鋼橋の補修・補強に対する新たな試み
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カテゴリ: 第2回
1.緒言
近年、鋼橋では、車両の大型化や交通量の増大に伴 い、自動車荷重の繰り返し載荷に起因する疲労損傷の 事例が急増し、その補修・補強方法を確立することが 急務の課題となっている[1]。 - 既設鋼橋の疲労損傷に対する補修・補強を、また、 新設・既設鋼橋に対して予防保全を実施する上で、対 象となる構造部材や継手の疲労強度を把握することは 不可欠である。通常、鋼道路橋の疲労設計指針[2]に基 づき、継手の疲労強度等級が決定される。しかし、既 に疲労損傷を有する継手や過去に評価事例がない、内 在する溶接きずを有する継手の疲労等級を決定するこ とは現状では容易でない。特に、溶接きずや疲労き裂 を溶接補修により完全に除去できない場合、疲労試験 により疲労強度を確認[2]するものとしているが、通常、 疲労試験の実施は困難である。 - 鋼構造物の疲労設計指針・同解説[3]では、継手の疲 労強度評価の補助的手段として、破壊力学の手法を用 いた疲労き裂進展解析法に基づく評価法を推奨してい る。疲労試験を行うよりは容易であるが、一般に煩雑 な(事例により数百ステップもの)数値解析が必要となる場合が多く、実用的な観点から、より簡便な手法 (1と呼ぶこととする)の提案が望まれる。 疲労損傷に対する補修・補強方法として、疲労き裂 を溶接により埋め戻し、損傷部周辺に当て板を挿入し て高力ボルト接合を行う補修・補強(当て板補強)方 法が多用されている[4]。この方法は最も一般的である が、供用下(車両走行下)で孔明け・当て板設置作業 が必要であり、繁雑であるという問題があるため、よ り有効な補修・補強方法 (2) の提案が望まれている。 - 鋼橋では、小規模から中規模の橋梁の構造形式とし て、鋼I桁や鋼箱桁が多用され、その床版には鉄筋コ ンクリート(RC)床版、プレストレスコンクリート (PC)床版、合成床版や鋼床版が用いられている。 鋼床版は、自重を軽減できるため、比較的スパンの長 い構造形式に採用されている。また、鋼床版は、自動 車荷重を直接受ける構造となっている。そのため、従 来から、疲労に対して十分に注意を払う必要があるこ とが認識され、いち早く疲労設計が導入された[3]。し かし、最近、デッキプレートと縦リブの溶接部からデ ッキを貫通する、従来見られなかった疲労き裂が散見 されるようになり、より適切な対策(3)を講じる必 要性が認識されるようになった(現状では、当て板補 強の実施例があるのみである)。 --以上のような鋼橋の補修・補強を取り巻く環境を考 慮して、上記の1~3に関連する要素技術を確立するために、以下のような研究に着手した。 (10疲労強度簡便推定法の提案とその妥当性の検証
(2)コンクリート部分充填による鋼 I 桁の補修・補強 方法の提案とその補強効果の確認(3) FRP格子筋を用いた新しい鋼床版舗装構造の 提案と応力低減効果の確認鋼橋の補修・補強に関連する(1)~(3)の提案は、従来 全く見られなかった方法や構造の提案であり、革新的 な内容を含むものである。本研究では、この新たな試 みの概要を述べるとともに、その妥当性や効果に関し て、2、3の検討を行った結果を要約するものである。2. 疲労強度簡便推定法2.1 疲労強度の定義と簡便推定法Frank ら[5]や森ら[6]は、荷重伝達型十字すみ肉溶接 継手を対象とし、破壊力学に基づく疲労き裂進展解析 法[3]を用いて、継手の疲労強度を推定する簡便法を提 案している。継手の疲労強度を推定する上で最も合理 的な方法を提案するものであるが、対象を限定してお り、種々の継手や損傷を有する構造部材の疲労強度推 定法として展開できない。村上[7]は、疲労強度に及ぼす微小きずの形状と寸法 の影響を検討し、疲労強度がき裂伝播停留限界である ことを考慮して、微小き裂・きず(停留き裂)を含む 部材の疲労強度を下限界応力拡大係数範囲AKE に より予測できることを明らかにした。本研究では、潜 在微小き裂・停留き裂に対してAKゃれを与える応力振 幅あるいは全振幅△oを疲労限度と定義する。次いで、寺崎ら[8][9]は、村上の研究成果を活用し、 1結晶粒程度の停留き裂長さ 0.1mm を導入して、実溶 接継手の疲労試験を実施し、溶接継手の疲労強度を停 留き裂部の応力拡大係数Kにより推定できる可能性を 示した。本研究では、寺崎ら[8][9]の方法を簡素化し、全ての 溶接継手に対して、また、き裂などの損傷を有する構 造部材に対しても一律に適用することが可能な、停留 き裂の応力拡大係数Kに基づく新たな方法の展開を試 みた[10]。すなわち、溶接きずや疲労き裂等の損傷を有 する部材の疲労強度o を簡便に推定する方法として、 疲労強度が既知の部材(疲労設計指針[2]に基づき等級 が判明している継手:疲労強度 oro)の着目部位に仮 想的に導入した微小き裂(ここでは停留き裂を表し、その長さを寺崎ら[8][9]の検討結果を踏まえ 0.1mm と する)の応力拡大係数K。と、対象とする疲労強度が未 知の継手の応力拡大係数K(同様に、着目部位に仮想 的に導入した停留き裂 0.1mm に対応したK) をFEM に基づく数値解析により算出し、その相対比から未知 の継手の疲労強度 o を算出する破壊力学に基づく方 法を提案する。ここに、 of K=oto・Ko=一定(1) が成立するものとし、FEM等の数値解析によりKと K。を算出することによって継手の疲労強度 oィを推 定することができる。つぎに、混合モード下では、開口型の応力拡大係数 KをK」、面内せん断型のKをK2、面外せん断型のK をKgとすると、エネルギ解放率とKとの関係から、平 面ひずみに対して、混合モードのKは次式で与えられ る。K2=K12+K2 + K32 / (1-v) (2) ここに、vはポアソン比を表す。前述の停留き裂に対応する、疲労強度が未知と既知 の継手の応力拡大係数KとK。の算出には、FEMと破 壊力学の手法[11](応力法、変位法、接続外挿法、特異 要素法、仮想き裂進展法、経路独立 J積分法等)の適 用が不可欠であるが、式(1)から明らかなように、比較 的簡便に継手の疲労強度 o を算出することができ、ま た、式(2)を用いて、容易に混合モードへの拡張を計る ことができる。2.2 簡便推定法の妥当性の検証 1 簡便推定法の妥当性を検証するために、荷重伝達型 十字すみ肉溶接継手のFEM解析を実施した[6][12]。 継手の形状・寸法を Fig.1 に示す。解析モデルは対称性 を考慮して、Fig.2 に示すように 1/4 を要素分割した。__ 36 __ 9 9 9_ 363|9|9|13.513. 59|9|9|13.5」Fig.1 Configuration and dimension of specimen.停留き裂の挿入位置は、a)公称応力レベルと考えら246れる部位、b)溶接止端部、c)ルート部の3ケースとし、 それぞれ単独で挿入された場合の応力拡大係数Kを接 続外挿法[11][13]により算出した。なお、a)と b)の解析 を行う際には、ルート部は完全溶込み溶接を想定して 閉じたもの(剛結)として取り扱った(但し、一部、 すみ肉溶接を想定して、二重節点を開いたものとして 取り扱ったものも含まれる)。Junitunnnnnnn1136TTT1913.54.5Fig.2 Mesh division and analytical conditions.停留き裂として 0.1mm のき裂を挿入[9]し、要素の最 小寸法は 0.01mm を基本とした。また、解析は平面ひ ずみとして取り扱い、c)に関しては面内せん断モード のKも併せて算出した。さらに、a)?C)のKを算出する 上で Fig.2 に示すように同一条件とするため、き裂近傍 の要素分割を同じパターンで行った[9]。 1本研究では、Kの算定法として接続外挿法を用いたが、従来法[11]と藤崎ら[13]の改良法を Frank の式[5]を 用いてケース b) について比較した。作用応力を1MPa とすると、Frank の式よりK=0.0708(MPa/m)とな り、この値を基準とすると、従来法では 0.0658 で誤差 -7.1%、藤崎らの改良法では 0.0677 で誤差-4.4%となる (Fig.3 参照、黒丸:変位法及び応力法によるKの算定 値、波線:従来法によるK値、実線:改良法によるK 値)。この結果を受け、Kの算出には改良法を用いるこ ととした。つぎに、a)~C)の応力拡大係数をそれぞれKA、K、 Kとし、対応する疲労強度をoa、、o とする。 Kato (B等級=155MPa)を基準[2][3]として、デ ータを整理した結果は以下のとおりである。K5/K =2.21、K / K =3.44 (3.47 : 混合モード)であり、 0 =70MPa、0 .=45MPa (45MPa)となった。すな わち、a)をB等級とした場合、b)はE等級(完全溶込み溶接、非仕上げの継手)、c)はH等級(すみ肉及び部分 溶込み溶接、非仕上げの継手)と見なせる。何れも、 ほぼ予想通りの結果を示し、本推定法の適用の可能性 を示唆するものである。止端破壊の事例については、 別途、すみ肉溶接を想定した場合(KB2、0-2)につ いて検討した。この場合、K-2/Ka=2.44 となり、 062=64MPa となる。F等級を若干下回る結果となっ たが、同様にほぼ予想通りの結果を与える。推定結果 の精度については、直接的に評価することは難しいが、 a)をB等級としてその相対比から判断すると、b)は -12%、c)は 12%であり、上記のすみ肉溶接を想定した 場合については-2%である。十分とは言い難いが、実 用上は問題ない。-0.000円2000701COUT0.56Force method0.05K (MPa/ m)0.040.03Displacement method 0.020- in the vicinity of root 0.010 0.000円 4 .500 4.550 4.600 4.650y-coordinate (mm) Fig.3 Computations of K by extrapolation4.450 1継手の疲労強度は、表面粗さに影響を受けるため、 解析の事例 a)、b)、c)がそれぞれB等級、E等級、H等 級に対応するか否かは判断し難い面があり、a)を基準 にすることは事例によっては適切とは言い難い場合も 考えられるが、継手や部材の疲労強度の相対的な差、 あるいは近似値を与えるものと考えて差し支えない。3. 鋼I桁のコンクリート部分充填3.1 コンクリート部分充填による補修・補強鋼I桁の損傷部の補修・補強方法として、著者は、 損傷部の上フランジ、ウェブ、下フランジ及び垂直補 剛材で囲まれた当該パネルにコンクリートを部分充填 する補強方法を提案している[14]。ねじれ座屈により上 フランジが大きく変形し、その影響でウェブも面外に 大きく撓んだ状態となった桁(終局限界状態に至り、 耐荷力が全く期待できない状態となった桁)について、 当該パネルのみにコンクリートを充填し、改めて、耐247荷力を曲げ載荷実験により求めた結果、充填桁では、 座屈前の状態における桁の曲げ耐荷力より 1.8 倍もの 性能を保有することが判明した[14]。 -- 以下では、疲労き裂の発生事例が比較的多い鋼 I桁 の桁端切欠き部を対象として、モデル試験体を製作し、 その載荷実験を通して、鋼I桁の疲労損傷に対する補 修・補強における提案構造の有効性を検証する。 - モデル試験体を構成する鋼材(フランジ、ウェブ、 補強板および鉄筋)の機械的性質を Table 1 に、部分充 填に使用した普通コンクリートのフレッシュ特性およ び圧縮強度を Table 2 に示す。Fig.4 に無補強試験体(FS1)、鋼板とL型鋼を高力ボルトによって締付けて 着目パネル区間を補強した試験体 (FS2) および着目パ ネル区間をコンクリート充填(内部にはコンクリート 塊の外部への落下防止用として呼び径D10 の水平鉄筋 と鉛直鉄筋を配置)により補強した試験体(FC1)の 形状と寸法を示す。ここで、各試験体ともに、荷重載 荷点付近で破壊しないように当該パネル以外のパネル についてもコンクリートを充填して補強した。 ・ 載荷部位は、Fig.4 において▼印の位置である。載荷 方式は、電動油圧ジャッキを用いた荷重制御方式とし た。計測項目は下フランジ中央のたわみ、着目パネル の軸方向ひずみ、ロゼットひずみ等である。 Table 1 Mechanical properties of materials usedYield Tensile Total Material Point Strength ElongationN/mm2 | N/mm2 | Upper Flange(t%3D12mm)361 | 538 29.6 | Web、Stiffner(t=6mm)|SM490Y| 394 1-533 32.4 Lower Flange(t%3D12mm)361 | 538 29.6 Angle(t%3D10mm) SS400| 316 | 426 36.3 Deformed Bar(D10) | SD345|393 | 597 23.2%SlumpTable 2 Mechanical properties of concreteAir Normal Compressivecontent Strength Strengthcm | % [N/mm2 | N/mm2 Surface | 11.5 | 5.0 FNC130.4 Reversel 11.5| 4.8 | 24 | 29.024Fig. 5 Appearances of final deformation and crack in girder type specimens.Referenced panelReinforcing450FS12120020050200350 1 400 | 500 | 5004000| 400900FS2Referenced panelReinforcingHow::::450100-0-12-04430A・らしいんっすね!S23Angle Stiffener150300[200200150200050 | 400 | 500 15004000| 400900200200Referenced panelDeformed bar (D10)ReinforcingOS 7C13BIGLOBIOTEncased concrete円 150=750 75200/2001 502001 50 200900 | 400 500 1 5004000Fig.4 Configuration and dimension of girder type specimen.FC13.2 変形性状と補強効果Fig.5 に各試験体における最終変形とひび割れの状 況を示す。FS1 では、載荷荷重 910kN で切欠き部のウ ェブがせん断変形により斜張力場を形成し、それに伴 う面外変形(図中☆部)が、荷重の増加とともに増大 して変形抵抗が減少した。FS2 は、着目パネルで破壊せず、最終的には荷重載 荷点(図中★部)近傍の上フランジがコンクリートか ら剥離し、ねじれ座屈を生じて破壊した。FC1 では荷 重の初期段階で切欠きコーナー部に対してほぼ 45 度 方向にひび割れが発生し、荷重の増加に伴い、ひび割 れ幅が増加するとともに上部コンクリートの剥がれ落 ちが確認された。最終的にはコーナー部のコンクリー トが下フランジから剥離し、大きな音が発生して荷重 が急激に減少した。実験終了後にコンクリートをはっ248りとって内部を確認したところ、コーナー部のウェブ 溶接止端部で引張破断を生じていた。 - Fig.6 に各試験体における荷重と荷重載荷点直下の 下フランジ鉛直変位との関係を示す。図中の表は初期 接線剛性、降伏荷重および最大荷重を示したものであ る。ここで、降伏荷重は切欠きコーナー部の下フラン ジ下面に貼付した軸方向ひずみが降伏ひずみに達した 時の荷重を採用した。3000rInitial tangent kN/mm 135 173 145Yield Maximu load mKN KN 327.91 976.6 560.3 | 2109.1 358.4 1728.9 |FS1 FS22500FS2FC1IECI2000RCLoad (kN)1500FS2FS150010_1020708030 40 50 60 Vertical displacement (mm)Fig.6 Load-displacement curves of specimens.最大荷重は、FS2、FC1 では FS1 に対し、それぞれ 2.16倍、1.77倍となり、大きく向上している。同様に、DiaphragmSteel plate deck 初期接線剛性は、FS2、FC1 では FS1 に対し、それぞ れ 1.28倍、1.07 倍である。また、降伏荷重は FS2、FC1 Fig. 7 Typical steel plate deck and structure proposed. では FS1 に対し、それぞれ 1.71 倍、1.09 倍である。桁 端切欠き部の疲労損傷に対する補強として、コンクリ 本研究では、構造形式の最適化の第一歩と位置付け、 ート充填による補強方法は従来の補強方法と比較して、 基層のグースアスファルト混合物と表層の密粒度アス 補剛効果は小さいものの、十分な補強効果を有してお ファルト混合物の間に挿入するFRP格子筋の断面積「Nsurface」 course-Abinder course-G| c1 (c2)]surface, course-Abinder course-GFRP grid : carbon fiber BRITILITTIN TIME--deck PL1 deck PL「Ill18 TUBE IIIIIIIIIIILI 114.2(6.3)15050-750154.25.3) 780FRP780G1(G2)surface, course-AbinderG3bindersurface, course-Acourse-CFRP grid : glass fiberFRP grid : glass fibercourse-Cエココココココ-LCCCdeck PLdeck PL12.5 150 15025-1251 12.5160JIUICEitttttttttHTTTTTTTTT 10- 14-1||||||||||FRP/250(10)11670100%D70078019040%D760780SM400Asurface course-A binder course-G binder course-C: dense grade asphalt concrete Deck PL : : mastic asphalt concrete : cement with polymerFig.8 Specimen configuration and dimensions.り、施工の容易さ等を勘案すると、有効な工法の一つ になるものと期待される。4.FRPを用いた新しい鋼床版舗装構造4.1 鋼床版舗装の新構造と曲げ載荷実験 - 鋼床版の疲労損傷部を含む溶接部に発生する応力を 低減し、疲労損傷の発生を抑えるとともに、損傷の拡 大を拘束する、より合理的な補修・補強法を確立する ことを目指して、アスファルト舗装部の基層と表層の 間にFRP格子筋を挿入し、自動車荷重を分散して、 鋼床版に対し補剛効果(合成効果)が期待できる鋼床 版舗装の新構造(Fig.7 参照)を提案し、アスファルト 混合物を含む鋼床版の部分モデルから成る試験体の曲 げ載荷実験を通して、補剛効果(換言すれば、補強効 果)が高いことが判明した[15]。Asphalt pavementFRP gridU-ribDeckDiaphragmSteel plate deck80249を変えた場合、基層にFRPグレーチングを挿入した 場合等について、舗装構造の部分モデル試験体を製作 し、曲げ載荷実験を実施して、より効果的な構造形式 を選定することを主な狙いとした。鋼床版のデッキと舗装部から構成される部分モデル 試験体の形状と寸法をFig.8 に示す。ここで、試験体の 幅を 150mm、長さを 780mm とし、デッキには板厚 12mm のSM400A鋼板を用いた。また、FRP格子筋 及びグレーチング等の配置により試験体のタイプは6 種類とした。詳細については文献[16]を参照されたい。 4.2 FRP格子筋の選定と応力低減効果 - 各試験体における荷重と変位の関係を用いて各試験 体の初期接線剛性を評価し、通常の鋼床版舗装のN試 験体を基準として、C1~G3の剛比を算出した結果 (平均値) を Fig.9に示す。ここに、剛比は補強効果 (輪 荷重の分散効果と一体化による補剛効果の総和)を表 すものであり、この数値が高いもの程、補強効果が高 いことを表す。2.00 1.80 1.60Stiffness Ratio600.40.20 0.00C1 C2 G1 G2 G3_ N Fig.9 Stiffness ratio of each specimen to N.Fig.9 より、補強効果はC2が最も高く、Nの約 1.6 倍となっている。次いで、G2、G3、C1となって いるが、G1が逆に約 0.8 とNより低くなっている。 G1の結果については、不明な点が多いが、グレーチ ングがデッキプレートや舗装と一体化せず、重ね梁と して挙動しているためと推察される。以上より、今回 の実験では、FRP格子筋(断面積 39.2mm2 : C2) を挿入した構造が最も優れていることが判明した。5.結言1)損傷を有する構造部材や溶接継手の疲労強度を停 留き裂の応力拡大係数を用いて、既知の継手の疲労強度から簡便に推定する方法を提案した。2)本推定法によれば、どのような事例に対しても、 数値解析を2回実施すれば、部材の疲労強度を推定す ることが可能となり、工数を大幅に低減できる。 - 3)鋼 I桁の疲労損傷に対する補強方法として、コン クリート部分充填法を提案した。同法により補強され た桁は十分な耐荷性能を有することが確認された。4)FRP格子筋を用いた鋼床版舗装の新しい構造を 提案した。同補強方法は、大きな補強効果(応力低減 効果)を有すること、また、格子筋の形状・寸法によ りその効果が大きく異なることが明らかとなった。参考文献[1] 例えば、下里哲弘、”首都高速道路の若返り作戦”、JSSC、No.50、2003、pp. 1-10. [2] 日本道路協会、”鋼道路橋の疲労設計指針”、2002、 - pp.9-24. [3] 日本鋼構造協会、”鋼構造物の疲労設計指針・同解説”、 - 1993、pp. 51-56、pp. 249-259、pp. 281-291. [4] 日本道路協会、”鋼橋の疲労”、1997、pp. 206-214. [5] K. H. Frank and J. W. Fisher, ” Fatigue strength offillet welded cruciform joints““ 、J. of the Struct. Div. 、Proc. of the ASCE、Vol. 105 、 ST9 、 1979 、pp. 1727-1740. [6] 森、貝沼、”荷重伝達型十字すみ肉溶接継手・ルート破壊の疲労強度評価方法の提案”、土木学会論文集、No.501、1994、pp.95-102. [7] 村上敬宜、”金属疲労・微小欠陥と介在物の影響”、養賢堂、1993、pp.33-72. [8] 寺崎ほか、”レーザー溶接された重ね継手の疲労強度について”、溶接学会論文集、Vol.19、No.3、2001、 12 pp. 507-512. [9] 寺崎ほか、”溶込み不足つき角継手の疲労強度について”、溶接学会論文集、Vol. 19、No.3、2001、pp. 564-569. [10]林、小野、”構造部材の疲労強度簡便推定法の提案”、鋼構造年次論文報告集、Vol.12、2004、pp. 417-424. [11]例えば、岡村弘之編、”総合材料強度学講座3・強度解析学(I)”、1985、pp. 152-182. [12]貝沼ほか、”荷重伝達型十字溶接継手の疲労破壊起点の評価方法の提案”、土木学会論文集、No. 668、2001、pp.313-318.1 [13]藤崎ほか、”応力拡大係数の外挿決定法の改善”、材料、Vol.45、No. 10、1996、pp. 1083-1089. [14]林健治、”変形を受けた鋼I桁へのコンクリート部分充填による補強”、日本材料学会第 52 期学術講演会講演論文集、2003、pp.381-382(438). [15]三浦ほか、”FRP格子筋を用いた鋼床版舗装の新しい補強構造とその補強効果”、平成 17 年度土木学会関西支部年次学術講演会、2005、I-67、68 [16]三浦ほか、”FRP格子筋を用いた新しい鋼床版舗装構造の検討”、日本材料学会第 54 期学術講演会講演論文集、 2005、pp. 297-298(232).1900/09/06“ “鋼橋の補修・補強に対する新たな試み“ “林 健治,Kenji HAYASHI
近年、鋼橋では、車両の大型化や交通量の増大に伴 い、自動車荷重の繰り返し載荷に起因する疲労損傷の 事例が急増し、その補修・補強方法を確立することが 急務の課題となっている[1]。 - 既設鋼橋の疲労損傷に対する補修・補強を、また、 新設・既設鋼橋に対して予防保全を実施する上で、対 象となる構造部材や継手の疲労強度を把握することは 不可欠である。通常、鋼道路橋の疲労設計指針[2]に基 づき、継手の疲労強度等級が決定される。しかし、既 に疲労損傷を有する継手や過去に評価事例がない、内 在する溶接きずを有する継手の疲労等級を決定するこ とは現状では容易でない。特に、溶接きずや疲労き裂 を溶接補修により完全に除去できない場合、疲労試験 により疲労強度を確認[2]するものとしているが、通常、 疲労試験の実施は困難である。 - 鋼構造物の疲労設計指針・同解説[3]では、継手の疲 労強度評価の補助的手段として、破壊力学の手法を用 いた疲労き裂進展解析法に基づく評価法を推奨してい る。疲労試験を行うよりは容易であるが、一般に煩雑 な(事例により数百ステップもの)数値解析が必要となる場合が多く、実用的な観点から、より簡便な手法 (1と呼ぶこととする)の提案が望まれる。 疲労損傷に対する補修・補強方法として、疲労き裂 を溶接により埋め戻し、損傷部周辺に当て板を挿入し て高力ボルト接合を行う補修・補強(当て板補強)方 法が多用されている[4]。この方法は最も一般的である が、供用下(車両走行下)で孔明け・当て板設置作業 が必要であり、繁雑であるという問題があるため、よ り有効な補修・補強方法 (2) の提案が望まれている。 - 鋼橋では、小規模から中規模の橋梁の構造形式とし て、鋼I桁や鋼箱桁が多用され、その床版には鉄筋コ ンクリート(RC)床版、プレストレスコンクリート (PC)床版、合成床版や鋼床版が用いられている。 鋼床版は、自重を軽減できるため、比較的スパンの長 い構造形式に採用されている。また、鋼床版は、自動 車荷重を直接受ける構造となっている。そのため、従 来から、疲労に対して十分に注意を払う必要があるこ とが認識され、いち早く疲労設計が導入された[3]。し かし、最近、デッキプレートと縦リブの溶接部からデ ッキを貫通する、従来見られなかった疲労き裂が散見 されるようになり、より適切な対策(3)を講じる必 要性が認識されるようになった(現状では、当て板補 強の実施例があるのみである)。 --以上のような鋼橋の補修・補強を取り巻く環境を考 慮して、上記の1~3に関連する要素技術を確立するために、以下のような研究に着手した。 (10疲労強度簡便推定法の提案とその妥当性の検証
(2)コンクリート部分充填による鋼 I 桁の補修・補強 方法の提案とその補強効果の確認(3) FRP格子筋を用いた新しい鋼床版舗装構造の 提案と応力低減効果の確認鋼橋の補修・補強に関連する(1)~(3)の提案は、従来 全く見られなかった方法や構造の提案であり、革新的 な内容を含むものである。本研究では、この新たな試 みの概要を述べるとともに、その妥当性や効果に関し て、2、3の検討を行った結果を要約するものである。2. 疲労強度簡便推定法2.1 疲労強度の定義と簡便推定法Frank ら[5]や森ら[6]は、荷重伝達型十字すみ肉溶接 継手を対象とし、破壊力学に基づく疲労き裂進展解析 法[3]を用いて、継手の疲労強度を推定する簡便法を提 案している。継手の疲労強度を推定する上で最も合理 的な方法を提案するものであるが、対象を限定してお り、種々の継手や損傷を有する構造部材の疲労強度推 定法として展開できない。村上[7]は、疲労強度に及ぼす微小きずの形状と寸法 の影響を検討し、疲労強度がき裂伝播停留限界である ことを考慮して、微小き裂・きず(停留き裂)を含む 部材の疲労強度を下限界応力拡大係数範囲AKE に より予測できることを明らかにした。本研究では、潜 在微小き裂・停留き裂に対してAKゃれを与える応力振 幅あるいは全振幅△oを疲労限度と定義する。次いで、寺崎ら[8][9]は、村上の研究成果を活用し、 1結晶粒程度の停留き裂長さ 0.1mm を導入して、実溶 接継手の疲労試験を実施し、溶接継手の疲労強度を停 留き裂部の応力拡大係数Kにより推定できる可能性を 示した。本研究では、寺崎ら[8][9]の方法を簡素化し、全ての 溶接継手に対して、また、き裂などの損傷を有する構 造部材に対しても一律に適用することが可能な、停留 き裂の応力拡大係数Kに基づく新たな方法の展開を試 みた[10]。すなわち、溶接きずや疲労き裂等の損傷を有 する部材の疲労強度o を簡便に推定する方法として、 疲労強度が既知の部材(疲労設計指針[2]に基づき等級 が判明している継手:疲労強度 oro)の着目部位に仮 想的に導入した微小き裂(ここでは停留き裂を表し、その長さを寺崎ら[8][9]の検討結果を踏まえ 0.1mm と する)の応力拡大係数K。と、対象とする疲労強度が未 知の継手の応力拡大係数K(同様に、着目部位に仮想 的に導入した停留き裂 0.1mm に対応したK) をFEM に基づく数値解析により算出し、その相対比から未知 の継手の疲労強度 o を算出する破壊力学に基づく方 法を提案する。ここに、 of K=oto・Ko=一定(1) が成立するものとし、FEM等の数値解析によりKと K。を算出することによって継手の疲労強度 oィを推 定することができる。つぎに、混合モード下では、開口型の応力拡大係数 KをK」、面内せん断型のKをK2、面外せん断型のK をKgとすると、エネルギ解放率とKとの関係から、平 面ひずみに対して、混合モードのKは次式で与えられ る。K2=K12+K2 + K32 / (1-v) (2) ここに、vはポアソン比を表す。前述の停留き裂に対応する、疲労強度が未知と既知 の継手の応力拡大係数KとK。の算出には、FEMと破 壊力学の手法[11](応力法、変位法、接続外挿法、特異 要素法、仮想き裂進展法、経路独立 J積分法等)の適 用が不可欠であるが、式(1)から明らかなように、比較 的簡便に継手の疲労強度 o を算出することができ、ま た、式(2)を用いて、容易に混合モードへの拡張を計る ことができる。2.2 簡便推定法の妥当性の検証 1 簡便推定法の妥当性を検証するために、荷重伝達型 十字すみ肉溶接継手のFEM解析を実施した[6][12]。 継手の形状・寸法を Fig.1 に示す。解析モデルは対称性 を考慮して、Fig.2 に示すように 1/4 を要素分割した。__ 36 __ 9 9 9_ 363|9|9|13.513. 59|9|9|13.5」Fig.1 Configuration and dimension of specimen.停留き裂の挿入位置は、a)公称応力レベルと考えら246れる部位、b)溶接止端部、c)ルート部の3ケースとし、 それぞれ単独で挿入された場合の応力拡大係数Kを接 続外挿法[11][13]により算出した。なお、a)と b)の解析 を行う際には、ルート部は完全溶込み溶接を想定して 閉じたもの(剛結)として取り扱った(但し、一部、 すみ肉溶接を想定して、二重節点を開いたものとして 取り扱ったものも含まれる)。Junitunnnnnnn1136TTT1913.54.5Fig.2 Mesh division and analytical conditions.停留き裂として 0.1mm のき裂を挿入[9]し、要素の最 小寸法は 0.01mm を基本とした。また、解析は平面ひ ずみとして取り扱い、c)に関しては面内せん断モード のKも併せて算出した。さらに、a)?C)のKを算出する 上で Fig.2 に示すように同一条件とするため、き裂近傍 の要素分割を同じパターンで行った[9]。 1本研究では、Kの算定法として接続外挿法を用いたが、従来法[11]と藤崎ら[13]の改良法を Frank の式[5]を 用いてケース b) について比較した。作用応力を1MPa とすると、Frank の式よりK=0.0708(MPa/m)とな り、この値を基準とすると、従来法では 0.0658 で誤差 -7.1%、藤崎らの改良法では 0.0677 で誤差-4.4%となる (Fig.3 参照、黒丸:変位法及び応力法によるKの算定 値、波線:従来法によるK値、実線:改良法によるK 値)。この結果を受け、Kの算出には改良法を用いるこ ととした。つぎに、a)~C)の応力拡大係数をそれぞれKA、K、 Kとし、対応する疲労強度をoa、、o とする。 Kato (B等級=155MPa)を基準[2][3]として、デ ータを整理した結果は以下のとおりである。K5/K =2.21、K / K =3.44 (3.47 : 混合モード)であり、 0 =70MPa、0 .=45MPa (45MPa)となった。すな わち、a)をB等級とした場合、b)はE等級(完全溶込み溶接、非仕上げの継手)、c)はH等級(すみ肉及び部分 溶込み溶接、非仕上げの継手)と見なせる。何れも、 ほぼ予想通りの結果を示し、本推定法の適用の可能性 を示唆するものである。止端破壊の事例については、 別途、すみ肉溶接を想定した場合(KB2、0-2)につ いて検討した。この場合、K-2/Ka=2.44 となり、 062=64MPa となる。F等級を若干下回る結果となっ たが、同様にほぼ予想通りの結果を与える。推定結果 の精度については、直接的に評価することは難しいが、 a)をB等級としてその相対比から判断すると、b)は -12%、c)は 12%であり、上記のすみ肉溶接を想定した 場合については-2%である。十分とは言い難いが、実 用上は問題ない。-0.000円2000701COUT0.56Force method0.05K (MPa/ m)0.040.03Displacement method 0.020- in the vicinity of root 0.010 0.000円 4 .500 4.550 4.600 4.650y-coordinate (mm) Fig.3 Computations of K by extrapolation4.450 1継手の疲労強度は、表面粗さに影響を受けるため、 解析の事例 a)、b)、c)がそれぞれB等級、E等級、H等 級に対応するか否かは判断し難い面があり、a)を基準 にすることは事例によっては適切とは言い難い場合も 考えられるが、継手や部材の疲労強度の相対的な差、 あるいは近似値を与えるものと考えて差し支えない。3. 鋼I桁のコンクリート部分充填3.1 コンクリート部分充填による補修・補強鋼I桁の損傷部の補修・補強方法として、著者は、 損傷部の上フランジ、ウェブ、下フランジ及び垂直補 剛材で囲まれた当該パネルにコンクリートを部分充填 する補強方法を提案している[14]。ねじれ座屈により上 フランジが大きく変形し、その影響でウェブも面外に 大きく撓んだ状態となった桁(終局限界状態に至り、 耐荷力が全く期待できない状態となった桁)について、 当該パネルのみにコンクリートを充填し、改めて、耐247荷力を曲げ載荷実験により求めた結果、充填桁では、 座屈前の状態における桁の曲げ耐荷力より 1.8 倍もの 性能を保有することが判明した[14]。 -- 以下では、疲労き裂の発生事例が比較的多い鋼 I桁 の桁端切欠き部を対象として、モデル試験体を製作し、 その載荷実験を通して、鋼I桁の疲労損傷に対する補 修・補強における提案構造の有効性を検証する。 - モデル試験体を構成する鋼材(フランジ、ウェブ、 補強板および鉄筋)の機械的性質を Table 1 に、部分充 填に使用した普通コンクリートのフレッシュ特性およ び圧縮強度を Table 2 に示す。Fig.4 に無補強試験体(FS1)、鋼板とL型鋼を高力ボルトによって締付けて 着目パネル区間を補強した試験体 (FS2) および着目パ ネル区間をコンクリート充填(内部にはコンクリート 塊の外部への落下防止用として呼び径D10 の水平鉄筋 と鉛直鉄筋を配置)により補強した試験体(FC1)の 形状と寸法を示す。ここで、各試験体ともに、荷重載 荷点付近で破壊しないように当該パネル以外のパネル についてもコンクリートを充填して補強した。 ・ 載荷部位は、Fig.4 において▼印の位置である。載荷 方式は、電動油圧ジャッキを用いた荷重制御方式とし た。計測項目は下フランジ中央のたわみ、着目パネル の軸方向ひずみ、ロゼットひずみ等である。 Table 1 Mechanical properties of materials usedYield Tensile Total Material Point Strength ElongationN/mm2 | N/mm2 | Upper Flange(t%3D12mm)361 | 538 29.6 | Web、Stiffner(t=6mm)|SM490Y| 394 1-533 32.4 Lower Flange(t%3D12mm)361 | 538 29.6 Angle(t%3D10mm) SS400| 316 | 426 36.3 Deformed Bar(D10) | SD345|393 | 597 23.2%SlumpTable 2 Mechanical properties of concreteAir Normal Compressivecontent Strength Strengthcm | % [N/mm2 | N/mm2 Surface | 11.5 | 5.0 FNC130.4 Reversel 11.5| 4.8 | 24 | 29.024Fig. 5 Appearances of final deformation and crack in girder type specimens.Referenced panelReinforcing450FS12120020050200350 1 400 | 500 | 5004000| 400900FS2Referenced panelReinforcingHow::::450100-0-12-04430A・らしいんっすね!S23Angle Stiffener150300[200200150200050 | 400 | 500 15004000| 400900200200Referenced panelDeformed bar (D10)ReinforcingOS 7C13BIGLOBIOTEncased concrete円 150=750 75200/2001 502001 50 200900 | 400 500 1 5004000Fig.4 Configuration and dimension of girder type specimen.FC13.2 変形性状と補強効果Fig.5 に各試験体における最終変形とひび割れの状 況を示す。FS1 では、載荷荷重 910kN で切欠き部のウ ェブがせん断変形により斜張力場を形成し、それに伴 う面外変形(図中☆部)が、荷重の増加とともに増大 して変形抵抗が減少した。FS2 は、着目パネルで破壊せず、最終的には荷重載 荷点(図中★部)近傍の上フランジがコンクリートか ら剥離し、ねじれ座屈を生じて破壊した。FC1 では荷 重の初期段階で切欠きコーナー部に対してほぼ 45 度 方向にひび割れが発生し、荷重の増加に伴い、ひび割 れ幅が増加するとともに上部コンクリートの剥がれ落 ちが確認された。最終的にはコーナー部のコンクリー トが下フランジから剥離し、大きな音が発生して荷重 が急激に減少した。実験終了後にコンクリートをはっ248りとって内部を確認したところ、コーナー部のウェブ 溶接止端部で引張破断を生じていた。 - Fig.6 に各試験体における荷重と荷重載荷点直下の 下フランジ鉛直変位との関係を示す。図中の表は初期 接線剛性、降伏荷重および最大荷重を示したものであ る。ここで、降伏荷重は切欠きコーナー部の下フラン ジ下面に貼付した軸方向ひずみが降伏ひずみに達した 時の荷重を採用した。3000rInitial tangent kN/mm 135 173 145Yield Maximu load mKN KN 327.91 976.6 560.3 | 2109.1 358.4 1728.9 |FS1 FS22500FS2FC1IECI2000RCLoad (kN)1500FS2FS150010_1020708030 40 50 60 Vertical displacement (mm)Fig.6 Load-displacement curves of specimens.最大荷重は、FS2、FC1 では FS1 に対し、それぞれ 2.16倍、1.77倍となり、大きく向上している。同様に、DiaphragmSteel plate deck 初期接線剛性は、FS2、FC1 では FS1 に対し、それぞ れ 1.28倍、1.07 倍である。また、降伏荷重は FS2、FC1 Fig. 7 Typical steel plate deck and structure proposed. では FS1 に対し、それぞれ 1.71 倍、1.09 倍である。桁 端切欠き部の疲労損傷に対する補強として、コンクリ 本研究では、構造形式の最適化の第一歩と位置付け、 ート充填による補強方法は従来の補強方法と比較して、 基層のグースアスファルト混合物と表層の密粒度アス 補剛効果は小さいものの、十分な補強効果を有してお ファルト混合物の間に挿入するFRP格子筋の断面積「Nsurface」 course-Abinder course-G| c1 (c2)]surface, course-Abinder course-GFRP grid : carbon fiber BRITILITTIN TIME--deck PL1 deck PL「Ill18 TUBE IIIIIIIIIIILI 114.2(6.3)15050-750154.25.3) 780FRP780G1(G2)surface, course-AbinderG3bindersurface, course-Acourse-CFRP grid : glass fiberFRP grid : glass fibercourse-Cエココココココ-LCCCdeck PLdeck PL12.5 150 15025-1251 12.5160JIUICEitttttttttHTTTTTTTTT 10- 14-1||||||||||FRP/250(10)11670100%D70078019040%D760780SM400Asurface course-A binder course-G binder course-C: dense grade asphalt concrete Deck PL : : mastic asphalt concrete : cement with polymerFig.8 Specimen configuration and dimensions.り、施工の容易さ等を勘案すると、有効な工法の一つ になるものと期待される。4.FRPを用いた新しい鋼床版舗装構造4.1 鋼床版舗装の新構造と曲げ載荷実験 - 鋼床版の疲労損傷部を含む溶接部に発生する応力を 低減し、疲労損傷の発生を抑えるとともに、損傷の拡 大を拘束する、より合理的な補修・補強法を確立する ことを目指して、アスファルト舗装部の基層と表層の 間にFRP格子筋を挿入し、自動車荷重を分散して、 鋼床版に対し補剛効果(合成効果)が期待できる鋼床 版舗装の新構造(Fig.7 参照)を提案し、アスファルト 混合物を含む鋼床版の部分モデルから成る試験体の曲 げ載荷実験を通して、補剛効果(換言すれば、補強効 果)が高いことが判明した[15]。Asphalt pavementFRP gridU-ribDeckDiaphragmSteel plate deck80249を変えた場合、基層にFRPグレーチングを挿入した 場合等について、舗装構造の部分モデル試験体を製作 し、曲げ載荷実験を実施して、より効果的な構造形式 を選定することを主な狙いとした。鋼床版のデッキと舗装部から構成される部分モデル 試験体の形状と寸法をFig.8 に示す。ここで、試験体の 幅を 150mm、長さを 780mm とし、デッキには板厚 12mm のSM400A鋼板を用いた。また、FRP格子筋 及びグレーチング等の配置により試験体のタイプは6 種類とした。詳細については文献[16]を参照されたい。 4.2 FRP格子筋の選定と応力低減効果 - 各試験体における荷重と変位の関係を用いて各試験 体の初期接線剛性を評価し、通常の鋼床版舗装のN試 験体を基準として、C1~G3の剛比を算出した結果 (平均値) を Fig.9に示す。ここに、剛比は補強効果 (輪 荷重の分散効果と一体化による補剛効果の総和)を表 すものであり、この数値が高いもの程、補強効果が高 いことを表す。2.00 1.80 1.60Stiffness Ratio600.40.20 0.00C1 C2 G1 G2 G3_ N Fig.9 Stiffness ratio of each specimen to N.Fig.9 より、補強効果はC2が最も高く、Nの約 1.6 倍となっている。次いで、G2、G3、C1となって いるが、G1が逆に約 0.8 とNより低くなっている。 G1の結果については、不明な点が多いが、グレーチ ングがデッキプレートや舗装と一体化せず、重ね梁と して挙動しているためと推察される。以上より、今回 の実験では、FRP格子筋(断面積 39.2mm2 : C2) を挿入した構造が最も優れていることが判明した。5.結言1)損傷を有する構造部材や溶接継手の疲労強度を停 留き裂の応力拡大係数を用いて、既知の継手の疲労強度から簡便に推定する方法を提案した。2)本推定法によれば、どのような事例に対しても、 数値解析を2回実施すれば、部材の疲労強度を推定す ることが可能となり、工数を大幅に低減できる。 - 3)鋼 I桁の疲労損傷に対する補強方法として、コン クリート部分充填法を提案した。同法により補強され た桁は十分な耐荷性能を有することが確認された。4)FRP格子筋を用いた鋼床版舗装の新しい構造を 提案した。同補強方法は、大きな補強効果(応力低減 効果)を有すること、また、格子筋の形状・寸法によ りその効果が大きく異なることが明らかとなった。参考文献[1] 例えば、下里哲弘、”首都高速道路の若返り作戦”、JSSC、No.50、2003、pp. 1-10. [2] 日本道路協会、”鋼道路橋の疲労設計指針”、2002、 - pp.9-24. [3] 日本鋼構造協会、”鋼構造物の疲労設計指針・同解説”、 - 1993、pp. 51-56、pp. 249-259、pp. 281-291. [4] 日本道路協会、”鋼橋の疲労”、1997、pp. 206-214. [5] K. H. Frank and J. W. Fisher, ” Fatigue strength offillet welded cruciform joints““ 、J. of the Struct. Div. 、Proc. of the ASCE、Vol. 105 、 ST9 、 1979 、pp. 1727-1740. [6] 森、貝沼、”荷重伝達型十字すみ肉溶接継手・ルート破壊の疲労強度評価方法の提案”、土木学会論文集、No.501、1994、pp.95-102. [7] 村上敬宜、”金属疲労・微小欠陥と介在物の影響”、養賢堂、1993、pp.33-72. [8] 寺崎ほか、”レーザー溶接された重ね継手の疲労強度について”、溶接学会論文集、Vol.19、No.3、2001、 12 pp. 507-512. [9] 寺崎ほか、”溶込み不足つき角継手の疲労強度について”、溶接学会論文集、Vol. 19、No.3、2001、pp. 564-569. [10]林、小野、”構造部材の疲労強度簡便推定法の提案”、鋼構造年次論文報告集、Vol.12、2004、pp. 417-424. [11]例えば、岡村弘之編、”総合材料強度学講座3・強度解析学(I)”、1985、pp. 152-182. [12]貝沼ほか、”荷重伝達型十字溶接継手の疲労破壊起点の評価方法の提案”、土木学会論文集、No. 668、2001、pp.313-318.1 [13]藤崎ほか、”応力拡大係数の外挿決定法の改善”、材料、Vol.45、No. 10、1996、pp. 1083-1089. [14]林健治、”変形を受けた鋼I桁へのコンクリート部分充填による補強”、日本材料学会第 52 期学術講演会講演論文集、2003、pp.381-382(438). [15]三浦ほか、”FRP格子筋を用いた鋼床版舗装の新しい補強構造とその補強効果”、平成 17 年度土木学会関西支部年次学術講演会、2005、I-67、68 [16]三浦ほか、”FRP格子筋を用いた新しい鋼床版舗装構造の検討”、日本材料学会第 54 期学術講演会講演論文集、 2005、pp. 297-298(232).1900/09/06“ “鋼橋の補修・補強に対する新たな試み“ “林 健治,Kenji HAYASHI