阪神高速道路株式会社
技報第 23 号 2006

鋼床版デッキプレート貫通亀裂に対する補修調査報告
大阪管理部
神戸管理部
大阪管理部

調査設計グループ
調査設計グループ
調査設計グループ

田畑晶子
木代 穣
西岡 勉

………………………………………………………………………………
要

旨近年，重交通路線を中心に鋼床版の疲労損傷が発生しているが，阪神高速湾岸線で鋼床版デッキプレート貫通亀裂が発見された．この損傷は，割れが進展した場合，路面が陥没する危険性を含むことから，亀裂先端のストップホール施工，およびデッキプレート上下面からのあて板補修を実施した．また，損傷要因分析を目的として，先のストップホールコアを用いた溶接部の溶け込み状況の把握，あて板補修前のＦＥＭ解析による輪荷重載荷状
況に応じた応力発生状態の確認，現地応力測定（動的・頻度）による応力レベルの把握を行った．
キーワード:鋼床版，疲労，デッキプレート貫通亀裂，あて板，損傷要因分析，ＦＥＭ解析，応力頻度測定

はじめに
デッキプレート貫通亀裂

近年，重交通路線を中心に鋼床版の疲労損傷が報告されている １）～６）が，阪神高速湾岸線においても，Ｕ型の縦リブ（以下Ｕリブ）とデッキプ12㎜

デッキプレート

レートとのすみ肉溶接のルート部からデッキプレート上面に達する疲労損傷（以下デッキプレートルート部貫通亀裂）が発生した．デッキプレート貫通亀裂
は，図-1 に示すとおりルート部を起点として溶溶接ビード接部の内側を進展するため，桁下外面からの目視

6㎜
Ｕリブ

調査では発見できず，また，割れが進展した場合，舗装の損傷や路面の陥没等が懸念されることから，補修の緊急性が高い．当社では，デッキプレート

図-1 デッキプレート貫通亀裂のイメージ

貫通亀裂に対する応急対策として，亀裂先端のストップホール施工，およびデッキプレート上下面１．損傷桁の概要からのあて板補修を実施した．また，損傷要因分析として，溶接部の溶け込み状況の調査，あて板

平成 17 年 7 月，舗装のポットホール補修工事

補修前のＦＥＭ解析，応力頻度測定等を行った．の際に，写真-1 に示すデッキプレート貫通亀裂

ここに、一連の検討成果を報告する．

をデッキプレート上面より発見した．当該損傷は

片側二車のうちの走行車線の右タイヤ付近で，橋軸方向に沿ったものであり，亀裂からは水がわき出し，Ｕリブ内は満水状態であることが推定され

表-1 橋梁諸元等
形 式

バスケットハンドル型ニールセンローゼ桁橋

規 模

支間：254m，幅員 20.25m，4 車線

時 期供用；平成 5 年 11 月，竣工；平成 3 年 9 月

た．当該位置の舗装は繰り返し損傷が発生してい構造特性

床組は下弦材との合成床版として設計た．損傷桁の橋梁諸元等を表-1 に，橋梁一般図

鋼床版

デッキプレート厚 t=12mm，Ｕリブ厚 t=6mm，横諸 元

リブ間隔 L=3.0mと損傷位置を図-2 に，タイヤ位置と損傷リブを舗装厚T=65mm（表層 t=35mm，基層 t=30mm）

図-3 に示す．対象橋梁は平成 5 年に供用し，12交通量1)日平均交通量（平成 18 年 7 月 10～14 日）
走行車線 16,800 台／日（大型車混入率 41％）年を経過したニールセンローゼ橋で，床組（鋼床追越車線 20,200 台／日（大型車混入率 15％）版）は下弦材との合成床版として設計され，中央

2)車線別大型車占拠率
走行車線 69%，追越車線 31％に一条縦桁を有するＵリブ構造である．横リブ間隔は３ｍ，Ｕリブ 320×6×240 ㎜である．ヤー関空側→ 関空側
→

← 大阪側

ド溶接が採用され当該床版は添接部を有さず，現場での舗装厚は 65 ㎜である．当該区間の交通量70.8ｍ

データより、走行車線の大型車混入率が 41％と高く，走行・追越車線別の大型車占拠率からも走行車線における大型車の通行割合が高いことがわ
かる．亀裂の調査結果については文献７），８）に詳細を記した．なお，デッキプレート貫通亀裂

図-2 橋梁一般図と損傷位置
デッキ上面き裂（VR9）右に対する桁下面からの非破壊検査手法としては，
VR1VR2VR3VR4VR5

左上り走行上り追越表面波（クリーピング波）および斜角探傷

タイヤ位置

VR6VR7（70°）の併用による超音波探傷試験が有効でVR8VR9 VR10 VR11 VR12 VR13 VR14 VR15
ＶＲ９R47（横リブ）あった（図-4）．

C15（横桁）図-3 タイヤ位置と損傷リブ
鋼床版上面亀裂
大阪側←

超音波確認Ａ部

超音波確認Ｂ部

Ｕリブ→関空側

鋼床版下面亀裂
亀裂部分

亀裂位置
Ａ部

Ｐ２７８（関空側）

Ｐ２７７（大阪側）

Ｂ部

4mm

亀裂部

鋼床版
12mm

70度斜角波ｸﾘｰﾋﾟﾝｸﾞ波

内側

亀裂

亀裂部
鋼床版

12mm

70度斜角波ｸﾘｰﾋﾟﾝｸﾞ波

内側
超音波探触子

超音波探触子
7mm

Ｕリブ

Ｕリブ

7mm
10mm

6mm

10mm

6mm

図-4 超音波探傷試験結果
また，Ｕリブ内で滞水している場合は赤外線カ
鋼床版上面

写真-1 損傷写真（デッキ表面）

メラを用いた撮影を行えば健全なＵリブより温度が低いことが視認できる（写真-2）．さらに，滞水箇所はたたき点検でも音の違いで異変を察知可能であった．
RG: 1ε : 1 . 0 0 S C: NORM
ＶＲ１３ＶＲ１１
ＶＲ１２05/09/2209:14:27

ＶＲ９ＶＲ１０ＶＲ７ＶＲ８(100.0)

ＶＲ５ＶＲ６ＶＲ４31. 2

Ｃ１６30. 5
29. 8

Ｒ４９

29. 1
28. 4

Ｒ４８27. 7
Ｒ４７(a) デッキプレート上面あて板

27. 0
Ｃ１５

この区間Ｕリブ（ＶＲ９）だけ温度が上がりません
デッキプレート貫通により滞水している
26. 3（図面から、この青色区間のＵリブは１本ものと確認）
リブ（VR9）だけ温度が上がらない

25. 6(-20.0)

写真-2 赤外線カメラでの撮影結果

２．応急対策
補修構造の選定にあたっては，デッキプレート貫通であること，また，横リブとの交差部である(b) デッキプレート下面の側面板ことに鑑み，デッキプレート上面と下面（U リ

写真-3 施工完了状況

ブ内外面）から，鋼板によるあて板で閉じ合わせる方法を選択した．図-5 に対策構造を示す．施３．損傷要因分析

工は平成 17 年 10 月に完了した．部材の製作等に一月近く要したが，実作業としては半日のみ交

ニールセンローゼ橋の損傷例ではオランダ･ロ通規制を要し，亀裂先端ストップホール工，デッッテルダムの運河に架かる Van Brienenoord 橋

キプレート孔明け，あて板設置および舗装復旧を（供用年 1990 年）において本件と同様のデッキ実施した．デッキプレート上面にあて板（12プレート貫通亀裂が横リブ交差部に発生したとい㎜）を敷設する範囲は，基層厚が薄くなることにう事例が報告されている９），１０）．今回，本橋部配慮して，ＭＭＡ樹脂を基層に用いて表基層の２にデッキプレート貫通亀裂が発生した要因を溶接層打ちで復旧した．構造詳細や対策範囲等の考え部の観察やＦＥＭ解析，応力測定等から分析する．

方は，文献７）に記した．写真-3 にはデッキプ

3-1 溶接部の溶け込み量の調査

レートの上面・下面あて板の施工完了状況を示す．

Ｕリブ溶接部に生じる損傷要因として，輪荷重の繰り返し載荷に伴うデッキプレートの板曲げに既設舗装

デッキプレート上面あて板厚t=12㎜

既設舗装

よるルート部の応力集中や，片面すみ肉溶接の溶け込み量の不足が考えられる．写真-4 には当該箇所の亀裂先端のストップホールを兼ねたサンプ

Uリブ内外面あて板厚t=8㎜

リングコアを示す．ルート部から発生した亀裂が，デッキ側に進展し，デッキ厚の１／３程度から角度を変えて表面に向かっている．すみ肉溶接部の溶け込み量はＵリブ板厚 6 ㎜に対して 2 ㎜程度で図-5 対策構造（デッキプレート貫通亀裂）ある．参考に，写真-5 には他工区で採取した溶接部のサンプリングコアを示す．この工区では同時期に溶接ビード割れが発見されており，採取コアは健全部のものである．両者の比較より，若干溶け込み量が多い程度で，ルート部を起点とした溶接部モデルならびに着目部位を示す。
（解析モデル方針）
・全体骨組みは梁要素でモデル化
・着目箇所（ＶＲ９－Ｒ４７）の幅員方向鋼床版はシェル要素でモデル化
・着目箇所（ＶＲ９－Ｒ４７）の交差部鋼床版はリッド要素でモデル化

着目箇所幅員方向（シェル要素）
着目箇所付近（ソリッド要素）
湾P278側亀裂がビード表面へ進まずデッキプレート板厚方
下り線向へ進む原因として特定するには微細な差である．

C15－Ｒ４７－Ｒ４８区間

亀裂

上り線

橋軸方向（X方向）：固定
橋軸直角方向（Y方向）：固定鉛直方向（Z方向）：固定回転：フリー湾P277側

鋼床版＝１２ｍｍ
１０４
全体骨組み（梁要素）
橋軸方向（X方向）：フリー
橋軸直角方向（Y方向）：固定鉛直方向（Z方向）：固定回転：フリールート

S=54

Ｕリブ＝６ｍｍ

図-6 解析モデル
４橋直載荷位置

２

後輪タイヤ中心Ｕリブ右ＷＥＢ直上

写真-4 溶接状況（デッキプレート貫通）
鋼床版＝１２ｍｍ
VR9VR10VR11VR12５１１

図-7 載荷位置表-2 解析ケース

ルート
Ｓ＝５Ｕリブ＝６ｍｍ

４

解析番号

載荷状態
ＶＲ９Ｕリブ５１

写真-5 溶接状況（他工区の健全部）

ケース１

Ｒ４７横リブＲ４８横リブ備 考
タンデム中輪・後輪中心軸が U
リブ支間中央Ｃ１５横桁

3-2 ＦＥＭ解析
載荷状態による応力の発生状況を把握する目的

ＶＲ９Ｕリブケース２であて板補強前のＦＥＭ解析を実施した．

Ｒ４７横リブＲ４８横リブ

Ｃ１５横桁(1) 解析モデル
ＶＲ９Ｕリブ

図-6 に解析モデルを示す．亀裂発生付近を含む横リブ R47 を挟んだ U リブ VR9（800 ㎜）間をソリッドモデルとし，横桁 C15 から横リブ
R48 間をシェル要素，橋梁全体系を梁要素でモ

タンデム後輪が横リブ（R47）
直上

ケース３
Ｒ４７横リブＲ４８横リブ

タンデム中輪・後輪が横リブ（R47）を跨いで載荷Ｃ１５横桁

着目点位置

デル化した．解析プログラムは COSMOS／M

着目点 Ａ部 （ルート部上側）

Ver2.85 を使用した．材料特性として鋼材の弾性係数は 2.0×105MPa，ポアソン比は 0.3 とした．
図-7 には橋軸直角方向におけるダブルタイヤの着目点 Ｃ部 （デッキ上面）
着目点 Ｂ部 （ルート部下側）

載荷位置を，表-2 には橋軸方向のタンデム後輪の載荷位置を示す．溶接部のモデル化においては実橋のサンプリング結果を参考に，25％の溶け込み量（溶着量 2 ㎜程度）と想定した．図-8 に

図-8 溶接部モデル形状ならびに着目位置

(2) 解析結果
図-9-1 にはＦＥＭ解析結果（変形図；側面右（橋軸直角方向）に板曲げが生じているが，同図）を示す．同図(a)ケース１では U リブ支間中図(b)ケース２では，横リブ交差部のため横リブ央付近が変形しているのに対して，同図（c）ケ上のデッキは変形せず，中空断面の U リブ内側ース３では，タンデム中輪・後輪が横リブを跨い上面のデッキが局部的に凹に変形している様子がで載荷されているため，横リブを節とした前後にわかる．以上より，U リブと横リブ交差部では，板曲げが生じていた．つぎに，図-9-2 には，Ｆ橋軸・橋軸直角方向の 2 軸において板曲げが生ＥＭ解析結果（変形図；断面図）を示す．同図

じるため，ケース１の U リブ支間中央部よりも(a)ケース１では U リブのウェブを節として，左複雑な変形状態にあることが推定できる．

(a) ケース 1(b) ケース 2(c) ケース 3

図－9-1 ＦＥＭ解析結果（変形図；側面図）

載荷前載荷前載荷前載荷後載荷後載荷後(a) ケース 1(b) ケース 2(c) ケース 3

図－9-2 ＦＥＭ解析結果（変形図；断面図）
つぎに，図-10 に横リブ交差部に着目した場合力が卓越している．また，A 部の発生応力と Cの発生応力コンター図をケース２、３の場合で示部のそれの符合が逆転していることから，デッキす。ケース２のルート部上端の最小応力－表裏に板曲げが生じていることがわかる．さらに，129MPa に対して，ケース３の同位置での発生A 部の発生応力のピークが B 部のそれよりも大応力は－30MPa 程度であり，タイヤが直上に載きいことから，ルート側でなくデッキプレート側荷される場合のルート部の局所応力の方が横リブへ亀裂が進展した可能性が考えられる．以上より，を跨ぐ場合よりも卓越して厳しくなった．さらに， 先述の変形図での見解どおり，横リブ交差部の応図-11 には，各着目点（A～C 部）のタイヤ直下力状態が厳しいことが推定できた．なお，橋軸直の発生応力を示す．いずれの着目部でも，ケース角方向の載荷位置がずれると，交番応力が生じ，２のタンデム後輪直下（横リブ交差部）の発生応応力範囲としてさらに厳しくなると考えられる．-30MPa-129MPa-129.0N/mm

2-55MPa-54.5N/mm(a) ケース２2(b) ケース３

図-10 ＦＥＭ解析結果（発生応力コンター図）
80806060

ケース２
ケース３

2000-14.3-20-40-60-47.4-44.0-2040

ケース２
ケース３40.2

36.9

200-3.6応力（MPa）

2077.360
ケース２
ケース３40応力（MPa）

応力（MPa）

4080-15.2-40-20-40-60-60-56.7-80-80-80-100-100-100-120-120-120-115.0-140-1500 -1200 -900

-600-300
0300
600
横リブからの距離(mm）Ａ部（ルート部上端）

900

1200

1500-140-1500 -1200 -900

-600 -300
0300 600
横リブからの距離(mm）9001200 1500-140-1500 -1200 -900

Ｂ部（ルート部下端）-600-300
0300600
横リブからの距離(mm）900

Ｃ部（デッキ上面）

図-11 ＦＥＭ解析結果（各着目点の応力分布図）
3-3 応力測定(1) 荷重車を用いた載荷試験

本橋の鋼床版は，ニールセンローゼ桁を主構計測に使用された荷重車は，総重量がとして横桁・横リブならびに中央一条の縦桁で245kN（前輪軸重 60kN，後輪前軸重 90kN，支持されており，一般の鋼床版と比較して，床後輪後軸重 90kN）である．図-12 は，代表断組系としてのたわみ作用が大きいことが推定さ面としてＵリブ支間（a-a 断面）と横リブ交差れる．これより，応力レベルの把握を目的とし部（c-c 断面）の応力測定位置および各断面のた動的計測および一般車による応力頻度測定をひずみゲージの位置を示す．

実施した．

①⑧②⑦

デッキ貫通き裂①②④

図－12 測定断面と測定位置⑧⑦⑤12001500

図-13 には，a-a 断面の荷重車による時刻歴

荷重車による動的載荷試験；補修前，測点⑧応力波形を測点⑧（デッキ側）を代表に示す．

40⑧ 最大主応力⑧ 最小主応力

発生応力のピーク（－75MPa）は，ＦＥＭ解析結果（ケース１；中輪タイヤ直下での最小主204.5

43.5

32.521.510.5

応力値－43MPa）より卓越して大きい．この-20ＦＥＭ解析結果（ケース１；中輪タイヤ直下）
最小主応力値（－43MPa)

要因として，デッキが薄板で荷重直下の影響を受けやすく，波形の形状から，衝撃の影響が大0応力（MPa)05-40きく出たものと考えられる．なお，－43MPa-60／－75MPa＝0.57 で，道路橋示方書で示され動的計測ピーク値；-75MPa-80

る衝撃係数 0.4 を大幅に上回ることから，当該時間（秒）図-13 時刻歴応力波形箇所については，亀裂や舗装路面の不陸等によ（補強前；a-a 断面，測点⑧）る影響が考えられる．
(2) 応力頻度測定

生応力は，あて板補修によって一律低減し，最表-3 には，各測定位置での応力頻度測定結大で 6 割の応力低減効果が得られた．また，果を示す．測定は補修前後ともに 72 時間実施

補修範囲外の a-a 断面（U リブ支間部）におした．推定疲労寿命算出に用いた継手強度等級

いても，あて板による床版全体の補強効果が現は，U リブ縦溶接近傍を H 等級（荷重伝達型

れ，最大で 3 割程度の応力低減が見られた．

－中空断面部材－止端破壊），U リブと横リブ

しかし依然として高い応力レベルを呈しており溶接部（スカラップ）を F 等級（荷重伝達型デッキが薄板で荷重直下の影響を受けやすく，－すみ肉溶接止端破壊）とした．同表より，横また，亀裂やあて板，舗装路面の不陸等によるリブ交差部のデッキと U リブ溶接部近傍の発衝撃の影響が大きいと考えられる．

表-3 応力頻度測定結果
測点位置

測点№

左右左Ｕリブ上端
右左デッキPL
右c-c断面
左Ｕリブ上端（横リブ交差部）
右左横リブ下端
右①⑧②⑦①⑧②⑦④⑤a-a断面（Ｕリブ支間部）

デッキPL

補強前
ピークバレー法 レインフロー法
疲労寿命
最大最小 応力範囲
（年）
(MPa)
(MPa)
20-164184
0.7
24-180200
0.876-108184
1.1
76-128
200
0.8
12-92
100
1.68828
16-60-20-16-56

64244468

3.2
187.0
670.0
216.0

補強後
レインフロー法
ピークバレー法
継手の
疲労寿命
強度等級
最大
最小応力範囲
（年）
(MPa)
(MPa)
16-144156
1.1F
16-120136
1.6F
48-112156
2.0F64-921522.2F8-364021.0
H
亀裂発生部位
20-324869.0
H8-16163875.0
H28-20401611.0
F
16-4048203.0
F

おわり に
阪神高速湾岸線で発生した鋼床版デッキプレた溶接部の調査より，すみ肉溶接部の溶け込みート貫通亀裂に対して，当社では，亀裂先端の量はＵリブ板厚 6 ㎜に対して 2 ㎜程度であり，ストップホール施工およびデッキプレート上下溶け込み量の不足が考えられた．さらに，あて面からのあて板補修を実施した．また，先のス板補強前のＦＥＭ解析より，輪荷重載荷状態下トップホールを兼ねたサンプリングコアを用いにおけるデッキプレートとＵリブ溶接部周辺の応力発生状況は，Ｕリブ支間部の発生応力よりも横リブ交差部のそれが橋軸・橋軸直角方向２軸の板曲げの影響を受け，疲労に対して厳しくなることが推定された．そして，あて板補修前後の現地応力測定より，あて板効果によって亀裂部周辺の発生応力は低減出来たことが判明したが，依然高い応力レベルを呈しており，衝撃の影響が大きいと考えられた．
引き続き，輪荷重に起因する溶接部の応力を低減するための根本的な対策が必須であり，その手法について鋭意検討中である．
参考文献
1)

鋼床版の疲労：土木学会鋼構造シリーズ 2，
1990.92) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説 Ⅱ鋼橋編，2002.3.
3) 日本道路協会：鋼道路橋の疲労設計指針，

2002.3.
4) 三木，菅沼，冨澤，町田：鋼床版箱桁橋のデッキプレート近傍に発生した疲労損傷の原因，土木学会論文集№780/Ⅰ-70，2005.1
5) 村越，有馬：鋼床版における最近の疲労損傷
事例と対策に関する検討－デッキプレート
内進展き裂を対象として－，第５回道路橋
床版シンポジウム講演論文集
6) 田畑，木代，西岡，藤林：鋼床版 U リブ溶接部貫通き裂の損傷要因と対策，土木学会第61 回年次学術講演会講演概要集，2006.9.
7) 藤林，木代，田畑：鋼床版デッキ貫通き裂損
傷に関する報告，阪神高速道路株式会社，
第 38 回技術研究発表会，2005.2.
8) 藤林，田畑，西岡，木代：鋼床版デッキ貫通
き裂損傷に関する報告，土木学会第 61 回年次学術講演会講演概要集，2006.9.
9) 井口，山田，川畑：オランダにおける鋼床版
疲労損傷の補修・補強事例の調査，橋梁と基礎，2006.6.
10) 川畑，井口，内田，石川，甲斐，貝沼，斎藤，佐々木，高田，高中，田谷，中村，村山：
鋼床版の構造設計と研究動向，第五回道路橋床版シンポジウム講演論文集

REPORT OF RETROFIT AND INVESTIGATION ON FATIGUE CRACK PENETRATIONIN AN ORTHOTROPIC STEEL DECK BEIDGE
Akiko TABATA, Minoru KISHIRO and Tsutomu NISHIOKA
Rapid increase in traffic volume has caused fatigue cracking in welded parts in orthotropic steeldeck bridges. Among those found in an arch bridge with orthotropic steel decks, crack penetration
through a deck plate was particularly serious because it could damage the performance of the deck andaffect driving safety considerably. The emergency retrofit was carried out using splice plates and highstrength bolted connection. The splice plates were applied to the top surfaces of the deck plate as well as
to the side and inner surfaces of the trough ribs. Results of stress frequency measurements before andafter the retrofit indicated reduced stress ranges and, thus, extended fatigue life of the deck.

田畑 晶子

木代 穣

西岡 勉

阪神高速道路株式会社

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Akiko Tabata

Minoru Kishiro

Tsutomu Nishioka