調査・計画・設計部門：No.22

別紙―２

アーチ盛土工法におけるアーチカルバートの応力･変形挙動について
長屋
1新都市社会技術融合創造研究会
2近畿地方整備局

淳一1・沼ｱｰﾁｶﾙﾊﾞｰﾄﾌﾟﾛｼﾞｪｸﾄ幹事

奈良国道事務所勝雄2（〒550-0012 大阪市西区立売堀4-3-2）（〒630-8115 奈良市大宮町3-5-11）.

アーチ盛土は，連続的にプレキャストアーチカルバートを配置した盛土構造物の略称で，地域遮断，ダムアップ，風の遮断等の盛土構造物の課題を克服したものである．個々のアーチカ
ルバートの設計は，アーチカルバートを梁，底盤および盛土地盤をばねでモデル化した2次元フレーム解析により設計が行われるが，多連アーチカルバートの設計への適用性については十分に議論されていない．本論文は，京奈和自動車道の大和御所ICで用いられた2連アーチカルバー
トにおいて盛土による応力･変形挙動の計測を行い，設計との比較検証を行った．また，サイドウォール部とセンターピア部の不等沈下による影響についても考察を行った．
キーワード アーチ盛土工法，アーチカルバート，現場計測，応力･変形

1. はじめに

2. 工事概要

アーチ盛土は，連続的にプレキャストアーチカルバー
計測現場は，京奈和自動車道の大和御所ICに用いられトを配置した盛土構造物で，地域の遮断，ダムアップ，た2連アーチカルバートである。図-1に盛土状況，図-2
風の遮断等の盛土構造物の課題を克服したものであり，にアーチカルバートの標準断面を示す．アーチカルバー
さらに，景観性に優れ，地元や利用者に優位性や利便性
トは，ボールト，サイドウォール，センターピアの各部を示すことができるものである1)．アーチカルバートに材をヒンジ構造であるリングジョイントで繋いで構築され，アーチカルバートは高さ8.3m，幅18.3m，ボールト作用する荷重は，側部の盛土による側方土圧が作用した
後，上部の盛土により鉛直土圧が作用することとなるが， およびサイドウォールの上部の部材厚は30cmである．
施工手順は，アーチカルバートを設置後，底版部に鉄筋アーチカルバートの部材間はヒンジ構造であり，比較的を配置し，インバート部にコンクリートを打設（厚さ柔な構造体と盛土地盤の相互作用により，各盛土段階で40cm）して躯体を完成させた後，盛土を締め固めてい多様な応力・変形挙動を示すと考えられる．これらの応力･変形挙動をアーチカルバートの設計では，アーチカルバートを梁，周辺底盤を地盤ばねでモデル化した2次①ｽﾌﾟﾘﾝｸﾞﾗｲﾝまで盛土②ヒンジ継手まで盛土
元フレーム解析により各盛土段階における応力を求めて応力照査が行われる．この設計の妥当性を評価するために実施した3連アーチカルバートの現場計測事例2)では，インバート中央部の鉄筋にコンクリートのクラックを伴う引張応力が観測され，設計と乖離する部分も見られた．
そこで，これらの応力挙動を検証するさらなるデータを④盛土完了(土被り厚 80cm)③ボールト天端まで盛土得るために，京奈和自動車道の大和御所ICで用いられた2連アーチカルバートにおける現場計測を行い，設計値との比較を行った．また，今回の計測では，多連アーチカルバートにおけるサイドウォールとセンターピアの不等沈下が躯体の応力に大きく影響する結果であり，不等沈下と躯体応力の関係についても考察を行った．
図-1 盛土状況

1調査・計画・設計部門：No.22
く．締め固め手順は，①小型バックフォーで裏込め土の敷き均し，②プレート式小型転圧機で躯体1.0mの範囲の転圧，③その他箇所はハンドガイド式小型転圧機で転圧の順で行い，土被り厚0.8mまで盛土を行った．図-3に当該地における地盤状況を示す．基礎地盤は，層厚約2mの埋土層，沖積砂層の下に層厚2.5mの沖積粘土層が堆積しているため，地耐力確保を目的として表層2ｍに地盤改良を行った。

図-4に計測器設置平面位置図，図-5に計測器の設置断面図を示す．計測断面は３断面設け，A，B断面は内空変位計測，C断面は内空変位と土圧･応力の計測を行った．アーチカルバートに作用する断面力（軸力，曲げモーメント）と設計値を比較するためにアーチカルバートの内側・外側鉄筋応力の計測値より断面力を求めた．

S-8

L側

S-16

S-6ﾎﾞｰﾙﾄ(厚さ 30cm)

S-3
C-8ｾﾝﾀｰﾋﾟｱ(厚さ 30cm)

S-18
C-3C-2 S-17C-5C-13C-6: 鉄筋応力
S-4P-L

ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙ

C-12C-10

S-5 C-9ﾘﾝｸﾞｼﾞｮｲﾝﾄ
（ﾋﾝｼﾞ構造）R側

S-15C-4S-7C-11▲：内空変位ターゲット

: 土圧計

S-1

S-3C-14
S-9
S-11

S-2

S-24

S-12

S-19
C-1

C-7
S-10

S-14

S-13

S-25

S-21

S-26

S-22

S-20
P-R

図-5 計測器設置位置図（C 断面）
現場打ちｲﾝﾊﾞｰﾄ

4. 現場計測結果
図-2 アーチカルバートの標準断面図(1) 内空変位結果
図-6に各盛土段階における内空変位の計測結果を示す．
いずれの計測断面においてもヒンジ部から天端まで（図-6の水色から緑色）の盛土時に大きな沈下が発生している．その沈下量は，左サイドウォール部で75～95mm，右サイドウォール部で80～109mm，センターピア部で37～57mmであり，左右の沈下を比べると右側が若干大きく，サイドウォール部とセンターピア部を比べ表層から２m を地盤改良
沖積粘土層(N 値=2, 層厚 2.5m)

図-3 基礎地盤状況と地盤改良工
37mm
03. 現場計測概要

75mm

盛土に伴うアーチカルバートの応力・変形挙動を把握するために，アーチカルバートの鉄筋応力および内空変位の計測を行った．また，サイドウォールにパッド式土圧計3)を設置し，盛土による側方土圧の計測も行った．
Ａ断面
※内空変位

Ｂ断面※内空変位80mm

Ａ断面57mm
095mm

Ｃ断面※土圧･応力※内空変位

50 100 (mm)

Ｂ断面109mm

L側基準点10
基準点2

50 100 (mm)

91mm

R側

50 100 (mm)

53mm

Ｃ断面
図-6 各盛土段階における内空変形図

図-4 計測器設置平面位置図

2109mm鉄筋応力 (N/mm2)
鉄筋応力 (N/mm2)250200150100
500-50-100-150-200-250

鉄筋応力 (N/mm2)

7.8mm

250
200
150
100
500-50-100-150-200-250

250200150
100
500-50-100-150-200-250

鉄筋応力 (N/mm2)-13.2mm-4.0mm

250
200
150
100
500-50-100-150-200-250
250
200
150
100
500-50-100-150-200
-250

4.6mm
83mm

74mm

97mm

10
50 10 0 (mm)48.9mm

57.4mm

91mm-9.3mm内 空 変 位 計 測結 果 （ Ｃ 断 面 ）-15.0mm-7.7mm6.6mm

図-7 盛土完了時における内空変形量（C 断面）

鉄筋応力 (N/mm2)(2) 土圧計測結果
図-8に盛土工程とサイドウォール部に作用する側圧の経時変化を示す．図中には，側圧係数K=0.6，1.0とした場合の計算上の側圧も示してある．サイドウォール部に作用する側圧は，左側は側圧係数K=1.0に相当する側圧が作用し，右側は側圧係数K=0.6に相当する側圧が作用しており、左側の側圧が大きな偏土圧が作用する状況となっている．ここで計測される土圧は，アーチカルバー
トの変位による地盤反力や土圧の減少も含んだものであり，アーチカルバートの沈下やアーチカルバートの内空変位が偏土圧の要因となっていることが考えられる．

1086420

鉄筋応力 (N/mm2)

ると38～56mmの不等沈下が発生している．これらの沈下は，図-3に示した沖積粘土層（N値=2，層厚2.5m）の盛土に伴う圧密沈下によるものであり，２連アーチカルバートの場合，センターピア部とサイドウォール部における盛土荷重の大きさの違いが不等沈下を引き起こす要因となっている．
図-7にC断面の盛土完了時における内空変位量を示す．
アーチカルバートは，上載荷重により横へ拡がるような変形を示していると同時に，全体的に左側へ変位するような挙動をしている．

盛土高さ (m)調査・計画・設計部門：No.22

右側
左側

引張

外側鉄筋

左側ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙ

圧縮

S-3
S-4

内側鉄筋
外側鉄筋

引張

S-19
S-20

内側鉄筋

右側ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙ

圧縮

引張
内側鉄筋
外側鉄筋
圧縮

S-11
S-12

ｾﾝﾀｰﾋﾟｱ ﾌｰﾁﾝｸﾞ左側

引張

内側鉄筋
外側鉄筋
ｾﾝﾀｰﾋﾟｱ ﾌｰﾁﾝｸﾞ右側

圧縮

S-13
S-14

引張

S-23
S-24

内側鉄筋
外側鉄筋
圧縮

ｲﾝﾊﾞｰﾄ部左側

250
200
引張
150
100
50
0-50
-100
-150-200
圧縮-250
2011/12/15

内側鉄筋
外側鉄筋

S-25
S-26

ｲﾝﾊﾞｰﾄ部右側
2011/12/25

2012/1/4

2012/1/14

2012/1/24

図-9 鉄筋応力の経時変化
-250

-250

●：内側
○：外側＋：引張－：圧縮

-250
-250

盛土高さ (m)1025082502506250

左側右側

42-250250250250250250-250250-2502500

土圧 (ｋPa)

250250140

盛土の単位体積重量γ=20kN/m

120

計算側圧（側圧係数K=1.0)

3-250

100-250-250 -250-250-250

8060

L側P-L
P-R

40
計算側圧（側圧係数K=0.6)

200
2011/12/15

S-8

S-16

S-7

S-15

R側S-6

S-18
S-5

2011/12/25

2012/1/4

2012/1/14

S-17

内側圧縮 : 鉄筋応力
外側引張2012/1/24

図-8 サイドウォールに作用する土圧計測結果

S-4(3) 応力計測結果
図-9に鉄筋応力の経時変化図，図-10に盛土完了時における鉄筋応力分布図を示す．これらの計測結果より，

内側圧縮
外側引張

S-3

内側引張

S-1

S-3S-11S-2S-24S-12S-9S-10

内側引張

S-13S-14S-25S-21S-26S-22

不等沈下の発生
図-10 盛土完了時の鉄筋応力分布

3S-19S-20

調査・計画・設計部門：No.22なる．今回の断面力の換算に用いるヤング係数比は，セサイドウォールは内側鉄筋が圧縮，外側鉄筋が引張，インターピアの軸力の換算値が設計値と一致する場合のヤンバート部では内側鉄筋に引張力が作用している．これ
らの鉄筋応力に挙動は盛土荷重による応力の発生の他に， ング係数比（ｎ＝10）を設定した．また，インバートは厚さ40cmの現場打ちコンクリートであるが，この下に内空変位結果で示した不等沈下が大きく影響していると厚さ18cmの捨てコンで敷き均されているため，この捨考えられ，特に，沈下量の大きい右側のサイドウォールてコンも断面力を算出する際のインバートの厚みに考慮の外側鉄筋に大きな引張力が作用している．なお，右側
した．
サイドウォールの外側鉄筋の引張応力が盛土途中に急激設計に用いる鉛直および水平地盤反力係数は，「道路に増加しているのは，盛土および沈下に伴う引張応力の橋示方書・同解説 Ⅳ下部構造編5）」の地盤反力係数推増加によりコンクリートにクラックが発生し，コンクリートに作用していた応力が鉄筋に移行してきたためと考定方法により求めた．表-1に設計における地盤反力係数
えられる．
表-1 設計における地盤反力係数の設定方法
地盤

5. 計測値と設計値の比較

設計条件
改良体の強度qu
改良体の変形係数E0

鉛直地盤反力係数 kv
盛土地盤の変形係数E028,000 kN/m2

側方
地盤 換算載荷幅 B
水平地盤反力係数 kh※地盤反力係数の算出式

k=1
⎛ B ⎞
⋅α ⋅ E 0 ⋅ ⎜⎟0 .3⎝ 0 .3 ⎠

設計値
計測値

0

備 考

220,000 kN/m2 E0=ε･100･qu (α=4）
ｱｰﾁｶﾙﾊﾞｰﾄ全幅の9.154 m
1/256,480 kN/m3 式(1)より算出

基礎地盤 換算載荷幅 B

本現場におけるアーチカルバートの設計4)は，アーチカルバートを梁，底盤および盛土地盤をばねでモデル化した2次元フレーム解析により設計された．図-11に土被り厚0.8ｍにおける内空変位および断面力（軸力，曲げモーメント）の計測値と設計値の比較図を示す．ここで示す断面力は，内側，外側の鉄筋応力より換算するが，その際にコンクリートと鉄筋のヤング係数比ｎが必要と7m

E0=2800N (kN/m2)※ＮはN値，N=10
ｱｰﾁｶﾙﾊﾞｰﾄの高さ

8,720 kN/m3 式(1)より算出−3 / 4式(1)※せん断地盤反力係数
は，kv, khの1/3

解析値
計測値

地盤反力係数k=

050 100 (mm)350 100 (mm)

計測値と解析値の比較 （Ｃ断面）

地盤反力係数（鉛直) k=56480 kN/m
3 kN/m3
地盤反力係数（せん断) k=16944kv=56,480kN/m

kv=1076kN/m3

kv=121kN/m3

kv=40kN/m3

内空変位

内空変位
＋：外側圧縮，内側引張
ヤング係数比 n=10－：外側引張，内側圧縮

単位550 kN/m2-500＋：外側圧縮，内側引張－：外側引張，内側圧縮

設計値
計測値

-500

単位：kN･m/m-500-500

解析値
計測値

-500

単位：kN･m/m-500-500-500
500

500

500

500

500

500

500

500
-500

500

500

-500

500

-500
500

500

500

-500

-500

500

500

-500

-500

-500

-1000-500

曲げモーメント図

曲げモーメント図
ヤング係数比 n=10-500
500

500

設計値
計測値

-1000-1000

単位：kN/m-1000

解析値
計測値

-1000

単位：kN/m

-1000

-1000

-1000
1000

1000

1000

1000

1000

1000

1000

1000
-1000

1000

10001000-1000-100010001000-10001000

1000
1000-10001000-10001000-1000-1000-1000-1000

軸力図

軸力図

図-11 設計値と計測値の比較

図-12 シミュレーション解析値と計測値の比較

4調査・計画・設計部門：No.22を示す．図-11より設計値と計測値を比較すると設計値
は沈下量が小さく，サイドウォールの曲げモーメントが小さい．これは，設計では基礎地盤の鉛直地盤反力係数を改良体の強度より求めており，大きな地盤反力係数を設定しているが，実際には改良体の下層には沖積粘土地盤があり，この粘土地盤の圧密沈下による沈下が発生しているためである．そこで，基礎地盤の地盤反力係数（左右サイドウォールとセンターピア部の３つに分割）をパラメータとして計測された沈下量をシミュレートする解析を行った．図-12にシミュレーション解析値と計測値の比較図を示す。解析値の内空変位は計測値をほぼ一致した結果が得られている．シミュレーション解析における断面力は，沈下とともにサイドウォールとセンターピアの間に不等沈下が発生するため，サイドウォールおよびインバートの曲げモーメントが原設計よりも大きくなり，計測値の状況により近い結果となっている．これより，2連アーチカルバートに沈下が生じた場合，サイドウォール部とセンターピア部に不等沈下が生じ，これがサイドウォールおよびインバートの応力に大きく影響すると言える．

解析値
計測値

-500-500

単位：kN･m/m-500-500
500

500

500
500-500500

500

500-500

500-500
500-500-500(1)ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙとｾﾝﾀｰﾋﾟｱの相対変位＝2.5mm
解析値
計測値-500-500

単位：kN･m/m-500-500
500

500

500
500-500

500

500

500

-500

500-500500-500-500(2)ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙとｾﾝﾀｰﾋﾟｱの相対変位＝17.8mm

6. アーチカルバートの沈下と躯体応力の関係

解析値
計測値

-500-500

単位：kN･m/m-500-500
500

500

500
500

今回の現場計測の結果より，2連アーチカルバートでは盛土荷重により大きな沈下が生じた場合，サイドウォール部とセンターピア部に不等沈下が生じ，サイドウォールおよびインバートの曲げモーメントが増加することが観測された．ここでは，大和御所ICの設計モデルを用いて基礎地盤の地盤反力係数をパラメトリックに変化させて，不等沈下量と断面力および発生応力度の関係について調べた．
図-13 に基礎地盤の地盤反力係数のパラメトリック解
析における曲げモーメント分布を示す．また，図-14 にこれらの解析結果における不等沈下量とアーチカルバー
ト躯体の断面力の関係を示す．グラフに表示したのは曲げモーメントが最大値を示すサイドウォールの脚部およびインバートの端部，鉄筋応力の計測位置であるサイドウォールのスプリングライン位置およびインバートの中央部である．地盤反力係数が小さくなり，不等沈下量が大きくなるにつれて，いずれの点においても曲げモーメントが大きく作用していることがわかる．
図-15 に不等沈下量と鉄筋引張応力を示す．グラフに表示したのはサイドウォールおよびインバートの計測位
置における発生応力度の解析値（塗潰し）と計測値（白抜き）である。サイドウォールスプリングライン位置における外側鉄筋およびインバート中央部の内側鉄筋は，不等沈下量の増加とともに引張応力が増加している．また，図-15 には盛土完了後における不等沈下量と鉄筋引-500500

500500-500500-500500-500-500(3)ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙとｾﾝﾀｰﾋﾟｱの相対変位＝36.5mm

-500

解析値
計測値

-500

単位：kN･m/m-500-500
500

500
500

500-500500

500

500-500

500-500500-500-500(4)ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙとｾﾝﾀｰﾋﾟｱの相対変位＝51.6mm

図-13 各地盤反力係数における曲げモーメント（解析）張応力の計測値も併記してある．不等沈下量と鉄筋引張応力の関係は，同じ不等沈下量で比較すると計測値に比べて解析値の方が鉄筋引張応力が大きいが，解析ではコンクリートの引張強度を考慮していないこと，計測値はコンクリートのクラックの発生位置によっては，ばらつきが大きいことなどを考慮すると，解析における不等沈下量と鉄筋引張応力の関係は，概ね計測値を評価してい5

調査・計画・設計部門：No.22①2連アーチカルバートを設置する基礎地盤に軟弱粘土層が存在した場合，表層の地盤改良を施しても盛土荷重により沈下が発生し，かつサイドウォール部とサンターピア部に不等沈下が生じ，サイドウォ－ル，インバート，センターピアのフーチング部の曲げモーメントが増加する．
②2次元フレーム解析は，沈下に伴うサイドウォールおよびインバートにおける曲げモーメントの増加状況を良く再現している．
③2 次元フレーム解析で地盤反力係数をパラメトリックに解析した結果，解析における不等沈下量と鉄筋引張応力の関係は，概ね計測値を評価していると言える．
④この関係より，原設計の不等沈下量 5mm における鉄筋引張応力に対して，不等沈下量の計測値 55～65mm では約 10 倍の鉄筋引張応力が作用することとなる．
⑤多連アーチカルバートの設計においては，盛土荷重が影響する深度までの土層を含めた地盤反力係数を適切に設定し，沈下量も精度良く評価することが重要である．

ると言える．この関係から見ると原設計の不等沈下量5mm における鉄筋引張応力に対して，不等沈下量の計
測値 55～65mm では約 10 倍の鉄筋引張応力が作用することとなる．すなわち，多連アーチカルバートの設計においては，盛土荷重が影響する深度までの土層を含めた地盤反力係数を適切に設定し，沈下量を精度良く評価することが重要である．

800
外側圧縮
内側引張

600

ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙSL
ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙ脚部
ｲﾝﾊﾞｰﾄ中央部
ｲﾝﾊﾞｰﾄ端部

モーメント(kN･m/m)

400
200
0-200-400
外側引張
内側圧縮

-600
-800
02040
不等沈下量(mm)

60

参考文献

801) 日経コンストラクション(2006 10-27)：中島高架橋アーチカル

図-14 不等沈下量と曲げモーメントの関係（解析）バート工事（福岡県）初の７連アーチで工費を３割低減，500

pp.30～35, 2006.10.
＋：引張よる多連ユニットアーチカルバートの応力･変形挙動の評価，ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙSL(解析値）
ｻｲﾄﾞｳｫｰﾙSL(計測値)
ｲﾝﾊﾞｰﾄ中央部(解析値)
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3) 橋本 正，矢部興一，山根昭彦，伊藤博昭：パッド式シール
ドセグメント用土圧計の開発，第 28 回土質工学会研究発表会，pp.2055～2058, 1993.
4) 新都市社会技術融合創造研究会 景観性に優れたアーチカル

200

バートを用いた盛土構造に関する研究プロジェクト：連続ア2

鉄筋引張応力σs(N/mm )2) 長屋淳一，小高 武，大村宏幸，岸田 潔，横峰正二：計測にーチカルバートを含む盛土工法に関するガイドライン(案)【２ヒンジ式アーチカルバート編】，2010.

1005) 社団法人日本道路協会：道路橋示方書・同解説 共通編，
下部構造編，2002.3.
002040
不等沈下量(mm)6080

図-15 不等沈下量と鉄筋引張応力の関係（解析と計測）

7. まとめ
今回の現場計測および解析検討により，以下のような知見を得た．

6

調査・計画・設計部門：No.227