技報第 25 号

2010

孔あき鋼板ジベルを用いた側壁合成トンネルの設計・施工(財)阪神高速道路管理技術センター企画研究部事業管理課
阪神高速道路(株)建設事業本部大阪建設部淀川左岸線建設事務所
阪神高速道路(株)建設事業本部大阪建設部淀川左岸線建設事務所
阪神高速道路(株)建設事業本部建設技術課（大阪設計担当）

下地 勝啓
杉本学
関川 洋介
石橋 照久

………………………………………………………………………………
要

旨

淀川左岸線では，開削トンネル工事に柱列式地中連続壁の H 鋼芯材をトンネル函体に有効利用し，開削施工幅，掘削土量，鉄筋量およびコンクリート量等の削減により経済的な設計・施工が可能となる側壁合成トンネル工法を一部採用している．H 鋼芯材と本体 RC 構造のずれ止めには，一般的にスタッドジベルが用いられてきたが，橋梁分野で実績のある孔あき鋼板ジベルの適用性を検討した．孔あき鋼板ジベル方式はスタッドジベル方式に対して，溶接作業の省力化によりコスト縮減が図れる，側壁鉄筋との干渉が小さく施工性に優れる，ハンチ筋など鉄筋の定着に鋼板ジベルの孔を利用できるなど，コストや施工性，品質確保において利点を有する．供試体実験
によるせん断剛性の確認を行い，一般的なスタッドジベル方式を変更して孔あき鋼板ジベル方式を採用している．
本稿では孔あき鋼板ジベルを用いた側壁合成トンネルの設計・施工について，供試体実験を踏まえた設計検討及び現場施工の概要を述べるものである．
キーワード: 孔あき鋼板ジベル，側壁合成トンネル，柱列式地中連続壁

はじめに
側壁合成トンネルにおける合成土留壁は，図-1
孔あき鋼板ジベルに示すように H 鋼芯材と RC 構造の本体側壁がずれ止めを介して一体となり，作用断面力に抵抗する構造となっている 1)．従来，ずれ止めには頭付
きスタッドジベルが多く採用されてきたが，多数のスタッドジベルを H 鋼芯材に溶接する必要があり，現場作業が繁雑になっていた．また，スタッドジベルの高さが高く，合成するコンクリート壁

図-1 側壁合成トンネルの合成土留壁の配筋の取り合いが煩雑になっていた．スタッド
ジベルの溶接に関しては，土留工芯材を建て込む
1

前に工場溶接により，あらかじめ設置する方法もあるが，芯材挿入時の変形や損傷に対する配慮がH形鋼RC壁必要となっている．
そこで，橋梁分野においてずれ止めとして実績のある孔あき鋼板ジベルを採用する検討を行った．

孔あき鋼板ジベル

孔あき鋼板ジベルは図-2 に示すとおり，孔をあけた鋼板を鋼材に溶接して取り付け，孔に充填されたコンクリートにより，鋼材とコンクリートを一体化するものである．この孔あき鋼板ジベルを合成土留壁に適用する場合，次のような利点が

図-2 孔あき鋼板ジベルによる合成土留壁ある（図-3 参照）．
a.必要高さを小さくでき，孔あき鋼板ジベルを設置した状態で土留芯材の立込が可能（ジベル先付けとするか否かは，ソイルセメント径

孔あき鋼板▼
芯材建て込み （工場溶接）への影響など施工条件等を総合的に勘案して▼適切に判断することが必要）．

掘 削▼b.工場溶接による製作が可能なため，品質管理

本体構築

頭付きスタッド（現場溶接）▼の面で有利．
a.ジベル高さ

c.従来溶接で行ってきたハンチ筋・隅角部補強

b.施工手順筋と鋼材との結合に，孔あき鋼板ジベル孔を利用可能．
本稿では，孔あき鋼板ジベルを側壁合成トンネルのずれ止めとして適用するに当たり，設計上必要となるずれ止めとしての性能を確認するために実施した実験概要及びせん断耐力，せん断剛性のc.隅角部ハンチ取り付け方法

評価について述べる．また，孔あき鋼板ジベルを図-3 頭付きスタッドとの比較採用した現場施工における品質管理やコストメリットについて報告するものである．

破壊モードに対して耐力を算定し，最小の値を孔あき鋼板ジベルの耐力とするものである．さらに，

1. 孔あき鋼板ジベルの設計

今回合成土留め壁への適用ということで設計手引きに従い，上記耐力に低減係数αを乗じて許容せ孔あき鋼板ジベルを適用した合成土留壁の設計ん断耐力を設定した．設計手引きでは，スタッドについては，H 鋼と RC 側壁の断面力を別々に求ジベルの終局耐力に対して既往の実験結果から低めることができる設計手引き 2)に基づくことにし減係数αを長期荷重に対して 0.4，短期荷重に対た．

して 0.6 としている．孔あき鋼板ジベルを対象とまた，孔あき鋼板ジベルの設計は，橋梁分野にした本検討においても低減係数をスタッドジベルおいて採用されている設計式 3)を用いた．これはと同じく 0.4 及び 0.6 として，実験によりその妥孔あき鋼板ジベルの破壊モードとして，(1)コン当性を検討した．

クリートのせん断破壊，(2)コンクリートの割裂破壊，(3)孔間の鋼板のせん断破壊を設定し，各2

表-1 試験体一覧
試験体名

鋼板
孔径 孔の中心間隔
厚(mm)
(mm)
(mm)

t9t12t9-W912980150

設計せん断耐力※2
すみ肉溶接

孔数

両側Vs1

Vs 2

Vs 3(個)（kN/孔）

3（12）244244244（kN/孔）162216162（kN/孔）149
198149※1片側※1：括弧内の数字は 2 面せん断試験体 1 体当たりの孔数※2：コンクリート設計基準強度 30N/mm2，孔あき鋼板 SS400 材，貫通鉄筋 SD345 として算出

Vs    min Vs1,Vs 2 ,Vs 3 (1)

2. 実験概要

ここに， Vs ：許容せん断耐力，  ：低減係数2-1 試験体の種類（長期：0.4，短期：0.6）， Vs1 ， Vs 2 ， Vs 3 ：各表-1 に試験体一覧を示す．孔あき鋼板ジベル

破壊モードに対する耐力．の形状は設計の結果，孔径 80mm，鋼板厚 9mm，及び孔の中心間隔 150mm とし，孔の中に貫通鉄筋(1) コンクリートのせん断破壊（貫通鉄筋を入れる場合に適用）

Vs1  1.85  A / 1000  106.1

A  1 / 4   d  st  f 'cu st  f st
222D13 を通すこととした．この形状を基本ケース（t9）とし，鋼板厚さ，鋼板の溶接方法をパラメ(2a)ータとした比較ケース（t12）（t9-W）と共に 3 ケ(2b)ースの試験体を用いて実験を行った．
また，表-1 に示した設計せん断耐力は材料のここに， f 'cu ：コンクリートの設計圧縮強度設計強度を用いて，式(2)～(4)により算出した．

（    f 'ck /  c ），   1.1 ， f 'ck ：コンクリートの設計基準強度（N/mm2），  c ：コンクリートの2-2 試験体形状

材料係数（＝1.3）， d ：孔径（mm），  st ：貫通

図-4 に試験体の形状寸法を示す．RC 壁に相当鉄筋の鉄筋径（mm）， f st ：貫通鉄筋の引張強度するコンクリート部は，実構造物の側壁と同じく（N/mm2）．
(2) コンクリートの割裂破壊

450mm（側壁高さ）×600mm（H 鋼芯材の配置間(3)
Vs 2  d  t  7.5  f 'ck
ここに， d ：孔径（mm）， t ：鋼板厚（mm），
f 'ck ：コンクリートの設計基準強度（N/mm2）．

隔）の断面を有し，長さを 1,000 mm とした．また，実構造物と同じく鉄筋を配置した．
孔あき鋼板がずれる方向の孔あき鋼板端部には，(3) 孔間の鋼板せん断破壊

Vs 3  As  f sy / 3  100 / 60

鋼板端部のコンクリートへの支圧によるせん断耐(4)力への影響を取り除くために発泡スチロールを配ここに， As ：2 つの孔の間の鋼板部分面積置した．また，H 鋼のフランジにはグリースを塗（mm2）， f sy ：鋼板の降伏点応力度（N/mm2）．

布しコンクリートとの間の付着の影響を除去した．

今回の設計では，設計せん断耐力として必要耐2-3 載荷方法力を確保しつつ，鋼材量をできるだけ低減するよ

載荷は，5,000kN アムスラー型載荷試験機を使う鋼板厚や孔間隔をパラメータとして設計を行っ用し，2 面せん断試験として試験体中央部の H 鋼た．その結果，設計せん断耐力は，孔間の鋼板のに鉛直に荷重を作用させた．載荷部には偏心載荷せん断破壊によって耐力が決まる形状とした．

させないように球座を設けた．また，載荷方法はα=0.4 及び 0.6 における許容せん断耐力の設計3なることから，材料試験結果を用いて求めた計算耐力を併記した．
いずれの試験体も，35kN 程度から相対ずれが600生じ始め，許容せん断耐力（α=0.6）を超えた後に剛性が大きく低下し，緩やかに荷重が増加して最大耐力を示した．最大耐力は計算耐力を 1.1～100

2@200=400 100

D13（貫通鉄筋）D22H588×300×12×200

1.3 倍上回っており，「１．孔あき鋼板ジベルの450設計」で示した設計式が本実験で使用した形状に対して適用可能であると考えられる．
100

図-8～10 に鋼板に添付したひずみゲージから
125

100D13（貫通鉄筋）

D22 ctc200

求められるせん断ひずみを示す．いずれの試験体た後に，まず P-U のひずみが急激に増加して降240伏に至り，その後，計算耐力を上回ってから P-L125が降伏した．これより，剛性が低下し始めるのは

100

450

588120250

D16 ctc250
D13

発泡スチロール

1000

3@250=750

1000

1000

900

も荷重-相対ずれ関係において剛性が低下し始めコンクリートがひび割れることによるものだと考80

100 2@200=400 100えられた．ただし，この時試験体の外観ではひび

D19 ctc250

600

割れは観察されず，鋼板の孔周辺の局所的な損傷
図-4 試験体形状だと考えられる．その後はコンクリートの損傷と鋼板の降伏が複合して生じ，最大耐力に至った．

値においてそれぞれ一旦除荷を行い，その後単調溶接方法が異なる t9 と t9-W を比較すると，荷重に増加させた．と相対ずれの関係は同じ挙動をしており，溶接方H 鋼フランジとコンクリートとの相対ずれ量を法の違いによる影響は見られなかった．このこと計測し，荷重と相対ずれ量との関係から孔あき鋼より，孔あき鋼板ジベルに作用するせん断力が，板ジベルのせん断バネ値を求めた．また，孔あき孔あき鋼板の面内方向であり，溶接のど厚を適切鋼板の孔と孔の間（P-U および P-L）にひずみゲに設定すれば片側すみ肉溶接でも両側すみ肉溶接ージを貼付し，鋼板のひずみを計測した．と同様に機能することが確認された．

3. 実験結果及び考察
3-2 せん断剛性
鋼板厚 9mm の t9 試験体，及び t9-W 試験体につ3-1 耐力及び破壊状況いて，いずれの試験体も許容せん断耐力（α表-2 に実験結果一覧を，図-5～7 に各試験体の=0.6）まで，荷重と相対ずれの関係はほぼ直線の載荷荷重と相対ずれの関係をそれぞれ示す．表の線形関係を示した．この荷重までは鋼板も降伏し耐力及び図の載荷荷重は，鋼板の孔数（12 孔）ておらず，許容せん断耐力を設定する際の低減係で除した 1 孔当たりの値に換算して示す．また，数αは妥当な値であったと考えられる．

相対ずれは 4 箇所で計測したが，ばらつきがなかまた，許容せん断耐力（α=0.6）までの線形関ったため 4 点の平均値で示した．

係から，孔あき鋼板ジベルのせん断バネ値が推定

図には材料の設計強度を用いて式(1)によって求めた設計せん断耐力及び許容せん断耐力を示す．

された．許容せん断耐力時の相対ずれ量から割線剛性を求め，これをせん断バネ値として表-2 にまた，実験で使用した材料の強度は設計強度と異示す．
4

表-2 実験結果一覧
最大耐力実験値(kN/孔)
A222241225

試験体名t9t12t9-W

計算耐力※1(kN/孔)B
178
228184

実験値と計算耐力の比
A/B
1.3
1.1
1.2

せん断バネ値※2（kN/mm）
250273244※1：材料試験結果を用いて算出※2：許容せん断耐力（α=0.6）時における割線剛性
250

250

ｔ9200200

計算耐力

1孔あたりの載荷荷重（kN/孔）

1孔当たり載荷荷重(kN/孔)

ｔ9

設計耐力

150100α =0.6
α =0.450

150

100P-U500

P-L00.0

2.0

4.06.0相対ずれ量(mm)8.0010.0

4000

6000

8000

250

図-8 荷重-せん断ひずみ関係（t9）
300

計算耐力

ｔ12
250

200

1孔あたりの載荷荷重（kN/孔）

設計耐力

ｔ12
150
α =0.6100

α =0.4

50

200

150

100P-UP-L5000.02.04.06.0
相対ずれ量(mm)8.0010.00

2000

4000

6000

8000

10000

せん断ひずみ（×10-6）

図-6 荷重-相対ずれ関係（t12）

図-9 荷重-せん断ひずみ関係（t12）

250

250

ｔ9-W

ｔ9-W

200

計算耐力

200

1孔あたりの載荷荷重（kN/孔）

1孔当たり載荷荷重(kN/孔)10000

せん断ひずみ（×10-6）

図-5 荷重-相対ずれ関係（t9）

1孔当たり載荷荷重(kN/孔)

2000

設計耐力

150

100

α =0.6
α =0.4

50150

100
P-U
P-L

5000.02.0

4.06.0相対ずれ量(mm)8.0

10.000

2000

4000

6000

8000

ひずみ（×10-6）

図-7 荷重-相対ずれ関係（t9-W）
図-10 荷重-せん断ひずみ関係（t9-W）
510000この値は，1 孔当たりの載荷荷重から求めた値

中連続壁の設置が完了しており，当工区で地中連であり，孔あき鋼板ジベルの 1 孔当たりのせん断続壁の設置を行った側壁合成区間は 29.3ｍであバネ値となる．鋼板厚 9mm で 250，244kN/mm，鋼った．

板厚 12mm では 273kN/mm であった．鋼板厚を厚くすることでせん断バネ値が大きくなること，本実4-2 地中連続壁の施工

験の溶接方法ではせん断バネ値は変わらないこと

通常の開削トンネル工事の施工では地中連続壁が確認された．

を施工し，土留支保工を組みながら掘削し，その設計手引きにはφ22mm 頭付きスタッドジベル 1

過程で地中連続壁の函体側のソイルセメントをそ本当たりのせん断バネ値が示されておりぎ落とす必要があるが，孔あき鋼板ジベルを溶接100kN/mm とされている．これはせん断実験からした状態で地中連続壁を施工するとソイルセメン求められたもので，コンクリートの圧縮強度トのそぎ落としに孔あき鋼板ジベルが支障となり，24N/mm2，ヤング係数 25kN/mm2 の条件で許容せん

損傷を与える可能性が高いため，大型機械による断耐力（α=0.6）86.6kN 時のずれ剛性として求作業が出来なくなる．加えて掘削中から孔あき鋼められている．

板ジベルが露出し，本体構築までの比較的長い期

本実験において，鋼板厚 9mm の場合の許容せん間の保護・防錆の養生が必要となる．

断耐力（α=0.6）は 89kN（=149kN×0.6）であり，また，地中連続壁の施工において孔あき鋼板ジ前述のスタッドジベルと同程度であった．これよ

ベルを溶接した状態で H 鋼芯材を建て込む際に，り，孔あき鋼板ジベルの 1 孔は，同程度の耐力を

孔あき鋼板ジベルの必要高さがスタットジベルよ持つスタッドジベル 1 本と比較して，2 倍以上のりも小さいといえども今回施工したソイルセメンせん断バネ値を有していることが確認された．

トの径（φ850）では施工出来ないため，改良径を大きくする必要が生じる．さらに改良径を大き４ ．実施工の状況

くしたとしてもソイルセメント造成精度および H鋼芯材建て込み精度をかなり高めない限り，建て先に述べたように，孔あき鋼板ジベルの採用に込みが困難な状況であった．（図-11 参照）

ついては，孔あき鋼板ジベルを工場で溶接し現地で建て込むことが可能であることから作業の省力化や品質管理の面で優位性を有する．しかし，実施工では本章に示すように H 鋼を建て込んだあとに孔あき鋼板ジベルを設置しており，本章においてはこうした実施工の状況について述べる．
(a)ソイルセメント改良径の標準(実施工仕様)

4-1 工事概要と現場状況
今回孔あき鋼板ジベルを採用したのは島屋北工区開削トンネル工事である．発注時の標準案ではスタッドジベルであったが，鹿島・銭高・東亜ＪＶからスタッドジベルに替え孔あき鋼板ジベルでの施工を行うＶＥ提案がなされ，同ＪＶが落札し(b)孔あき鋼板ジベル先行設置の場合のソイルセメント改良径た．工区延長は 357.5ｍ，その内 230ｍが側壁合成区間．側壁合成区間の総土留壁施工延長＝460

図-11 孔あき鋼板ジベルとソイルセメント改径ｍのうち，430.7ｍに関しては先行工区により地6こうしたことから，実施工にあたっては，あらかじめ孔あき鋼板ジベルを工場溶接し現場にて建て込むのではなく，H 鋼芯材をそのまま建て込み，ソイルセメントをそぎ落としたのち，現場にて孔あき鋼板ジベルを溶接することとなった．
4-3 現場溶接に関する品質管理
孔あき鋼板ジベルの現場での溶接については，品質管理の面で工場溶接に劣ることが懸念されたが，溶接工の選定および現場浸透探傷試験により品質管理に努めた．以下その詳細を示す．

図-12 浸透探傷試験状況(1) 溶接工の選定
溶接作業に先立ち，本工事で必要な溶接工の技能を有するかを JIS Z 3841（半自動溶接技能検定）により確認した．
(2) 浸透探傷試験
溶接箇所の検査については外観検査とともに
JIS Z 2343（現場溶接浸透探傷試験）により有害な欠陥が無いことを全数検査した．また全数の内10%については JIS Z 2343 の認定者による検査とした．
（図-12,13 参照）
図-13 孔あき鋼板ジベル設置状況
4-4 その他施工全般について孔あき鋼板ジベルを採用することによるメリッ

この結果からは単純に施工費全体の比較は出来

トとしては，スタッドジベルと比較して必要高さないが，スタッドジベルに比べ，孔あき鋼板ジベを小さくできるため，本体側壁の鉄筋との干渉をルのほうが部材数が少ないため，施工費を含めた避けることが可能であり，鉄筋組立作業において比較においても孔あき鋼板ジベルの方がコストメ支障になることがない．

リットが大きいといえる．

また，土留壁と側壁の隙間（合成部）のコンク

表-3 使用鋼材費の比較

リート締固めのためのバイブレータ等の挿入時に工 法おいて，孔あき鋼板ジベルはスタッドジベルに対して部材が連続しているため，バイブレータ等をスタッドジベル挿入しても引っかかり等の支障がなく，スムーズ孔あき鋼板ジベルに作業が実施できることが挙げられる．

数 量

概算金額の比率*

128,426 本2.0129ｔ

1.0＊概算金額は請負者からのヒアリング結果
4-5 コストメリットについて

５ ．まとめスタットジベルによる施工と孔あき鋼板ジベルよる施工との費用比較について，今回実施した内容で鋼材費のみの比較を行ったものを表-3 に示・淀川左岸線の実構造物を対象に，設計によってす．

決定した形状を有する孔あき鋼板を適用した合7

成土留壁の試験体を用いて 2 面せん断実験を行が，現場での品質管理に努めることにより欠陥い，孔あき鋼板ジベルのせん断耐力を得るととなく施工できた．

もに，孔あき鋼板ジベルのせん断バネ値を推定
参考文献した．

1) 金治英貞，中島隆，尾関良純：側壁合成トンネルの変遷とコスト分析，阪神高速道路公団第 37 回技術研究発
表会論文集，2005
2) 日本トンネル技術協会：H 形鋼を芯材とする土留め壁本体利用の設計手引き，平成 14 年 7 月
3) 藤井秀樹，古市耕輔，一宮利通，平 陽兵：孔あき鋼
板ジベルを用いた合成土留壁，コンクリート工学年次
論文集，pp.1351-1356, 2002.
4) NEXCO 中央研究所：設計要領第二集橋梁建設編，
20065)八木博嗣，奥西史伸：孔あき鋼板ジベルの側壁合成トンネルへの適用について，阪神高速道路株式会社第 40
回技術研究発表会論文集，平成 19 年度

・せん断耐力は，既往の設計式によって求められる計算値を上回る結果が得られ，本設計式が今回の形状の孔あき鋼板ジベルに対しても適用可能であることを確認した．また，今回設定した許容せん断耐力までにおいて，ずれ剛性は線形と言える範囲であったことから，その時の割線剛性を孔あき鋼板ジベルのせん断バネ値として算出した．
・実施工に当たっては H 鋼芯材を建て込んだのち現場溶接にて孔あき鋼板ジベルの設置を行った

DESIGN AND CONSTRUCTION OF EARTH RETAINING WALLS OF COMPOSITESTRUCTURE USING PERFOBOND-RIB SHEAR CONNECTERS
Katsuhiro SHIMOJI, Manabu SUGIMOTO, Yosuke SEKIGAWA and Teruhisa ISHIBASHI
A composite retaining wall consists of the H steels of the pile diaphragm wall and the reinforced
concrete of the tunnel side wall connected via shear connectors to resist sectional force as a single
structure. Stud dowels conventionally used for that purpose require intricate operation and considerable
labor for welding. The authors examined perfobond-rib shear connectors by experiment and used themfor the first time during the construction of the Shimaya-Kita Tunnel. This paper describes design andverification test of the perfobond-rib shear connector and its application at site.

下地 勝啓

杉本 学

関川 洋介

石橋 照久

財団法人阪神高速道路
管理技術センター
企画研究部事業管理課

阪神高速道路株式会社

阪神高速道路株式会社

阪神高速道路株式会社

建設事業本部大阪建設部
淀川左岸線建設事務所
Manabu Sugimoto

建設事業本部大阪建設部 建設事業本部建設技術課
淀川左岸線建設事務所（大阪設計担当）
Yousuke Sekigawa
Teruhisa Ishibashi

Katuhiro Shimoji8