阪神高速道路第 55 回技術研究発表会論文集(2023)

U リブ鋼床版横リブ交差部の疲労き裂に対する補修対策工法に関する検討
中本勇 1・森謙吾 2・高田耕庸 2
1(一財) 阪神高速先進技術研究所調査研究部
2 管理本部企画管理部保全技術課

要約
阪神高速では鋼床版の U リブと横リブ交差部のスカラップに発生するタイプ④の疲労き裂が多く報告されている．このき裂に対して，阪神高速の過年度の検討では U リブ下面や側面への L 型鋼設置の効果が検証されており，近年では U リブ下面と側面の両方に設置した工法も提案されている．本稿ではこれらの 3つの工法に対する FEA を実施することでタイプ④き裂発生点の応力低減効果を比較検討した．その結果，無補修に対する効果は，下面連結は U リブ側止端部の応力が低下する一方，横リブ側止端部に高い圧縮応力が生じた．側面連結は U リブ断面のせん断変形が緩和され， U リブ側および横リブ側の溶接止端部の応力が低下した．また，両者を併用した場合も U リブ側，横リブ側ともに応力低下した．

キーワード : 鋼床版，疲労き裂，応力集中，添接補修工法

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 U リブと横リブ交差部の疲労き裂 (タイプ④) が多く報告されている．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，損傷数が多くなる傾向がある 3)．
これに対し，阪神高速の既設鋼床版疲労対策マニュアル 4) (以下，マニュアル) では，横リブと U リブ
下面および側面をＬ型鋼 (アングル材) にて連結する添接補修工法が標準対策工法として示されている．
図-2 に補修工法を示す．マニュアルにはこれらの工法の明確な使い分けは示されておらず，現場においては，過年度の解析的な検討の知見 5)を基に，タ
イプ④-1 には下面連結，タイプ④-2 には側面連結が適用されることが多い．しかし，下面連結と側面連結の応力低減効果の比較を同一条件で実施できていないかつ構造ディティールは検討の余地がある．また，次期のマニュアル改定では，下面連結と側面連結を併用した構造 (以下，併用連結) が標準工法として示される予定である．併用連結は部材数が増える
ことによる施工性や経済性の低下，き裂発生位置がUリブデッキ
プレート

横リブ
スリット部
図-1 タイプ④き裂(a)下面連結(b)側面連結

図-2 タイプ④き裂に対する補修工法

目視できなくなることによる維持管理性の低下が課題になると考えられ，損傷き裂タイプに応じた適切な補修工法が求められている．
そこで本検討では，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 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．

704800
1501500

3000

150

200 100 200200235 140

150075kN

2990
7x320=2240

R175kN載荷中心載荷面形状

R2T5T4T3T2T11501000

L1500 200 300 500

L2L3 L4 L5L6500500

L7750 250150

L8L9 L10

図-3解析対象と荷重条件

R1R2R3R412140 235

R4900 12700

R3(a)平面図（単位：mm）(b)断面図（単位：mm）

補強部材を設置(a)全体図(b)対象とする溶接止端部
図-4(a)original(無補強)

解析モデル(b)type-1(下面連結)(c)type-2(側面連結)
図-5 解析ケース

２．解析概要(1) 解析条件
解析ソフトは 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 2.0×105 N/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 640 mm とした．解析モデルの寸法は阪神高速道路公団標準図集 6)（以下，標準図）を参考にした．横リブは板厚 9 mm とし，横リブ間隔は，長スパン側 3000 mm ，短スパン側 1500 m,とした．デッキプレート厚は 12 mm とした．密閉ダイ(d)type-3(併用連結)

アフラムの位置は，標準図に 記載の横リブ- ダイアフラム距離の最小値である 200 mm とした．U リブと横リブの溶接ビードをモデル化することとし，脚長は 5 mm とした．
載荷位置は，図-3 に示すように橋軸方向は 10 ケースとし，橋軸直角方向は最大 5 ケースとした．載荷荷重はダブルタイヤ 1 輪を模擬し，200 mm×200mm の載荷面積に 150 kN 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．
解析モデルを図-4に示す．境界条件は，主桁下フランジ下面を全自由度固定とした．メッシュ分割は，着目する溶接止端部から10 mm程度の範囲までの要素サイズを，1辺が最低1 mm程度となるように設定71

した．溶接ルート部に位置する横リブの要素を消去することにより，幅1 mm の溶接ルートを設けた．
これにより溶接止端部の応力がわずかに増加する可能性がある8)が，本検討はモデル間の応力の相対比較を行うものであるため評価に影響を及ぼさないと考えられる．

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，膜応力が卓越した．これは，横リブの面外変形が小さい一方で，U リブの面外変形による止端部の引張の影響が大きかったためと考えられる．

(2) 解析ケース
解析ケースを図-5 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．補修部材は，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，荷重が小さくすべりは生じないと考えられることから，ボルトの軸力影響範囲は考慮せず全節点共有とした．

裏面5mm

曲げ応力

150直応力(MPa)100500-50
Uリブ側_膜応力-100

Uリブ側_曲げ応力

横リブ側_膜応力-150

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-7R4 リブ左側溶接止端の影響線(original)

R4 リブ左側の U リブ側止端の影響面（T1～T3 載荷）type-1

凡例-400--300-400--300

500-400--300-300--200

400-300--200
300-200--100
200
100-100-000-100-100-200
100-200-300-400
200-300
直応力(MPa)-200--100-300--200

715
555
395

300-400
400-500

横リブ -載荷位置の距離 (mm)type-2type-3

715
555
395

-400--300

500-300--200400

直応力(MPa)300-200--100
横リブ-載荷位置の距離(mm)
200
100
0-100
0-100
100-200-200
200-300 -300
300-400 -400

主桁-載荷中心の距離(mm)-100-0

主桁-載荷中心の距離(mm)

横リブ-載荷位置の距離(mm)

500
400
300
200
100
0-1001035
715-200
395-300-400

主桁-載荷中心の距離(mm)

直応力(MPa)

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

715
555
395

400-500

主桁-載荷中心の距離(mm)

主桁-載荷中心の距離(mm)

715
555
395

-200--100

0-100-100-0100-200
200-300

0-100

300-400

100-200

400-500

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

横リブ-載荷位置の距離(mm)

表面膜応力200original

直応力(MPa)

直応力 板厚方向の(裏面) 応力分布(a)応力取得位置(b)応力のイメージ
図-6 膜応力と曲げ応力の概要(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 5 mm 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．
溶接止端部の最大の曲げ応力は T3L5 載荷時に R4リブ左側の U リブ側止端で生じた．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 に示す．original の長スパン側の曲げ応力の最大値は横リブから 500 mm 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

500
4003002001000-100-200-300-400+直応力
直応力
(表面)

表-1＝5mm

３．解析結果直応力(MPa)Uリブ

横リブ

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

横リブ-載荷位置の距離(mm)

72

444

400

応力(MPa)

300
200

500

T3L5載荷時400

T1L5載荷時

71

100

T1L5載荷時
192

200

131

100

4100-50-62-50 -51-100-200

T3L5載荷時

367

300

249

207

応力(MPa)500-100-200

original
1

type-1
2

type-23type-3
4original
1(a)U リブ側止端部-73-91
type-23

type-34(b)横リブ側止端部
図-8(a)original
original-108-133
type-12

溶接止端部の主応力(b)type-1(c)type-2
type-1
type-2
図-9 T3L5 載荷時の変形図(変形倍率 300 倍)(2) 応力低減効果の分析
a) 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．original では影響面が引張方向に作用していたのに対し，下面連結部材を設置している
type-1 では影響面が圧縮方向に作用していた．これは， U リブの面外変形が補修部材により拘束されることで，U リブ円弧部周辺に変形が集中し，止端部に 高い 圧 縮 応 力が 作 用し た ため と 考え られ る ．
type-2 は，original と影響面の傾向は変わらなかったが，発生応力が低下した．これは，側面連結によりU リブ断面のせん断変形が緩和されたためと考えられる．type-3 は，影響面の傾向が type-1 と同じとなった．
b) 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-8に示す．図-8 は， original の最大応力が生じた T3L5載荷時と，original において U リブ下面の面内変形が大きかった T1L5 載荷時の結果を示している．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-9 に T3L5 載荷時の横リブ交差部の変形図を示す．
図-8(a)より，original に対する type-1 の直応力は，T3L5 載荷時に 89%低減し，T1L5 載荷時に 75 %程度低減した．これは，図-9(b)に示すように下面連結により U リブの面外変形が小さくなり，溶接止端部(d)type-3
type-3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-10 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．
original に対する type-2 の直応力は， T3L5 載荷時に 44%低減し，T1L5 載荷時に 66%低減した．これは，図-9(c)に示すように側面連結により U リブ断面のせん断変形が緩和されたためと考えられる．また，その変形モードは original と一致している．図10(c)および図-11(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．
original に対する type-3 の直応力は，T3L5 載荷時に type-1 と同程度であり，T1L5 載荷時に type-1 より 20%程度大きかった．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-10(b)，(d)に示
すように，type-1 は 横リブのスリット部周辺に，青色で表示される-67 MPa～-100 MPa の低い最小主応力が分布しており，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 は， -67 MPa ～100 MPa の最小主応力が，溶接止端から 2 mm 程度の狭い範囲に分布しており，応力集中が type-1 より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73最小主応力T1L5(a)original(b)type-1(c)type-2
図-10 T1L5 載荷時の最小主応力(d)type-3(a)original(b)type-1(c)type-2
図-11 T3L5 載荷時の最大主応力(d)type-3

最大主応力
T3L5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．
c) 横リブ側止端部の応力低減効果
図-8(b)より，original に対する type-1 の直応力は，T3L5 載荷時に 71%低減したのに対し，T1L5 載荷時は，U リブ下面の拘束による止端部の応力集中の影響により低減しなかった．また，図-10(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．
original に対する type-2 の直応力は T3L5 載荷時に48%低減し，T1L5 載荷時に 69%低減した．これは，
図-9(c)に示すように側面連結により横リブスリッ
トの左側円弧部の面内方向の圧縮変形が緩和され，横リブ側止端の応力集中が小さくなったためと考えられる．このことからタイプ④-2 き裂に対する補修効果は大きいと考えられる．
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．現行マニュ
アルでは図-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．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．
original に対する type-3 の直応力は T3L5 載荷時に80%程度低減し，T1L5 載荷時に 30%程度低減した．
また，T1L5 載荷時，T3L5 載荷時ともに type-1 より30%程度低限した．これは，下面連結と側面連結による拘束の影響で，横リブ側止端部で応力集中が生じるものの，側面連結によりスリット周辺の圧縮変形が小さくなる影響が大きく，応力集中が緩和されたためと考えられる．ただし，最小主応力が横リブスリットの接線方向に生じており，これがき裂の発生に影響する可能性がある．
以上の結果より，タイプ④-2 き裂に対しては，主応力方向への影響がない type-2 が適すると考えられる．ただし，T3L5 載荷時の original に対する応力低減効果は type-2 より type-3 の方が大きい．今後は疲労試験を実施し，U リブのねじれの影響が大きい載荷条件においても側面連結のみでよいか検討する必要がある．

４．まとめ
本検討ではタイプ④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下する一方，溶接止端部に変形が集中することで，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応力が生じる．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．
・U リブ側面連結により U リブ断面のせん断変形が緩和され，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下する．
・現行マニュアルでは下面連結のボルトを 4 列配置する旨が記載されているが，横リブスリットの圧縮変形の緩和に寄与しない最下列のボルトは省略

74

してもよいと考えられる．
・下面連結と側面連結を併用することで横リブ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．
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
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2) 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
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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，2010.14) 阪神高速道路株式会社 : 既設鋼床版疲労対策マニュア
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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，平成 24 年 3 月
8) 大住圭太，森猛，坂間大介 : 鋼床版垂直スティフナ溶
接部の疲労き裂に対するストップホール法の効果，構造工学論文集 vol.23，No.91，pp.31-41，2016.975