技報

第 1 号(2003 年)

ＰＣＮｅｔセグメントの開発−セグメントリング載荷試験および内水圧試験−
大阪支店 三輪泰之
本社
加藤竜一
本社
別所辰保
概要：(財)先端建設技術センターに，シールドトンネル用セグメントとして「ＰＣＮｅｔセグメント」の技術審査の申請を行った．その技術審査の要となったリング載荷試験および内水圧試験について紹介するとともに，電動トルクレンチによる緊張方法の開発内容についても報告するものである．
キーワード：シールドトンネル，ＰＣＮｅｔセグメント，ＴＷグリップ，トルク緊張管理，電動トルクレンチ，内水圧，リング載荷試験，２セグメントクロス
本報告は，切羽側面でプレストレスを導入することを目的として開発されたＴＷグリップの緊張管理方法と，本緊張方法によって組立てられたセグメントリングに，外荷重および内水圧を作用させ，理論値との対比を行った結果を報告するものである．
１．プレストレスの導入
ＰＣＮｅｔセグメントは，網目状に配置されたＰＣ鋼より線を切羽側より挿入・緊張するため，それらの作業をセグメント幅の約 1/3 程度の作業スペースで行わなければならない．よって，このような狭隘な作業空間でも，ＴＷグリップおよび電動トルクレンチを使用することでＲＣセグメントと同等の組立速度での作業が可能であり，軽作業化が図れる．
(１)ＴＷグリップおよび支圧板
ＴＷグリップ及び支圧板を写真‑1,2 に示す．

ネジ部

六角グリップ

ＰＣ鋼より線

写真‑1 ＴＷグリップ
写真‑2 六角スリーブ付支圧板
ＴＷグリップとは，ネジ部，六角グリップ，ＰＣ鋼より線で構成されており，六角グリップ部にＰＣ鋼より線を圧着したものである．ＴＷグリップを六角スリーブ付き支圧板に挿入後，電動トルクレンチを使用し，ナットを回すことにより，ＰＣ鋼より線が緊張される．このとき，ＴＷグリップと支圧板の六角部でＰＣ鋼より線の回転を防ぐ．
大阪支店
支店長付
三輪泰之

技術本部
開発技術第二部
加藤竜一

-1-

技術本部
開発技術第一部
別所辰保

技報(２)電動トルクレンチによるトルク緊張試験a)試験概要
鋼製アバットを利用した緊張装置を用いて緊張試験を行った．緊張作業は，固定側に設置した油圧ジャッキで，ＴＷグリップのたるみを取るため予備緊張（約 10kN）を行い，その後電動トルクレンチを用い本緊張を行った．固定側に設置したロードセルより，設定したトルク値に対しての緊張力の測定および本緊張開始時から終了時までの所要時間の計測を行った．
緊張力のばらつきは±10％を目標とし，トルク値と緊張力の関係からトルク係数（Ｋ値）を算出し，ハイテン用ボルトのトルク係数値（Ｋ=0.100〜0.150）と同等値を目標とした．試験装置を写真‑3 に示す．

第 1 号(2003 年)

固定側

鋼製アバット
L=1376mm

緊張側

写真‑3 緊張装置b)使用機材および材料
ＴＷグリップは３本を繰り返し使用し，ナットおよびワッシャーは損傷がみられた場合に交換した．
また，ＴＷグリップのネジ部・ナット・ワッシャーには，モリコートペーストを塗布した．電動トルクレンチは，ITH 社（ドイツ製）の EDS‑75（最大トルク値：750N･m）を使用し，ＴＷグリップ用ロングソケットを装着させ試験を行った．設定トルク値は，500N･m，400N･m，300N･m，200N･m の 4 通りとした．緊張作業状況を写真‑4 に示す．
・ＴＷグリップ：1S12.7 L=2.2m
・支圧板：1S12.7 用（六角スリーブ付き）
・ナット：ハイテン用ナット M24・ワッシャー：ハイテン用・電動トルクレンチ：EDS‑75（ITH 社 ドイツ製）
最大トルク値 750N･m
回転数(無載荷時) 49 回転/min
重量 7.0kg

ロングソケット

電動トルクレンチ

反力受け

写真‑4 緊張状況

-2-

技報

第 1 号(2003 年)

170

140160130
緊張力（kN）

緊張力（kN）c)試験結果
設定トルク値毎に，ＴＷグリップ３本を各３回緊張し，９回の試験を行った．このとき，図‑1〜4に示すトルク値と緊張力の関係から緊張力のばらつきを確認した．

150
140130120110
10012090110

80

123456
試験回数78192456
試験回数789

図‑2 緊張力の分布(400 N･m)

1107010060
緊張力（kN）

緊張力（kN）

図‑1 緊張力の分布(500 N･m)

390807060

緊張力
平均+10%‑10%504030205010123456
試験回数

7891

図‑3 緊張力の分布(300 N･m)

23456
試験回数

789

図‑4 緊張力の分布(200 N･m)

以上より，緊張力のばらつきが±10％以内となっていない場合も多少あるが，ほぼ±10％以内のばらつきで緊張可能であった．
ここで，各設定トルク値の平均緊張力とトルク値を算出し，その関係を図‑5,6 に示す．
トルク係数の算出は JIS より，
Ｔf＝Ｋ・ｄ・Ｎ
ここで，
Ｔf：トルク値（N･m）
Ｋ ：トルク係数
ｄ ：ナットの有効径（m）
Ｎ ：緊張力（kN）

表‑1 トルクと平均緊張力の関係
トルク（N･m）

平均緊張力（kN）

Ｋ 値
トルク係数

200300
400
500

41.85
83.29
122.13144.02

0.201
0.151
0.137
0.145

-3-180.0
160.0
140.0
120.0
100.0
80.0
60.0
40.0
20.0
0.0

0.250
K値（トルク係数）

緊張力（kN）

技報 第 1 号(2003 年)

平均緊張力
最大･最小値

K値
0.200

0.150

0.100

200

300
400
トルク（N･m）200

500

図‑5 トルク値と緊張力の関係

300
400
トルク（N･m）500

図‑6 トルク値とトルク係数の関係

以上の結果より，トルク値を上げることで緊張力も上昇し，ほぼ比例関係であった．しかし，設定
トルク 300N･m 及び 200N･m のとき，ばらつきが大きく，平均緊張力の±10％外の結果となることがあった．Ｋ値については，緊張力に比例関係がみられることからトルク値 200N･m の場合を除き，0.140〜0.150 程度でありほぼ一定値が得られた．
次に，ケース①における所要時間と伸びより，回転数を算出しトルクと回転数の関係を表‑2，図‑7に示す．
6.0

トルク（N･m）

緊張力（kN）

所要時間（秒）

200
41.85
28.3
300
83.29
41.8
400
122.1359.1
500
144.0269.8※TW グリップのネジピッチは 3.0mm

回転数
(回/分)
3.0
4.6
5.0
5.2

回転数（回転/分）

表‑2 トルクと回転数の関係

5.0
4.0
3.0
2.0

回転数

1.00.0200

300
400
トルク（N･m）500

図‑7 トルクと回転数の関係
以上の結果より，設定トルクが 300N･m〜500N･m の場合，回転数はほぼ一定の値であったが 200N･mの場合には，Ｋ値が高いことから回転数は低かった．このことから，電動トルクレンチ（EDS‑75）を使用したＴＷグリップ緊張作業においての回転数としては，設定トルクが 300N･m〜500N･m の場合は，１分間に約５回転，設定トルク 200N･m の場合は，１分間に約３回転であった．
d)まとめ
緊張力はトルクの設定に応じて，ばらつき±10％以内で確実に緊張力を導入することができた．よって，電動トルクレンチを用いたＴＷグリップの緊張作業は，トルクによる緊張管理で行うことが可能である．但し，機械及びＴＷグリップの性質によって多少緊張力に差が生じる．このことから作業開始時にはキャリブレーションを行い，トルクと緊張力の関係からＫ値（トルク係数）を算出し，その結果より目標とする緊張力に見合うトルク値を設定する必要がある．なお，トルクレンチの最大トルクに対して低いトルク（今回は 200N･m 最大トルクの 27％程度）に設定した場合，緊張力にばらつきが大きく，Ｋ値も大きくなる傾向がみられた．このことから，トルクレンチは機械性能（最大トルク）の 50〜70％程度で使用することが望ましいと考えられ，目標緊張力に応じて機械の選定を行う必要がある．また，作業時間においても機械選定を行うことで，１分間に約５回転で緊張することが可能であり，組立作業時間はＲＣセグメントと同等以上の速度で可能であると考えられる．
以上のことから，ＴＷグリップを使用したトルク緊張管理は可能であることが確認できた．

-4-

技報 第 1 号(2003 年)

２．セグメントリング載荷試験(１)試験概要
試験は，実際に近い設計条件を用いて試設計を行った．その際断面力の算定には，はり−ばねモデルを用いた．設計に必要な，継手曲げ試験やせん断試験の要素試験を行い，得られた回転ばね定数，せん断ばね定数を用いて内水圧載荷試験を行った．
(２)試設計a)セグメント形状
供試体の形状，寸法を表‑3，図‑8 に示す．
表‑3 セグメント形状及び寸法
セグメント外径２５５０ｍｍ

セグメント厚さ１７５ｍｍ

幅７５０ｍｍ

分割６等分割※Ｋセグメントは，軸方向挿入型b)設計条件
土被り：30 m
地下水位：25 m
内水圧：0.3 MPa
地盤ばね定数 ｋ：40 MN/m3
側方土圧係数 λ：0.4
また，入力定数を表‑4 に示す．

図‑8 セグメント形状及び寸法

表‑4 試設計の入力定数
弾性係数：Ｅ(kN/m2)

33×106

断面積：Ａ(m2)

1.75×10‑1

断面二次モーメント(m4)4.47×10‑4

回転ばね定数：kθ(kN･m/rad)kθ19240 ※kθ22270 ※

半径方向せん断ばね定数：ksr(kN/m)

162,500 ※接線方向せん断ばね定数：kst(kN/m)

162,500 ※※要素試験で得られた値-5-

技報 第 1 号(2003 年)c)ＰＣ鋼材の配置とプレストレス力の算定
本試験では，内水圧の作用するセグメントを考え表‑5 導入プレストレス力ているため，リング軸方向よりリング周方向のプレ使用鋼材
1S12.7
ストレスが大きく導入出来る PC 鋼材の配置を行った．配置形状を図‑9 に示す．
鋼材長(mm)2010２)の条件により算定した断面力の最大曲げモー
初期緊張力（kN）
138.2
メントと軸力に，プレストレス力を軸力として加算導入プレストレス力（kN）
120.5
し，コンクリートの応力度の算定を行う．
このとき，部材に引張応力が発生しないようにプレストレス力を決定した．使用鋼材，導入プレストレス等を表‑5 に示す．

図‑9 PC 鋼材の配置(３)回転ばね定数（セグメント継手曲げ試験）a)試験概要内水圧試験に先立ち，セグメント継手の回転ばね定数を要素試験により確認した．試験は，図‑10に示すように 2 点載荷で行った．載荷幅は，「シールド工事用標準セグメント 日本下水道協会」に準拠している．

図‑10 セグメント継手曲げ試験概要図-6-

技報 第 1 号(2003 年)b)試験方法セグメント 2 ピ−スを地組した後，PC鋼材を挿入し，油圧ジャッキを用いて緊張することでプレストレス力を導入した．
導入するプレストレス力は，110kN，および 55ｋN を目標とした．プレストレス
導入後，グラウトは行わず，アンボンド構造とした．
載荷方式は 2 点載荷方式とし，1kN の載荷ピッチで載荷を行った．写真‑5 に載荷試験状況を示す．
写真‑5 試験状況c)試験結果
図‑11 に荷重と鉛直変位の関係を示す．
セグメント継手面の目開きが開始するまでは，プレストレス力の大きさが鉛直変位に与える影
響は大きく，110kN のプレストレス力を導入した場合には剛性一様として解析した理論値に近い値を示していた．また，目開き発生荷重(変曲点)は，解析値上の変曲点(目開き発生荷重)より高い値を示した．目開き発生以降も，プレストレスの大きさが影響を及ぼしており，突き合わせ理論より高い剛性が認められた．
また，P=110kN の場合，第 3 勾配まで，P=55kN
では第 2 勾配まで載荷したが，除荷すると鉛直変位は，0 となり PCNet セグメントは変形復元能力に優れていることを示している．

403530荷重（kN)

252015P=110kN
P=55kN
理論値(剛性一様)理論値(突き合わせ110kN)
理論値(突き合わせ55kN）
フルプレストレス110ｋＮ時
フルプレストレス55ｋＮ時

10500.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50

0.007

0.008

鉛直変位(mm)

図‑11 荷重‑変位曲線
1412kθ310モーメントM（kN・m)

次に，図‑12 と表‑6 に曲げモ−メントと目開き量から算出した回転角の関係と，算出した回転ばね定数を示す．
表に示すようにプレストレスの大きさにより回転ばね定数は相違している．
また，軸力 110kN の試験においては，kθ2 が確認され，軸力 55kN においては，kθ2 は確認できず，kθ1 から kθ3 に移行した．これより，kθ2 は軸力の強弱によって現れ，ＰＣの特長と考えられる．
算出された回転ばね定数は，リング載荷試験の設計に用いた．
表‑6 算出した回転ばね定数
回転ばね定数(kN・m/rad)
プレストレス力(kN)kθ1kθ2kθ31109240(2270)
520
555670−360kθ286kθ14P=110kN
P=55kN

2000.001

0.002

0.003

曲げ0.004
回転角θ(rad)

0.005

0.006

転角

図‑12 曲げモーメントと回転角の関係-7-

技報 第 1 号(2003 年)(４)内水圧載荷試験a)試験概要①供試体形状
内水圧載荷試験は図‑13 に示すように，セグメントリングを 3 段組立て行った．

図‑13 供試体形状②載荷方法と試験ケース
外荷重としての軸力は写真‑6 に示す
ように，組立てたセグメントリングの外周にアンボンドＰＣ鋼より線（1S17.8）
を 2 本/リングに設置し緊張を行った．
外荷重としての曲げモーメントは写真‑6 に示すように，ＰＣ鋼棒を用いて集中荷重により，第 2 リングのみに載荷した．
内水圧は，組立てたセグメントリングの内側にスチールセグメントリングを設置し，3 リング全てに水圧を載荷した．
また，試験ケースは図‑14 に示すように軸力を載荷後，曲げを集中荷重として（PV）載荷し，その後内水圧を 0.3Mpaまで載荷させた．

内水圧載荷装置
軸力載荷装置

集中荷重載荷装置

写真‑6 載荷試験装置

図‑14 試験ケース-8-技報 第 1 号(2003 年)b)目開き量および止水性能「セグメントシール材による止水設計手引き（社）日本トンネル技術協会」によると，「中小口径のシールドトンネルにおいて，設定目開き量が特に与えられていない場合は，設定目開き量を 2mm として設計してもよい．
」と記載されている．
また，「内水圧が作用するトンネル覆工構造設計の手引き」（（財）先端建設技術センター）では，内水圧0.265MPa の実験例が紹介されている．過去の下水道シールドトンネルの事例においては，この内水圧は比較的高い値である．

0.2
目開き量(mm)

0.1開く0.0閉じる● 内面側● 外面側-0.1-0.2-0.3-0.4

軸力(kN)

0120270270270270270270270270

集中荷重(kN)

00050100150190

190190190

内水圧(MPa)

00000000.10.20.3

図‑15 荷重の種類と目開き量の関係

そこで本実験では，セグメントシール材の検討を行うにあたり，条件を設計水圧 0.3MPa，目開き量3mm として設計を行った．
集中荷重載荷点近傍での目開き量の計測結果を，セグメントリング内面側と外面側でそれぞれまとめ図‑15 に示す．
内面側の目開きは，主として曲げモ−メントを負荷させるための集中荷重によるところが大きい．
また，内水圧 0.3MPa を負荷させた場合の目開き量は 0.01mm 以下となっており，プレストレス力の効果が認められる．
目開き量の最終値は 0.1mm 程度と非常に小さな値となり，目視による漏水も認められず十分な止水性を有していることが確認できた．
c)荷重と変位の関係
鉛直方向の変位と水平方向の変位の関係を図‑16 に示す．
200
180
160

2リング目鉛直変位（実測)
2リング目水平変位（実測)

荷重(KN）

140

1,3リング目鉛直変位(実測)120

1,3リング目水平変位(実測)
2リング目鉛直変位(解析）100

2リング目水平変位(解析）80

1,3リング目鉛直変位(解析）
1,3リング目水平変位(解析）60

剛性一様鉛直変位40

剛性一様水平変位

20

鉛直設計曲げモーメント発生荷重30ｋN

水平設計ひび割れ発生荷重130ｋN

0‑1.5‑1‑0.50
変位 (mm)0.5

1

図‑16 荷重と変位の関係-9-1.5

図‑17 変位方向

技報 第 1 号(2003 年)

モーメント（KN・ｍ）

載荷点直下の鉛直変位はリング14内側に，載荷点から 90°の水平変12位はリング外側への変形が計測さ10y = 6537x
れた．１，３リング目（上下部リ8ング）も変形していることより，6リング継手間の応力の伝達も確認
4できた．
2
本試験中に得られたモーメント0−回転角の関係（図‑18）より算出
0.0E+00
5.0E-04
1.0E-03
1.5E-032.0E-03
した一次勾配の，回転ばね定数(ｋ回転角（rad）
θ=6500kN・m/rad)と，せん断試験より得られた，せん断ばね定数
図‑18 曲げモーメントと回転角の関係（ｋｓ=162,500kN/m）をセグメント継手・リング継手のそれぞれのばねとして評価した，はり−ばねモデルでの解析値，および，剛性一様モデルでの解析値との比較を行った．その結果，リングの変形の挙動は，剛性一様より若干変形が大きく，はり−ばねモデルより変形が小さく，解析値の中間的な結果を示し，ＰＣＮｅｔセグメントはシールドセグメントとして成立し，設計条件で要求された性能を満足する構造であることが確認できた．
また，内水圧載荷前の外荷重としての土水圧による最大設計曲げモーメントに対し，載荷最大曲げモーメントＭ＝37.90kN・m（集中荷重換算＝190kN）まで載荷したが，ひび割れ等の異常が見られず，荷重−変位の関係においても概ね直線性を示し，十分な耐荷力をもつことが確認された．
内水圧載荷中では鉛直変位は内側(−：ﾏｲﾅｽ)・水平変位は外側（＋：ﾌﾟﾗｽ）方向に変形した．
内水圧作用時において，継手部の目開き量から算出される回転ばね定数は 6500kN･m/rad から2500kN･m/rad に移行した．その結果，変形は鉛直荷重の影響を受け，鉛直荷重載荷時と同方向に増加した．以上により解析値との妥当性が確認できた．
d)まとめ①最終内水圧まで漏水はみられず，高い止水性を持つことが確認された．
②内水圧試験の結果より，内水圧荷重に対してもはり−ばねモデルによる計算方法での解析は妥当であり，軸力および曲げモーメントを負荷させた状態で，内水圧を 0.3MPa まで載荷させたが，ひび割れ等の異常がみられず，高い耐荷性能を持つことが判明した．
謝辞
本試験は，ＰＣＮｅｔ研究会（幹事会社：㈱ピーエス三菱，石川島建材工業㈱，賛助会員：鈴木金属工業㈱）で行いました．本試験の計画・実施は石井浩司主任研究員によるもので，その結果に緊張管理および若干の技術評価を加えたものです．
参考文献
１)トンネル標準示方書[シールド工法編]・同解説：土木学会
２)シールド工事用標準セグメント：日本下水道協会
３)トンネルライブラリー第 6 号セグメントの設計：土木学会
４)セグメントシール材による止水設計手引き：（社）日本トンネル技術協会
５)内水圧が作用するトンネル覆工構造設計の手引き：（財）先端建設技術センター 編- 10 -