共同研究報告書
第452号 2013年3月

鋼床版デッキプレート進展き裂の調査のための超音波探傷法に関する共同研究報告書

平成 25 年 3 月

独 立 行 政 法 人 土 木 研 究 所
菱電湘南エレクトロニクス株式会社
三菱電機株式会社情報技術総合研究所

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共同研究報告書
第452号 2013年3月

鋼床版デッキプレート進展き裂の調査のための超音波探傷法に関する共同研究報告書

独立行政法人土木研究所 構造物メンテナンス研究センター 橋梁構造研究グループ
上席研究員 村越潤

同上上席研究員 木村 嘉富

同上主任研究員 高橋実

菱電湘南エレクトロニクス株式会社 検査計測事業部 システム部
参事

小池 光裕

三菱電機株式会社 情報技術総合研究所 アンテナ技術部 波動素子グループ
専任

要

木村 友則

旨

近年，交通条件の厳しい鋼床版橋においてデッキプレートと U 型の縦リブの溶接ルート部を起点とするデッキプレートを貫通するき裂が報告されている．このき裂は，目視点検では確認困難な部位に発生することから，き裂の有無や進展状況を把握するためには超音波探傷等の非破壊検査技術を適用する必要がある．本研究では，鋼床版デッキプレート内に進展する浅いき裂の検出を目的として，超音波の入射角を臨界屈折角近傍に調整した横波斜角探触子に着目し，探傷結果の信頼性の向上を目指した探傷法の検討を行った．現場の探傷条件に応じた感度補正方法を提案
し，き裂を模擬した試験体や実橋鋼床版等の探傷試験の結果を踏まえて，感度補正の効果を検証するとともに，同探傷法が浅いき裂に対して高い検出性能を有することを示した．

キーワード：鋼床版，疲労，き裂，超音波探傷法，斜角探傷，臨界屈折角

目次----------------------------------------------------------------------------------------------------

1２．超音波探傷法としての要求性能・仕様の整理-------------------------------------------------------

3

１．はじめに

2.1 探傷法の要求性能・仕様
2.2 き裂の検出性能向上のための課題と検討項目
３．臨界屈折角探傷法の概要-------------------------------------------------------------------------------

5

3.1 対象とするデッキ進展き裂と探傷イメージ
3.2 提案する感度補正方法-------------------------------------------- 10４．塗装試験片の探傷試験による感度補正の効果の検討
4.1 試験片4.2 試験方法
4.3 試験結果と考察
５．模擬き裂試験体の探傷試験によるき裂検出性能の検討----------------------------------------- 14

5.1 模擬き裂試験体
5.2 試験方法
5.3 試験結果と考察
６．実橋鋼床版への適用性の検討-------------------------------------------------------------------------- 19

７．既往の超音波探傷法におけるき裂検出性能の検討-------------------------------------------------- 23
7.1 既往の主な超音波探傷法の概要
7.2 模擬き裂試験体による探傷試験
８．まとめ-------------------------------------------------------------------------------------------------------- 30

参考文献----------------------------------------------------------------------------------------------------------- 31

付属資料
付属資料-１ 超音波伝搬の数値シミュレーションによる疑似表面 SV 波の伝搬特性 ------- 33
付属資料-２ 超音波伝搬の数値シミュレーション解析によるき裂深さとエコー高さの関係- 41
付属資料-３ 実橋鋼床版での試行と現場作業性の検討-------------------------------------------- 44

付属資料-４ 模擬き裂試験体写真 ------------------------------------------------------------------------- 45

１．はじめに
近年，交通条件の厳しい鋼床版橋において，デッキプレートと U 型の縦リブ（以下，U リブ）の溶接部を起点とするデッキプレートを貫通するき裂が報告されている 1),2)．このき裂は目
視点検では発生・進展過程を直接確認できないため，貫通する前にき裂を発見するには，非破壊検査技術を適用する必要がある．き裂の有無を検出でき，その深さを定量的に推定可能な方法としては，現状ではデッキプレート下面側からの超音波探傷法が唯一の方法と考えられる（図1.1）．
このき裂の検出には，実用性の観点から一探触子パルス反射法を用いた探傷法の適用が検討されており 3)-10)，既に現場に適用されている方法も見られる．(独)土木研究所においても，塗膜を除去した鋼材表面の状態では，クリーピング波探触子，70 度斜角探触子及び SH 表面波探触子においても，ある程度の深さ以上のき裂の検出が可能であること，実橋の場合，探傷条件によっては検出性能の信頼性・客観性や実用性の観点から適用上留意すべき課題があることを確認している 1), 3), 11)．村野らは集束型の 70 度斜角探触子と専用治具を用いて，直射法により深さ 6mm 程度
以上のき裂を効率的に探傷する方法を提案し，都市内高速道路のき裂点検に適用している 4)．
一方，初期の段階の浅いき裂を確実に検出する方法として屈折角の大きい探触子の適用が考えられ，屈折角を臨界屈折角に近づけた横波斜角探触子が有効な手段と考えられる．ただし，この場合，探触子を前後走査してもエコーの最大値を得ることはできず，き裂の検出にはき裂からのエコーの高低を利用することが必要となる．エコー高さには，感度補正に用いる基準試験片と塗装された鋼床版デッキプレート（以下，被調査物）の探傷面の状態（表面の凹凸，塗装の状態）の相違や音速の相違の影響が含まれる．これまでの感度補正法（V 透過法 12)）の場合，鋼床版下面からの探傷条件下では，これらの感度変化に対して必ずしも信頼性の高い補正ができるとは言い難い．

図-1.1 超音波(手動)探傷によるデッキ進展き裂の調査状況- 1 -このような背景の下，(独)土木研究所では，菱電湘南エレクトロニクス(株)および三菱電機(株)情報技術総合研究所と共同研究「鋼床版デッキプレート内進展き裂の非破壊調査法に関する研究」（平成 18 年度～19 年度）を実施し，鋼床版デッキプレート内に発生した浅いき裂を確実に検出するために，臨界屈折角に近づけた横波斜角探触子を対象として，デッキプレートの探傷面の状態に応じて感度補正が可能な探傷法（以下，臨界屈折角探傷法）を開発した 11)．
本報告書では，まず 2 章において超音波探傷法としての要求性能・仕様及び検討課題を整理するとともに，3 章において臨界屈折角探傷法の概要（対象とした探触子と提案する感度補正方法）を説明する．次に 4,5 章において同探触子による塗装試験片及び模擬き裂試験体を用いた探傷試験結果に基づき，被調査物の探傷面の状態に対する感度補正方法の有効性を検証するとともに，き裂深さとエコー高さの関係を分析することにより，き裂の検出性能を示す．6 章においてき裂の発見された実橋鋼床版における探傷試験結果を示し，本探傷法の実橋への適用性を示す．
最後に既往の一般的な超音波探傷法とのき裂検出性能の比較を行う．

- 2 -２．超音波探傷法としての要求性能・仕様の整理
2.1 探傷法の要求性能・仕様
臨界屈折角探触子を用いた超音波探傷法（以下，臨界屈折角探傷法）の検討にあたって，検出性能及び実用性の観点から，探傷法に必要とされる性能・仕様の目標を以下のとおり整理した．
a) 板厚方向深さ 3mm 程度のごく浅いき裂を直射法により確実に検出可能であることb) 上記 a)の前提の下で，以下の要件を満たす客観性・実用性の高い方法であること
・塗膜を除去せずに，塗膜上から探傷可能であること
・デッキプレートの下面側から比較的簡易に探傷可能であることa)に関して，き裂はできる限り進展初期の段階で検出することが望ましいが，浅いき裂の場合には必然的にき裂以外からのエコーによる誤検出の可能性も高くなる．一探触子パルス反射法を前提とした場合，実橋での探傷事例を踏まえると，深さ 1～ 2mm 程度のごく浅いき裂をルート
部等からのエコーと識別するのは困難と判断し，深さ 3mm 程度のき裂を検出することを目標とした．下里ら 13)は，デッキ進展き裂を鋼床版試験体に発生させ，そのき裂（板厚方向高さ
7.5mm，橋軸方向長さ 62mm）を残した状態で SFRC 舗装を施工し，輪荷重走行試験（輪荷重69kN で 400 万回載荷）を行い内在き裂の進展が見られなかったとしている．対策未実施でのき裂の進展速度に関しては，十分な知見が得られているわけではないが，き裂深さに若干の余裕を考慮しても，その半分以下の 3mm というき裂深さは発見後の対応の観点からも検出性能として概ね対応可能な妥当な数値と考えられる．また，実橋ではデッキプレート上面には腐食による凹
凸や舗装打替時の施工機械によるきずが存在する場合がある．このため，デッキ下面からの一回反射法では信頼性が劣る可能性があり，直射法を前提とした．
b)に関して，現場での作業性を確保しつつ，客観性・信頼性を向上させるためには，エコー高さに含まれる誤差を極力抑えた探傷法とする必要がある．デッキ進展き裂の場合，デッキプレー
ト下面側からの上向き探傷となり，膨大な溶接線長の調査が想定されることから，作業性の点で半自動走査（探触子の走査が手動であり，探触子位置の座標及びエコー高さのデータ収録が自動的に行えるもの）または自動走査による探傷によることとした．また，本文 3.2.2 項に示したが，入射角の調整を行うことができ，探傷時に接触圧の影響を受けない客観性の高い探傷とするために，探傷法としては探触子とデッキプレート下面の間に，接触媒質を介して 0.3mm 程度の一定厚の隙間を設ける方法(ギャップ法)を採用した．ギャップ法の場合，直接接触法に比べて探触子の走査が容易であり，比較的高速に走査しても安定したエコーが取得できるという利点がある．

2.2 き裂の検出性能向上のための課題と検討項目
本研究で対象とする浅いき裂の場合には，探触子を前後走査してエコー高さのピーク位置を捉えることは難しく，き裂深さの推定には主たる情報であるき裂からの反射エコーの高低を利用することが実用的と考えられる．ただし，き裂深さの推定にエコー高さを用いることは，エコー高さに各種の誤差が含まれるため，超音波探傷法としての標準的な適用方法とは言い難い．前述の- 3 -探傷法の要求性能・仕様を満たすためには，エコー高さに含まれる種々の誤差を極力小さくし，測定精度を向上させる必要がある．ここで，誤差の要因には主に以下の影響が考えられる．
a) 感度調整用の基準試験片と被調査物の音速の相違b) 感度調整用の基準試験片と被調査物の探傷面の状態（表面の凹凸，塗装の状態）の相違
c) 対象とする個々のき裂の状態（傾き，形状等）の相違
a)について，斜角探傷では，一般に同型式の斜角探触子 2 個を用いた透過法により探傷屈折角と探触子間距離を測定し STB 屈折角（JIS 標準試験片を用いて測定した屈折角）12)との違いと鋼材音速の違いを補正するか，もしくは横波垂直探触子を用いて板厚方向の鋼材音速の相違を測定し屈折角および鋼材の音速の違いを補正する方法が適用されている 12)．前者の透過法では，ビーム路程が長くなることに伴うビーム幅の拡がりによってパルス高さの最大が得られる探触子の間隔調整に誤差が含まれやすい．後者は板厚方向の音速を測定するものであり，測定すべき音速の方向と異なるという課題が挙げられる．音速に誤差が含まれると，Snell の法則で決定される屈折角が異なるため，ビーム中心軸がずれることによりエコー高さが変化するだけでなく，エコーの位置からき裂の位置を幾何学的に推定する際の誤差が生じる．
b)について，表面状態や音響インピーダンス（音速と密度とを乗じて得られる，弾性体における超音波等の弾性波の伝わり難さを表すパラメータ）が被調査物毎に異なるため，超音波の伝達損失の程度が異なる可能性がある．特に塗膜については橋梁毎に種類，厚さ，表面粗さ等が異なり，これらがエコー高さの測定精度に影響を与える．現状では，前述の透過法によって伝達損失の違いを補正する方法が適用されている 12)が，a)と同様の課題が挙げられる．
c)については，上記 a),b)の影響を極力抑えた探傷法の適用を前提とした上で，実際の疲労き裂
もしくはそれに近い模擬き裂に対して，エコー高さとき裂深さを定量的に関連付けるのが最も妥当な方法と考えられる．
以上より，上記 a)～c)の３項目の影響を極力排除するために，本研究では以下の２項目について検討を行った．
i) 疑似表面 SV 波を活用することによる，被調査物の探傷面の状態に対するエコー高さ計測の精度向上方法の検討ii) き裂深さとエコー高さの相関性の分析による，適切な探傷位置（溶接線からの距離を一定に保った状態での走査を前提とした場合の探触子位置），き裂の有無の検出性能，深さ推定精度の検討- 4 -同探触子による探傷には，探触子からの入射波を直接き裂に当てる直射法を用いた．これは，実橋では舗装下のデッキプレート上面には腐食による凹凸や舗装打替時のきず等が存在する場合が多く，平坦とは限らないので，デッキプレート下面からの一回反射法では信頼性が劣る可能性があることを考慮したためである．
また，屈折角の調整を行うことができ，探傷時に接触圧の影響を受けない客観性・再現性の高い探傷とするために，探傷法としては探触子とデッキプレート下面の間に，接触媒質を介して0.3mm 程度の隙間を設ける方法（ギャップ法）を採用した．
角度調整つまみ

可動側

探触子

47

20

14

25

38

13

固定側

(a) 外観

探触子

設置用
の磁石
探傷面側
(単位: mm)
角度調整つまみ

探触子
ホルダ
探触子
固定ネジ

角度を狭めた場合

角度を広げた場合

注：わかりやすく示したものであり、実際の角度の調整量とは異なる。

(b) 屈折角の角度調整の状況
図-3.2 試作した探触子ホルダの寸法形状と外観と角度調整の状況

3.2 提案する感度補正方法
3.2.1 疑似表面 SV 波の送受信
SV 波の屈折角を臨界屈折角に近づけた探触子を鋼試験片の上に 2 個対向させて設置した場合，
SV 波の伝搬に伴う透過パルスを送受信できることが報告されている 14)．この様子を，臨界屈折角探触子を用いて再現した試験状況について，図-3.3 に示す．試験体表面には表面波（Rayleigh波）が伝搬するが，受信探触子では表面波よりも早く SV 波に伴う音速が等しい信号が受信される．SV 波は表面を伝搬しないので，この信号を SV 波と呼ぶのは適当ではなく，また表面波とも異なる．そこで，本報告書では，この信号を疑似表面 SV 波と称して説明する．なお，表面波の場合，伝搬メカニズムから，実務的には接触媒質を付けた指などを探触子前面の鋼材表面に付けたり離したりする動作によりエコー高さが増減する．これに対して疑似表面 SV 波の場合，鋼中を伝搬するため，同様な動作を行ってもエコー高さは増減しない．このように表面波と疑似表
面 SV 波は，音速や性質が異なるものであるといえる．
SV 波と同様に，疑似表面 SV 波の振幅は，探触子と接触する被調査物の表面状態に依存する- 6 -４．塗装試験片の探傷試験による感度補正の効果の検討
各種の塗装を施した試験片を用いた探傷試験により鋼材表面の塗装がエコー高さに及ぼす影響を把握するとともに，疑似表面 SV 波による感度補正方法の効果の検討を行った．
4.1 試験片図-4.1 に塗装試験片の形状寸法（長さ 400mm，幅 45mm，厚さ 10mm）を示し，表-4.1 に塗装仕様を示す．塗装試験片は平面度の確保および黒皮の除去のために，SM490A 材の板厚 12mm の両面をフライス切削装置により 25µmRy 以下の精度で板厚 10mm に均等に切削加工後に塗装を施して製作した．塗装仕様は，既設鋼床版に使用されている 6 種類の塗装系 16),17)とした．各塗装
系の塗膜厚について，実橋での塗膜厚のばらつきを想定し，塗装なし，標準塗膜厚 16),17)の 1 倍，
2 倍および 3 倍（それぞれ塗膜厚 a,b,c）を目標とした場合の 4 ケースとした．塗装は実橋に適用されるスプレー塗装機により行った．
図-4.2 に各塗装系の塗膜厚を電磁膜厚計により計測した結果の平均値（計測位置は図-4.1 参照）を示す．なお，E 系の塗装については，塗装の性質上塗膜厚を増やすことが困難であったので，目標とした膜厚と大きく異なる厚さとなった．各試験片の板厚中央（深さ 5mm 位置）には，基準試験片 RB-41 の標準穴（深さ 5mm のφ3mm の横穴）と同じ仕様の標準穴を設け，この標準穴に対するエコー高さを比較することにより，塗装状態がエコー高さに及ぼす影響を検討した．

表-4.1 塗装試験片の塗装仕様
工場塗装
現場塗装
前処理
塗膜厚 適用した
塗装
適用
塗装系
合計 便覧の年次
試験片
部位 素地調整
プライマー
下塗り
ミストコート
下塗り
下塗り
中塗り
上塗り
2次素地調整鉛系さび止め鉛系さび止め フェノールMIO 塩化ゴム系
塩化ゴム系
ブラスト 長ばく形エッチング
動力工具処理－No 1 B-1系 外面 処理
180
プライマー 15
ペイント1種 35
ペイント1種 35 塗料 45
塗料 35
塗料 30
厚膜形ジンクリッチ
塩化ゴム系
塩化ゴム系
塩化ゴム系
塩化ゴム系
ブラスト ジンクリッチ
ブラスト処理ミストコートNo 2 C-1系 外面 処理
225
プライマー 15
ペイント 70
塗料 45
塗料 45
塗料 35
塗料 30
16)
1979年
タールエポキ タールエポキシ
タールエポキシ
ブラスト 無機ジンクリッチ
－
－
－
－
No 3
D系 内面 処理240
シプライマー 15
樹脂塗料 80
樹脂塗料 80
樹脂塗料 80
厚膜形ジンクリッチ
ブラスト ジンクリッチ
ブラスト処理
－
－
－
－
－
No 4
E系 内面 処理70
プライマー 15
ペイント 70
無機ジンクリッチ
エポキシ
エポキシ
ふっ素樹脂
ふっ素
ブラスト 無機ジンクリッチ
ブラスト処理ミストコート250
No 5 C-4系 外面 処理
ペイント 75
樹脂塗料 60 樹脂塗料 60 塗料 30
樹脂塗料 25
プライマー 1517)
1990年
変性エポキシ 変性エポキシ
ブラスト 無機ジンクリッチ
動力工具処理－－－－No 6 D-4系 内面 処理
プライマー 15
樹脂塗料 120 樹脂塗料 120 240
注) 表中の数値は塗膜厚を表す．単位はm．乾燥時間は，便覧に示される仕様を満足させた．

塗装なし

3.5mm
3mm
3.5mm

塗膜厚b

塗膜厚a
10mm
塗膜厚c

φ3mm
45mm
No.1～No.6400mm注) 記号×： 塗膜厚の計測位置(各面で3点)

図-4.1 塗装試験片の形状寸法- 10 -

塗装試験片塗膜厚塗装系
a

No 1 B-1系 b
c

工場塗装
現場塗装

180

a

No 2 C-1系 bcNo 3 D系

abc

No 4 E系

a
b
c

225

240

70

a

No 5 C-4系 b
c

250
a

No 6 D-4系 b
c
0

240
200

400

600

800

総塗膜厚(µm)注) 図中の四角で囲んだ数値は， 標準仕様の塗膜厚．

図-4.2 各塗装系の塗膜厚の計測結果

4.2 試験方法
探触子には，周波数が 5MHz で大きさが 10×10mm の広帯域の振動子を有する臨界屈折角探触子を用いた．図-4.3 に周波数特性を示す．これは，基準試験片 STB-A118)の 100R を反射源にした
場合のエコー波形とその周波数スペクトルである．探触子は，設計仕様で想定した特性をほぼ再現していることを確認した．
まず塗装試験片 No.1～No.6 の各塗装系の塗装なし，塗膜厚 a,b,c に対して，3.2 節に示した感度補正方法を適用し，疑似表面 SV 波の受信感度を測定した．次に，図-4.4 に示すように各試験片の各塗膜厚に対して，探触子の前後走査を行い，試験片の標準穴からの MA 表示により探傷結果を記録した．なお，探触子の走査にはスキャナを用い，0.2mm ピッチで記録（全波形収録）した．また，感度補正方法を適用しない場合についても同様の測定を行い，感度補正を行った場合
100

相対振幅(％)STB-A1の100Rを反射源とするエコー(両振幅波形表示)

50

0

0

5

10

周波数(MHz)

図-4.3 臨界屈折角探触子の周波数特性- 11 -

の効果を比較した．なお，SV 波音速は，塗装試験片（6 体）では 3,221～3,269m/s，基準試験片RB-41 では 3,243m/s であった．これらの音速は，図-3.5 に示す探触子間距離（30mm）に対して，
疑似表面 SV 波の透過パルスが通過する時間を計測して求めた屈折角 90 度方向の値である．

臨界屈折角探触子

走査方向
超音波ビーム図-4.4 探傷試験の方法

4.3 試験結果
表-4.2 に，基準試験片 RB-41 で受信された疑似表面 SV 波を基準とした感度補正値を示す．値が負になっているものは，RB-41 よりも感度が高いものである．
塗装試験片 No.3 を例に，感度補正の効果を以下に示す．図-4.5 に，感度補正しない場合およ
び感度補正した場合の試験片 No.3 における標準穴からの MA 表示を示す．感度補正値は，表-4.2に示した値を用いた．図中には RB-41 の標準穴からの MA 表示も併せて示している．塗装の影響により試験片毎にエコー高さが大きく変動していること，感度補正によりエコー高さがほぼ一定になる状況がわかる．

表-4.2 各塗装試験片の感度補正値
感度補正値(dB)
塗装
塗装系
塗膜厚a 塗膜厚b 塗膜厚c
試験片
No.1 B-1系
4.4
2.4
4.6
No.2 C-1系
-1.2
-3.7
-1.3
No.3
D系
2.9
8.6
10.3
No.4
E系
4.1
0.8
-1.9
No.5 C-4系
-3.5
-0.6
1.7
No.6 D-4系
3.5
9.4
11.0

図-4.6 に，各試験片の塗膜厚に対して感度補正の実施・未実施の場合の塗膜厚と，ビーム路程
27mm のエコー高さ比の関係をまとめて示す．感度補正後のエコー高さ比が 0dB に近いほど，
RB-41 と塗装試験片との間の感度補正が適切に行われていることを意味する．なお，塗装なし（塗膜厚 0µm）の感度補正後の値についても，エコー高さ比のばらつきがわずかにみられ，実験
誤差等の影響と考えられる．
感度補正を行わない場合，エコー高さ比は+3～-12dB 程度の感度のばらつきが見られる．一部のデータでは塗装がある方が大きなエコーとなった結果もあるが，概ね塗膜厚が厚くなるほどエ
コー高さが減少する傾向が見られる．一方，感度補正を行った場合，+1～-3dB 程度以下にエコ- 12 -

と考えられる中心線から±20mm（幅 40mm）の部分より，試験片を切り出した（写真-5.2 参照）．
き裂深さは，0mm から 9.5mm（それぞれ 0.0, 0.5, 1.0, 1.2, 1.6, 2.3, 2.9, 3.0, 3.3, 5.3, 5.5, 5.8, 5.9, 6.3,
6.9, 7.6, 8.5, 8.6, 9.5mm（付属資料-4 に側面の写真を示す．））まで様々である．写真-5.3 に 19
体の小型試験体のうち，深さが相対的に小さい 3.0mm と 5.3mm の 2 試験体のき裂の例を示す．
前述のストラットによる拘束と載荷方法により，図-3.1 に示したように，模擬き裂試験体においても斜め上方に進展している状況を確認することができる．

小型試験片としての切り出し範囲

写真-5.2 ビーチマーク試験によるき裂破面の状況

デッキプレート

デッキプレート

5.3mm

3.0mm
ルート部

ルート部

Uリブ

Uリブ

(b) 深さ5.3mm(a) 深さ3.0mm

写真-5.3 小型試験体に発生させたき裂の例
5.2 試験方法

探傷試験では，各小型試験体に対して図-5.2 に示すように探触子の前後走査を行い，き裂エコーを計測した．その際，3.2 節で述べた感度補正方法を適用した．また，探触子の最適な探傷位置を検討するために，U リブ外面とデッキプレート面の交線（図中の破線の下端）を Y＝0mmとし，探触子位置を示す Y 軸の正方向に走査させ，Y を 0.2mm ピッチで記録（全波形収録）した．なお，SV 波音速は 3,233～3,258m/s であった．いずれも 4.2 節で述べた計測方法によって求めた屈折角 90 度方向の値である．
Y：探触子位置

探触子
後進走査

Y=0
Y

探傷器

Uリブ外面
Uリブ内面

探触子
ホルダー
接触媒質
デッキ下面

小型試験体

き裂

ビーム路程
（探触子前面からの水平距離としてビーム路程を近似的に用いた。）

図-5.2 探傷試験の方法- 15 -

5.3 試験結果と考察
5.3.1 ビーム路程とエコー高さの関係
図-5.3 に，写真-5.3 に示したき裂深さが 3.0mm と 5.3mm の 2 試験体に対する，臨界屈折角探触子による探傷試験結果を示す．図中には，前後走査（探触子位置 Y が約 6～25mm の範囲を走査）した時のき裂に対する MA 表示を，感度補正の実施・未実施の場合について示すとともに，探触子位置 Y=19mm の場合のき裂からのエコーを示す．
き裂エコーの距離振幅特性はき裂の深さや形状の影響を受けるため，図中のエコー高さ区分線の傾向と一致していない部分も見られる．ただし，ビーム路程が 20mm 程度以上の領域では，エ
コー高さ区分線の特性に近づく傾向がみられる．したがって，この領域でのエコー高さを評価することにより，一定深さ以上のき裂検出は可能と考えられる．
図-5.4 にビーム路程を変化させた場合の，19 体の小型試験体におけるエコー高さ比(感度補正実施)とき裂深さの相関係数と一次回帰式の傾きを示す．き裂に対するエコー高さ比とき裂深さの相関は，ビーム路程によらずに全般的に高いが，探触子をき裂から若干離した場合（ビーム路
程が 25～29mm 程度の位置）に高くなる傾向が見られる．このビーム路程とエコー高さ比の変化
傾向の情報をき裂検出に活用することも考えられるが，必ずしも検出性能向上が図れるほどの明確な特徴が見られないことから，本研究では探傷時の探触子位置を相関性の高く，ビーム路程のずれに対しても比較的安定しているビーム路程 27mm となる位置（水平距離）に固定することとした．なお，ここではビーム路程を，探触子前面からき裂までの水平距離に近似できると仮定した．また，実際の探傷ではき裂位置は探傷前には特定できないため，図-5.2 に示すように U リ
ブ外面とデッキ下面の交線を基準とした探触子位置 Y を 21mm(U リブ内面までの距離は，6mm
厚 U リブの場合に 27mm，8mm 厚 U リブの場合に 29mm）とした 11)．

120

30

M線

100

20

エコー高さ(％)

エコー高さ(％)

感度補正なし

L線
L/2線

10

感度補正あり感度補正なし80
60

感度補正あり

H線

40
20

M線
L線
L/2線

0

0
5

10

15
20
ビーム路程(mm)(a) き裂深さ3.0mm

25

30

5
き裂エコー
（探触子位置Y=19mm）

10

15
20
ビーム路程(mm)(b) き裂深さ5.3mm

図-5.3 探触子位置 Y を変化させたときの小型試験体のき裂エコー高さの変化の例（探触子位置 Y=19mm での A スコープを併記）- 16 -

25

30

9

0.8

8

0.7

7

0.6

6

0.5

5

0.4

4

0.3

3
相関係数
一次回帰式の傾き

0.2
0.1

2

一次回帰式の傾き

10

0.9

相関係数

1.0

1

0.0

0
15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29

ビーム路程(mm)注) 相関係数と 一次回帰式の傾きを算出する 際のエコー高さ 比はL/2線を基準(0dB)とした．

図-5.4 探触子位置 Y を変化させたときのエコー高さ比とき裂深さの相関係数，および一次回帰式の傾き

5.3.2 き裂深さとエコー高さの関係
図-5.5 に 19 体の小型試験体のき裂深さとエコー高さ比の関係を示す．エコー高さは，ビーム

路程が 27mm となる探触子位置の場合の値を用いた．6mm 程度までのき裂に対して，き裂深さとエコー高さ比の間には相関性が見られるが，き裂がある程度深くなると，エコー高さ比が増加
せずに頭打ちになる傾向が見られる．なお，デッキ進展き裂に対する超音波伝搬の数値シミュレーション（付属資料-2 に詳細を示す．）によると，き裂が浅い場合には，き裂先端での回折エコーを受信するため，き裂の勾配の影響をほとんど受けず，き裂深さの増大とともに回折エコーが大きくなる．一方，き裂深さがある程度大きくなると，回折エコーよりもき裂面からの大きいエコーを受信するため，き裂の勾配の影響を受けやすくなる傾向が見られる．これが，き裂深さの増大とともに必ずしもエコーが大きくならない主な原因のひとつと考えられる．
また，実橋鋼床版で発生したき裂を推定するため，き裂深さとエコー高さ比を関連付ける回帰
直線（決定係数 0.83，標準偏差 6.9）を求め，併せて図中に示した．ノイズ等の影響を想定しても，2mm 程度以上のき裂はほぼ検出できるものと考えられる．また，浅いき裂の誤認を防ぐ観点から仮に L/2 線を超えるレベルをき裂検出のしきい値としても，4mm 程度を超える深さのき裂は検出できるものと考えられる．
なお，図-5.5 の結果は，前述したように，前後走査が可能なスキャナを用いた探傷によるもの
であり，前後走査をしない場合には，判定限界（ノイズレベル）付近でのき裂の検出は難しいと考えられる．実橋への適用を考えた場合，作業効率の点から前後走査を行わずに探傷することが望ましく，実務的にはビーム路程を一定として，L/2 線を超えるレベルをき裂検出のしきい値とするのが妥当と考えられる．

- 17 -

７．既往の超音波探傷法におけるき裂検出性能の検討
5 章に示した，き裂を模擬した試験体に対して，既往の一般的な超音波探傷法（クリーピング
波探触子による探傷法，屈折角 70 度の横波斜角探触子）を適用した場合の検出性能の検討を行った．

7.1 既往の主な超音波探傷法の概要

鋼床版デッキプレート下面側からパルス反射方式によりき裂を探傷する方法について，図-7.1に主な種類と探傷イメージを示す．また，以下に各方法の概要をまとめる．

(a)クリーピング波探触子による探傷(b)屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷

約15mm(c)臨界屈折角の横波斜角探触子による探傷(d)表面ＳＨ波探触子による探傷図-7.1 パルス反射方式による主な超音波斜角探傷法の探傷イメージ(1) クリーピング波探触子による探傷

縦波斜角探触子を屈折角が 90 度になるように設計すると，実際には縦波の主たる成分は屈折
角約 75 度の方向に放射されるものの，一部の縦波が屈折角 90 度方向の探傷面に沿って進行する．
この探傷面に沿って進行する縦波はクリーピング波と呼ばれる．クリーピング波探触子（屈折角が 90 度の縦波斜角探触子）では，図-7.1 に示されるとおり，鋼材の探傷面に沿って伝搬する屈
折角 90 度の縦波と屈折角約 33 度の方向に伝搬する横波の２種類の超音波が鋼中に入射されるという特徴を有している．探触子とき裂の距離が離れていると，この横波の影響や，クリーピング
波以外の種類の超音波の発生により，き裂とは異なる伝搬経路から得られる疑似エコーが探傷器の表示上で重なり合う可能性があり，疑似エコーとき裂との判別が困難になる場合がある．

(2) 屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷

鋼構造物の検査に広く用いられている公称屈折角が 70 度の探触子による探傷法であり，図-7.2- 23 -

透過率が急激に小さくなり，超音波の波面中心とエネルギー最大中心位置がずれる．このため，理論上の屈折角方向の超音波のエネルギーが小さくなるとともに，被調査物の音速の影響が大き
くなり，汎用的な超音波探傷試験としての利用が難しくなるが，この点を解決したのが 3 章に示した感度補正方法である．探傷屈折角を 90 度に近づけた場合の特徴として，表面波の成分が増大するとともに，鋼中へ伝搬する横波 (SV 波 (vertically-polarized shear wave ) )の鋼材表面近傍の成分に伴って表面に沿う疑似表面 SV 波(音速は横波(SV 波)と同じ)が発生し，あたかも伝搬しているように観測される．このため，２つの探触子を対向させ透過法による被調査物の透過パルスを調べることによって被調査物の超音波基本特性を調べることが可能となり，入射角調整機構付
探触子ホルダーを使用することにより，鋼床版デッキプレート下面に対して感度補正を行うことが可能となる．同時に，被調査物の表面状態(表面粗さや塗装等)の違いによる感度補正が可能となるため，反射エコーの特性に影響を及ぼす要因のうち，音速，探傷屈折角，表面状態の３影響
因子を極力排除することが可能となる．

(4) 表面 SH 波探触子による探傷

SH 表面波は，探傷面と平行な方向(水平方向)に振動する横波(SH 波(horizontally-polarized shearwave))を探傷面に沿って伝搬するように設計された斜角探触子により発生される横波の超音波である．斜角探傷に一般的に用いられる横波(SV 波)と比べて，屈折角 90 度の方向に大きい横波成分が存在し，モード変換が生じ難くいという特徴を有している．一方，通常の斜角探傷で用いられている縦波をモード変換させた横波を利用する方法とは異なり，最初から横波を発生させて利用する方法のため，横波を伝搬させることができる特殊な接触媒質(粘性の高い液体)を使用する必要がある．このため，探触子を固定した上でエコーの高さが安定するまで大きな力で探触子を押し当てる必要がある．当該溶接部については，デッキプレート下面が探傷面となるため，上向き探傷となり無理な体勢を強いられることから，溶接線を連続して探傷するなどの長時間の作業は難しく，ピンポイントの使用にのみ有効と考えられる．

7.2 模擬き裂試験体による探傷試験
7.2.1 試験体及び試験方法

模擬き裂試験体については，5 章と同じ試験体 19 体である．超音波探傷法（直射法を対象）としては，臨界屈折角の横波斜角探触子による探傷法の他に，比較のため，クリーピング波探触子による探傷法と屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷法を選定した．
臨界屈折角の横波斜角探触子による探傷法では，試験の再現性を高めるため，図-7.4 に示す走査治具（スキャナ）を用いた．また，文献 11)のマニュアル(案)の 9.2 節に示す方法により感度，
音速，パルス位置の調整を行うとともに距離角度振幅特性曲線の作成と調整を行った．走査は前後に行い，Ｕリブ外面とデッキプレート面の交線(図中の破線の下端)を Y＝0mm とし，探触子位置 Y を 0.2mm ピッチで記録(データ採取)した．比較のためのクリーピング波探触子による探傷法と屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷法では，走査治具を用いずに直接接触法による手動探傷にて試験した．
- 25 -

表-7.1 使用デジタル超音波探傷器の主な仕様
入力インピーダンス
パルス出力
パルス立上がり時間
パルス波形
パルス幅
(試験周波数)感度
周波数帯域

時間軸分解能(サンプリング周波数)
エコー高さ分解能
ゲート機能
LMH線表示機能
周波数分析(FFT)機能
MA表示機能外形寸法
重量
消費電力
使用温度範囲50Ω
0.1J以上35nsec以下
方形波
500nsec( 1MHz)
250nsec( 2MHz)
100nsec( 5MHz)
67nsec(10MHz)
100nsec(超広帯域)
110dB(0.1dBステップ)
中心周波数
狭帯域
広帯域
1MHz
0.9～1.3MHz 0.7～1.3MHz2MHz
1.7～2.6MHz 1.4～3.5MHz
5MHz
4.2～6.1MHz 3.4～7.7MHz
10MHz
8.2～12.8MHz 6.1～14.3MHz
超広帯域
0.4～14.3MHz
0.01mm(200MHz)
0.03mm(100MHz)
0.05mm(50MHz)
8bit
あり(2ゲート)
あり(4本､1本当たり最大16点)ありあり
W270×H175×D98mm(突起部除)約3.5kg
約45W
0～45℃

クリーピング波探触子による探傷法における感度調整は，標準試験片 STB-A1 のスリット（幅0.5mm，深さ 2mm）と探触子の前面との距離を 18mm に保ち，エコー高さが 50％になるように実施した．探触子前面をＵリブ外面とデッキプレート面の交線(Y=0mm)より 10mm の基準線に配置し対象範囲内(ビーム路程が 10～18mm 以内)のエコー高さを読み取り記録した．
屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷法における感度調整は，対比試験片 RB-41 No.1 の標準穴φ3mm からのエコー高さが 80％となるように実施し，エコー高さ区分線を作成してエコー高さを評価した．探触子はエコー高さが最大となる位置または最も溶接部に近づけた位置が最もエコー高さが大きい場合にはその最接近位置においてエコー高さを読み取り記録した．

7.2.2 探傷試験結果
図-7.6 と図-7.7 に屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷法とクリーピング波探触子による探傷法の場合のエコー高さとき裂深さの関係を示す．なお，これらの探傷法では臨界屈折角の横波斜角探触子による探傷法で用いた感度補正方法は適用できないため，また，Ｖ透過法による感度補正法では，鋼床版下面からの探傷条件下ではこれらの感度変化に対して必ずしも信頼性の高い補正ができるとは言い難いため，探傷表面や鋼材音速に対する感度補正は行っておらず，塗膜の影響を補正するためには別途検討が必要と考えられる．また，図-7.6 に臨界屈性角探傷法による探傷結果を再掲（図-5.5 に加筆）する．
主な結果は次のとおりである．
・屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷法では，深さ 6mm 程度（デッキプレート板厚の 1/2
程度）のき裂がほぼ検出限界（き裂からの反射エコーが得られない．）である．深さ 6mm 程
度以上のき裂を確実に検出するには，クリーピング波探触子等の他の探傷法と併用するのが良いと考えられる．
- 27 -

・クリーピング波探触子による探傷法においても相関性は高く，ある程度の深さに達すれば，
き裂検出は可能である．ただし，クリーピング波探触子による探傷法に関しては，ルート部の状況によっては，き裂が発生していない状況でも，き裂以外の比較的高いエコーを検出する可能性があるため，適用に当たっては注意が必要である．
デッキプレート板厚の 1/2 程度の深さのき裂を確実に捉えるのであれば，臨界屈折角の横波斜角探触子による探傷法の他に，屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷法とクリーピング波探触子による探傷法の併用（クリーピング波探触子による探傷法でき裂の有無を概略確認し，屈折
角 70 度の横波斜角探触子による探傷法で深さを推定）することも考えられる．
限られた模擬き裂試験体 19 体の比較結果であるが，浅いき裂に検出性能に関しては，精度・信頼性の面で臨界屈折角探傷法が優位性があると考えられる．

- 28 -

図-7.6 屈折角 70 度の横波斜角探触子による探傷法 図-7.7 クリーピング波探触子による探傷法

図-7.8 臨界屈折角探傷法- 29 -

８．まとめ
鋼床版デッキプレート内に進展するき裂の検出を目的として，臨界屈折角探触子に着目し，探傷結果の客観性・信頼性の向上を目指した探傷法の検討を行った．本研究で得られた主な結果を以下にまとめる．

(1) 疑似表面 SV 波を利用した感度補正方法を提案し，塗装試験片を用いた探傷試験を行い，その適用性を検討した．その結果，感度補正用の基準試験片と被調査物である鋼床版デッキプ
レートの間で，鋼材の表面状態が異なる場合においても，同補正方法が感度補正に効果的であることを示した．

(2) 深さの異なるき裂を模擬した小型試験体 19 体による探傷試験において感度補正後のエコー高さ比とき裂深さの関係を分析した．その結果，エコー高さ比とき裂深さとの相関性を把握するとともに，提案した探傷方法により 4mm 程度以上の深さのき裂についてはほぼ確実に検出できることを示した．

(3) 実橋の鋼床版に発生したき裂に対する探傷結果と切り出した破面によるき裂深さを照合した．
その結果，深さ 2～7mm 程度のき裂を検出でき，溶接線方向に進展する半楕円状のき裂の長さも比較的良好な精度で推定できた．

(4) 既往の一般的な超音波探触子（屈折角 70 度の横波斜角探触子，クリーピング波探触子）を使用して，深さの異なるき裂を模擬した小型試験体 19 体による探傷試験を行い，臨界屈折角探傷法による探傷結果との比較を行った．臨界屈折角探傷法においては，浅いき裂に対する検出性能の優位性を示した．

謝辞

実橋鋼床版のデッキ進展き裂の探傷にあたっては，阪神高速道路（株）より，現場提供と，き裂破面のデータ提供の協力を頂いた．ここに記して深謝の意を表します．

- 30 -

参考文献

1) 村越潤，梁取直樹，宇井崇：鋼床版の疲労損傷と補修・補強技術に関する検討，鋼構造と橋に関するシンポジウム，(社)土木学会，鋼構造と橋に関するシンポジウム論文報告集,第 10回，－鋼床版の疲労損傷とその対策－，pp.19-37，2007.8.
2) 例えば，菊池孝雄，児玉孝喜，後藤和満：湘南大橋における鋼床版の疲労対策，(社)土木学
会鋼構造委員会，鋼構造と橋に関するシンポジウム論文報告集，Vol.10，pp.1-10，2007.8.
3) 有馬敬育，村越潤，藤木修：鋼床版デッキプレート貫通亀裂の超音波探傷法に関する検討，
土木技術資料，第 46 巻，第 11 号，2004.11.
4) 村野益巳，木ノ本剛，齋藤豪：鋼床版デッキプレート方向き裂の半自動超音波探傷方法，(社)土木学会，第 63 回年次学術講演会講演概要集，VI-071，pp.141-142，2008.9.
5) 岩田祥史，田中賢治：橋梁デッキプレート・U リブ溶接部から発生するき裂の超音波探傷法，(社)土木学会，第 61 回年次学術講演会講演概要集，I-328，pp.655-656，2006.9.
6) 天野哲也，栗原康行：道路橋鋼床版の診断・補強技術，JFE 技報，No.11，pp.44-49，2006.4.
7) 白旗弘実，赤坂健，飯塚貴則：鋼床版 U リブに発生する疲労き裂検出に関する超音波探傷表
面波法の適用性，(社)土木学会，第 62 回年次学術講演会講演概要集，I-314,pp.623-624,2007.9.
8) 渡辺真至，小野秀一，村野益巳，牛越裕幸，下里哲弘：タイヤ型センサによる鋼床版トラフ
リブき裂検査装置の開発，(社)土木学会，第 62 回年次学術講演会講演概要集，I-422，
pp.839-840，2007.9.
9) 国土交通省国土技術政策総合研究所，(社)日本橋梁建設協会：鋼部材の耐久性向上策に関する共同研究，－実態調査に基づく鋼床版の点検手法に関する検討－，国総研資料，第 471 号，2008.8.
10) 高橋実，村越潤，有馬敬育，藤木修，三木千壽：鋼床版縦リブ溶接部のルートき裂に対する超音波伝播解析，(社)土木学会，第 59 回年次学術講演会講演概要集，I-604，pp.1205-1206，
2004.9.
11) 村越潤，木村嘉富，高橋実：鋼床版デッキプレート進展き裂の調査のための超音波探傷マニ
ュアル(案)，土木研究所資料，第 4138 号，2009.3.
12) (社)日本規格協会：JIS Z 3060，鋼溶接部の超音波探傷試験方法，2002.
13) 下里哲弘，若林登，稲葉尚文，冨田芳男，小野秀一，渡辺真至：疲労損傷を受けた鋼床版におけるSFRC 補強後の疲労耐久性検証試験，(社)土木学会，年次学術講演会講演概要集，第 62 回，I-022，
pp.43-44，2007.9.
14) Kimura, T., Misu, K., Wadaka, S. and Koike, M.: Discussion on transmission and reception of shear
vertical wave propagating along surface of test object, The Japan Society of Applied Physics, Japanese
Journal of Applied Physics, Vol.36, No.7B, pp.4564-4567, 2007.
15) (社)日本規格協会：JIS Z 2300，非破壊試験用語，2003.
16) (社)日本道路協会：鋼道路橋塗装便覧，1979.2.
17) (社)日本道路協会：鋼道路橋塗装便覧，1990.6.
- 31 -

18) (社)日本規格協会：JIS Z 2345，超音波探傷試験用標準試験片，2000.
19) 杉山裕樹，崎谷淨，小林寛，高村義行，塚本成昭：鋼床版デッキプレート貫通き裂の詳細調査および補修設計，(社)日本鋼構造協会，鋼構造年次論文報告集，第 17 巻，報告, pp.345350，2009.11.
20) 村越潤，高橋実，小池光裕，木村友則：臨界屈折角近傍に調整した超音波探触子による鋼床版デッキ進展き裂の探傷法の検討，土木学会論文集 A1(構造・地震工学)，Vol.68, No.2,
pp.453-464, 2012.8.

- 32 -

付属資料

付属資料-１ 超音波伝搬の数値シミュレーションによる疑似表面 SV 波の伝搬特性
付属資料-２ 超音波伝搬の数値シミュレーション解析によるき裂深さとエコー高さの関係
付属資料-３ 実橋鋼床版での試行と現場作業性の検討
付属資料-４ 模擬き裂試験体写真

付属資料-１

超音波伝搬の数値シミュレーションによる疑似表面 SV 波の伝搬特性

疑似表面 SV 波に関しては，既に二次元弾性波時間領域差分法（以下，FDTD 法）による鋼板内の超音波伝搬の数値シミュレーションを行い，精度の高い音速測定への適用を提案している
付 1 1)．ここでは，音速測定に加え，被調査物の様々な表面状態に対するエコー高さ計測の精度向上のために，疑似表面 SV 波による屈折角調整や感度補正への活用の観点から，数値シミュレー
ションにより伝搬特性を検討する．

(1) 解析方法

数値シミュレーションの手法，解析方法の詳細は文献付 1 1) に詳述されており，本文でも同様の手法を用いているため，ここでは主に対象とした解析モデルと解析条件を示す．
まず，被調査物をイメージした解析モデル（モデル 1）により，臨界屈折角探触子１個を用いて鋼材表面近傍に生じた疑似表面 SV 波の伝搬特性を視覚的に示す．次に，臨界屈折角探触子２個を用いて透過法の適用をイメージした解析モデル（モデル 2）により，入射角や鋼材音速を変化させた場合の疑似表面 SV 波の透過パルスの伝搬特性を分析する．
付図-1.1(a)にモデル 1 の概要を示す．表面波（Rayleigh 波）を分離させるために鋼材に凸部を設けた．探触子内のくさび材質はポリスチレン（縦波音速 2,360m/s，SV 波音速 1,150m/s，密度 1,050kg/m3），くさびによる入射角は 46.8 度，振動子幅は 10mm，送信波の中心周波数は5MHz とした．鋼材は等方性と仮定し，音速は縦波 5,930m/s，SV 波 3,240m/s，密度 7,700kg/m3とした．鋼材表面は無塗装とし，探触子と鋼材間の接触媒質はここでは無視した．FDTD 法において解の安定性を得るために，時間領域における時間ステップ Δ t 付 1 1) と空間領域における格子
間隔 Δ h 付 1 1) は，くさび内および鋼材中の音速に対して，Δ t ×音速≦Δ h となるように設定（Δt は 1.7ns，格子間隔 Δ h は 20µm）した．FDTD 法の空間領域における格子点に対して傾斜している振動子の振動の与え方としては，振動子の配置に対して二次元の格子点のうち粒子速度を計算する最も近い格子点を選定した上で，粒子速度ベクトルのベクトル成分を格子の 2 方向に分割してその格子点に音源として与えた付 2 1) ．付図-1.2 に，振動子の音源として与えた送信パルスの振幅波形と周波数特性を示す．図中，鋼材やポリスチレン等の固体と空気の境界（自由境界）では，応力を零とし，かつ，粒子速度と応力の関係を分布定数の等価回路としてモデル化し，等価回路の端部として表現した付 1 1) ．また，鋼材の計算モデルの境界（吸収境界）では，Mur 付 1 2)の提案した 1 次の吸収境界条件を応用して，粒子速度の計算で縦波を吸収し，応力の計算で SV
波を吸収する方法を用いた付 1 1)．なお，探触子の仕様は，3.2 節に示す実際のものと合わせた．
付図-1.1(b)にモデル 2 の概要を示す．探触子間距離は 30mm に固定した状態とした．入射角を 46.2 ～47.3 度，被調査物の SV 波音速を 3,210 ～ 3,270m/s の範囲で変化させた．探触子と鋼材間には 0.3mm 厚の接触媒質（縦波音速 1,880m/s，密度 1,270kg/m3）を考慮した．その他の解析条件は，モデル 1 と同じ条件とした．

- 33 -

臨界屈折角探触子
くさび 表面波を分離させるための凸部
振動子
吸収境界
自由境界
自由境界
入射角
探傷面
46.8度
x
吸収境界
Δh

z

吸収境界

鋼材(等方体)Vx

Txx,Tzz Vx 拡大図

Txz

Vz

Vx

Txx,Tzz Vx

自由境界

Txz

Δh

Δh＝20µm
ここで， 記号(□,■,○,●)は，粒子速度と応力の各成分を異なる格子点で求める際の位置を示す．
くさ び材と 鋼材の格子間隔は同じとした．
Vx： x方向の粒子速度， Vz： z方向の粒子速度
Txx： x方向の直応力， Tzz： z方向の直応力
Txz： せん断応力， Δh： 格子間隔(空間の増分値)(a) モデル1臨界屈折角探触子(受信用)
臨界屈折角探触子(送信用)
くさび(46.2～47.3度)
振動子
探触子間距離
30mm
入射角
入射角
自由表面
吸収境界

接触媒質(0.3mm)

吸収境界

鋼材の音速(3,210～3,270m/s)

鋼材(等方体)自由表面
ここで，くさ び材と 鋼材の格子間隔はモデル1と 同じとした．

(b) モデル2
付図-1.1 数値シミュレーションにおける計算モデル

相対振幅(％)

100
fc:5.0MHz
fp:5.0MHz
fu:6.7MHz
fl:3.3MHz
BW:66％

送信パルス(両振幅波形表示)

50

0

0

5

10

周波数(MHz)fc:中心周波数(MHz) fc＝(fu+fl)/2
fp:ピーク周波数(MHz)fu:上限周波数(-6dB上限周波数)(MHz)fl:下限周波数(-6dB下限周波数)(MHz)BW:比帯域幅(％) BW＝(fu-fl)/fc×100

付図-1.2 数値シミュレーションにおける送信パルスの波形とその周波数特性- 34 -

(2) 解析結果
付図-1.3 に，モデル 1 についての，振動子を励振してから 16µs までの時間ステップにおける

探触子くさび内および鋼材中の粒子速度のコンター図を示す．図中の濃淡は，くさび内を伝搬する送信パルス(付図-1.2 中に両振幅波形で表示)の最大振幅時の粒子速度を 100％とした場合の相対値である．また，疑似表面 SV 波を視覚的に明確にするために鋼材表面はくさび材から鋼材へ縦波が屈折し，境界面(探傷面)の伝達時のモード変換により生じた SV 波と表面波が伝搬している．同図(c)の励振後 12µs では鋼材表面に設けた凸部の鋼材表面に沿って表面波が上方へ伝搬し，表面波と SV 波が分離していくが，同図(d)，(e)の励振後 16µs では SV 波が凸部を通過した後の鋼材中に SV 波だけでなく，表面付近に SV 波とは異なる疑似表面 SV 波が生じる．同波は表面が存在することにより存在する現象であるため，モデル 1 では，凸部では一旦 SV 波に吸収される形で消失し，表面が存在する領域に SV 波が伝搬すると，再度発生する様子が見られる．
このように疑似表面 SV 波は，常に SV 波に伴って伝搬するという性質を有することがわかる．
付図-1.4 に，モデル 2 について，受信パルスの相対振幅波形を示す．なお，相対振幅は，表面波の片振幅の最大値が 4 となるように示した．まず，SV 波と同じ音速の疑似表面 SV 波が受信され，続いて音速がやや遅い表面波が受信される．付図-1.5 に，鋼材中における SV 波の音速を変化させた場合の SV 波の入射角に対する疑似表面 SV 波の透過パルス高さの相対変化を示す．
また，付図-1.6 に，SV 波の入射角，音速に対して疑似表面 SV 波の透過パルス高さの相対値を二次元コンター図として示す．図中には，入射角に対して，Snell の法則より求まる SV 波の屈折角（理論値）を併せて示す．入射角を大きくしていくと疑似表面 SV 波の相対パルス高さが最大値をとるとともに，二次元コンター図より入射角の変化に対して最大値を中心とした概ね対称形の凸型曲線となることがわかる．ここで透過パルス高さが最大値をとるということは，その入射角では，前述の解析結果に示したように，SV 波（疑似表面 SV 波と対になって鋼材表面近傍を伝搬）の鋼材中の屈折角が常に同一の値となることを示している．すなわち，感度調整用の基準試験片と被調査物において探傷面の状態や音速等が異なる場合でも，疑似表面 SV 波の透過パルスが最大となるようにそれぞれ入射角を調整することにより，SV 波が鋼中に形成する音場が常に相対的に同一となるように調整することが可能となる．
なお，透過パルス高さが最大となる入射角について，付図-1.6 より，解析値（破線）は，理論上全反射となる入射角（実線）に対して若干大きく，かつほぼ一定のずれ角を示している．ここで数値シミュレーションでは，幅を有する振動子から 2 次元的に超音波が送信されるため，その波面には入射角以外の成分も含まれる．このため，Snell の法則により理論上全反射となる入射角でも，入射角の表現上，入射波はすべて全反射するわけではなく，ここで示した屈折角 90
度以上の場合でも屈折角が 90 度以下となる入射波の成分が存在し，それが屈折波として鋼中に伝搬する．以上の点が，透過パルス高さが最大となる屈折角が 90 度より若干大きい理由の一つとして考えられるが，同解析モデルでの波の伝搬特性の詳細分析が必要であり，今後の課題としたい．
また，探傷屈折角を 90 度に近づけた場合の特徴として，付図-1.7 に示すとおり，表面波の成分が増大するとともに，鋼中へ伝搬する横波(SV 波(vertically-polarized shear wave))の鋼材表面近- 35 -

傍の成分に伴って表面に沿う疑似表面 SV 波(音速は横波(SV 波)と同じ)が発生し，あたかも伝搬しているように観測される．図中には，探傷屈折角を 90 度に近づけた場合の臨界屈折角探触子と SV 波の伝搬状況を示している．この臨界角探触子は，スネルの法則で決定される屈折角が臨界角付近(90 度付近)においては，SV 波(送信波)のエネルギの中心部分は屈折角約 80 度の SV 波であるが，その成分は表面近傍にも拡がり，表面の境界条件を満足するような表面近傍に沿った音場を形成する．

参考文献

付 1.1) 木村友則，三須幸一郎，和高修三，小池光裕：弾性波 FDTD 法による音場シミュレーションの超音波斜角探傷への適用，(社)電子情報通信学会，信学技報，US2005-124，pp.11-16，2006.2.
付 1.2) G.Mur : Absorbing boundary conditions for the finite-difference approximation of the time-domain
electromagnetic field wquations, IEEE Trans. Electromagn. Compat., vol. EMC-23, pp.377-382, 1981.

- 36 -

5
4

表面波(Rayleigh波)

3

相対振幅

2

疑似表面SV波

10-1

疑似表面SV波の
片振幅の最大値(相対パルス高さ)

-2
-3
-4
-5

0

1

2

20

21

22

23

24

25

26

送信パルスの励振後からの経過時間(µs) )付図-1.4 受信用探触子で受信された透過パルスの相対振幅（モデル 2）- 38 -

1

1

0

0

-1

相対パルス高さ(dB)

相対パルス高さ(dB) =89.60度-1 =85.5度
 =83.6度-2-2

 =82.2度-3

46.2

 =81.1度-4 =80.0度-546.0 =83.6度
 =82.2度-3 =81.0度-4 =89.7度
 =85.5度

46.4

46.6

46.8

47.0

47.2

-5
46.0

47.4

46.2

46.4

入射角α(度)( a) SV波音速3,220m/s

0-3

相対パルス高さ(dB)0

相対パルス高さ(dB)1-2 =83.7度
 =82.3度

47.4

47.2

47.4

47.2

47.4

 =89.3度
 =85.5度

 =83.7度

-4

-5
46.0

46.2

46.4

46.6

46.8

47.0

47.2

-5
46.0

47.4

46.2

46.4

入射角α(度)

46.6

46.8

47.0

入射角α(度)( c) SV波音速3,240m/s(d) SV波音速3,250m/s
100

相対パルス高さ(dB)

1

相対パルス高さ(dB)

47.2

-3

-4

-1
-2

47.0

-1

 =89.5度
 =85.4度-246.8(b) SV波音速3,230m/s

1

-1

46.6

入射角α(度)-1

 =85.6度

-2
-3

-3

-4

-4
-5
46.0

46.2

46.4

46.6

46.8

47.0

47.2

47.4

-5
46.0

46.2

46.4

46.6

46.8

47.0

入射角α(度)

入射角α(度)( f) SV波音速3,270m/s( e) SV波音速3,260m/s
注) 透過パルス高さは，鋼材中のSV波音速が3,240m/s，入射角 が46.75度(屈折角 が89.5度)のときの透過
パルス高さを基準(0dB)とした相対パルス高さとして示した．

付図-1.5 鋼材中の SV 波音速を変えた場合の入射角と疑似表面 SV 波の透過パルス高さの関係- 39 -

付属資料-２

超音波伝搬の数値シミュレーション解析によるき裂深さとエコー高さの関係

本文 5.3.2 項を補足する観点から，超音波伝搬の数値シミュレーション解析によりき裂深さとエコー高さの関係について検討した．解析には，二次元弾性波時間領域差分法（以下，FDTD法）を用いた付 2 1)．
付図-2.1 に解析モデルを示す．デッキプレートの板厚を 12mm，U リブの板厚を 8mm とし，実橋から採取したコアを参考に溶接ビード，ルート及びき裂の状況のモデル化を行った．き裂の勾配はき裂 A,B の 2 種類とし，探傷面とのなす角を，それぞれ 71 度，79 度とした．また，それぞれのき裂の深さを 1～12mm（1mm 間隔）に変化させて，計 24 ケースの解析を実施した．探触子内のくさび材質はポリスチレン（縦波音速 2,360m/s，SV 波音速 1,150m/s，密度 1,050kg/m3），
くさびによる入射角は 46.8 度（本文 2.2 の感度補正を実施した状態での入射角を意味する），振動子幅は 10mm，送信波の中心周波数は 5MHz とした．鋼材（縦波音速 5,930m/s，SV 波音速
3,240m/s，密度 7,700kg/m3）は等方性と仮定した．鋼材表面は無塗装とし，探触子と鋼材間には0.3mm 厚の接触媒質（縦波音速 1,880m/s，密度 1,270kg/m3）を考慮した．FDTD 法における時
間ステップは 1.7ns，格子間隔は 20µm であり，安定した解を得るために十分小さい値とした．
その他の解析条件は文献付 2.1)と同じ条件とした．付図-2.2 に，振動子の音源として与えた送信
パルスの振幅波形とその周波数特性を示す．
臨界屈折角探触子
くさび
振動子
自由境界
入射角
46.8度
吸収境界

吸収境界

自由境界

探傷面

き裂

接触媒質(0.3mm)

吸収境界

3mm
鋼材の音速(3,240m/s)

鋼材
自由境界

付図-2.1 超音波伝搬数値シミュレーションにおける解析モデル
100

相対振幅(％)

送信パルス(両振幅波形表示)

50

0

0

5

10

周波数(MHz)

付図-2.2 数値シミュレーションにおける送信パルスの波形とその周波数特性- 41 -

付図-2.3 にき裂 A,B のそれぞれのき裂深さ 3mm 及び 5mm に対して，SV 波がき裂で反射した直後（振動子の励振から 15.5µs 後）の数値シミュレーション結果（き裂付近のコンター図）と，受信されたエコーを A スコープ画像として示す．コンター図の濃淡は，探触子のくさび内を伝搬する送信パルス（付図-2.2 中に両振幅波形で表示）の最大振幅時の粒子速度（くさびや鋼材を格子状に離散化した解析モデル上の格子点の速度）を 100％とした場合の相対値であり，波動伝
搬の挙動を視覚的に示したものである．また，付図-2.4 にき裂深さとエコー高さの関係を示す．
き裂が 3mm と浅い場合には，き裂先端での回折エコーを受信するため，き裂の勾配の違いの影
響をほとんど受けずに，き裂 A,B ともにほぼ同程度の値のエコー高さが得られている．また，き裂深さが増加するにつれて回折エコーが大きくなり，エコー高さ比も大きくなっている．ただし，
き裂深さが 4mm 程度以上では，き裂の勾配の違いにより，エコー高さ比に最大 12dB 程度の違いが生じるとともに，き裂深さが 6mm 程度付近からエコー高さ比が頭打ちとなる傾向が見られる．これはき裂深さが大きくなると回折エコーよりもき裂面からの大きいエコーを受信するため，き裂の勾配の影響を受けやすくなること，送信波のビーム幅よりもき裂が深くなることによりエ
コー高さ比が増加しなくなることを示しているものと考えられる．
ただし，き裂の諸元によっては，き裂 A,B のエコー高さとは異なる結果が得られる可能性があることから，エコー高さ比とき裂深さの関係を明確にするためには，今後のさらなる検討が必要であると考えられる．

100％超は，100％と同色
100％

120

120
100

80

エコー高さ(％)

H線
M線

60
40
20

L線
L/2線

0
15

20
25
ビーム路程(mm)(i) 深さ3mm

30

H線

120

(ii) 深さ5mm

20

L/2線

20
25
ビーム路程(mm)

30

200

160

0
15

40

L線

240

200

40

M線

60

(i) 深さ3mm

240

80

H線

80

0
15

エコー高さ(％)

0％

エコー高さ(％)

50％

エコー高さ(％)

100

M線
L線
L/2線

20
25
ビーム路程(mm)30(a) き裂A（き裂の勾配71度）

160

H線

120
80
40

M線
L線
L/2線

0
15

30

(b) き裂B（き裂の勾配79度）

付図-2.3 SV 波がき裂により反射した直後のシミュレーション結果と，受信されたエコーの A スコープによる表示- 42 -

2025
ビーム路程(mm)(ii) 深さ5mm

3630

エコー高さ比(dB)

24
H線

18

M線

12

L線

6

L/2線

0
-6

き裂A
き裂B

-12
-18
-24
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10 11 12

き裂深さ(mm)注) エコー高さ比はL/2線を基準(0dB)とした．

付図-2.4 き裂深さとエコー高さ比の関係
参考文献

付 2.1)

Kimura, T., Misu, K., Wadaka, S. and Koike, M.: Discussion on transmission and reception ofshear vertical wave propagating along surface of test object, The Japan Society of Applied
Physics, Japanese Journal of Applied Physics, Vol.36, No.7B, pp.4564-4567, 2007.

- 43 -

共同研究報告書
Cooperative Research Report of PWRI
No.452 March 2013

編集・発行 ©独立行政法人土木研究所

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