JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）p. 10–15

高耐力継手付き鋼管矢板を用いた新形式基礎「ハイパーウェル SP」の開発
Development of a New Foundation Method
That Uses Steel Pipe Sheet Pile with High Strength Pipe-Junction
恩田邦彦

横幕清

大久保浩弥

ONDA Kunihiko

JFE 技研YOKOMAKU Kiyoshi

JFE スチール

土木・建築研究部
建材センター

主任研究員（副課長）
建材技術部土木技術室

OOKUBO Hiroya

JFE スチール

西日本製鉄所

土木・建築室

主任部員
（副課長）

主任部員
（課長）

要旨
大規模橋梁向けの新しい基礎工法として開発を進めてきた「ハイパーウェル SP」について，種々の実験から構造性能ならびに施工性を検証するとともに，設計施工方法を確立した。高い剛性を有する「ハイパーウェルＳＰ」は，徳島東環状大橋において初採用となり，すでに一部の工区で施工が完了している。本実施工において，本工法の施工性は，従来の鋼管矢板と比較して，同等であることが確認できた。以上の検討成果に基づいて，大規模橋梁向けの新しい基礎工法として平成 16 年8 月に，（財）土木研究センターの建設技術審査証明を取得し，開発を完了した。

Abstract:
A composite steel pipe sheet pile foundation method, “Hyper-Well SP,” has been developed to apply to a large-scale bridge.
Structural characteristics and construction easiness were verified by various experiments, and the design and construction
method of Hyper-Well SP were established. Hyper-Well SP that has high rigidity was adopted for the first time to the foundationof Tokushima-Higashi-Kanjo-Ohashi, and construction of a part of work section has been completed. As a result, it is confirmedthat the construction easiness of Hyper-Well SP is equivalent to that of conventional steel pipe sheet pile. Based on this result,the certification of examination proof of construction technology issued by Public Works Research Center was acquired as a
new method for foundation of a large-scale bridge by JFE Steel in Aug., 2004.

（a） 井筒型（Fig. 1）

1. 緒言

鋼管矢板を支持層まで設置し，その継手部には高耐力継手を使用したもの

近年，幹線交通網の整備や，空港，港湾へのアクセス道（b）脚付き型（Fig. 2）路整備などが各地で進捗している。これらの道路網では軟鋼管矢板の打抜きが困難な硬い中間層があり，かつこの弱地盤や沿岸域での橋梁も多く，基礎が大規模化している。

中間層が支持層としては期待できない場合において，中間またプロジェクトの投資効果を向上させるため，大幅なコ層までは高耐力継手を使用した鋼管矢板を設置し，鋼管矢スト削減，工期短縮への要望も高い。

板の下には場所打ち杭を鋼管矢板 1 本おきに造成するもの

本技術は，大規模基礎における大幅なコスト縮減という本工法は，鋼管コンクリート合成構造および場所打ちコニーズにこたえるため，従来の鋼管矢板基礎の設計，施工ンクリート杭からなる複合杭と，これらを相互に連結する技術を踏襲しつつ，固有の高耐力継手を用いることにより，高耐力継手により構成される。これらの構成要素を従来技経済性を向上させる工法として開発したものである

1〜8）

。

術と比較すると，次のとおりである。
（1） 高耐力継手：高耐力継手は，Fig. 3 および Photo 1 に

2. 「ハイパーウェル SP 工法」の概要示すように，従来の鋼管矢板基礎の P-P 型継手

9）を基本として，次に示す構造とすることで継手のせん断耐ハイパーウェル SP は，従来の鋼管矢板基礎に改良を加えたものであり，井筒型と脚付き型の 2 タイプがある。

力を大幅に向上させたものである。
（a）継手管の内表面に突起を設け，モルタルとの付着強度を向上させる，− 10 −

高耐力継手付き鋼管矢板を用いた新形式基礎「ハイパーウェル SP」の開発

Compressive strengthof mortar 60 N/mm2

Compressive strengthof mortar 21 N/mm2

φ267.4t12 (mm)Steel pipe with
inner rib(a) High strength pipe-junction

Fig. 3High strength
pipe-junction

φ165.2t11 (mm)Steel pipe(b) Normal pipe-junction

Dimension of high strength pipe-junction

Steel-concrete
composite structure

Fig. 1

Schema of Hyper-Well-SP (Normal)

Photo 1High strength pipe-junction pipe and steel pipe withinner rib

く打設する場合に比べて，施工性が向上する。その結果，硬質地盤へ十分根入れすることが可能となり，大きな支持力を確保できる。本部位については，現場施Steel-concretecomposite structure8)

工実験 ，鋼管コンクリート合成部と場所打ち杭部との接合部の曲げ性能実験

High strengthpipe-junction8)により，施工性および性能を確認している。
本構成要素を適用することにより，基礎の剛性が高まる
ため，従来の鋼管矢板基礎に比べて平面寸法を縮小できる。

Cast-in-place
concrete pile

すなわち，本工法は，従来の鋼管矢板基礎では基礎の平面寸法が大きくなる傾向にある大規模橋梁において，従来のFig. 2

鋼管矢板基礎，さらには大規模橋梁で実績の多いケーソン

Schema of Hyper-Well-SP (with Cast-in-place-concretepile)

基礎に比べて十分な競争力を持つ優れた工法である。

（b）高強度モルタルの使用により，付着強度を向上さ3. ハイパーウェル SP 工法の施工せる，（c）継手管の外径を 165.2 mm から 267.4 mm に拡大することで，広い付着面積を確保する。また，継本工法は，鋼管矢板の継手のせん断耐力を，従来継手に手管の径を大きくすることで，継手管内の洗浄の施工比べて大幅に高めるため，継手管構造に工夫を施すととも性も向上する。に新たな施工技術を使用するなど，継手管内土砂の排出お（2） 鋼管コンクリート合成構造：鋼管コンクリート合成構

よびモルタル充てんの施工技術を向上させている。まず，造は，鋼管内にコンクリートを充てんした構造であり，土砂の排出では，従来のウォータージェット方式の他に，鋼管内面に突起（リブ）を設けることにより，合成構深度が深い場合などに，Fig. 4 に示すエアリフト排土管併造としての効果が期待できる10）。したがって，鋼管の用方式を使用することにより，排土能力を向上させた。継みの場合に比較すると，杭 1 本あたりの剛性が高くな手管の外径を 267.4 mm と大きくするとともに，継手部にる。

間隔保持鋼材4）を使用して，継手管の間隔を保持し，継手（3） 場所打ちコンクリート杭：支持層部分を場所打ちコンで構成される空間の確保を可能にしたことで，エアリフト

クリート杭とすることにより，支持層へ鋼管矢板を長排土管（たとえば外径 60.5 mm）が継手管内に挿入でき，− 11 −

高耐力継手付き鋼管矢板を用いた新形式基礎「ハイパーウェル SP」の開発

験条件を Table 1 に示す。試験体は，Fig. 5 に示すように載荷柱，反力柱に溶接によって取り付け，この載荷柱を下Slurry discharge
pipe with air lift

向きに押し込むことで，その両側に取り付けた継手のせん断性能を評価した。計測項目は，載荷荷重，継手の相対変Water jet形量などである。

Connectinghole

載荷荷重を継手長（1.2m  2  2.4 m）で除した値と継手の相対変形量の関係を Fig. 6 に示す。いずれの試験体もFig. 4

従来の鋼管矢板基礎の P-P 型継手

Outline of slurry discharge pipe with air lift12）と比べて，10 倍程度の高いせん断耐力を有することが確認できた。また，大きこれによる確実な施工を実現した。

な変形量にいたっても荷重が大きく低下することはなく，また，継手管の一部に，連通孔と称する幅 50 mm  高変形性能に優れた挙動を示した。

さ 100 mm 程度の孔を継手の長手方向に断続的に設け，継現場施工実験において造成した試験体について，載荷後手の中央の部屋に設置するエアリフト排土管への土砂の移に継手管の一部を溶断して，モルタルの充てん状況を調査動，およびモルタル充てんを促進させる。

した結果の一例を Photo 2 に示す。載荷実験の良好な結果

次に，脚付き型（Fig. 2）の場合，鋼管矢板打設完了後に，から推測されたとおり，管内壁面の突起部にいたるまで土鋼管矢板の本管内を掘削し，その後，鋼管矢板下端から場砂が排除され，モルタルが完全に充てんされていた。

5）

所打ちコンクリート杭を造成する手順で施工を行う 。
これらの構造と施工技術は，現場実験

4）にて確認を行っている。

4. 高耐力継手のせん断性能
本章では本工法の特徴のひとつである高耐力継手のせん断性能を実証した実験結果とその評価について述べる。
高耐力継手のせん断性能を評価するため，現場施工実験

7）において造成した試験体 2 体と，モルタル強度をパラメータとして気中で製作した 2 体
Table 111）を用いて実施した。試

Load/Pipe-junction length (MN/m)

Test specimenq (Field construction)(Pmax3.83 MN/m)
43

Condition ofconstruction

Compressive strength ofmortar (N/mm2)

Test specimen q

Field construction(in Ibaraki Pref.)81.4

Test specimen w

Field construction(in Chiba Pref.)83.9

Test specimen e

Shop construction

39.0

Test specimen r

Shop construction

60.0

Loadingcolumn

Steel member
for keeping
intervalP

Test specimenr (Shop construction)(Strength of mortar 40 N/mm2)(Pmax3.05 MN/m)

1
Nomal pipe-junction (φ165.2): 0.25–0.35
0102030405060Relative displacement of pipe-junction (mm)Fig. 6

Load and relative displacement curve

Displacementmeter

φ267.4t12

1 200

Reactionforce columnTest specimenw (Field construction)(Pmax3.59 MN/m)2

Condition of pipe-junction shear test specimen

Name

Test specimene (Shop construction)(Strength of mortar 60 N/mm2)(Pmax3.91 MN/m)(mm)

Fig. 5

Pipe-junction shear test specimen

JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）

Photo 2
− 12 −

Appearance of mortar filling (Test specimenq)

高耐力継手付き鋼管矢板を用いた新形式基礎「ハイパーウェル SP」の開発

267.4

5

12Shear strength (MN/m)

12Steel pipe with
inner rib

Mortar30125

Table 2

32

Push out test (atmospheric)Push out test (underwater)
Push out test (mud-water)
Shear test (Field construction)
Shear test (Shop construction)1(mm)30Fig. 7

40

Test specimen for push out test

Quantity of test specimen for push out test

050
100
Compressive strength of mortar (N/mm2)

Fig. 8Relation of shear strength and compressive strength

150

Target strength of mortar

Condition ofmortar pouring

20(N/mm2)40(N/mm2)60(N/mm2)80(N/mm2)

Atmospheric–2–2Underwater

2222

Under mud-water–2–2

Effective bond surface
for shear strength

φ267.4t12 (mm)Steel pipe with
inner rib

次に，モルタル強度ならびにモルタル打設条件（大気中，清水中，泥水中打設）が高耐力継手のせん断耐力におよぼFig. 9す影響を見るため，高耐力継手のせん断耐力を決定付ける

Effective bond surface for shear strength

主要因である，内面縞鋼管の突起面とコンクリート間の付着強度に関して，押し抜き付着試験（Fig. 7）による検討を実施した

Shear strength ofpipe-junction11）。試験条件を Table 2 に示す。なお，泥水条件については，地中連続壁安定液の管理値範囲下限13）Type-B

4.00 MN/mである 1.04 比重のベントナイト泥水とした。Fig. 8 に，付着試
験結果から推定したせん断耐力（Fig. 9 に示す付着面に付Type-A2.00 MN/m

着強度を乗じた）とモルタル強度との関係について，前述

1 200 MN/m2の継手せん断試験による結果とあわせて示す。モルタル強度の増加とともにせん断耐力は増加しており，泥水中打設

Relative displacement of pipe-junction (mm)Fig. 10の場合のせん断耐力は，大気中および清水中打設のケース

Analysis model for shear character of pipe-junctionに比べて，小さい値であることが確認された。また，せん断試験結果（現場造成の場合，清水中打設に近いと考えらた場合，基礎天端の水平変位量および鋼管矢板に発生するれる）ともよく対応しており，付着強度に基づくせん断耐

最大曲げモーメントが大きくなるなど安全側の評価となる力の推定方法が妥当であることが確認できた。

ことが多いが，一方で，場所打ち杭部（脚付き型）に作用4）で採取した高強度モルタル（呼びする曲げモーメントを過度に小さく算出するケースもある。

強度 60 N/mm ：高耐力継手の標準仕様）の供試体（14 個）

そこで，継手せん断試験結果をやや上回るもう一つの高耐

また，現場施工実験
2による圧縮試験結果を従来手法

14）に準拠して整理した結力継手のせん断耐力設計値 4.0 MN/m（Type-B）を与え，果，呼 び 強 度 60 N/mm の モ ル タ ル 圧 縮 強 度 の 平 均 が2 タイプのせん断特性により設計照査を行うこととした

22

283 N/mm ，ばらつきの下限が 40 N/mm 程度であること（Fig. 10）
。なお，高耐力継手のせん断剛性設計値は実験を確認した。

結果を考慮し，1 200 MN/m とした。

22

したがって，呼び強度 60 N/mm の高強度モルタルに対2して，下限値の 40 N/mm を設計基準強度と考えることと5. 設計方法

2

し，Fig. 8 のモルタル圧縮強度が 40 N/mm で，かつ泥水5.1中を想定した場合のせん断耐力の値から，高耐力継手のせん断耐力設計値（最小値：Type-A）を 2.0 MN/m とした。
ここで，設計において，高耐力継手の耐力を低く設定し井筒型（Fig. 1）の設計

ハイパーウェル SP の井筒型については，継手のせん断変形を考慮した仮想井筒ばり− 13 −15）によって，断面力，変位JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）

高耐力継手付き鋼管矢板を用いた新形式基礎「ハイパーウェル SP」の開発

M0V0

える観点より扁平の平面形状が必要となり，その結果，zFig. 13 に示すように外壁部には従来継手が，隔壁部にはH0

高耐力継手が使用されている。土質条件と基礎設置長さとxkH1の関係を Fig. 14 に示すが，全長 55 m の鋼管矢板を支持Spring層となる砂礫層に 8 m 根入れする計画であり，鋼管矢板の施工条件としては厳しいものと言える。鋼管矢板は 2 本継Beamぎとし，上杭の途中まではバイブロハンマで建込みを行い，kH2

その後油圧ハンマ（ラム重量 115 kN，最大打撃エネルギー203 kN･m）で打込みを行った。施工の状況を Photo 3 にNormal pipe-junction(Circumference: 30 spots)

kH3
ksySpring4 900kν

High strength pipe-junction(Partition wall: 10 spots)

Fig. 11 Stereo flame model for analysis

および地盤反力度を計算する。高耐力継手のせん断特性は，(mm)

22 000Fig. 13

4 章で示した実験結果などに基づく Type-A および B の 2

Cross section of steel pipe sheet pile foundationタイプを用いる。

5.2

脚付き型（Fig. 2）の設計

Circumference

Partition wallTP3.785

脚付き型の設計については，場所打ち杭部の挙動を適切HWL TP0.820
LWL TP0.978に解析する必要があることから，立体骨組解析によって断G.H TP5.470

Soilprofile
Sandy
cilt
Sandycilt

バネ要素としてモデル化して解析するものである。

Steel pipe
sheet pile
φ1 20055 000部材）と場所打ち杭をはり要素，高耐力継手と地盤抵抗を

45 000 (t25)

Fig. 11 に示すように，鋼管矢板（鋼管コンクリート合成32 000

面力，変位および地盤反力度を算出する。立体骨組解析は，向のせん断特性（バネモデル）の他，各要素実験

11）

3 000(t18)

高耐力継手については，井筒型の設計で記述した鉛直方に基づいて設定した，鋼管コンクリート合成部材間の圧縮・引10 000 (t14)

20 000張バネ，水平方向せん断バネ，部材軸まわりの回転バネを考慮する。

6. 徳島東環状大橋における採用

TP51.215(m)本技術は，徳島県が吉野川河口に建設する東環状大橋

Cilt

4Cilt

4Ciltysand19Cray

9Grain34

Grain48(mm)

Fig. 14Soil profile of foundation site

る。本橋では，Fig. 12 に示すような立ち上がり方式の基16)。このため河積阻害率を最小限に抑Steel pipe sheet
pile foundation

JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）

Photo 3− 14 −75

12 月に始まり，一部の工区では，すでに施工が完了していFig. 12 Pier foundation (standing style)

1Cilt（仮称）において初採用となり，本橋の下部工事が 2003 年

礎形式が選定された

N-value

A view of construction

10 20 30 40 50

高耐力継手付き鋼管矢板を用いた新形式基礎「ハイパーウェル SP」の開発

Table 3

本研究は，清水建設（株），（株）
大林組の 2 社との共同研

Blow count and driving depth in bearing layercount in
Number Blowbearing layerHigh strength
pipe-junction

Normalpipe-junction

究であることを付記するとともに，関係各位に深く感謝のDriving depth in bearing
layer (mm/1 blow)

q

1 316

w

1 004

e

1 299

r

995

5.9

q

1 088

8.1w

1 066

e

1 533

r

1 088

意を表します。

7.1
6.8

Average
1 154

Average
6.6

6.5

8.2

Average
1 194

参考文献
1）大久保浩弥，宮川昌宏，勝谷雅彦，佐藤峰生．鋼管矢板複合基礎工法の概要と構造性能．基礎工．no. 8，2003，p. 28–31．
2） 大久保浩弥，風間広志，勝谷雅彦，佐藤峰生．鋼管矢板複合基礎工法の概要．第 24 回日本道路会議 一般論文集（B）．no. 10，no. 8．2001，
p. 336–337．

Average
7.96.33） 大久保浩弥，宮川昌宏，勝谷雅彦，佐藤峰生．鋼管矢板複合基礎 —新しい大規模橋梁基礎工法 —．橋梁と基礎．vol. 36，no. 8，2002，p. 128–130．

8.94） 風間広志，佐藤峰生，西澤信二，勝谷雅彦．鋼管矢板複合基礎工法の開発（その 1）— 工法概要と高耐力継手現場施工実験 —．土木学会第57 回年次学術講演会講演概要集 第 6 部．no. 9，2002，p. 713–714．

Table 4 Eccentricity of steel pipe sheet pile
Average eccentricity (mm)Pile

Junction form

Longitudinal
direction

Transverse
directiona–cHigh strength pipe-junction:
2 spots2315

d–i

High strength pipe-junction:
1 spotNormal pipe-junction: 2 spots

2626j–sNormal pipe-junction: 2 spots

22115） 沖誠一，風間広志，三谷靖，勝谷雅彦．鋼管矢板複合基礎工法の開発（その 2）— 鋼管コンクリートおよび下部場所打ち杭の施工実験 —．土木 学 会 第 57 回 年 次 学 術 講 演 会 講 演 概 要 集 第 6 部．no. 9，2002，p. 715–716．
6） 大久保浩弥，水谷慎吾，宮川昌宏，谷和男．鋼管矢板複合基礎工法の開発（その 3）— 高耐力継手のせん断性能 —．土木学会第 57 回年次学術講演会講演概要集 第 6 部．no. 9，2002，p. 717–718．
7） 南部俊彦，大久保浩弥，佐藤純哉，古荘伸一郎．鋼管矢板複合基礎工法の開発（その 4）— 複合杭の曲げ性能 —．土木学会第 57 回年次学術講演会講演概要集 第 6 部．no. 9，2002，p. 719–720．
8） 大久保浩弥，西澤信二，三谷靖．大規模橋梁向け鋼管矢板複合基礎工法の施工性と構造性能．川崎製鉄技報．vol. 34，no. 4，2002，p. 175–示す。
高耐力継手および従来継手について，それぞれ 4 本ずつの鋼管矢板を抽出し，支持層における打撃回数と打止め時の貫入量を計測した結果を Table 3 に示す。個体差はある
ものの，平均的には両者の間に有意な差は認められなかっ181．
9） 日本道路協会．鋼管矢板基礎設計施工便覧．1997-12．
10） 土木研究センター．土木系材料技術・技術審査証明 報告書 内面リブ付鋼管巻き場所打ち杭「NKTB 杭」．2000-12．
11） 土木研究センター．土木系材料技術・技術審査証明 報告書 高耐力継手を用いた鋼管矢板基礎，高耐力継手を用いた鋼管矢板・場所打ち杭た。

複合基礎「ハイパーウェル SP」．2004-04．

次に，継手の相違が施工精度に及ぼす影響を確認するた

12） 片山猛，森川孝義，吉田映，平田尚．鋼管矢板基礎における高耐力継

め，打込みを完了した鋼管矢板（Fig. 13）の平面位置を橋軸手の実験的研究．土木学会第 49 回年次学術講演会講演概要集 第 3 部（B）．1994-09，p. 1018–1019．

方向およびこれに直交する方向の 2 方向について計測した
結果を Table 4 に示す。こちらも高耐力継手および従来継手との間には大きな差異はなかった。以上の計測結果より，
高耐力継手を有する鋼管矢板は，従来継手の鋼管矢板と比13） 地中連続壁基礎協会．地中連続壁基礎工法 施工指針（案）．2002-07．
14） 竹下貞雄，梅原俊夫，奥村文直．場所打ち杭の杭体コンクリート強度について．基礎工．1985-06．
15） 日本道路協会．道路橋示方書・同解説Ⅳ下部構造編．2002-03．
16） 寺田和己．道路橋基礎の設計例 — 新神宮橋・東環状大橋（仮称）の事例．基礎工．2001-08．

較して施工性は同等であることが確認できた。

7. 結言
ハイパーウェル SP の構造性能および施工性に関する検討を実施するとともに，設計評価手法を確立した。また，
本検討結果に基づき，大規模橋梁向けの新しい基礎工法として 2004 年 8 月に（財）土木研究センターの建設技術審査証明を取得した。今後は，さまざまな条件下でのケーススタディを行うなど，さらなる採用に向けた検討を進めていく予定である。

恩田− 15 −

邦彦

横幕清

大久保浩弥

JFE 技報 No. 10（2005 年 12 月）