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255号目次Project brief 1

3500
Pmax =3123kN

600

200

4210

3000
Pmax =2881kN

プロジェクト紹介【寄稿】

350

大竹省吾

300

1680

OTAKE Shogo

荷重P（kN）
2500

2500

1500

主桁
シアコネクタ1000

首都高速山手トンネル切開き工法の接合部の設計法に関する研究

2500

250

1680

300

4210

Pmax =435kN
Pmax =2082kN

2000
1500
1000

Pcrack =1211kN
Pcrack =1100kN
Pcrack =1063kN

500

Pcrack =1053kN

0045

510600P11520
載荷点変位（mm）

P2

P325P43035

株式会社オリエンタルコンサルタンツ
国土整備事業部門構造部

図3 供試体の形状寸法

辺にスタッドジベルを追加するケ■ はじめには、接合部に柱を設けられない区で対処することとした（図1）。軸力ース（P3、P4）を実施した。この結

首都高速中央環状新宿線では、間があることから伝達する荷重がに対する設計手法としては、『鋼コ果、最大伝達力に達したシアコネ

図1に示すように鋼製セグメント（以大きい。このため、この接合部のンクリートサンドイッチ構造設計指クタから順次進行性のずれせん断下、鋼殻）で構築される本線シール設計に対して、構造形式および荷（以下、指針案）がある。
針（案）
』2）

破壊を呈することと、シアコネクタ

ドトンネルの一部を切開き、RC躯重レベルの両面の特殊性より、接ただし、指針案が想定するせん断の配置間隔と高さの比が小さくな体と接合して本線と出入口の分合部の確実な応力伝達に着目し力は、曲げモーメントの変化に基ると、配置区間長が同じでも耐力岐・合流部を構築する「切開き工た検討を実施した。本稿は、そのづいて発生する鋼材軸力の変動が低下することが確認された（図法」を採用している。この接合部検討の成果を、筆者らが取りまと分であり、切開き部で伝達する軸4、写真1）。また、スタッドジベルは、鋼殻の主桁（以下、主桁）に取めた論文 1）の抜粋により紹介する。

力に比べ小さい。また、指針案のは長辺よりも短辺に配置した方がシアコネクタは連続した構造であ効果が大きいことが確認された。

り付けられた縦リブの主桁近傍100mmを残して切断し、RC躯体■ 軸力に対する設計

るが、切開き部は、主桁が1.2m程

このため、指針案の配置間隔と高内に埋め込むことにより荷重伝達● 設計方針度の間隔で点在するため、3次元さの比に係わる係数k3 に補正をを図る複合構造である。同様な接合部に作用する荷重のうち、的な力の伝達（図2）を考慮する必加えるものの、シアコネクタ間隔は構造としては地下鉄の駅舎等があ軸力に対しては、縦リブにシアコ要がある。このため、実験検討等シールドトンネルの設計から決定るが、高速道路の分岐・合流部でネクタとしての機能をもたせることを加え耐力式の算定を行った。

される標準間隔とし、配置区間長● 実験検討により必要な伝達力を確保するもシールドトンネル接合部実構造物に即した1/2縮尺の供のとした。さらに、耐力が不足す

試体（図3）を用いて実験を行い、る場合は、スタッドジベルにより補耐力と破壊形態を把握した。供試

うこととした。

出入口躯体
主桁

シアコネクタ（セグメント縦リブ）

図1 切開き部の接合構造の概要

046

Civil Engineering Consultant

VOL.255 April 2012

長辺方向への応力伝達

図2 3次元的な力の伝達

短辺方向への応力伝達P1 供試体P2 供試体主桁面1）

シアコネクタ面3）

主桁
シアコネクタ面2）
面4）
試験体下端面面1）：シアコネクタ基部での切断面
面2）：主桁中心での切断面面3）：シアコネクタ基部での切断面
面4）：主桁中心での切断面

面2）
面1）

面4）
面3）

写真1 実験後の内部破壊状況

算定式がないため、実験検討を行

体は、シアコネクタの枚数の違い（P1、P2）に加え、主桁の短辺と長図4 荷重-載荷点変位の関係

・破壊形態■ 曲げモーメントとせん断力に■ 対する設計った。
● 実験検討後のひび割れ状況を図8に、荷重● 設計方針・供試体

変位関係を図9に示す。写真2と破壊状況を写真2に、実験終了

曲げモーメントとせん断力に起実構造物に即した1/2縮尺の供

図8より、いずれの供試体も、主桁因する破壊形態としては、支圧破試体（図7）を用いた。支圧補強のが躯体の下端を支点として押し出壊、割裂破壊、水平押し抜き破壊効果と軸力の作用の影響を把握される水平押し抜き破壊を起こ（図5）が考えられる。これらに対するため、供試体は、基本構造のすことが確認された。図9より、いして、支圧板および補強鉄筋によB1供試体に対して支圧版の幅をずれも急激な荷重低下を示さなり応力伝達（図6）を図るものとし大きくしたB2と、シアコネクタを配いことから脆性的な破壊には至らた。ただし、本構造のこれらの破置し軸力を同時に作用させるB3ないことが確認された。また図8

壊形態にそのまま適用できる耐力の3体とした。

より、B3供試体には、軸力の作用
Civil Engineering Consultant

VOL.255 April 2012047

2）支圧に対しては、支圧板の拡躯体
変位測定
位置

フランジ

主桁ひずみ計測位置

支圧補強板

曲げモーメント（a）支圧破壊せん断力

曲げモーメント

曲げモーメント

（b）
割裂破壊

（c）
水平押し抜き破壊

割裂防止鉄筋

3）割裂破壊に対しては、補強鉄600

筋の位置を支点とする仮想はりモデルで補強設計がで200きる。
0

図910

鋼角ストッパーの算定式

り、曲げせん断耐力において軸力等の適用を考えた。しかの影響は見られないことが確認さしこれらは、鋼材の埋めれた。

込み長が短いことから、・支圧に対する設計

せん断力のみに抵抗する支圧に対する設計式には、『鉄評価式となっている。切せん断力：P
曲げモーメント ：P×L

L

躯体
鋼殻

図7 曲げモーメントとせん断力の載荷実験供試体

3）に示される
道構造物設計標準』

開き接合部では、曲げモ鋼角ストッパーの算定式等がある。

ーメントの影響も無視できず、破壊補強鉄筋を引張部材、主桁のフラしかしこれらは、鋼材を剛体と仮形態が異なることが予想されたたンジ幅（b ）のコンクリートを圧縮部定しているため、主桁の曲げ変形め、模型実験により破壊形態を確材とした図12に示すRC断面で設が無視できない本構造には、同式認すると共に、試算を加え、U字計するものとした。

をそのまま適用出来ない。そこ＜前面＞

304）水 平 押し 抜 きに 対して は 、

40

R C 断 面 計 算 により設 計 できる。

主桁の荷重と変位・ひずみの関係＜上面＞

00-100-100計測位置（mm）

発生するが、耐力はB1と同等であ20
変位δ
（mm）

荷重P

計測位置（mm）

物設計標準』に示される式で評価できる。

1126kN800

図6 接合部の補強構造

シアコネクタの周辺にひび割れがFEM解析から設定した算定0

図5 破壊形態

支 圧と同 様 、
『鉄 道 構 造

幅 が 有 効 であり、支 圧 力は1197kN

400

せん断力

により主桁背面側のRC躯体部とB3供試体

1000

躯体

躯体

B2供試体

1135kN1200

荷重 Ｐ(kN)

鋼殻

主桁

500

主桁

水平押し抜き
補強Ｕ字筋

せん断力

B1供試体

1400-200-300
実験値
(6)式
照査値
設計基準強度許容支圧応力度-400-500

20

近年目覚ましい進歩を遂げている。受注業務をとおして本研究に-300-400

携わり高度な技術者と交わる機会

実験値
(6)式
照査値
設計基準強度支圧強度が得られ、技術の向上が図れたものと考える。

-600-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10
支圧応力度σb（N/mm2）20

図10 支圧応力度分布の比較（B3供試体）1）シアコネクタのせん断伝達耐

最後に、上記検討結果を踏まえ力として、指針案のせん断伝を検討し、模型実験結果との比較て作成した実形状の供試体を用

達耐力式の係数を新たに提によりその妥当性を確認した（図い、施工時および完成時の荷重を案した。

10）。

作用させた実証実験を行い、耐力・割裂に対する設計の照査方法の妥当性を検証した。

で、3次元FEM解析により推定式＜参考資料＞
1）土橋浩、寺島善宏、川田成彦、大竹省吾、山田武正、
堀宗朗、
今田徹：鋼製セグメントとRC躯体との接合部の設計方法に関する実験的研究、土木学会論文
集A、Vol.65、No.3、pp.718-737、2009.9
2）土木学会：鋼コンクリートサンドイッチ構造設計指針（案）、コンクリートライブラリー73、pp.1-21、1992
3）国土交通省鉄道局監修、鉄道総合技術研究所編：鉄道構造物等設計標準・同解説コンクリート構造物、pp.420-425、2004（設計荷重時 :290kN） （ひび割れ観測最大ステップ :880kN）

・実証実験

＜長辺＞

地中構造物の設計施工技術は、-200-500-600-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10
支圧応力度σb（N/mm2）■ おわりに割裂に対する設計では、割裂の■ まとめ進展状況を実験により確認し、断面力の推定式を考案した。実験の結果、前面の配力鉄筋に作用

写真2 破壊時のひび割れ発生状況（B3供試体）

B1供試体

B2供試体

A

切開き接合部に対する以上のB3供試体検討から得られた主な結果を整A理する。

する応力度のピークは、荷重の増B加に伴い下方へ移行することと、割裂は本接合構造の支配的な破U字補強鉄筋のひずみ分布

壊形態とはならないことが確認さLれた。このため、割裂に対する設計は常時荷重レベルに着目し、主主桁に示す仮想はりとしてモデル化することにより、必要な割裂防止鉄筋量を算定することとした。
水平押し抜きに対する設計は、
048

Civil Engineering Consultant

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青色線：外部ひび割れ
赤色線：内部ひび割れ

青色線：外部ひび割れ
赤色線：内部ひび割れ

図8 供試体内部のひび割れ状況図

青色線：外部ひび割れ
赤色線：内部ひび割れ

U字補強鉄筋
図11 割裂の照査に用いる仮想はりモデル

コンクリートのひずみ分布

中立軸x桁フランジ前面側の断面を、図11・水平押し抜きに対する設計

U字補強鉄筋（引張部材）db
主桁フランジ幅のコンクリート（圧縮部材）

断面内のひずみ分布< A-A >
図12 水平押し抜き破壊に着目したRC断面計算モデル

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