4.5 計測項目
着目部周辺やその他の部位における応力や変位を計測するため、試験体にひずみゲージや変位計を設置した。図-4.28～30 に計測位置図を示す。以下に、主な計測項目を示す。
（1）全体挙動のチェック
デッキプレートの変形およびＵリブと横リブに作用する応力を計測することで、全体挙動のチェックを行った。試験体の異常変形を検知するため、デッキプレート下面に変位計を設置し、輪荷重の走行中央位置における、R1－R2 リブ間および R3－R4 リブ間の鉛直方向変位を計測した。また、試験体全体の変形による応力を確認するため、ＵリブについてはＵリブ下面の中央の橋軸方向ひずみを長スパン側の 1 箇所と短スパ
ン側の 1 箇所で計測した。
横リブについては、
横リブウェブならびに横リブ下フランジのひずみを計測した。
横リブウェブのひずみは、各Ｕリブの直下で計測し、横リブ下フランジのひずみは横リブ下フランジの中央位置で計測した。
（2）Ｕリブ・横リブ交差部の局部ひずみＵリブ・横リブ交差部の下側スリットまわし溶接部に作用する応力性状を確認するため、Ｕリブ側止端および横リブ側止端のひずみを計測した。なお、前述の FEM 解析における着目節点は、試験体のゲージ貼付
位置と一致するよう設定している。また、STAGE5 および STAGE12 で行うスリット形状改良に伴ってゲージの貼り直しが発生するが、貼り直し後においても解析結果と計測結果が比較できるように、FEM 解析における着目節点は、ゲージ貼付位置と一致させている。
（3）Ｕリブ・横リブ交差部近傍におけるＵリブの周方向ひずみ
前述の FEM 解析では、Ｕリブ・横リブ交差部の下側スリットまわし溶接部に作用する応力集中は、同位置におけるＵリブの断面変形に起因して生じることが確認された。そこで、まわし溶接部に作用する応力値との相関を検討するため、交差部近傍におけるＵリブ R 部のひずみを内側と外側で計測した。
（4）他部位の応力対策工法による他部位への影響を検討するため、影響を受けやすいと考えられる部位にゲージを貼付した。
特に、Ｕリブ・横リブ交差部の上側スカラップまわし溶接部は、輪荷重走行試験時に損傷する可能性がある
ため各止端部のひずみを計測した。なお、FEM 解析における着目節点は、ゲージ貼付位置と一致させている。

- 136 -

- 137 図-4.28 計測位置図（全体挙動）

- 138 図-4.29 計測位置図（R1 リブ、R2 リブ）

- 139 図-4.30 計測位置図（R3 リブ，R4 リブ）

内面は貼付済み

内面は貼付済み

5．試験結果

5.1 予防保全ケース（STAGE2～7）
本節では、疲労き裂が発生する前に対策を実施した場合の改良構造の効果を検討した。各 STAGE の概要
については表-4.1 を参照されたい。R3 リブに施工したＵリブ下面固定（TYPE-B）、Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良（TYPE-C）、および R4 リブに施工したスリット形状改良（TYPE-A）について、改良構造の効果を確認するため、静的載荷試験（STAGE2、4、6）および定点疲労試験（STAGE7）を実施した。
5.1.1(1)では、STAGE2、4、6 の計測結果を比較することにより、改良構造によるＵリブ・横リブ交差部の溶接止端部の応力低減効果を示す。
5.1.1(2)では、STAGE7 と STAGE9 の計測結果を比較することにより、改良構造の疲労耐久性向上効果を示す。
5.1.2 では、上側スカラップ周辺の溶接止端部に着目し、現行構造の STAGE2 と改良構造の STAGE4、6における応力の影響線を比較することにより、改良構造による影響を示す。

5.1.1 対策の効果（1）応力低減効果
図-5.1 に下側スリット周辺の着目部を示し、図-5.2～6 に、STAGE2、4、6 における着目部の直応力の影
響線を示す。図中には、比較のため解析結果も示した。計測結果は、100kN 載荷時のひずみにヤング係数（200,000MPa）を乗じた値である。図-5.7、8 に着目部における主応力の計測結果を示す。なお、主応力
は、ほとんどの着目点で最大の応力を示した輪荷重位置 X=500mm（X：着目横リブのウェブ中心から輪荷重位置までの距離）の値を用いて整理した。着目リブは R3、R4 リブであり、橋軸直角方向の荷重位置は
R3 リブにおいては L4、L6 位置とし、R4 リブにおいては L2、L4 位置とした。以下に主な結果を示す。
1) Ｕリブ側止端（図-5.2）
R3 リブでは、TYPE-B（STAGE4）によって効果の大きい箇所で 4 割程度に応力が低減し、TYPE-C（STAGE6）によって 3 割程度に低減した。R4 リブでは、TYPE-A（STAGE6）によって 4 割程度に低減した。また、計測結果と解析結果の傾向は概ね一致した。
2) 横リブ側止端（溶接線直交方向）（図-5.3、4）R3 リブでは、TYPE-B（STAGE4）による効果はほとんど見られず、L6 載荷時には応力が若干増加する部分があった。しかしながら、TYPE-C（STAGE6）によって、全ての着目部において応力が低減した。R4
リブでは、TYPE-A（STAGE6）によって、左右の止端において応力が大きく低減した。また、計測結果と解析結果の傾向は概ね一致した。
3) 横リブ側止端（溶接線平行方向）（図-5.5、6）
R3 リブでは、TYPE-B（STAGE4）による効果はほとんど見られない。しかしながら、TYPE-C（STAGE6）によって、全ての着目部において応力が低減した。R4 リブでは、TYPE-A（STAGE6）によって、L4 載荷- 140 -

5.2 事後保全ケース（STAGE8～15）
本節では、疲労き裂が発生した後に対策を実施した場合の改良構造の効果を検討した。各 STAGE の概要
については、表-4.1 を参照にされたい。R1 リブに施工したスリット形状改良（TYPE-A）、および R2 リブに施工したＵリブ下面固定＋スリット形状改良（TYPE-C）の効果を確認するため、静的載荷試験（STAGE8、10、13、15）、定点疲労試験（STAGE9）および輪荷重走行試験（STAGE11、14）を実施した。
5.2.1（1）では、現行構造の STAGE8 と改良構造の STAGE13 の静的載荷試験結果を比較することで、改良構造によるＵリブ・横リブ交差部の溶接止端部での効果を検討した。
5.2.1（2）では、現行構造の STAGE9（定点疲労試験）、STAGE11（輪荷重走行試験）および改良構造のSTAGE14（輪荷重走行試験）における疲労き裂の進展性状を比較し、改良構造によるき裂進展の遅延効果を検討した。なお、STAGE9 では定点疲労試験によりＵリブ側止端部に疲労き裂を発生させてある程度進展
させ、STAGE11 では輪荷重走行試験により更に進展させ、STAGE14 では改良構造を施工した上で輪荷重走行試験を実施し、疲労き裂の進展挙動を観察した。
5.2.1（3）では、STAGE14 の途中で施工したストップホール（以下、SH）周辺の応力性状について検討し、実施工で想定される SH と改良構造を併用した場合の疲労耐久性を考察した。
5.2.2 では、上側スカラップ周辺の溶接止端部に着目し、現行構造の STAGE8 と改良構造の STAGE13 における応力の影響線を比較し、構造を改良したことによる影響を検討した。

5.2.1 対策の効果（1）応力低減効果
図-5.1 に示した下側スリット周辺の着目部を対象とし、図-5.18～20 に STAGE8、13 において着目部に発生する直応力の影響線の計測結果と解析結果を示す。計測結果は、100kN 載荷時のひずみにヤング係数（200,000MPa）を乗じた値である。着目リブは R1、R2 リブであり、橋軸直角方向の荷重位置は L4 位置とした。以下に主な結果を示す。
1) Ｕリブ側止端（図-5.18）
R1 リブの左側では、ひずみゲージの不具合により正確な計測ができなかった。右側では、STAGE9 の定点疲労試験でＵリブ側止端に疲労き裂が発生し、STAGE 11 の輪荷重走行載荷によりそのき裂を進展させた
ため、STAGE13 では応力がほとんど発生せず、解析結果とも大きく異なった。
R2 リブの左側では、R1 リブの右側と同様に STAGE9、11 の試験により疲労き裂が発生・進展しており、STAGE13 では解析結果と大きく異なる計測結果になった。右側では、TYPE-C によって応力が 1/8 程度に低減しており、解析結果の傾向と概ね一致した。
2) 横リブ側止端（溶接線直交方向）（図-5.19）
R1、R2 リブともに、改良構造により左右止端において応力が低減しており、解析結果の傾向と概ね一致した。
3) 横リブ側止端（溶接線平行方向）（図-5.20）
R1 リブでは、
TYPE-A によって左側では圧縮、右側では引張の応力が大きくなった。
R2 リブでは、
TYPE-C- 156 -

によって全ての着目箇所において応力が低減した。また、計測結果と解析結果の傾向は概ね一致した。
以上の検討の結果、R1 リブの左側ではひずみゲージの不具合により効果の確認ができなかったものの、他の部位において計測結果と解析結果が同じ傾向であったことから、予防保全ケースと同様に、TYPE-A はＵリブ側止端応力には応力低減効果があるものの、横リブ側止端応力には効果がなく、TYPE-C は全ての着目部に対して応力低減効果があると考えられる。
（2）き裂進展の遅延効果
現行構造の STAGE9 における定点疲労試験、現行構造の STAGE11 における輪荷重走行試験、および改良構造（TYPE-A、C）の STAGE14 における輪荷重走行試験の結果を比較し、改良構造によるき裂進展の遅延効果を検討した。図-5.21 に、STAGE11 終了時における R1 リブ右側および R2 リブ左側に発生したＵ
リブ側止端の疲労き裂の写真を示す。図-5.22 に、疲労き裂が発生した 2 箇所における繰り返し載荷回数とき裂長の関係を示し、表-5.2 に改良構造の施工前後の平均的なき裂進展速度を示す。また、図-5.23 に、疲労き裂が発生した 2 箇所のＵリブ側止端応力の影響線を示す。なお、図-5.22 の繰り返し載荷回数は、STAGE9（30 万回載荷）、STAGE11（20 万回載荷）、STAGE14（200 万回載荷）の累積回数であり、き裂
長は、疲労き裂が溶接止端部を外れてＵリブ母材に進展した後の長さである。
図-5.22 および表-5.2 から、改良構造による疲労き裂進展の遅延効果が確認できる。なお、TYPE-A、C
ともに遅延効果が見られたが、低減率の差から TYPE-C の遅延効果の方が大きいと考えられる。
（3）SH と改良構造を併用した場合の疲労耐久性
STAGE14 では輪荷重走行を 28 万回繰り返した後、載荷を一時中断して図-5.24～26 に示すように SH を施工し、SH 近傍にひずみゲージを貼付（図-5.24 参照）した上で走行試験を再開させ、ひずみ計測を行った。
図-5.27 に、SH 近傍に貼付したひずみゲージにより計測された応力性状を示す。着目リブは、R1、R2 リブであり、荷重を L4 位置の走行範囲中央に載荷した時の計測結果を用いて整理した。なお、SH 施工後（28万回載荷）～74 万回載荷まで静的載荷試験を実施しなかったため、74 万回載荷以降のデータのみを示した。
計測の結果、SH 施工後（28 万回載荷）～200 万回まで SH 近傍の応力にほとんど変化がなく、疲労き裂の進展も見られず、“改良構造＋SH”は、対策工法として効果的であると考えられる。

- 157 -

- 162 -橋軸方向載荷位置
輪荷重走行範囲
1500

1011

P=100kN

L4

3000
1500

539

P=100kN
R1

R2

R3

R4

密閉ダイア

着目交差部

横リブ

SH 施工部
136

1375

238

2512

289

4550

Y方向
直応力(MPa)

直応力(MPa)

50

100
150
繰り返し載荷回数(万回)

100
80
60
40
20
0
-20
-40
50

100
150
繰り返し載荷回数(万回)

100
80
60
40
20
0
-20
-40

200

直応力(MPa)

直応力(MPa)

長スパン側

短スパン側

X方向
100
80
60
40
20
0
-20
-40

50

100
150
繰り返し載荷回数(万回)

200

50

100
150
繰り返し載荷回数(万回)

200

100
80
60
40
20
0
-20
-40

200

（a）R1 リブ

Y方向
直応力(MPa)

直応力(MPa)

50

100
150
繰り返し載荷回数(万回)

100
80
60
40
20
0
-20
-40
50

100
150
繰り返し載荷回数(万回)

100
80
60
40
20
0
-20
-40

200

直応力(MPa)

直応力(MPa)

長スパン側

短スパン側

X方向
100
80
60
40
20
0
-20
-40

100
150
繰り返し載荷回数(万回)

200

50

100
150
繰り返し載荷回数(万回)

200

100
80
60
40
20
0
-20
-40

200

（b）R2 リブ
図-5.27 SH 周辺応力

- 165 -

50

5.2.2 対策による他部位への影響
改良構造が上側スカラップ周辺の各溶接止端部の応力性状に及ぼす影響について検討した。図-5.28～図-5.30 に、着目部（図-5.12 参照）における STAGE8、13 の計測結果と解析結果（現行構造）を示す。
計測結果から、改良構造による影響はほとんど見られなかった。また、定点疲労試験および輪荷重走行試
験においても上側スカラップ周辺の各溶接止端には疲労き裂が発生しなかった。

- 166 -

5.3 まとめ

本章では、Ｕリブ・横リブ交差部の下側スリットの溶接止端部に着目し、スリット形状改良（TYPE-A）、、Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良（TYPE-C）の 3 種類の対策工法による応Ｕリブ下面固定（TYPE-B）
力低減効果について静的載荷試験により検討した。また、疲労試験により、現行構造に対策を施した状態でのき裂発生の抑制効果を確認するとともに、き裂を発生させた後、対策を施した状態でのき裂進展の遅延効
果を確認した。主な結果を以下にまとめる。
（1）対策工法による着目部の応力低減効果
静的載荷試験による応力の計測結果は、3 章に示した対策工法を対象とした解析結果と概ね一致した。
（2）対策工法による疲労き裂発生の抑制効果（予防保全ケース）
き裂が存在しない状態で対策を施した場合を対象として、現行構造、TYPE-A および TYPE-C について
疲労き裂発生の抑制効果を検討した。定点疲労試験（150kN で横リブから 262mm 位置に偏心載荷、最大繰り返し回数 200 万回まで載荷）の結果、現行構造では R1 リブで 8 万回、R2 リブで 20 万回で止端からはずれて母材に進展するき裂が発生した。これに対して、TYPE-A と TYPE-C の場合、現行構造と比較して応力範囲（溶接止端から 5mm 位置）が小さくなることにより、TYPE-C ではき裂が発生しなかったが、TYPE-A では現行構造と同様にＵリブ側溶接止端からき裂が発生し、止端からはずれて母材に進展した。

現行構造と対策後の疲労試験結果について、母材に進展するまで繰り返し載荷回数で整理したところ、「鋼道路橋の疲労設計指針」のＥ，Ｆ等級の疲労設計曲線に近い結果となった。
（3）対策工法による疲労き裂進展の遅延効果（事後保全ケース）
疲労き裂発生後に対策を施した場合を対象として、TYPE-A と TYPE-C による対策前後のき裂進展性状を検討した。定点疲労試験および輪荷重走行試験の結果、対策によりき裂の遅延効果が見られること、および、き裂の進展性状の比較から遅延効果は TYPE-A よりも TYPE-C の方が大きいことが確認された。また、対策工法とともにストップホールを施工した場合についても、輪荷重走行試験（偏心載荷の輪荷重
150kN を 172 万回〔78～250 万回〕繰り返し載荷）を実施したところ、円孔からのき裂進展は見られなかった。
（4）対策工法による着目部以外の部位の応力性状への影響
上側スカラップの溶接止端部に着目し、対策工法による応力性状への影響について検討を行った。その結果、対策前後の応力性状の変化はほとんど見られず、また、疲労試験においてもき裂は発生しなかった。

- 170 -

6．まとめ本研究では、Ｕリブ・横リブ交差部の下側スリットの溶接止端部に着目し、スリット形状改良（TYPE-A）、
Ｕリブ下面固定（TYPE-B）、Ｕリブ下面固定＋スリット形状改良（TYPE-C）の 3 種類の対策工法による疲
労耐久性向上効果について解析と実験により検討した。解析による検討では、実験に用いた試験体と同様の解析モデルを作成し、着目部の応力が最も厳しくなる荷重条件を把握し、疲労き裂の発生原因を推定した。
実験による検討では、実大鋼床版試験体を用いて、静的載荷試験、定点疲労試験、および輪荷重走行試験を実施し、対策工法による応力低減効果、疲労き裂発生の抑制効果、および疲労き裂進展の遅延効果を検証した。また、前述の検証を行った上で、実際の補修工事で想定されるストップホールと対策工法とを併用した
場合についても、疲労耐久性の検討を行った。本研究で得られた主な結果を以下にまとめる。

（1）疲労き裂の発生原因
下側スリットでは、輪荷重を横リブから橋軸方向に 0.5m 程度離れた位置に、Ｕリブに対して偏心載荷させた場合に、まわし溶接部のＵリブ側止端および横リブ側止端の応力が高くなる。この応力は、Ｕリブ内にダイヤフラムが設置されている側に載荷させた場合に高くなる傾向にあり、偏心載荷にともなうＵリブの回転変形を横リブが拘束することにより発生することが確認された。
（2）対策工法による応力低減効果
下側スリットのまわし溶接部に着目し、現行構造、TYPE-A、TYPE-B および TYPE-C について応力低減効果を検討した。TYPE-A では、Ｕリブ側止端応力を低減させるものの、偏心載荷時に横リブ側止端で大きな引張応力を生じさせることが確認された。TYPE-B では、Ｕリブ側止端応力を低減させるものの、横リブ側止端応力にはあまり効果がないことが確認された。TYPE-C では、全ての着目点において応力低減効果があることが確認された。なお、解析結果と静的載荷試験の結果は、概ね一致した。
（3）対策工法による疲労き裂発生の抑制効果（予防保全ケース）
き裂が存在しない状態で対策を施した場合を対象として、現行構造、TYPE-A および TYPE-C について
疲労き裂発生の抑制効果を検討した。定点疲労試験（150kN で横リブから 262mm 位置に偏心載荷、最大繰り返し回数 200 万回まで載荷）の結果、現行構造では R1 リブで 8 万回、R2 リブで 20 万回で止端からはずれて母材に進展するき裂が発生した。これに対して、TYPE-A と TYPE-C の場合、現行構造と比較して応力範囲（溶接止端から 5mm 位置）が小さくなることにより、TYPE-C ではき裂が発生しなかったが、TYPE-A では現行構造と同様にＵリブ側溶接止端からき裂が発生し、止端からはずれて母材に進展した。
現行構造と対策後の疲労試験結果について、母材に進展するまで繰り返し載荷回数で整理したところ、「鋼道路橋の疲労設計指針」のＥ，Ｆ等級の疲労設計曲線に近い結果となった。
（4）対策工法による疲労き裂進展の遅延効果（事後保全ケース）
疲労き裂発生後に対策を施した場合を対象として、TYPE-A と TYPE-C による対策前後のき裂進展性状を検討した。定点疲労試験および輪荷重走行試験の結果、対策によりき裂の遅延効果が見られること、お- 171 -

よび、き裂の進展性状の比較から遅延効果は TYPE-A よりも TYPE-C の方が大きいことが確認された。また、対策工法とともにストップホールを施工した場合についても、輪荷重走行試験（偏心載荷の輪荷重
150kN を 172 万回〔78～250 万回〕繰り返し載荷）を実施したところ、円孔からのき裂進展は見られなかった。
（5）対策工法による他部位への影響
上側スカラップの溶接止端部に着目し、対策工法による応力性状への影響について検討を行った。その結果、対策前後の応力性状の変化はほとんど見られず、また、疲労試験においてもき裂は発生しなかった。

謝辞：本研究を行うにあたり、首都高速道路株式会社から実橋載荷試験データに関する資料の一部を提供していただきました。ここに記して厚く謝意を表します。

- 172 -

参考文献
[2 章]
2.1) 鋼構造委員会 鋼床版の疲労小委員会：鋼床版の疲労、土木学会論文集、第 410 号／Ⅰ-12、pp.25-36、平成元年 10 月2.2) 土木学会鋼構造委員会：厚板溶接継手に関する調査研究小委員会報告書、土木学会、pp.157、平成 19 年
10 月2.3) 夏秋義広、高田佳彦、流田寛之、松下洋、坂野 昌弘：鋼床版の横リブ高さおよびスカラップ形状が疲
労強度に与える影響、土木学会第 60 回年次学術講演会、1-400、平成 17 年 9 月
2.4) 高田佳彦、平野敏彦、坂野昌弘、松井繁之：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、pp.253～258 、平成 18 年 7 月
2.5) 土木学会鋼構造委員会道路橋床版の合理化検討小委員会：道路橋床版の要求性能と維持管理技術、土木学会、pp.309-331、平成 20 年 6 月
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年次学術講演会、1-535、平成 18 年 9 月
2.7) 三木千壽、舘石和雄、奥川淳志、藤井裕司：鋼床版縦リブ・横リブ交差部の局部応力と疲労強度、土木学会論文集、No.519／Ⅰ-32、pp,127-137、平成 7 年 7 月
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2.9) 山本泰幹、渡邊健司、矢ヶ部彰、林暢彦：鋼床版の横リブスリット部の実橋応力計測、土木学会第 61
回年次学術講演会、1-385、平成 18 年 9 月
2.10) 夏秋義広、坂野昌弘、高田佳彦、平野敏彦、瓦林誠：鋼床版の U リブと横リブ交差部の疲労き裂に着目した FEM 解析による対策検討、土木学会第 61 回年次学術講演会、1-563、平成 18 年 9 月
2.11) 平野敏彦、高田佳彦、松井繁之、坂野昌弘：鋼床版の U リブと横リブ交差部の疲労き裂に着目した移動輪荷重試験報告、土木学会第 61 回年次学術講演会、1-564、平成 18 年 9 月
2.12) 服部雅史、大西弘志、高田佳彦、青木康素、松井繁之：鋼床版のＵリブと横リブ交差部の疲労損傷対策と輪荷重走行試験、鋼構造年次論文報告集、第 15 巻、pp.431-438、平成 19 年 11 月
2.13) 師山裕、木ノ本剛、大道裕紀、仲野孝洋、斎藤豪：鋼床版 U リブと横リブ・ダイヤフラムの交差部ス
リット廻し溶接部における応力計測、土木学会第 63 回年次学術講演会、1-201、平成 20 年 9 月
2.14) 石川誠、溝江慶久、江崎正浩、村越潤、梁取直樹：鋼床版のトラフリブ－横リブ交差部に発生した疲
労き裂に対する補修・補強検討、土木学会第 62 回年次学術講演会、1-002、平成 19 年 9 月
2.15) 嶋田修、溝江慶久、村越潤、梁取直樹、石澤俊希：鋼床版 U リブ－横リブ交差部に発生する疲労き裂の補修・補強対策に関する試験報告、土木学会第 64 回年次学術講演会、1-137、平成 21 年 9 月[3 章]
3.1) 三木千壽、菅沼久忠、冨澤雅幸、町田文孝：鋼床版箱桁橋のデッキプレート近傍に発生した疲労損傷の原因、土木学会論文集、vol.780／No.Ⅰ-70／pp.57-69、平成 17 年 1 月[4 章]
4.1) 山田健太郎、小塩達也、因田智博：大型車の総重量、軸重の実態計測と疲労耐久性評価に用いる荷重について、土木学会第 59 回年次学術講演会、1-563、平成 16 年 9 月- 173 -

共同研究報告書
Cooperative Research Report of PWRI
No. 405 January 2010
編集・発行 ©独立行政法人土木研究所
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