技報 第 25 号

2010

鋳鉄製フィンガージョイント破断の原因究明
阪神高速技術(株) 技術部調査点検課
阪神高速技術(株) 技術部調査点検課
阪神高速技術(株) 技術部技術開発課
阪神高速道路(株) 大阪管理部保全技術課

吉田高村
山上
崎谷貴保
義行哲示
淨

……………………………………………………………………………
要旨

2008 年 5 月に長大橋梁の端部にある鋳鉄製の伸縮継手の爪の１本が破断しているのが発見された.外観
目視 から明確な変 状は見当たら ず,さらな る詳細な原因 分析が必 要と考えられ た.そこで ,破損部 材の破断面分 析と材質組成 分析を実施し ,破断の可 能性を破壊力 学的に検 討した.そ の結果,伸縮継手製造 上の不具合から生じた下面の強度の比較的弱い片状黒鉛部で疲労亀裂が発生,球状黒鉛部へ疲労亀裂が進展,ぜい性破壊に至ったものと判明した.
キーワード: 伸縮継手,鋳鉄,球状黒鉛,片状黒鉛

はじめに

ガ ー パネ ルを 写真 - 1, 破断 した フィ ン ガーを
写真-2 に,フィンガージョイントの断面図を

今回伸縮装置の損傷が発見された橋梁は,阪図-1 に示す.

神高速道路 4 号湾岸線に位置し,中央径間 355

破断ｍ,橋長 653ｍ,主塔 2 本,ケーブルが 1 面ケーブル（ハープ型 4 段）の長大斜張橋である.

1012mm

4 号湾岸線は,1982 年 9 月に開通しており,交通量が 86,600 台/日（2008 年平均）,大型車混入率が約 29%（2004 年阪神高速道路起終点調査）,片側 3 車線の往復 6 車線の重交通路線で1490mmある.
その橋梁の西側に設置されている伸縮継手装

写真-1

破損したフィンガーパネル

置は,伸縮量および端部のペンデル支承による破断したフィンガーについて,磁粉探傷試験,強制沈下量が大きいため,球状黒鉛鋳鉄製

断面組織観察,衝撃試験,硬度試験および引張試（FCD40 1490mm×1012mm×135mm）の 2 点支持験を実施しフィンガー破断原因の究明を行った.

1 端片持ちフィンガー形式を採用している.この以上の調査結果に加え,疲労亀裂,ぜい性破壊伸縮継手が開通後 26 年経過した 2008 年 5 月になどを含む破壊力学的検討を行い,伸縮継手破破断しているのが発見された.破損したフィン断に至った経緯の検討を実施した.

３． 調査結果

破断上面(路面側)

135m 3-1

蛍光磁粉探傷試験

破断フィンガーについて,蛍光磁粉を用いた
写真-2

下面

磁粉探傷試験を行った結果を写真-3 に示す.破破断フィンガー（側面）損部近傍の下面には線上の指示模様が認められ,当該部表面の拡大観察により,複数の亀裂が存在していることを確認した.

受台図-1

ボルト

フィンガージョイント側面図

１． 鋳鉄とは鋳鉄は,冷却過程,黒鉛の量,形状,寸法および分布状態により,様々な特性を示す材料である.
球状黒鉛鋳鉄（FCD）は,鋼材のような延性があり,引張強さも同じ程度有する材料である.
一方,片状黒鉛鋳鉄（FC）は,球状黒鉛鋳鉄に比べ,ほとんど延性がなく引張強度も小さい.

写真-3

破損フィンガー下面側の磁粉探傷試験結果

また,破損したフィンガープレートの磁粉探傷試験を行った結果を写真-4,図-2 に示す.破
損部に隣接するフィンガープレート縁端のフィンガー1 本にも,同様の線状指示模様を確認した.

鋳鉄は鋳型に溶けた鉄を流し一体成型するため,特に今回損傷したフィンガープレート（厚さ最大 135mm）のような複雑な形状で,かつ板厚が大きいものに用いられている.

２． 調査内容
破断したフィンガーに対して、蛍光磁粉探傷試験（MT）にて亀裂の有無の確認を行い,断面組織観察,硬さ測定,引張りおよび衝撃試験により材料特性を調査した.ミクロ破面観察では,破写真-4 破断フィンガーに隣接するフィンガーの磁粉探傷試験結果

断面の表面状況,指示模様から亀裂の判別を行下 面

い,さらに,材料特性を調査した.
また,今回の損傷が特異な損傷か判断するた
め破損したフィンガープレートについても外観状況観察, 磁粉探傷試験を行い,亀裂の有無を（破断部）確認し,スンプ法による組織観察で材料特性を調査した.
さらに、今回破損したフィンガープレートに隣接するフィンガープレートについても現地にて磁粉探傷試験を行った.

写真-5
図-2

磁粉探傷位置

断面組織観察の結果,放射状模様,リバーパタ
上面

パーライト

フェライトーンなどの様相から,下面側を起点として疲労亀裂が生じ,上面側に進展,ぜい性破壊したもの

球状黒鉛と考えた。
また,下面側の両角部は球状黒鉛でなく片状黒鉛が認められ,下面側より約 20ｍｍ位置から上では球状黒鉛が認められた.そのため,フィン偏析

下面100μm

ガーパネル下面は球状黒鉛本来の機械的性質が(a)破断面中央部のミクロ組織不足している.ちなみに,下面に偏在する片状黒鉛は鋳型成形時の冷却過程の違い等が原因で形片状黒鉛成されたものと考えられる.
破損したパネルの他のフィンガーについても,下面側の組織観察を実施したところ,いずれの100μmフィンガーにも,破断部と同様に片状黒鉛を確認した.

(b)下面側角部のミクロ組織

写真-5

断面組織観察結果（光学顕微鏡）

3-3 衝撃試験,硬度試験および引張試験
破断したフィンガーから切り出した球状黒鉛

3-2 断面組織観察

部の供試体の強度特性は,表-1,表-2 に示すよ

破断したフィンガーについて,光学顕微鏡にうにシャルピー衝撃値にばらつきがあり,低めよる破断部近傍の断面組織観察の結果,下面側であるものの,ブリネル硬さおよび引張特性は,の両角部に偏析が確認された.その観察写真が

球状黒鉛鋳鉄の JIS 規格である FCD-400-18A 規

写真-5（a）（b）である.破面中央部には,球状格値を満足していた.

黒鉛の組織が見られるが,下面側角部の偏析部には強度の小さい片状黒鉛を確認した.
次に,その偏析部を電子顕微鏡により調査した.その結果を写真-6 に示す.光学顕微鏡によなお,ビッカーズ硬さを計測したところ球状黒鉛部は,144～160HV で異常はないと見られるが,偏析部の片状黒鉛部は 95.3～103HV と球状黒鉛部に比べて,極めて低い値であった.

る断面組織観察結果同様,下面側の両角部に片状黒鉛を確認した.

表-1

上面
試験片番号

拡大

リバーパターン 球状黒鉛

下面

拡大
片状黒鉛

写真-6

断面組織観察結果（電子顕微鏡）

球状黒鉛部①
球状黒鉛部②球状黒鉛部③FCD-400-18A
規格値（JIS G5502）

衝撃試験,硬度試験結果
衝撃性質
吸収
ｼｬﾙﾋﾟｰ
エネルギー
衝撃値
（J）
（J/cm 2 ）7810
131215
個々の値≧113 個の平均≧14－

ブリネル
硬さ
HBW
10/300152154152120～180表-2
試験片番号
球状黒鉛部①
球状黒鉛部②FCD-400-18A
規格値（JIS G5502）

分かる.

引張試験結果0.2%耐力(N/mm 2 )
307
305

衝撃性質
引張強さ
(N/mm 2 )
445
442

伸び(%)
15.2
19.8

絞り(%)
13.0
17.0

≧250

≧390

≧15－

表-4

衝撃係数
i = 0i = 1

作用応力
最大応力
最小応力
応力比
応力範囲
応力平均
応力振幅

４． 破壊力学的検討

作用応力

σmax
σ
min
RΔσσmσa

載荷位置(MPa)

25.4

50.8

B

(MPa)

-61.9-124

C

(MPa)
(MPa)
(MPa)

-2.44
87.3
-18.3
43.7

-2.44
175
-36.5
87.4

(2）鋳鉄の疲労強度

4-1 片状黒鉛鋳鉄部の疲労亀裂発生について(1)フィンガーの荷重条件と作用応力

図-4 に示す各種鋳鉄の疲労設計曲線（S-N 曲線）より,FCD-F（球状黒鉛鋳鉄

フェライト基7フィンガーの作用応力を表-3 に示す荷重条件,地 ） の 10 回 に お け る 疲 労 強 度 σ max= 約

図-3 に示す構造モデルにより算出した.その結260MPa （ 片 振 り 引 張 ,R=0 ） で あ る . こ れ に 対果を表-4 に示す.

し,FC-F（片状黒鉛鋳鉄,フェライト基地）の疲

ここでは,図-3 に示す構造モデルの C 部と B

労強度は約 50MPa と約 1/5 であることが分かる.

部に荷重が繰返し作用する場合のフィンガー下端における作用応力を算出した.なお,計算時の遊間は標準温度 20℃（しゅん工図通り）の値とFCDした.
表-3σ max = 約MPa

荷重条件 2)検討荷重

輪荷重100kN

衝撃係数

i = 0,1

輪荷重載荷幅500mm

フィンガー間隔85mm （ フ ィ ン ガ ー 35mm ＋ す き 間50mm）

フィンガー断面35mm×135mm

260FC
σ max =約 50 MPa

図-4

各種鋳鉄の S－N 曲線（片振り引張,R=0）3

表-5機械的性質 3）

1340
950
790

390
550

P=100kN
CAB
破断230 160
560780

図-3構造モデル

その結果,43.7～87.4MPa 相当の応力振幅が作用していることが判明した.
また,フィンガー下面に作用する応力は引張応力だけでなく圧縮応力も作用していることがまた,表-5 に鋳鉄造製品の機械的性質を示す.
引張強度について,FCD-F が 436MPa に対し,FCF が 145MPa と約 1/3 となっている.

図-6 から,亀裂非成長限界の ΔK 値を表す疲(3）疲労強度の検討
図-5 に球状黒鉛（FCD-F）と片状黒鉛（FC-

労亀裂成長下限界値 ΔKth を読みとると,応力比F）について,フィンガーに作用する応力平均とR=0.7 で約 4MPa m1/2 ,応力比 R=0.1 で約 9MPa

応力振幅と疲労限との関係を示す.

m1/2 である.（たとえば,応力比 R=0.7 で約 4MPa

図-5 に示す疲労限は,Goodman 線図を用いてm1/2 のとき,あるいは応力比 R=0.1 で約 9MPa

作成している.横軸に応力平均,縦軸に応力振幅m1/2 のとき,繰り返し応力 1 サイクルあたり 10-をとり,応力振幅=0 の点に表-5 から得られた引11m /回の速度で疲労亀裂が進展する.）
FCD450 の疲労破壊じん性ΔKfc≒30MPa m 1/2 (R=0.1)

張強度を示し,応力比 R=0 の線上に図-5 で求めた 応 力 振 幅 の 点 （ ○ と ● ,R=0 の と き 260/2=130MPa,50/2 =25MPa）をとった 2 点を結んだ線を疲労限度線,つまり Goodman 線図としている.
400m/cycle

R=0300フィンガーの作用応力●： 衝撃係数 ｉ=0の場合○： 衝撃係数 ｉ=1の場合疲労限（応力比R=0）●： FC-F材○： FCD-F材

200100

疲労限度線
0-300-200-1000100

応力平均σm (MPa）

図-5200300

400500FC-F材の引張強さ FCD-F材の引張強さ
σB=145MPa
σB=436Pa

FCD45ΔKth ≒4MPa m 1/2 m 1/2

き裂進展速度

応力振幅 σa (MPa）R=-1(R=0.7)

FCD45ΔKth≒9 MPm 1/2(R=0.1)

フィンガーに作用する応力平均と応力振幅と疲労限界との関係

この疲労限度線に表-4 で求めた作用応力（○
応力拡大係数範囲（MPa m1/2 ）と●）を示すと,i=1 のとき片状黒鉛鋳鉄の疲労限を上回る結果となる.すなわち,疲労限を上図-6回った応力が作用したことにより片状黒鉛鋳鉄

球状黒鉛鋳鉄の疲労亀裂進展速度と応力拡大係数範囲 4） の関係部に疲労亀裂が発生したと判断できる.
なお,仮にフィンガージョイントがすべて球状黒鉛鋳鉄であった場合,その疲労限は作用応力より大きいため,疲労亀裂の発生はなかったと考えられる.

4-2

球状黒鉛鋳鉄部の疲労亀裂進展について(1）球状黒鉛鋳鉄の疲労亀裂成長下限界値

球状黒鉛鋳鉄（FCD450）の球状黒鉛鋳鉄の疲
労亀裂進展速度と応力拡大係数の関係を図-6 に示す.

図-7

ΔKth におよぼす応力比の影響 5)

疲労亀裂の進展速度は,図-6 に示すように,各種鉄鋼材料の ΔKth と(1-R)との関係を図-7

繰り返し応力が大きくなるにつれて早くなるとに示す.これに図-6 で読みとった,応力比 R=0.7いう傾向がある.

で約 4MPa m1/2 ,応力比 R=0.1 で約 9MPa m1/2 をプロットした.このように球状黒鉛鋳鉄繰り返し作用したことにより,疲労亀裂が進展（FCD450 材）の疲労亀裂成長下限界値 ΔKth はしたと推測できる.

応力比により影響し,その関係は各種鉄鋼材料とほぼ同等であることがわかる.この図に各種鉄鋼材料の ΔKth の下限及び平均を仮定しグラフ化した.このグラフから,応力比 R= -2.44 のときの ΔKth を求めると,下限値が約 14MPam1/2 、平均値が約 20MPam1/2 であり,これを球状黒鉛鋳鉄の ΔKth とする.
(2）疲労亀裂進展の検討
フィンガー下面で発生した疲労亀裂が球状黒図-8

鉛鋳鉄部で進展するか検討を行った.

疲労亀裂の進展の検討

疲労亀裂成長下限界については，以下の式に4-3より算出した.
6 ΔM
W 2t
⎛ a ⎞
ΔK = F ⎜ ⎟Δσ πa⎝W ⎠Δσ =≈ 1.0Δσ πa

球状黒鉛部のぜい性破壊発生について

図-6 より得られた球状黒鉛鋳鉄部の疲労破壊(1a )じん性値 K fc および文献データから得られた破壊じん性値 KIC(44.75 MPa/m3/2 )を用いて,疲労亀裂が進展,ぜい性破壊へ移行することの可否(1c)を検討した.その結果を図-9 に示す.

ΔK ：疲労亀裂成長下限界値
ΔM ：曲げモーメント
W ：伸縮継手の断面係数
t ：板厚aa ：初期亀裂深さ

W

F ：近似値（≒1）

L
衝 撃 係 数 i=0 の と き , 作 用 応 力 範 囲

Δσ=87.3MPa であり,仮に,フィンガージョイン
トがすべて球状黒鉛鋳鉄だとすると、亀裂が約8mm 以上（図中の●）あれば,亀裂が進展することが図-8 から推測できる.（亀裂が 8mm 未満,たとえば,3mm の亀裂であればこの応力ではこの亀裂はこれ以上進展しない.）

図-9

ぜい性破壊の検討

破壊じん性値については疲労亀裂成長限界値の式を参考に算出した.
図-9を確認すると、FCD450の疲労破壊じん性同様に,i=1,Δσ=175MPa のとき,亀裂が約 2mm

値Kfc＝30 MPa,衝撃係数i=1において,約36mmの以上（図中の●）あれば疲労亀裂が進展するとき裂深さでぜい性的な破壊が発生すると推定さ推測される.

れる.（図中の●）破断面調査から,フィンガー下面の片状黒鉛

破断面調査から,フィンガージョイントに発鋳鉄部に発生していた亀裂深さは約 5～8mm で生していたぜい性破壊直前のき裂長さは 30mmあった.

程度であった.

これらのことから,衝撃係数i=0～1の応力がそのため,破壊力学的検討は,破損状況とほぼ一致していた.

部で発生した亀裂が成長し,亀裂進展長限界を超えた時点でぜい性破壊へ移行したことが4-4損傷発生位置の推測分かった．

図-10 に伸縮継手損傷図を示す.今回破断したフィンガーは,第二走行車線の右タイヤ位置

・これらの現象は,破断面状況とほぼ一致していた．(図-11参照)と一致する.また,破損したフィンガープレートの磁粉探傷結果では,破断したフィンガーに隣接するフィンガーの根元部にのみ線状指示模様

上面破断面が発見された.
ぜ い性破壊第 2 走行車線

レーンマーク
第 3 走行車線

疲労 破 壊

輪荷重位置

図-10

伸縮継手損傷部

フィンガープレートの取替え時に,現地で行下面った磁粉探傷試験では,第 3 走行車線の左タイ②30mm① 5～8mm
片状黒鉛部

ヤ位置の根元部にも線状指示模様が発見された.
以上の事から,タイヤ位置で輪荷重の大きな応

③

図-11

調査結果及び検討のまとめ力が生じた箇所に損傷の可能性があると考える.
また,損傷位置がフィンガープレート縁端におわりに集中していることから,フィンガープレートを本検討において得られた知見は,材質不良が固定しているセットボルトの外側の自由端であ破断を誘発する大きな要因になることが分かっることも損傷発生原因の 1 つであることが考えた．よって,同種構造物の破壊原因の検討を行られる.

う上で,本調査内容が参考になると考える．

また,2 軸以上の大型貨物車と大型バスの交通量は 6,712 台/日（2008 年平均）であり,フィ参考文献

ンガージョイントが破断するまでの 2 軸以上の

1) 社団法人日本道路協会：道路橋示方書・同解説,平成14 年 3 月
2) 阪神高速道路株式会社：設計基準，第 4 部 構造物設計基準（付属構造物）,第 1 編 伸縮装置,平成 14 年
5月
3) 式田昌弘，松本弘司：社団法人日本材料学会第 58 回
フラクトグラフィ部門委員会資料,1993
4) 社団法人日本材料学会：疲労設計便覧 ,1995
5) 金尾正雄,佐々木悦男,太田昭彦,小管男雄：鉄と鋼第69 年第 7 号 868,1983
6) 江原隆一郎,石橋保博,木村四郎,増尾義信,塩田俊夫,
小松真一郎：材料,vol32No.355,1983
7) 社団法人日本道路協会：鋼道路橋の疲労設計指針,平成 14 年 3 月8) 梅垣さゆり,高村義行,山上哲示：鋳鉄製フィンガージョイントの破断面調査,2009.9 第 64 回土木学会年次学術講演会
9) 梅垣さゆり,高村義行,山上哲示：大和川橋梁伸縮継大型貨物車の累計通行台数は 6,712 台/日×365
日×25.5 年/3 レーン≒約 2100 万台となり,疲労に対して厳しい路線であったと考える.

５． まとめ疲労亀裂，ぜい性破壊などを含む破壊力学的検討を行い,破面状況と照らし合わせ,伸縮継手破断に至った経緯の究明を行った．
・破断原因を破壊力学的に検討した結果,フィンガー下面にある疲労強度の小さい片状黒鉛

手の破断面調査,阪神高速道路第 41 回技術研究発表会論文集,200910) 阪神高速技術㈱：構造物点検・設備運転管理等業務（平成 20 年度）,平成 20 年 3 月

INVESTIGATION OF THE FRACTURE SURFACE OF A CAST IRON FINGER JOINT
Takayasu YOSHIDA, Yoshiyuki TAKAMURA, Tetsuji YAMAGAMI and Kiyoshi SAKIYAIn May 2008 a cast iron expansion joint in one end of a long span bridge was found to have a broken finger.
Visual inspection detected no major problems in the appearance, suggesting a need for detailed causal
analysis. The authors carried out fracture surface analysis and material composition analysis on thedamaged member to investigate possibility and mechanism of such fracture from the viewpoint of fracture
mechanics. The results revealed that there were portions of flake graphite in the underside of the expansion
joint attributable to manufacturing defects and that fatigue cracks occurred in these low strength regions andpropagated into spheroidal graphite portions, ultimately causing brittle fracture.
吉田 貴保

高村 義行

山上 哲示

崎谷 淨

阪神高速技術株式会社
技術部 調査点検課
Takayasu Yoshida

阪神高速技術株式会社
技術部 調査点検課
Yoshiyuki Takamura

阪神高速技術株式会社
技術部 技術開発課
Tetsuji Yamagami

阪神高速道路株式会社
大阪管理部 保全技術課
Kiyoshi Sakiya