鋼構造年次論文報告集
第 31 巻(2023 年 11 月)

論文

鋼床版の垂直補剛材溶接部の疲労き裂を対象とした ICR 処理範囲に関する検討

INVESTIGATION OF ICR TREATMENT AREA FOR FATIGUE CRACK INITIATED
AT WELDED BETWEEN STEEL DECK PLATE AND VERTICAL STIFFENER〇山本 修嗣*1

赤松 伸祐*2

Shuji YAMAMOTO*1

Shinsuke AKAMATU*2

杉岡

弘一*4

Koichi SUGIOKA*4

髙田

松本 直樹*5
Naoki MATSUMOTO*5

耕庸*3

Koyo TAKATA*3

石川 敏之*6
Toshiyuki ISHIKAWA*6

ABSTRACT

Many fatigue cracks have been observed at welded between the steel deckplate and vertical stiffeners. Currently, ICR treatment (Impact Crack Closure Retrofit
Treatment) is applied as the repair method for such fatigue cracks. However, there are cases
where ICR treatment cannot be adequately applied in narrow areas. In this study, plate bending
fatigue tests of out-of-plane gusset specimens and FE analysis simulating test conditions wereconducted in order to verify the influence on improvement in fatigue life due to differences in
ICR treatment area.
Keywords:鋼床版，疲労き裂，面外ガセット試験体，ICR 工法
Orthotropic steel deck, Fatigue crack, out-of-plane gusset specimen, ICR treatment

1．はじめに阪神高速では多くの橋梁で鋼床版が採用されてート側溶接止端部もしくは垂直補剛材側溶接止端部となっており，デッキプレートにき裂が進展すおり，その多くが重交通路線に位置することから
鋼構造物の損傷全体の約 4 割を鋼床版の疲労き裂が占めている．これらのき裂のうち図 1 に示すよることで，舗装の損傷を誘発するなど，早急な対策が必要なき裂タイプである．

うな鋼床版デッキプレートと垂直補剛材のまわし
溶接部に発生するき裂は，鋼床版に発生するき裂
全体の約 3 割に及んでいる．このき裂は，デッキプレートから離れた位置の繰り返し載荷によって，溶接部に板曲げ圧縮応力が繰り返し作用することで生じる．その起点は，溶接ビードのデッキプレ(株)IHI インフラシステム 橋梁技術本部
エンジニアリング部(〒590-0977 大阪府堺市堺区大浜西町 3 番地）*2(一財)阪神高速先進技術研究所 調査研究部(〒541-0054 大阪府大阪市中央区 5 大阪市中央区南本町 4 丁目 5-7 東亜ビル 2F）*3
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）*4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）*5
準会員(学生)関西大学大学院 理工学研究科都市システム
工学分野（〒564-8680 大阪府山手町 3-3-35）*6
第 2 種正会員
博士(工学) 関西大学 環境都市工学部都市

疲労き裂

デッキPL

垂直補剛材

*1

図 1 鋼床版デッキプレートの疲労き裂

図 2 垂直補剛材直上の ICR 処理の事例

59

阪神高速ではデッキプレートに進展したき裂に対して，2017 年以前は，き裂先端を除去するストップホールによる応急処置を施し，垂直補剛材に半円切欠きを施すこととなっていた．しかし，路面からデッキプレート上面へ水が侵入し，ストップホールおよびき裂部から漏水が見られたため，2017 年以降は，発生したき裂に ICR 処理 1) （衝撃き裂閉口処理： Impact Crack Closure Retrofit
Treatment）を行い，垂直補剛材に半円切欠きを施すこととしている．ICR 処理は，デッキに進展したき裂とまわし溶接部を連続的に行うのが良いが，

図 2 に示すように，鋼床版デッキプレートと垂直
補剛材上端が U リブと主桁ウェブに囲まれた狭隘な箇所となっていることが多いため，ICR 処理が

図 3 面外ガセット試験体 (単位：mm)

困難な場合があり，特に溶接止端近傍が ICR 処理
できない場合も考えられる．
これまでに，鋼床版デッキプレートと垂直補剛材上端のまわし溶接部を模した面外ガセット溶接
継手を対象に，ICR 処理の効果が検討されており，
ICR 処理による疲労寿命の向上効果が高いことが明らかにされている 1)～3)．一方で，ICR 処理範囲
による ICR 処理の効果の検討はこれまで行われていない．
そこで本研究では，当該溶接部のデッキプレー
ト側の溶接止端に発生する疲労き裂を対象として，
ICR 処理の範囲を変化させた試験体の疲労試験と試験条件を再現した FE 解析により，
ICR 処理範囲の違いによる疲労寿命の向上効果への影響を明らかにする．

2．疲労試験
2.1 試験体(a) 溶接止端疲労き裂への ICR 処理(b) 主板に進展した疲労き裂への ICR 処理

図 4 ICR 処理手順

計測位置は，図 3 に示すように，試験体中央断面と試験体中央から 50 mm 断面に対して，溶接止本試験では図 3 に示すように，デッキプレートと垂直補剛材を模擬した面外ガセット試験体を用いた．板厚 12 mm，幅 200 mm の鋼床版デッキプ

端から 12 mm およびそこから 75 mm 位置に合計 6箇所（CH- A～CH- F）のひずみゲージを貼付した．
また，き裂の進展に伴う裏面側の応力の変化を確

レートを想定した主板に，板厚 12 mm，高さ 200mm の垂直補剛材を想定したガセットプレートが，半自動 CO2 ガスシールドアーク溶接（溶接材料認するために溶接止端の裏面側にひずみゲージ（CH -G）を貼付した．
2.2 ICR 処理

MX-Z200[JIS 規格：Z3313 T 49J 0 T1-0 C A-U]，溶接電流 215 A，溶接電圧 31.5 V，溶接速度 350
mm/min）ですみ肉溶接（6 mm の等脚長）されてICR 処理は，き裂の近傍を叩いて，き裂表面を閉口させ，疲労寿命を向上させる工法である．き裂先端を閉口させる手順を図 4 に示す．溶接止端いる．試験体の製作では，鋼床版製作時の溶接の向き（下向き）を再現している．試験体の鋼種は，
SM490Y とし，ミルシートによる降伏応力 σY，引に発生したき裂に対しては，き裂の前面の主板部分を叩いてき裂を閉口させる（図 4(a)）．溶接止端から離れて主板へ進展したき裂に対してはき裂の張強さ σb および破断伸びはそれぞれ，σY = 445
N/mm2，σb = 552 N/mm2，26 %であった．

両側を叩き，その後，き裂の直上を叩くことによってき裂表面を閉口させる（図 4(b)）．

60

(a) ICR(b) ICR-P(c) ICR-T

図 5 ICR 処理範囲 (単位：mm)

本試験では，板曲げ振動疲労試験によって，き裂が溶接止端から離れて 10 mm 進展した N10 まで発生させ，その後，図 5 に示すような処理範囲が異なる 3 種類の ICR 処理を行い，疲労試験を再開
した．主板部のき裂に対してき裂先端 20 mm 以上の位置から溶接先端までの範囲を ICR 処理し（図中の I→II→III，IV→VI→VII），次にまわし溶接部に対して補剛材幅 2/3 を想定した 70 mm 以上の範囲を中央で分割処理した（図中の VII→VIII）一般
的な ICR 処理範囲を「ICR」（図 5(a)）とした．主板部に進展したき裂を ICR 処理し，その後まわし
溶接部とビード方向に主板部の ICR 処理幅までを(a) 止端角度と止端半径

ICR 処理した処理範囲を「ICR-P」 （図 5(b)）とした．主板部に進展したき裂のみ ICR 処理し，まわ し 溶 接 部 を ICR 処 理 し な い 処 理 範 囲 を「ICR-without Toe 」（以下 ICR-T，図 5(c)）とした．
ICR 処理時は試験機に設置した片持ち状態とし，スプリングによる応力（プレローディング）を開放した無載荷状態で処理を施している．ICR 処理の品質確保のため，実橋の疲労き裂への対応と同様に，ICR 処理は経験者による実施とし，ICR 処
理後は，浸透探傷検査を行い，き裂が閉口したことを確認した．
き裂発生前の試験体の溶接止端形状と，き裂にICR 処理した後の処理深さおよび処理幅をレプリ
カ法により計測した結果を図 6 に示す．この計測結果より，止端半径が 1mm 前後，止端角度が概ね
130 deg ~ 160 deg の範囲でばらついていた．
また，
ICR 処理深さと幅の平均は，試験体 ICR で深さ 0.20mm，幅 4.4 mm，ICR-P で深さ 0.22 mm，幅 4.8 mmであった．ICR-T は，まわし溶接部を ICR 処理していないので計測は行っていない．以上の計測結(b) ICR 処理幅と処理深さ

図 6 試験体の溶接止端形状

図 7 ICR 処理中の CH-A のひずみの変化

果より，試験体ごとの大きな差は見られず均質な施工がされていることが確認できる．
ICR 処理中の CH-A のひずみの変化の一例を図7 に示す．ICR 処理中に，50 Hz でひずみを計測し61

た．全ての試験体の ICR 処理後の CH-A の残留ひずみは表 1 に示している．試験体 ICR，ICR-P では，最初は主板部を ICR 処理しているため，CH-Aのひずみの変化が小さいが，まわし溶接部の処理の際に大きな圧縮ひずみが導入され，最終的にCH-A に導入されている圧縮ひずみは-390 μ 以上となった．ICR-T では，まわし溶接部を ICR 処理
していないので，ひずみに大きな変化がなく，圧縮ひずみも導入されていない．

2.3 試験条件

図 8 板曲げ疲労試験機

疲労試験には，図 8 に示す板曲げ振動疲労試験
機 4)を用いた．この試験機は，載荷フレームに試験体を片持ち梁状態で固定し，試験体自由端側に

表 1 試験体シリーズ

取付けた加振機で曲げ荷重を発生させるものであり，偏心錘のメモリとバイブレータの振動数によって応力範囲を，自由端側に取り付けたスプリングによって平均応力を制御することができる．本
試験では，ガセット先端から 245 mm 位置に加振機を取り付けることで垂直補剛材から離れた箇所に載荷される輪荷重による曲げを再現している．
文献 5)では，実物大の鋼床版を模擬した試験体に，溶接止端から 85 mm 離れた位置に T 荷重の2.2 倍の荷重を載荷すると，公称応力（本試験体中央から 50 mm 断面の止端から 12 mm 位置［CH-B，
2
C］での応力）が 87 N/mm となることを明らかにしている．そこで本検討では，実橋の応力状態に近くなるように溶接止端部の応力比 R=-∞とし，公称応力範囲は 120 N/mm2（疲労設計荷重最大相
当：T 荷重の 3 倍）を基準とした．このとき，アスファルト舗装の剛性は考慮していない．
本試験で行う試験体シリーズを表 1 に示す．比較のために，溶接したままの試験体（AW）も実施した．
ICR と ICR-P の公称応力範囲を Δσ＝120，
150，180 N/mm2，ICR-T と AW の公称応力範囲を
Δσ＝100，120，150 N/mm2 とした．なお，各試験
体名は処理範囲と公称応力範囲で示すこととした．
き裂発生前の公称応力範囲は，CH-B, C のひず
みの平均値に弾性係数を乗ずることで算出するが，き裂が発生，進展すると CH-B, C の位置はき裂の影響で応力範囲が上昇する．そのため，本試験では，き裂発生前の CH-B，C のひずみの平均値とCH-E, F のひずみの平均値の比に，CH-E，F のひ
ずみの平均値と弾性係数を乗ずることで算出した
等価応力範囲を公称応力範囲として用いた．各位
置のひずみは，疲労試験中に 10 分に 1 度，動ひずみ計を用いて 2,000 Hz で計測した．
疲労試験は N10 から主板部にき裂が 30 mm 進展

図 9 き裂進展の確認

した時点（N30）まで実施したが，評価した疲労寿命（Nf ）は，N10 から主板部にき裂が 20 mm 進展した時点（N20），あるいは主板裏面からのき裂が発生した時点（Nback）とした．これらのき裂が進展したときの繰返し回数は，図 9 に示すように，
φ0.05 mm の銅線を貼付し，き裂の進展によって切断されると疲労試験が停止することで確認できるようにしている．また，載荷速度は 15～20Hz程度とし，1,000 万回載荷してもき裂が発生しなかった時点で試験を終了した（run out）
．

62

200

CH-Aの応力範囲 [N/mm2]

ICR-150150
ICR-T-150

ICR-P-150

100
50

AW-1500
0

1

2

繰返し回数 [×106](a) Δσ ＝ 120N/mm2(b） Δσ ＝ 150N/mm2

図 10 CH-A の応力範囲の変化

3．試験結果3.1 CH-A の応力範囲の変化

し進展することで内部の力のつり合いが変化しCH-A の応力範囲が大きく減少している．

公称応力範囲 Δσ ＝ 120，
150 N/mm2 に対して，各試験体の CH-A の応力範囲と ICR 処理してからの繰返し回数の関係を図 10 に示す．

3.2 CH-E,F の応力と CH-A の応力の関係
公称応力範囲 Δσ ＝ 120，
150 N/mm2 に対して，各試験体のき裂発生前，N10 のき裂発生時，ICR 処

Δσ ＝ 120，150 N/mm2 ともに，AW は，N10 に達した際に，き裂によって CH-A の応力範囲が小さくなっているが，Nf に達するまでにさらに応力

理時，Nf および run out 時における，き裂が発生
しても応力が変化しない CH-E，F の平均の応力とCH-A の応力の関係の一例を図 11 に示す．図では範囲が小さくなった．ICR，ICR-P では，CH-A の応力範囲が AW の N10 の値よりも高くなっている．
一方，ICR-T は AW よりは大きいが，ICR，ICR-P

最小応力を 0 として応力範囲を示している．また，各試験体の，CH-E，F の応力に対する CH-A の応
力範囲の比は表 1 に示している．

と比べて，CH-A の応力範囲が小さくなっている．
これは ICR と ICR-P は，まわし溶接部の ICR 処理
によってき裂が閉口していることで応力が再伝達

この図からわかるように，き裂が N10 に達すると，CH-A に生じる応力が小さくなるため，疲労試験の初期の傾きから大きく変化している．

されるが，ICR-T はまわし溶接部を ICR 処理していないので応力が伝達されないままであるためと考えられる．

ICR-120 と ICR-150 では N10 を ICR 処理することにより，CH-E，F の平均の応力と CH-A の応力の関係は，き裂発生前の初期の傾きに近い状態まICR-120 と ICR-P-120 では，ICR 処理した表面のき裂がほとんど進展しなかったため，試験終了まで CH-A の応力範囲に大きな変化がなかった．一で回復している．一方，ICR-T-120 は，まわし溶接部を ICR 処理していないので，CH-E，F の平均の応力と CH-A の応力の関係は，N10 の傾きに近い状

方，ICR-150 と ICR-P-150 では CH-A の応力範囲は試験開始時点から徐々に減少した．これは応力範
囲が高くなると，内部のき裂が徐々に進展し，ICR態であった．
ICR-120 では，run out 時点の傾きが ICR 処理直後の傾きとほぼ同等，かつ，直線であった．一方，処理によって導入した圧縮残留応力とのつり合いが変化し，閉口したき裂が徐々に開口し始めためと考えられる．

ICR-150 では，ICR 処理直後の直線の傾きと比較
して run out 時点の傾きが小さくなっていた．これは， ICR 処理で閉口した疲労き裂の圧縮荷重作用

まわし溶接部を ICR 処理していない ICR-T では，
ICR や ICR-P に比べて内部のき裂の進展が早く，Δσ ＝ 120 N/mm2 で同様の傾向が見られた．また，による再開口 6)や内部の疲労き裂が再進展したためと考えられる．特に，run out 時点において，載荷初期の傾きは N10 時点の直線と同様であるが，Δσ ＝ 150 N/mm2 では，試験開始時点から徐々に減少し，裏面き裂 Nf が発生した．裏面き裂が発生

圧縮荷重が作用するにつれて，N10 時点の直線から離れて ICR 時点の直線の傾きに近づくように変化

63

(a) ICR-120(b) ICR-150(C) ICR-T-120

図 11 CH-E，F と CH-A の応力の関係した．これにより，除荷時は ICR 処理で閉口した
cc き裂が再開口し，圧縮荷重が作用するにつれてき裂が閉口していることがわかる．また，図 12に示すように ICR-150 の run out 時の浸透探傷試
験の結果からも溶接止端部分のき裂が開口していることが確認された．

3.3 疲労き裂の破面疲労試験終了後，試験体を切断し，疲労破面を観察した．本試験では，ビーチマーク試験を行っていないが，ICR 処理前の N10 のき裂の段階で，き裂に速乾性の青の罫書用インクをき裂へ塗布し，破面に着色させるダイマーク試験を行った．各試
験体の破面を図 13 に示す．AW は，ダイマークを行っていないが，これまでの面外ガセット溶接継手試験体と同様に，溶接止端から発生したき裂は，
まわし溶接部を離れて主板表面を進展するのに対して，板厚方向のき裂は板厚の 8 割程度の深さで停止した．
ICR-120，ICR-P-120，ICR-P-150 では，き裂がN10 時点から幅方向と深さ方向にはほぼ進展してしなかった．一方，ICR-150，ICR-180，ICR-P-180

では，内部でき裂が幅方向と深さ方向に進展した．
このことから，ICR 処理した試験体は公称応力範
囲が高いほど，内部き裂が進展しやすいことがわかる．また，ICR-T では，Δσ ＝ 120 N/mm2 でも内部き裂が進展したことから，主板部のき裂のみの ICR 処理では内部き裂が進展しやすい傾向であった．内部き裂の形状は，ICR 処理により表面のき裂が閉口している影響で，AW で見られた半だ
円形状ではなく母材の内部でだ円形状に近づくよ
うに進展した．この傾向は文献 1)と同様であった．
内部き裂が進展した試験体のうち，ICR-180，
ICR-P-150 では，裏面き裂が発生した．これは，本試験のように，応力比 R = -∞の疲労試験では，

図 12 ICR-150 の表面き裂状況

応力範囲が高いほど裏面に作用する引張応力が大きくなり，低サイクル疲労を起因とするき裂が進展しやすいからと考えられる．主板裏面のき裂の長さは，主板表面のき裂よりも長くなっていた．

3.4 疲労寿命の向上効果
N10 のき裂を ICR 処理してから Nf（N20 あるいは
Nback）に達するまでの疲労寿命に対する S -N 関係
を図 14 に示す．なお，AW は N10 から Nf までの繰返し回数を示している．また，参考として，JSSCの疲労設計指針で与えられる疲労強度等級も示している．本試験における応力範囲 Δσ ＝ 100～120
N/mm2 では，ICR 処理範囲にかかわらず，繰返し
回数が 1,000 万回に達し run out した．応力範囲Δσ＝ 150 N/mm2 では，ICR-T で主板裏面（図中の b）
からき裂が発生し，他の ICR 処理範囲に比べて疲
労寿命が低下したが，ICR 処理後の疲労強度は E
等級を満足し，G 等級程度の AW と比べて 4 倍程度の向上が見られた．応力範囲Δσ ＝ 180 N/mm2
では，ICR で主板裏面からき裂が発生したが，ICR
処理後の疲労強度は B 等級を満足した．
この結果から，き裂部をすべて ICR 処理することにより AW と比較して疲労寿命が大幅に向上することが確認された．また，主板部のき裂のみを
ICR 処理した場合，作用する応力範囲が高いと，疲労寿命の向上効果が低くなる可能性があるが，64

(a) AW(b) ICR(c) ICR-P(d) ICR-T

図 13 各試験体の試験終了後のき裂破面 (単位：mm)

応力範囲Δσ ＝ 120 N/mm2 以下では，き裂部をす
べて ICR 処理した場合と同等の効果を有していることが確認された．

4．FE 解析
4.1 概要本章では，主板裏面の最大主応力範囲や内部き裂の応力拡大係数範囲に着目した FE 解析により，疲労試験で得られた ICR 処理範囲の違いによる疲労寿命の向上効果の要因を検証する．
疲労試験と同様に，対象とするき裂は，溶接止端から離れて主板部に 10 mm 進展したき裂（N10）とした．また，ICR 処理範囲は，まわし溶接部と主板部のき裂を ICR 処理したもの（ICR），主板部

図 14 ICR 処理後の S-N 関係

のき裂のみを ICR 処理したもの（ICR-T），ICR 処理しないもの（AW）の 3 ケースとした．なお，
試験体 ICR における補剛材幅方向の ICR 処理については，解析上影響しないため考慮していない．
公称応力範囲は，疲労試験時に該当する Δσ ＝100，120，150，180 N/mm2 を対象とした．

4.2 解析条件
解析には汎用の有限要素解析プログラム
Marc2021 を用い，ヤング係数 200 kN/mm2，ポア

図 15 FE モデル (単位：mm)

ソン比 0.3 とし，8 節点 6 面体ソリッド要素を使用した線形有限要素解析を行った．
本検討で用いた FE モデルを図 15 に示す．試験止端付近の最小メッシュサイズは 0.5 mm とした．
荷重条件と境界条件は試験条件を再現するように，主板の自由端側から 115 mm の位置に Y 軸正体を再現し，主板の中央に対称条件を設けた 1/2モデルとした．また，着目部である主板側の溶接

方向の単位荷重を線載荷し，ガセットの端部から240 mm の範囲の Y 軸方向変位を拘束した．

65

4.3 き裂部および ICR 処理部のモデル化
き裂部のモデル化を図 16 に示す．き裂面は 2
重節点でモデル化し，要素同士の接触は考慮していない．なお，このモデルは後述する評価方法において用いる「き裂モデル」に該当する．き裂形と解析値が概ね一致していることがわかる．溶接
止端部から 12 mm の位置の差は，試験体によって，き裂の発生位置や進展位置，潜り込み深さ，ICR
処理深さや導入された圧縮残留応力，き裂の再開口の程度などが異なるためと考えられる．

状は，図 17 に示す試験体破面形状を参考に簡易的にモデル化するものとし，き裂深さは 8 mm，潜り込み長さは 6 mm とした．また，文献 7)を参考として，溶接止端部のき裂部カーブと主板部のき裂部
カーブは同じものとした．
ICR 処理部のモデル化を図 18 に示す．き裂部の2 重節点を結合することで，ICR 処理によるき裂の閉口を再現した．また，応力比 R = -∞とした疲
労試験では，載荷・除荷の過程において ICR 処理部のき裂の開閉口挙動が見られたため，まわし溶
接部の部分的なき裂の開口を再現した「Open モデル」と，ICR 処置されたき裂表面の閉口を再現した「Close モデル」を設定した．
ICR 処理深さは，試験体の破面を参考に設定した．ICR-120 の破面を図 19 に示す．ダイマークが消えている範囲は，ICR 処理によりき裂が閉口した部分となる．主板部ではき裂の左右を ICR 処理できるため，主板部の閉口深さがまわし溶接部よりも深いことがわかる．各試験体の平均値から，まわし溶接部を 1.5 mm，主板部のき裂を 2.5 mmの ICR 処理深さとした．
これらのモデル化方法は文献 2)を参考にしている．解析から得られた試験体中央（CH-B，E ライン）と中央から 50 mm 位置（CH-A，D ライン）の主板表面に生じる X 軸方向のひずみ分布，および，CH-A と CH-B，C の実験値をプロットしたものを図 20 に示す．縦軸を解析値および実験値をCH-E の値（ε50-87）で除して無次元化した値とし，横軸を溶接止端からの距離（溶接止端：X = 0）としている．これらの図より，き裂モデル，Close
モデル，Open モデルにおいて，溶接止端から 12mm の位置では，若干の差があるものの，実験値(a) き裂モデル

図 16 き裂部のモデル化(単位：mm)

図 17 き裂形状(a) Open モデル(b) Close モデル

図 18 ICR 処理部のモデル化(単位：mm)

図 19 ICR-120 のき裂破面(単位：mm)(b) Close モデル(C) Open モデル

図 20 解析結果と実験結果の比較

66

4.4 評価方法
き裂および ICR 処理を再現した解析モデルから得られる主板裏面部の最大主応力範囲（以下，Δσ）
やき裂先端の応力拡大係数範囲（以下，ΔK）によりき裂の進展を解析的に評価し，ICR 処理範囲の違いによる疲労寿命の向上効果への影響を確認すする．評価指標として用いたき裂再開口時の Δσと ΔK の算出方法は文献 2)を参考にしている．
主板裏面部の Δσ の応力抽出位置は，図 16 に示
すとおり，主板裏面の中央のうち，き裂直下付近
で最大主応力となる節点応力を抽出している．ΔKの抽出位置は図 18 に示すように，疲労破面から確認されたき裂進展方向の先端（き裂底面およびき裂側面）に着目した．き裂側面については，主板
図 21 き裂開閉口の変化点の算出方法

部の ICR 処理部の下端側で算出するものとし，ICR処理をしていないき裂モデルも同様の位置での算出とした．

N/mm2 をき裂発生の目安とし，疲労試験時に主板裏面
からき裂が発生した試験体は赤字で示している．この各ケースにおけるΔσ およびΔK は，以下の式で表されるように，ICR，ICR-T，AW に応じて算出した．
き裂開閉口の遷移時の公称応力（σn,op）
は，

表より，疲労試験時に主板裏面からき裂が発生した試
験体では，最大主応力範囲が降伏応力以上であることから，疲労試験の結果と傾向が一致している．各応力

図 21 に示すように，疲労試験で得られた溶接止端近傍（CH-A）の応力と公称応力の関係に，Open
モデルと Close モデルの解析値を漸近させたとき範囲で Δσ を比較すると ΔσAW が最大となり，ΔσICR-T，
ΔσICR の順に小さい値となった．以上より，ICR 処理に
よって Δσ が低減されたことから，ICR 処理により裏の交点とした．Close モデルの解析値は疲労試験から得られた σn,min を通るように，Open モデルの解析値は原点を通るように設定している．
ΔσICR = αI,op σn,op + αI,cl (σn,min – σn,op )(1)
ΔσICR-T = αI,op σn,min(2)
ΔσAW = αAW σn,min(3)
ΔKICR = KI,op σn,op + KI,cl (σn,min – σn,op )(4)
ΔKICR-T = KI,op σn,min(5)
ΔKAW = KAW σn,min(6)
ここに，
αI,op：Open モデルの単位応力下での応力集中係数
αI,cl：Close モデルの単位応力下での応力集中係数
αAW：き裂モデルの単位応力下での応力集中係数
KI,op：Open モデルの単位応力下での応力拡大係数
KI,cl：Close モデルの単位応力下での応力拡大係数
KAW：き裂モデルの単位応力下での応力拡大係数
σn,min：疲労試験載荷時の最小公称応力σn,op ：き裂開閉口時の遷移時の公称応力

面き裂の発生が抑制され，き裂部分をすべて ICR 処理することで抑制効果が向上することが確認された．
5.2 内部き裂の応力拡大係数範囲

5．解析結果KICR が最も小さい値となった．以上より，ICR 処
理によりき裂先端のΔK が低減されたことから，
ICR 処理による内部き裂進展の抑制効果が確認さ

5.1 主板裏面の最大主応力範囲
各ケースの主板裏面の Δσ を表 2 に示す．
ここでは，試験体の材質 SM490Y の公称降伏応力である 365

各検討ケースの内部き裂の ΔK を表 3 に示す．解析上の応力拡大係数は負の値となるが、ΔK は絶対値を用いて評価している．疲労試験において内部き裂が進展していた試験体は赤字で示している．また，き裂進展の目安は，文献 8)に示される下限界拡大応力係
数範囲ΔKth（平均設計曲線で 76 N/mm3/2）とした．
この表より，き裂が進展しなかった試験体ではΔK が ΔKth に近い値となり，き裂が進展した試験
体では ΔK が ΔKth より大きい値となった．これより，疲労試験で確認されたように多くの試験体で内部き裂が進展したことがわかる．
各応力範囲でΔK を比較すると，き裂底面では，
ΔKAW が最も大きく，ΔKICR-T，ΔKICR の順に小さい値となった．一方，き裂側面では，ΔKAW が最も大きく，ΔKICR とΔKICR-T は大きく低減され，Δれ，き裂部分をすべて ICR 処理することで抑制効
果が向上することが確認された．

67

一方，き裂側面の ΔK を比較すると，ΔKICR とΔKICR-T は同程度であった．これは，き裂側面は，ICR 処理範囲に近いため，き裂底面の傾向と比べて，ICR-T による抑制効果が大きくなったためと考えられる．以上より，主板部のき裂のみを ICR処理した場合でも，き裂側面の進展に対する抑制効果を有していることが確認された．一般的に，対象としているき裂では側面方向の進展が大きい
ため，き裂側面の進展に対する抑制効果が，疲労試験において ICR の処理範囲に関わらず疲労寿命が大幅に向上した要因になったと考えられる．

5.3 き裂面の応力性状
き裂モデル，Close モデル，Open モデルのき裂
面の単位荷重載荷時の主応力コンター図を図 22に示す．比較のため，き裂を再現していない健全モデルも示している．この図より，き裂モデルでは，き裂内部の側面や底面に大きな圧縮応力が生じており，主板裏面には，大きな引張応力が生じている．これは，き裂により主板の抵抗断面が減少したためであり，着目部の Δσ や ΔK が大きくなった要因であると考えられる．
Clsoe モデルでは，き裂モデルと比較すると，き裂内部や主板裏面の応力が低減されている．一方，

表 2 主板裏面の最大主応力範囲
Δσ(N/mm2)
100
120
150
180

最大主応力範囲 (N/mm2)
ΔσAW
ΔσICR
ΔσICR-T
試験ケースなし
394
312
469
238
379
593
375
479
試験ケースなし
試験ケースなし466

表 3 内部き裂の応力拡大係数範囲(a) き裂底面
Δσ(N/mm2)
100
120
150
180

応力拡大係数範囲(N/mm3/2)
ΔK AW
ΔK ICRΔK ICR-T
試験ケースなし
466
310
556
122
376
703
202
475
試験ケースなし
294
試験ケースなし(b) き裂側面
Δσ(N/mm2)
100
120
150
180

応力拡大係数範囲(N/mm3/2)
ΔK AW
ΔK ICRΔK ICR-T
試験ケースなし
730
133
870
117
161
1101
155
203
試験ケースなし
194
試験ケースなし

健全モデルのように溶接止端で大きな圧縮応力が生じている．これは，ICR 処理によりき裂が閉口した部分で応力が再伝達したためである．これにより，き裂モデルと比較してき裂内部や主板裏面の応力が低減され，着目部の Δσ や ΔK が小さくなったと考えられる．
Open モデルでは，Close モデルと比較すると，
き裂内部や主板裏面の応力が大きくなっている．
また，き裂モデルのように，溶接止端で大きな応力は生じていない．これは，ICR 処理をしていな
い溶接止端部の応力が伝達されていないためである．一方，ICR 処理をした主板部では応力が再伝達し，き裂モデルと比較して，き裂側面の応力が小さくなっている．これにより，Close モデルと比較すると着目部の Δσ や ΔK は大きくなるが，き裂
モデルと比較してき裂側面の ΔK が小さくなったと考えられる．

6．まとめ
本研究では，面外ガセットに対して，処理範囲の異なる 3 種類の ICR 処理行い，板曲げ振動疲労試験によって，ICR 処理範囲の違いよる疲労寿命の向上効果の違いを明らかにした．さらに，き裂

図 22 き裂面の主応力コンター図および ICR 処理を再現した FE 解析から得られる
主板裏面部の最大主応力範囲やき裂先端の応力拡
大係数範囲によりき裂の進展を解析的に評価し，ICR 処理範囲の違いよる疲労寿命の向上効果への影響を確認した．本研究で得られた知見を以下に示す．
1) ICR 処理によってき裂を閉口することにより，疲労寿命が向上することが示された．ICR 処理
は，主板部のき裂のみを閉口することで疲労寿
命が 4 倍程度向上したが，主体部とまわし溶接

68

部にあたるき裂全長を閉口することで，疲労寿
命が大幅に向上した．

pp.1-8，2007．
[5] 松本理佐，石川敏之，青木康素，河野広隆，

2) 作用する応力範囲が高くなると，き裂に ICR 処
理した場合でも，内部でき裂が進展した．ICR
処理により表面が閉口している影響で，破面は山田健太郎：ICR 処理による垂直補剛材直上の鋼床版デッキプレートに生じた疲労き裂の補強効果，第 28 回信頼性シンポジウム講演論文

半だ円形状ではなく母材の内部でだ円形状に近づくように進展した．さらに，応力範囲が高くなると，き裂が N20 に達する前に裏面からき集，pp.164-169，2014.
[6] 松本理佐，石川敏之，河野広隆，山田健太郎：
ICR 処理された疲労き裂の引張および圧縮応裂が発生した．
3) 表面き裂やき裂破面の計測，応力の関係より，多くの試験体で，圧縮荷重の載荷，除荷による力下での挙動の解明，構造工学論文集，Vol.62A，pp.675-684，2016．
[7] 石川敏之，松本直樹：疲労き裂の発生・進展

溶接止端部のき裂の再開口が確認された．
4) ICR 処理により最大主応力範囲やき裂先端の応力拡大係数範囲が低減されたことから，ICR にによる無荷重時のひずみ変化の評価，構造工学
論文集 Vol. 68A，pp.554-563，2022．
[8] 社団法人日本鋼構造協会：鋼構造物の疲労設

よる裏面き裂の発生抑制効果，および，き裂の進展抑制効果が確認された．また，き裂部分をすべて ICR 処理することでこれらの抑制効果計指針・同解説－付・設計例－，技報堂出版，
2012.

が向上することが確認された．ICR 処理によりき裂が閉口した部分で応力が伝達したことで着目部の主応力範囲や応力拡大係数範囲が小さくなったことが要因であると考えられる．
5) 主板部のき裂のみを ICR 処理した場合でも，き裂側面の進展に対する抑制効果を有していることが確認された．一般的に，対象としている
き裂は側面方向の進展が大きいため，き裂側面の進展に対する抑制効果が，疲労試験においてICR の処理範囲に関わらず疲労寿命が大幅に向上した要因になったと考えられる．

参考文献[1] 石川敏之，山田健太郎，柿市拓巳，李 薈：ICR
処理による面外ガセット溶接継手に発生した
疲労き裂の寿命向上効果，土木学会論文集 A，Vol. 66, No. 2，pp.264-272，2010．
[2] 松本理佐，石川敏之，塚本成昭，粟津裕太，
河野広隆：鋼床版の垂直補剛材溶接部のき裂を対象とした各種補修法の効果の比較に関する研究，土木学会論文集 A1 ， Vol.72 ， No.1 ，pp.192-205，2016.
[3] 舘石和雄，判治剛，石川敏之，清水 優：引張または曲げ荷重を受ける溶接継手に対するICR 処理の効果，構造工学論文集，Vol.61A，pp.620-637，2015．
[4] 山田健太郎，小薗江朋尭，小塩達也：垂直補剛材と鋼床版デッキプレートのすみ肉溶接の曲げ疲労試験，鋼構造論文集，Vol.14，No.55，

69