鋼構造年次論文報告集
第31巻(2023年11月)

論文

U リブ鋼床版横リブ交差部の疲労き裂の発生に対する予防保全対策工法の検討

STUDY ON PREVENTIVE MAINTENANCE MEASURES METHODS FOR FATIGUE CRACKSOF LONGITUDINAL TO TRANSVERSE RIB CONNECTION IN ORTHOTROPIC STEEL DECK
〇中本 勇*1
赤松 伸祐*1
山本 修嗣*2
Yu NAKAMOTO*1

杉岡

弘一*3

Koichi SUGIOKA*3

Shinsuke AKAMATSU*1

平野

Shuji YAMAMOTO*2

正大*4

高田 耕庸*5

Masahiro HIRANO*4

Koyo TAKATA*5

ABSTRACT

Fatigue cracks at the slit weld joints at the intersections of the U-ribs andtransverse ribs of steel slabs have been reported frequently on the Hanshin Expressway. There
are three repair methods for these cracks: L-shaped steel is installed on the bottom surface of the
U-rib only, on the side surface of the U-rib only, or on both the bottom and side surfaces. In thisstudy, FEA was conducted for each method, and it was confirmed that installing L-shaped steel
only on the bottom surface of the U-rib side cracks and only on the side surface of the lateral rib
side cracks is more effective, and that there is no significant increase in the stress reduction effectwhen L-shaped steel is installed on both sides.
Keywords:鋼床版，当て板，応力集中，疲労き裂
Steel Deck, Angle Plate, Stress Concentration,Fatigue Crack

1．はじめに阪神高速では，U リブを有する鋼床版において

図 1 に示す横リブ交差部に生じる疲労き裂が多く報告されている．このき裂は，U リブ側止端から生じるき裂(タイプ④-1)および横リブ側止端から生じるき裂(タイプ④-2)がある．このき裂の主な発生原因は，輪荷重の直上移動載荷に伴う横リ
ブの面内変形に起因する応力集中[1]，輪荷重の U
リブへの偏心載荷に伴う U リブのねじれ変形を横リブが拘束することで生じる応力集中[2] などが考えられている．また，横リブ交差部の近くに*1( 一財)阪神高速先進技術研究所 調査研究部（〒541-0054 大阪市中央区南本町 4-5-7）*2( 株)IHI インフラシステム 橋梁技術室 設計部(〒590-0977 大阪府堺市堺区大浜西町 3番地）*3
阪神高速道路(株) 建設事業本部 建設企画部 (〒530-0005 大阪市北区中之島 3-2-4）*4阪神高速道路 ( 株 ) 管理本部 管理企画部
保全技術課 ( 〒 552-0006 大阪市港区石田3-1-25）*5阪神高速道路(株) 建設事業本部 神戸建設部(〒650-0023 神戸市中央区栄町通 1-2-10）

デッキPL
Uリブ
ダイアフラム

スリット部

横リブ

④-1

④-2

図 1 横リブ交差部のき裂

形状保持のための密閉ダイアフラムを有する場
合，これによって剛性が上がり，横リブスリット
部の局部応力が大きくなることから，損傷が生じやすくなる傾向がある[3]．
これらのき裂に対する補修工法として，文献[3,4]では横リブと U リブ下面をＬ型鋼 (アングル材) にて連結する工法(以下，下面連結)を検討しており，U リブ側止端の応力低減効果および疲
労き裂の抑制効果が確認されている．その一方，
横リブスリット周辺に変形が集中する影響で，横リブ側止端で応力増加する検討結果が示されて

78

いる[3]．この結果を踏まえて，文献[3]では下面連結を設置した横リブスリットを部分的に切削し，横リブ側止端で応力低減効果を確認した．しかし，この工法は切削形状の精度管理が容易に行えない点が課題であり，鋼床版の削孔の精度管理が容易であるアングル材設置のみによる工法が求められている．
そこで，著者らは U リブ側止端のみではなく(a)下面連結(b)側面連結図 2 横リブ交差部のき裂に対する対策工法

横リブ側止端でも応力低減させることを目的に，
U リブ側面にアングル材を設置する工法(側面連結 ) および下面と側面の両方に設置する工法( 併用連結)を提案する．側面連結は，九鬼ら[5]により実橋を対象とした試験施工が実施され，U リブ側，
横リブ側ともに応力低減効果が確認されているが，応力低減する仕組みや変形挙動を詳細に確認した事例はなく，その形状も検討の余地がある．
併用連結は，図 2 の工法より応力低減効果を向上することを目的として提案した工法である．しかし，併用連結による溶接止端部の応力低減や変形への影響を検討した事例はなく，これら 3 工法

200 100 200
75kN

75kN

T5
T4
T3
T2
T1

載荷中心

載荷面形状

2.1 解析対象
解析ソフトは Midas FEA NX 2022 を用い，3 次

元弾性解析を行った．解析モデルは全ての部材を
ソリッド要素でモデル化した．材料条件は，弾性係数を 2.0×105N/mm2 とし，ポアソン比を 0.30 とした．解析対象と荷重条件を図 3 に示す． U リ

900 12
700

解析概要

R2

R3

R4

12

2.

(a)平面図（単位：mm）

200の応力低減効果の比較を同一条件で実施できていない．
そこで本検討では，下面連結，側面連結，併用連結を適用させた鋼床版に対して，荷重載荷位置をパラメータとした FEA を実施することで，タ
イプ④-1 および④-2 き裂発生起点における各工法の応力状態や応力低減効果を比較検討した．

(b)断面図（単位：mm）
図 3 解析対象と荷重条件

ブ本数は 4 本とし，U リブの配置間隔は同様の検討が実施されている文献[3]を参考に 640mm とした．解析モデルの寸法は阪神高速道路公団標準

ムの設置位置は，横リブに近いほど U リブの剛図集[6]（標準図）を参考にした．横リブは板厚 9mmとし，横リブ間隔は，長スパン側 3000mm ，短ス
パン側 1500m,とした．デッキプレート厚は 12mm

性が増加すると考えられることから，標準図による最小距離である横リブから 200mm の位置とした．U リブと横リブの溶接ビードをモデル化するとした．解析モデルの全 U リブに密閉ダイアフ
ラムを設けた．これは，密閉ダイアフラムにより
U リブの剛性が上がり，横リブスリット部の局部応力が大きくなることから，損傷数が多くなることが示されている[1]ためである．密閉ダイアフラ

こととし，脚長は 5mm とした． U リブと横リブの接触部を 1mm 離間させ，溶接部のみで応力伝達する構造とすることで，溶接ルート部を再現した．

79

(a)original(無補強)(b)type-1(下面連結)
図4(c)type-2(側面連結)
解析ケース(d)type-3(併用連結)

横リブ

着目
要素
補強部材を設置

Uリブ(a)全体図(b)対象とする溶接止端部

図5

解析モデル

2.2

解析ケース
解析ケースを図 4 に示す．解析ケース名は，無補強，下面連結，側面連結および併用連結をそれ
ぞれ original，type-1，type-2，type-3 とした．部材

2.4の形状は，下面連結はアングル材が U リブの曲
面部に掛からない程度の長さとし，側面連結は，溶接止端部周辺のスリット部の変形が大きくな

は，溶接止端部に沿って最大応力が横リブ板厚中心付近に生じる[8]ことを参考に，図5に示すR4 リ
ブ溶接止端部の，横リブ板厚中心位置の要素としると考えられることから，スリット部を挟んでボルトを 2 列配置できる長さになるように設定した．アングル材は主桁剛性の影響で応力集中が大きくなる R4 リブに適用させた．補修部材と U リ
ブおよび横リブの接合面は，ボルトの軸力影響範囲は考慮せず全節点共有とした．
2.3 荷重条件および境界条件
載荷位置は，図 3 に示すように橋軸方向は 10た．着目する応力の方向は，Uリブ側，横リブ側の要素に対してそれぞれ全体座標に対する鉛直
方向，水平方向の直応力を取得した．なお，これらの方向はき裂を進展させる方向(U リブ側面方向，および側面に対する直交方向) と若干の角度のずれはあるが，その角度差は微小であり，応力の相対比較するうえでは問題はないと考えられる．
溶接止端部周辺のメッシュサイズは，文献[8]を参考に，1辺が1mm程度となるように設定した．

ケースとした．橋軸直角方向には， original は
T1~T5(160mm スパン)の 5 ケース，当て板設置したケースは R4 リブ対して影響の大きい T1~T3 の3 ケースとした．載荷荷重はダブルタイヤ 1 輪を模擬し，載荷面積は 200mm×200mm，載荷荷重は150kN とした．なお，載荷荷重は既往の活荷重実態調査において計測された最大軸重[7] を参考に決定した．
解析モデルの全体図および着目溶接止端部の拡大図を図 5 に示す．境界条件は，主桁下フラン

着目要素
本検討は original に対する各工法の応力低減効果および横リブ交差部の変形特性を，溶接止端部の発生応力により評価した．本検討の着目要素

3.

解析結果
3.1 無補強の横リブ交差部の変形性状
original の U リブおよび横リブの変形特性を評価するため，溶接止端から 5mm 離れた位置の鋼部材表裏面の節点の直応力を取得し，膜応力 (表裏面の応力の平均で示される軸方向の応力成分)と曲げ応力 (表裏面の応力の差の 2 分の 1 でジ下面を全自由度固定とした．

80

Uリブ

200

5mm

150
100

直応力(MPa)

5mm
直応力
直応力(裏面)裏面

膜応力と曲げ応力の概要
表1

主桁-載荷中心距離(mm)

2750

3000

1500

715
555
395

横リブ-載荷中心距離(mm)示される曲げ応力成分) の影響線を整理した．膜
応力，曲げ応力の概要を図 6 に示す．
T3 載荷位置における，曲げ応力および膜応力の橋軸方向の影響線を図 7 に示し，U リブの変形
概要を図 8 に示す．original の長スパン側の曲げ応力の最大値は横リブから 500mm 離れた T3L5
載荷時に生じた．これは，ダイアフラムにより U
リブの断面変形が拘束され，着目部に伝達される応力が大きくなるためと考えられる．U リブ側止端では曲げ応力の最大値が膜応力の 4 倍程度生じた．これは，U リブのねじれの影響による回転変形が横リブにより拘束されることで，U リブ側
止端の曲げ変形が大きくなったためと考えられる．一方，横リブ側止端は曲げ応力は小さく，膜-300--200-200--100-100-00-100100-200
200-300
300-400

横リブ-載荷中心距離(mm)

主桁-載荷中心距離
(mm)

2750

715
555
395
3000

1500

2000

500
400
300
200
100
0
-100
-200
-300
-400

-400--300

400-500
T3L5-50MPaT3L2(最小値)-125MPa

-1500
-500
0
200

直応力(MPa)

主桁-載荷中心距離
(mm)

2750

715
555
395
3000

1500

2000

1000

200

500

-1500
-500
0

横リブ-載荷中心距離(mm)

2000

0

200

500
400
300
200
100
0
-100
-200
-300
-400

T3L5
-50MPatype-3
T3L5(最大値)
249MPa

500
400
300
200
100
0
-100
-200
-300
-400

凡例

T3L3(最小値)-151MPa

-1500
-500

直応力(MPa)

主桁-載荷中心距離(mm)

1035
715
395
3000

2000

2750

1000

1500

200

500

500
400
300
200
100
0
-100
-200
-300
-400
-1500
-500
0

直応力(MPa)

type-1
T3L5(最大値)
444MPatype-2直応力(MPa)

U リブの変形概要

R4 リブ左側の U リブ側止端の影響面（T1～T3 載荷）

original

横リブ-載荷中心距離(mm)

図8(T3L5 載荷時，変形倍率 300 倍)R4 リブ左側溶接止端の影響線

500

図6

横リブ側_膜応力
横リブ側_曲げ応力

-200
-1500
0
1500
3000
横リブから載荷位置までの距離(mm)

図7

曲げ変形

Uリブ側_曲げ応力

-150

表面
曲げ応力

膜応力

引張

Uリブ側_膜応力

1000

直応力分布

0
-50
-100

+
+

＝
＝

50

500

直応力(表面)

Uリブのねじれ変形

1000

横リブ

応力が卓越した．これは，横リブは U リブと比べて曲げ剛性が大きいため面外変形が小さい一方で，U リブによる拘束の影響で横リブに引張応力が作用したためと考えられる．
3.2 応力低減効果の分析
3.2.1 影響面
R4 リブ左側の U リブ側止端の直応力の影響面を表 1 に示す．type-1～type-3 の影響面は，R4 リ
ブに対して影響の大きい橋軸直角方向 T1～T3 載
荷時のみ対象とした．横リブ側止端の影響面の傾向は U リブ側止端と同じであった．
original は，図 7 の曲げ応力と同様に T3L5 載荷時に最大応力が生じた．type-2 は，original と影
響面の傾向は変わらなかった．type-2 で U リブ側

81

止端に最大応力が生じた T3L5 載荷時の R4 リブの変形図を図 9(a)に示す．type-2 は original との変形モードの違いも見られなかった．
下面連結部材を設置している type-1 およびtype-3 では，ほとんどの載荷位置で圧縮応力が作大別されると考えられるため，それぞれの変形モードの代表として，R4 リブに対する偏心載荷と用しており，変形モードも両者で同じであった．
代表例として type-1 の圧縮応力の最低値が生じた T3L3 載荷時の変形図を図 9(b)に示す．圧縮応力が作用したのは，U リブが補修部材により拘束されることで，original とは逆向きに変形したためである．表 1 に示したように，type-1 およびtype-3 では橋軸方向に横リブ周辺への載荷時に高い圧縮応力が生じた．これは，橋軸方向に横リ
ブに近い位置に載荷時にスリットの面内変形が大きくなり，それに対して U リブ下面を固定することで止端部に変形が集中するためと考えられる，ため，各工法で同じ載荷条件で比較した．なお，
type-1～type-3 により周辺部位 (スカラップ側溶
接止端部および U リブとデッキの溶接ルート部)の応力への影響は小さかった．図 10 より，U リ
ブのねじれ変形の影響により original は U リブ側止端で最大 444MPa，
横リブ側止端で最大 367MPaの引張応力が生じている．
図 10(a)より，type-1 の U リブ側止端の直応力の比は T3L5 載荷時に 0.11，T1L5 載荷時に 0.25

なる T3L5 載荷時および直上載荷となる T1L5 載荷時を対象とした．本検討は original に対するア
ングル材設置による効果を比較するものであるとなった．これは，図 11(b)に示すように下面連

変形

10 に示し，T3L5 載荷時の横リブ交差部の変形図を図 11 に示す．直応力は同じ載荷条件で比較し，orignal との U リブや横リブの応力性状を比較した．図 10 は，original の横リブ交差部の変形モードが，偏心載荷時はせん断変形，直上載荷時は面内方向に全体が沈み込むような変形の 2 通りに

1.00

直応力(MPa)

300

0.56

225
150

0.25
0.11

75

0.34

0.11

図9

1.2

450

1.0

375

0.8

300

0.6
0.30

(a)type-2(T3L5 載荷時)

0.4
0.2

直応力(MPa)

375

1.00

直応力の比

450

変形

1.00

1.2

1.02

1.00

1.0
0.8
0.52

225
150

(b)type-1(T3L3 載荷時)

最大応力時の変形図(変形倍率 300 倍)

0.29

0.70

0.31

0.20

0.6
0.4

75

0.2

0

0.0

0

0.0

-75

-0.2

-75

-0.2

-0.4

-150

-0.4

-150

original
1 2 3 type-1
4 5 6 type-2
7 8 9type-3
10 11(a)U リブ側止端部
図 10

original

面外変形

original
1 2 3 type-1
4 5 6 type-2
7 8 9 type-3
10 11(b)横リブ側止端部
溶接止端部の主応力

type-1

type-2

圧縮変形 面外変形抑制増加(a)original

図 11

直応力の比

3.2.2 U リブ側止端部の応力低減効果
R4 リブの左側溶接止端部の直応力の比較を図

type-3

スリット周辺の圧縮変形緩和(b)type-1(c)type-2
T3L5 載荷時の変形図(変形倍率 300 倍)(d)type-3

82

(a)original(b)type-1
図 12(c)type-2
T1L5 載荷時の最小主応力(d)type-3(a)original(b)type-1
図 13(c)type-2
T3L5 載荷時の最大主応力(d)type-3

結により U リブの水平方向の面外変形が小さくなり，溶接止端部の応力集中が小さくなったためと考えられる．T1L5 載荷時の最小主応力図を図12 に示す．type-1 は，U リブ側止端で最小主応力
がき裂の要因となる溶接線方向に生じるが，直応力が大幅に低下することからタイプ④-1 き裂に対する補修効果は大きいと考えられる．
type-2 の直応力の比は， T3L5 載荷時に 0.56，
T1L5 載荷時に 0.34 となった．これは，図 11(c)に示すように側面連結による断面増加で横リブ側止端周辺の鉛直方向の剛性が増加し，スリットの圧縮変 形が緩 和さ れたた めと考 えられ る．図12(c) および図 13(c) に示すように主応力方向もoriginal と同じであり， U リブ側止端部の応力集中も緩和されている．このことから，タイプ④-1
き裂に対する補修効果があると考えられる．
type-3 の直応力は original より低減したものの，
T1L5 載荷時，T3L5 載荷時ともに type-1 と同程度であった．これは，下面連結と側面連結の併用により，下面連結のみの場合と比べて U リブ側止端部の拘束の影響が大きくなり，高い応力集中が生じたためと考えられる．図 12(b)，(d)に示すよ
うに，type-1 は横リブのスリットに沿った方向の主応力の変化が小さく，スリット部に変形が分散されていることがわかる．一方， type-3 の横リ
ブのスリットに沿った主応力は， 溶接止端の要素とその他の要素の差が大きい．このことから，
type-3 は type-1 より応力集中が大きいことが分かる．U リブ側止端の original に対する応力低減効

果は大きいためタイプ④-1 き裂に対する補修効
果はあるといえるが， type-1 以上の応力低減効
果がないことから，タイプ④-1 き裂に対しては下面連結のみでよいと考えられる．
3.2.3 横リブ側止端部の応力低減効果
図 10(b)より，type-1 の横リブ側止端の直応力の比は，T3L5 載荷時に 0.29 であったのに対し，
T1L5 載荷時は 1.02 であった．これは，U リブ下面の拘束により，スリット周辺に局所的な圧縮変形が生じたためと考えられる．また，図 12(b)に示すように，最小主応力が横リブスリットの接線方向に生じている．これはタイプ④-2 き裂を進展させる方向となる．そのため，type-1 はタイプ④-2 き裂が発生している横リブ交差部への設置は適さないと考えられる．
type-2 の直応力の比は T3L5 載荷時に 0.52 ，T1L5 載荷時に 0.31 であった．これは，U リブ側
同様に側面連結により横リブスリットの圧縮変形が緩和されたためと考えられる．type-2 はスリット部に補修部材を設置することによる圧縮変形の緩和の影響が大きい．その一方で，図 7 に示したように横リブ側止端では高い曲げ応力が生じておらず，横リブ自体の面外曲げ変形も，U リブと比較して小さいと考えられる．実構造では図2(b)に示すように鉛直方向に 4 列のボルトを配置しているアングル材を使用するケースが多い．ス
リットの圧縮変形を低減させるため，上から 3 列目までのボルトの設置は必要と考えられるが，4列目のボルトを省略して部材長を短縮したとし

83

ても，ボルトを 4 列配置した場合と同等の補修効
果があると考えられる．
type-3 の直応力の比は T3L5 載荷時に 0.20 ，
T1L5 載荷時に 0.70 であった．また，type-3／type1 の直応力の比は T1L5 載荷時，T3L5 載荷時ともに 0.68 となった．これは，側面連結によりスリットの圧縮変形が緩和されたためである．type-3／type-1 の直応力の比は，type-2／original の直応力の比に比べて小さく，type-3 は type-1 と type-2の応力低減効果の足し合わせにならない．これは，type-1 と type-2 の U リブの変形モードが異なるためである．
以上の結果より，タイプ④-1 き裂発生点に対しては，type-1，type-2 のみで応力低減効果がある

件が同一の箇所への適用を想定している．
本検討では補修部位による応力低減効果を比較したが，応力低減率と疲労強度の関係は明らかになっていない．特に，側面連結と併用連結は実験的な検討事例はなく，下面連結との効果を同一条件で比較できていない．そのため，疲労試験に
より各補修工法の効果検証およびタイプ④-1 き裂，タイプ④-2 き裂それぞれに対する最適な補修方向の検討を今後実施する予定である．
参考文献[1] 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，pp,127-137，と考えられる．タイプ④-2 き裂発生点に対しては，
type-2 と type-3 の応力低減効果があるが，載荷条件によっては type-2 の方が original に対する応力

1995[2] 夏秋義広，坂野昌弘，高田佳彦，平野敏彦，が小さく，type-3 は大幅な応力低減はしないため，
type-2 のみでよいと考えられる．

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，
2006.9[3] 独立行政法人土木研究所，川田工業株式会
社 : 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，2010.1[4] 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

4.

まとめ
本検討ではタイプ④-1，④-2 き裂に対する下面
連結，側面連結，併用連結の FEA を実施することで，タイプ④-1，④-2 き裂発生起点における応
力状態や応力低減効果について比較検討した．得られた結果を以下にまとめる．
・U リブ下面連結により面外変形が小さくなり，
U リブ側止端部の応力が低減する一方，載荷中
心が U リブの直上に位置する場合に横リブ側
止端部に高い圧縮変形が生じ，応力低減しない．
・U リブ側面連結により U リブスリットの圧縮
変形が緩和され，すべての載荷位置で U リブ側
および横リブ側の溶接止端部の応力が低減す
る．
・下面連結と側面連結を併用することで横リブ

瓦林誠 : 鋼床版の U リブと横リブ交差部の論文報告集，vol.15，pp.431-438，2007.11[5] 九鬼智絵，塚本成昭，岡本亮二，青木康素，
薄井王尚：U リブと横リブ交差部の疲労き裂

スリット周辺の圧縮変形が緩和され，下面連結のみの場合と比べて横リブ側止端部の応力が低下する．一方，U リブ側止端部は，下面連結に対するアングル材当て板補強効果の実橋検証，第 69 回年次学術講演会，2014.9[6] 阪神高速道路公団 : 鋼構造物標準図集，1991[7] 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，橋梁構造研究センター : 鋼
床版デッキプレート進展き裂に対するデッキ
プレート厚板化の効果に関する検討，2012.3[8] 判治剛，加藤啓都，舘石和雄，崔誠珉，平山
繁幸：閉断面リブを有する鋼床版の横リブスのみの場合と比べて局所的な変形による応力集中の影響が大きくなり，発生応力が大きくなる．

リット部の局部応力特性，構造工学論文集，
vol.59A，pp.781-789，2013.3[9] 大住圭太，森猛，坂間大介 : 鋼床版垂直ステ・タイプ④-1 き裂に対しては下面連結または側面連結，タイプ④-2 き裂に対しては側面連結のみでよいと考えられる．
・予防保全として本工法を適用する場合，き裂が発生している部位と同一径間の橋梁で，荷重条ィフナ溶接部の疲労き裂に対するストップホール法の効果，鋼構造論文集，vol.23，No.91，
pp.31-41，2016.9

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