グラウンドアンカー設計･施⼯マニュアル

EHD アンカーHP ⼯法

ＫＪＳ協会

2023 年 10 ⽉

まえがきグラウンドアンカー⼯法は、道路のり⾯･斜⾯の防災対策や、橋台･岸壁･建築物などの各種構
造物の安定対策の⽤途で、信頼性が⾼く確実な補強効果が得られ、他⼯法に⽐べて経済性が優れることから、従来からおもに⼟⽊関連のインフラ施設の補強対策として広く活⽤されています。
PC 橋梁のプレストレス技術を地盤の構造物補強技術に取⼊れ、その後の経験的知⾒の集⼤成として発展してきたグラウンドアンカー⼯法は、補強対象となる現場の構造物･地盤環境･施⼯条件がどれ⼀つとして同じものがありません。しかし、⼯学的⾒地から⾒れば補強対策⽬的の「原理」･「原則」の基本は同⼀です。⼟⽊現場で重視すべき「３現主義」と組み合わせて、「３現」＋「２原」＝「５ゲン主義」により、「原理」･「原則」のもとに現場の根本的･本質的な問題解決
策を⾒出すことも重要なポイントです。論理的な解決思考により、従来⼟⽊の経験的知⾒のみからの脱却を図り、ゲームチェンジャーとなる⼯法やブレークスルー策を、将来を⾒据えて⼟⽊技
術者全員で今後とも取組む必要があります。グラウンドアンカー⼯法においても、このような新たな適⽤法や施⼯法、メンテナンス法が益々求められると考えます。
EHD アンカーは、1999 年に開発されたもので、海⽔⾶沫帯･凍結防⽌剤の塩分環境や地盤内
酸性成分の鋼材腐⾷因⼦を完全にシャットアウトできるテンドンを使⽤していることから、現存
アンカー中でもっとも⾼い 100 年耐久性(設計耐⽤年数 100 年)のアンカー⼯法として幅広い⽀持を受け、広く適⽤されております。NEXCO 新東名⾼速道路のり⾯安定対策で最⼤実績を有し、近年の⾼速道路･直轄国道で実績が多いのも特徴です。
⼀⽅、国⼟交通省では、2021 年に第２次国⼟交通省インフラ⻑寿命化計画(⾏動計画)が策定され、将来にわたりインフラ機能を発揮させる取組の実⾏により、メンテナンスサイクルの構築と継続的な発展を戦略的に進めています。取組内容は、①「防災･減災、国⼟強靱化のための 5
か年加速化対策(令和 2 年 12 ⽉ 11 ⽇閣議決定)」等による予防保全への本格転換の加速化、②メンテナンスの⽣産性向上の加速化、③インフラストック適正化による持続的なインフラメンテナ
ンスの実現を⽬指す、ことが今後の⽅向性となっています。
道路橋⽰⽅書の 2017 年改訂では、橋梁の設計供⽤期間で耐久⽬標 100 年が規定され、塩害対策やメンテナンスサイクルを含めた性能規定による⻑寿命化･耐久性向上が求められています。
これらの観点から、設計段階で事前に考慮すべきインフラの⽼朽化対策は、施設の⻑寿命化とともに、メンテナンス作業の省⼈化･効率化を図ることが重要なポイントとなります。
この度、こうした新しい技術トレンドを踏まえ、より耐久性が⾼く、ライフサイクルコストに優れたグラウンドアンカー⼯法を開発しましたので、ここにお知らせする次第です。
本⼯法は、従来の EHD アンカー⼯法の頭部耐久性の最⼤の弱点であった頭部のグリース充填と背⾯⽌⽔構造をなくして、新技術の透明キャップとグリースレス定着具、および⾼耐⽔圧性のプレート⽌⽔構造によって、保全段階のメンテナンス性を著しく向上させ、さらにグラウトとの⾼い降伏付着強度を実現した硅砂付着 ECF テンドンの採⽤により、経済性･耐久性･安全性に優れた、第 7 世代の「EHD アンカーHP ⼯法」を、新たに開発しました。本開発技術により、⼟⼯構造物の防災事業分野と⼀般構造物の補強対策での強靭化事業分野の両⽅で、メンテナンスの⽣産性向上と、建設段階を含めたライフサイクルコストでコスト縮減がより図れると考えます。
本⼯法の 100 年耐久性とメンテナンス性の向上による経済性という特⻑を⽣かしつつ、今後とも更なる⼯法の発展と改善に、努⼒を重ねて参りますので、何卒よろしくお願い申し上げます。

⽬

次
⾴

第1章総則

........................................................................................................................

1

1.1 適 ⽤ ..........................................................................................................................

1

1.2 ⽤語の定義 ...............................................................................................................

3

1.3 EHD アンカーHP ⼯法の概念と特⻑.................................................................

13

1.4 ⽤ 途 .......................................................................................................................

16

1.5 ⼯法選定 ................................................................................................................

19

1.6 構 成 .......................................................................................................................

22

1.7 適⽤条件 ................................................................................................................

23

第 2 章 調査･維持管理計画 ............................................................................................

25

2.1 現場調査 ................................................................................................................

25

2.2 地盤調査 ................................................................................................................

25

2.3 地すべり調査........................................................................................................

26

2.4 維持管理計画........................................................................................................

27

第 3 章 使⽤部材 ...............................................................................................................

28

3.1 アンカー規格と部材規格 .....................................................................................

28

3.2 テンドン ................................................................................................................

35

3.3 頭 部 .....................................................................................................................

39

3.4 ⾃由⻑ ....................................................................................................................

42

3.5 アンカー体 ............................................................................................................

44

3.6 過荷重アンカー⼒の減調整 .................................................................................

46

3.7 従来技術との⽐較 .................................................................................................

47

第4章設計

.....................................................................................................................

48

4.1 設計の基本 ............................................................................................................

48

4.1.1 アンカープレストレスの効果 ........................................................................

50

4.1.2 設計の限界状態 ................................................................................................

52

4.1.3 設計の環境状態 ................................................................................................

53

4.1.4 アンカー特性...................................................................................................

55

4.1.5 アンカー許容耐⼒ ............................................................................................

57

4.1.6 降伏付着強度、摩擦強度の設計⽤特性と安全係数 .....................................

60

4.1.7 アンカー部材の設計⽤特性と安全係数 .........................................................

65

4.1.8 受圧体の⽀持⼒･滑動安定の設計⽤特性と安全係数 ...................................

66

4.1.9 頭部構造とライフサイクルコスト................................................................

67

4.2 必要抑⽌⼒と設計アンカー⼒ .............................................................................

68

4.2.1 ⼟⼯構造物(のり⾯･斜⾯など)の安定対策 ....................................................

69

4.2.2 ⼀般構造物(橋台･岸壁･建築物など)の安定対策 ..........................................

70

4.2.3 アンカー規格の選定 ........................................................................................

74

4.3 アンカー配置........................................................................................................

76

4.4 アンカー体 ............................................................................................................

78

4.5 受圧体･⽀圧板･構造物体･⼟留部材の設計 ........................................................

80

4.5.1 受圧板･吹付のり枠の⽀持⼒安定と滑動安定 ...............................................

81

4.5.2 受圧板 ...............................................................................................................

82

4.5.3 吹付のり枠.......................................................................................................

82

4.5.4 ⽀圧板 ...............................................................................................................

83

4.5.5 構造物体 ...........................................................................................................

85

4.5.6 ⼟留部材 ...........................................................................................................

87

4.6 プレストレスと構造物変位 .................................................................................

88

4.7 定着プレストレス .................................................................................................

92

4.8 プレストレス調整 .................................................................................................

97

4.9 アンカー引抜試験計画 .........................................................................................

99

4.10 構造物補強の留意点 .........................................................................................

101

4.11 設計プレストレスとアンカー頭部変位の適正評価 ......................................

105............................................................................................

113

4.13 ライフサイクルコスト(LCC) ..........................................................................

114

4.12 アンカー耐久性能
第5章施⼯...................................................................................................................

121

5.1 施⼯計画 ..............................................................................................................

121

5.2 削 孔 .....................................................................................................................

123

5.3 削孔機械 ..............................................................................................................

124

5.4 テンドン組⽴加⼯ ...............................................................................................

124

5.5 テンドン取扱い..................................................................................................

126

5.6 テンドン挿⼊......................................................................................................

127

5.7 グラウト配合......................................................................................................

127

5.8 グラウト注⼊･配列スペーサ取付･養⽣ ............................................................

128

5.9 プレ緊張 ..............................................................................................................

129

5.10 アンカー緊張試験............................................................................................

130

5.10.1 引抜試験 .......................................................................................................

132

5.10.2 適性試験 .......................................................................................................

134

5.10.3 確認試験 .......................................................................................................

137

5.11 緊張･定着 ..........................................................................................................

139

5.12 頭部処理 ............................................................................................................

144

第 6 章 維持管理 .............................................................................................................

146

6.1 耐久性能と維持管理 ...........................................................................................

146

6.2 点 検 .....................................................................................................................

148

6.3 健全性調査 ..........................................................................................................

150

6.4 補修措置 ..............................................................................................................

160

6.5 短いテンドン余⻑のアンカー再利⽤...............................................................

162

参 1. アンカープレストレス設計⽅法 ..........................................................................

164

参 2. 待受け型アンカーの必要プレストレス⽐の設計事例 .......................................

166

参 3. 定着プレストレスの施⼯管理⽅法の事例 ..........................................................

168

参 4. 引抜試験計画の事例 .............................................................................................

178

参考資料

第1章

総則

1.1 適 ⽤本マニュアルは、EHD アンカーHP ⼯法(以下、本⼯法)を⽤いて、道路のり⾯･斜⾯などの⼟⼯構造物の防災対策や、橋台･岸壁･建築物などの⼀般構造物の安定対策を対象にして、グラウンドアンカーの設計･施⼯･維持管理を⾏う際の調査、設計、施⼯、維持管理に適⽤する基本的事項を⽰す。
【解説】(1) グラウンドアンカー(以下、アンカー)は、道路のり⾯･斜⾯の⼟⼯構造物の防災対策や、橋台･岸壁･建築物などの⼀般構造物の安定対策⽤途で、信頼性が⾼く確実な補強効果が得られ、他⼯法に⽐べて経済性が優れることから、従来からおもに⼟⽊関連のインフラ施設の補強対策として広く活⽤されている。アンカーの基本原理は、補強対象構造物をアンカープレストレスで変位ゼロに抑⽌可能なことであり、プレストレス≧作⽤荷重(外⼒)で構造物の変位ゼロを保つため、本機能を最⼤限に活⽤することが重要である。ここでは、設計供⽤期間 2 年以上のアンカーを対象とし、これを本設アンカーと称して、単にアンカーという。
(2) EHD アンカーHP ⼯法(HP：HyPer の略)は、⼟⽊学会規準(JSCE-E141-2018)で、100 年耐久性(塩分環境で設計耐⽤年数 100 年)の⾼付着型の硅砂付着 ECF テンドンを使⽤して、アンカー体はグラウトひび割れ考慮の ECF 樹脂⼀重防⾷構造での 100 年耐久性仕様と、加えて⾼降伏付着強度を実現しており、頭部は新形式のプレート⽌⽔構造を⽤いた⾼耐⽔圧性と、透明キャップ･グリースレス定着具採⽤によるメンテナンス性の向上を実現した、安全性･耐久性･
ライフサイクルコスト経済性に優れた新しいアンカー⼯法である。なお、プレート⽌⽔構造、
透明キャップおよびグリースレス定着具は、以下に⽰す特許⼯法である。
･特許第 6861975 号 ｢テンドンの頭部定着構造｣･特許第 6948658 号 ｢ヘッドキャップ構造｣･特許第 7166550 号 ｢テンドンの頭部定着構造｣(3) 硅砂付着 ECF テンドンは、⼟⽊学会規準 100 年耐久性規定のエポキシ樹脂被覆厚 0.4mm〜
1.2mm(JSCE-E141-2018、平均厚 0.6mm)に則したものである。硅砂付着 ECF テンドン単体の⼀重防⾷構造は、⾶沫帯の塩害環境下で 100 年耐久性であることから、アンカー体グラウトに付着摩擦のせん断挙動でせん断ひび割れが発⽣しても、当該部の耐久性は⼗分に確保される。
(4) テンドン樹脂表⾯の硅砂付着は、グラウトとの降伏付着強度を普通 PC 鋼より線の 1.5 倍以上と⾼降伏付着型に改良している。本効果で、アンカー体でのテンドン･グラウトの⼀体挙動がより堅固になり、付着切れのテンドン伸びによるグラウトせん断ひび割れが⽣じ難くなったことから、地盤への摩擦伝達の確実性とアンカー⼒保持の安全性がより向上している。
(5) プレート⽌⽔構造は、頭部耐久性の最⼤の弱点であった従来アンカーの頭部のグリース充填と背⾯⽌⽔構造をなくして、⽌⽔機能の堅固さと⻑期維持を可能にした、アンカー⼯法で初採⽤の⽌⽔ゴム⽀圧板内配置構造であり、⽔圧 2.0MPa の耐⽔圧性を実現している。本効果で、従来の背⾯⽌⽔構造に⽐べて、耐⽔圧の確実性と施⼯の信頼性が向上し、加えて、保全管理でのアンカー頭部背⾯調査が不要になったので、ライフサイクルコストが縮減できる。
(6) くさび･ナット形式の定着具は、近年の⼤地震や豪⾬などの不測事態で、過荷重アンカー⼒が⽣じた場合に対応可能なアンカー⼒調整⻑約 50mm(標準設定：減調整⻑ 30mm、増調整⻑約

- 1 -20mm)を有し、アンカーの安全性と補強対策の経済性を確保している。
(7) これら部材の品質特性により、本⼯法は道路のり⾯安定⼯事、地すべり抑⽌⼯事、斜⾯安定⼯事、急傾斜地崩壊防⽌⼯事、2 年以上の⻑期仮設⼟留⼯事、橋台などの橋梁下部⼯の安定対策
⼯事、港湾･漁港地域の構造物安定対策⼯事、建築構造物の安定対策⼯事など、種々の⽬的に適⽤することができる。ただし、本⼯法の適⽤は、事前の調査を⾏って、アンカー条件および定着する構造物やアンカー体設置地盤の特性、アンカー設置環境などを⼗分に把握した上で設計するとともに、適切な施⼯の前提をもとに⾏う必要がある。
(8) 本マニュアルに関する主な参考基準等を下記に⽰す。なお、発⾏年⾮記載は、最新版を参照
する。
1．グラウンドアンカー設計･施⼯基準，同解説：地盤⼯学会

2．コンクリート標準⽰⽅書 規準編、同 設計編：⼟⽊学会

3．プレストレスコンクリート⼯法設計施⼯指針：⼟⽊学会

4．エポキシ樹脂を⽤いた⾼機能 PC 鋼材を使⽤する
プレストレスコンクリート設計施⼯指針(案)5．設計要領 第⼀集 ⼟⼯建設編：⼟⽊学会

2.切⼟ 5.グラウンドアンカー⼯
6．道路⼟⼯ 切⼟⼯･斜⾯安定⼯指針：東･中･⻄⽇本⾼速道路株式会社：⽇本道路協会

7．河川砂防技術基準 設計編：国⼟交通省 ⽔管理･国⼟保全局

8．地すべり防⽌技術指針及び同解説：国⼟交通省 砂防部、⼟⽊研究所

9．港湾の施設の技術上の基準･同解説 平成 30 年

：⽇本港湾協会

10．漁港･漁場の施設の設計参考図書 2015 年：⽔産庁

11．建築地盤アンカー設計施⼯指針･同解説：⽇本建築学会

12．プレストレスコンクリート設計施⼯基準･同解説：⽇本建築学会

13．グラウンドアンカー設計施⼯マニュアル：⽇本アンカー協会

14．建築基礎構造設計基準･同解説：⽇本建築学会

15．道路⼟⼯構造物技術基準･同解説：⽇本道路協会

16．道路橋⽰⽅書･同解説

Ⅰ共通編：⽇本道路協会

17．道路橋⽰⽅書･同解説

Ⅱ鋼橋･鋼部材編：⽇本道路協会

18．道路橋⽰⽅書･同解説

Ⅲコンクリート橋･コンクリート部材編：⽇本道路協会

19．道路橋⽰⽅書･同解説

Ⅳ下部構造編：⽇本道路協会

20．道路橋⽰⽅書･同解説

Ⅴ耐震設計編：⽇本道路協会

21．道路⼟⼯構造物点検要領 令和 4 年：国⼟交通省 道路局

22．グラウンドアンカー維持管理マニュアル：⼟⽊研究所･⽇本アンカー協会ほか

23．砂防関係施設の⻑寿命化計画策定ガイドライン(案) ：国⼟交通省 ⽔管理･国⼟保全局砂防部保全課
24．河川砂防技術基準 維持管理編(砂防編)：国⼟交通省 ⽔管理･国⼟保全局- 2 -1.2 ⽤語の定義
本マニュアルで使⽤する⽤語は、「グラウンドアンカー設計･施⼯基準 地盤⼯学会 JGS41012012」のものを参考とし、⽤語の技術的な理解の容易さや明確化を記すため、限界状態設計法などの知⾒を考慮した、新たな⽤語の定義も⽰している。⽤語の定義は、アンカーをより良く理解し、設計･施⼯をしやすくする趣旨のものであり、可能な限り適正に使⽤することが重要
である。
【解説】
本マニュアルで使⽤する⽤語は、次に⽰す通りである。
(1) 安定対策
安定対策は、⼟⼯構造物や⼀般構造物を対象に、剛体安定･変位安定･耐⼒安定に対して所要の安全性を確保する⽬的で、各種の構造物にアンカーなどの補強⼯法を⽤いる⽅法をいう。
(2) ⼟⼯構造物
⼟⼯構造物は、道路⼟⼯構造物技術基準、道路⼟⼯指針、河川砂防技術基準などに準じた、
おもにのり⾯･斜⾯などの⼟⼯を伴う構造物をいう。のり⾯には、切⼟のり⾯と盛⼟のり⾯がある。
(3) ⼀般構造物
⼀般構造物は、道路⼟⼯構造物技術基準、道路⼟⼯指針、河川砂防技術基準、道路橋⽰⽅書、
港湾の施設の技術上の基準、漁港･漁場の施設の設計参考図書、建築基準法などに準じた、おもにコンクリート構造物などをいう。
(4) 現状安全率 Fs0
現状安全率は、のり⾯･斜⾯の原形状や計画形状でのすべり安定、または⼀般構造物の剛体安定に対する安全性の現状指標をいう。
(5) 計画安全率 Fsp
計画安全率は、⼟⼯構造物や⼀般構造物で安全性向上のために⽬標とする設計での計画指標をいう。
(6) 必要抑⽌⼒ Pr
必要抑⽌⼒は、⼟⼯構造物や⼀般構造物で安全性向上のために必要な単位 m 当りの補強⼒、または構造物⻑当りの補強⼒をいい、⼀般に単位 m 当りの補強⼒が標準的に使⽤される。
(7) グラウンドアンカー
グラウンドアンカーは、永続作⽤のアンカープレストレスにより構造物の安定対策を⾏うもので、作⽤荷重がプレストレスを超えない範囲で構造物変位をゼロに保持可能であり、テンド
ン･頭部･⾃由⻑･アンカー体で構成する。
(8) 本設アンカー
本設アンカーは、設計供⽤期間 2 年以上のアンカーをいい、当該期間は所要の耐荷性能と耐久性能･防⾷構造を有するものである。本書での「アンカー」は、本設アンカーに⽤いるグラウ
ンドアンカーをいう。同義語は永久アンカーまたはランク A アンカー、対義語は仮設アンカーである。設計供⽤期間 2 年以上の仮設アンカーは⻑期仮設アンカーといい、本設仕様とする。
(9) アンカー耐久性能
アンカー耐久性能は、アンカーのテンドンや構成部材が適⽤する現場環境のもとで設計耐荷性能や所要機能を維持して、腐⾷･劣化に耐える性能をいう。

- 3 -(10) 防⾷構造
鋼材腐⾷は、空気または⽔の存在下で発⽣し、⼀般に湿度 60%以上で鋼材が腐⾷する。湿度60%は、腐⾷発⽣の臨界湿度と呼ばれる。現場での腐⾷促進は、局部腐⾷となる隙間腐⾷などのイオン化傾向による電気化学的反応に依存するので留意が必要である。
本設アンカーの防⾷構造は、防⾷構造Ⅱまたは防⾷構造Ⅲを適⽤し、アンカーのテンドンや構成部材の鋼材が現場環境の空気や⽔などの腐⾷環境から遮断される⽅法を採⽤する。防⾷構
造Ⅱ(⼀般環境)は⼀般的な環境で採⽤し、防⾷構造Ⅲはアンカー各部位の塩害環境や酸性⼟環境での腐⾷抵抗性を有する部材で構成し、それぞれを防⾷構造Ⅲ(塩害環境)、防⾷構造Ⅲ(酸性⼟環境)とする。なお、⼀般環境に適⽤の亜鉛めっきは、pH6 以下の酸性⼟地盤や塩害環境下
で消失が加速度的に⼤きくなるので留意が必要である。
(11) テンドン
テンドンは、アンカー構成の主要部材の引張⼒伝達部材の呼称であり、プレストレスによる補強⼒で構造物を安定化して、⼀般に永続する⾼引張⼒作⽤のもとで使⽤可能な PC 鋼より線

(PC ストランド)単材を 1 本以上組合せたものをいう。PC 鋼より線は、JIS G 3536 で規定され、1900 年代前半から PC 橋梁で使⽤されており、この分野での使⽤量も多い。PC 鋼より線の素材に⽤いるピアノ線(JIS G 3502)は、鋼材表⾯のきず深さや脱炭層深さが厳密に規定された⾼級鋼材であり、PC 鋼棒やワイヤロープにはない⾼応⼒下適⽤での⾼い品質向上策が図られている。同義語は、引張材や緊張材である。
なお、PC 鋼より線は、JIS ⽤語である。ストランドは、鋼より線の意味で、過去に PC スト

ランドが PC 鋼より線と同⼀使⽤されていたが、アンカーでは同⼀物の⽤語多様防⽌の観点から、2000 年アンカー設計･施⼯基準,同解説では、使⽤しないことが推奨され、⽤語から削除されている。
本⼯法のテンドンは、低リラクセーション PC 鋼より線にエポキシ樹脂を充填被覆した、⼟⽊学会規準規定(JSCE-E141-2018)で設計耐⽤年数 100 年が保証され、100 年耐久性を有する硅
砂付着 ECF テンドンを使⽤する。なお、⼟⽊学会では、ECF ストランドの呼称であるが、ここでは上記理由から、ECF テンドンの呼称とする。
(12) 設計アンカー⼒ Td
設計アンカー⼒は、補強対象構造物の適⽤分野のアンカー許容耐⼒を超えない範囲の 1 本当りの設計⽤補強⼒をいい、これを⽤いてアンカー規格の選定を⾏う。
(13) アンカー許容耐⼒ Tas
アンカー許容耐⼒は、アンカー極限耐⼒またはアンカー降伏耐⼒をもとに、アンカーの構造
物適⽤分野で設定の限界状態に応じて定めた、所要の安全性を有するものをいい、1 本当りの許容耐⼒が設計アンカー⼒を上回るようにアンカー規格を選定する際に使⽤する。おもな適⽤構造物分野は、⼟⽊分野の⼟⼯構造物･⼀般構造物、港湾分野の港湾構造物、漁港分野の漁港構
造物、建築分野の建築構造物である。同義語は、テンドン許容耐⼒である。
なお、供⽤中アンカーのプレストレスは、アンカー許容耐⼒を超える場合があるが、このプ
レストレスの最⼤は、短時間で 0.9×アンカー降伏耐⼒ Tys 以下、定着直後で 0.75×アンカー極
限耐⼒ Tus 以下、⻑期で 0.7×アンカー極限耐⼒ Tus 以下とする必要がある。本プレストレスの最⼤とアンカー許容耐⼒が異なるのは、テンドンに PC 鋼より線を⽤いたプレストレス構造物設計でのもっとも特徴的なものであり、RC 構造物の鉄筋などの普通鋼材の許容耐⼒の考え⽅と異- 4 -なるので留意が必要である。
(14) アンカー極限耐⼒ Tus
アンカー極限耐⼒は、JIS G 3536 規定の PC 鋼より線の最⼤試験⼒の下限値×より線本数をいう。同義語は、テンドン極限耐⼒である。なお、より線 1 本は素線 7 本をよったものをいう。
(15) アンカー降伏耐⼒ Tys
アンカー降伏耐⼒は、JIS G 3536 規定の PC 鋼より線の 0.2%永久伸びに対する試験⼒の下限
値×より線本数をいう。なお、PC 鋼より線は普通鋼材と異なり、明確な降伏点を⽰さないことから、普通鋼材と同じ降伏時永久伸び 0.2%を降伏耐⼒としている。同義語は、テンドン降伏耐⼒である。
(16) プレストレス Pe
プレストレスは、アンカーと構造物を変位ゼロに保持可能な⼒であり、構造物の安定を⽬的
として、アンカー定着直後から設計供⽤期間にわたって永続作⽤して、アンカーおよび構造物に⻑期間導⼊されるものをいう。作⽤荷重がプレストレスを超えない範囲で、構造物は変位ゼロを保持でき、これを超えた場合はアンカーばね剛性の抵抗になるのでアンカー変位と、構造物や周辺施設への変位が発⽣する。
プレストレスは、受圧体背⾯の地盤クリープ沈下とテンドンの純リラクセーションとの影響を受けて施⼯数年の期間で低下する。アンカー定着は、これを考慮して割増した定着プレスト
レスとし、上限値を限界プレストレス PL=0.75Tus とする。プレストレスは、設計アンカー⼒ Td〜永続的疲労作⽤のない場合の本設アンカー上限限界 0.7Tus の範囲保持を推奨する。
なお、プレストレスと残存引張⼒を総称して、アンカー⼒ Pa という。
(17) 残存引張⼒ Per
残存引張⼒は、アンカー定着以降の設計供⽤期間でおもにプレストレスを超えて構造物変位を伴った後にアンカーに作⽤している⼒をいう。作⽤荷重 P0 状態でプレストレス Pe を超えな
い場合、残存引張⼒ Per＝プレストレス Pe であり、Pe が下限値となる。作⽤荷重 P0 により残存
引張⼒ Per＞プレストレス Pe となった状態の ΔPa=Per−Pe > 0 では、超過⼒ ΔPa に対するアンカーばねを介したアンカー変位δa と構造物残留変位が発⽣し、その後のアンカー⼒が残存引張⼒ Per になる。
(18) 永続プレストレス P∞
永続プレストレスは、アンカー設計段階にて設定するものであり、設計予測の地盤クリープ
沈下とテンドンの純リラクセーションによるアンカー⼒低下量を⾒込んだ、アンカー定着以降の設計供⽤期間にわたり、テンドンに永続的に作⽤する設計アンカー⼒ Td 以上の設計設定のプ
レストレスをいう。本値は、5〜10kN 単位表⽰で丸めたものとする。
(19) 初期緊張⼒ Pi
初期緊張⼒は、ジャッキによるアンカー緊張作業のくさび装着状態で、アンカー定着前の、テンドンに作⽤する最⼤の⼒をいい、この作業は初期緊張という。初期緊張⼒は、セットロスと限界緊張⼒、ナットでの増プレストレスを考慮して設定する。初期緊張⼒は、限界緊張⼒を上限値とする。初期緊張からジャッキ除荷で、テンドンとくさびが引込まれてアンカーヘッドに嵌合したテンドン固定状態が、アンカー定着である。
(20) 定着プレストレス Pt
定着プレストレスは、初期緊張からの継続作業で、ジャッキ除荷によるアンカー定着直後に、- 5 -テンドンと構造物に作⽤している⼒をいい、地盤クリープ沈下とテンドンの純リラクセーションを考慮して永続プレストレスから割増したものとし、限界プレストレス以下とする。同義語
は、定着時緊張⼒である。
(21) 限界プレストレス PL
限界プレストレスは、アンカー定着直後にテンドンに作⽤しているプレストレスの限界値をいい、PC 鋼より線の純リラクセーションの適⽤範囲を考慮して、0.75Tus(=0.88Tys)とする。ただし、テンドン限界緊張⼒が PMt=0.9Tys(=0.77Tus)であることから、セットロスを考慮するとアンカー定着直後のプレストレスは実質 0.70Tus(=0.82Tys)以下になる。なお、アンカー⼒減調整を実施する場合は、0.85Tys(=0.72Tus)が限界プレストレスとなるので、留意する。
(22) 限界緊張⼒ PM
限界緊張⼒は、アンカー定着やアンカー緊張試験を⾏う際の、ジャッキ載荷の緊張作業時にテンドンに作⽤可能な最⼤の引張⼒ PM=min(PMt , PMa)をいう。ここに、テンドン限界緊張⼒

PMt=0.9Tys、アンカー体降伏引抜耐⼒ PMa=LA･min(τby･U , τgy･DA･π)/(安全係数 1.25)である。
(23) セット量 St･セットロスΔPst
セット量は、テンドンとアンカーヘッド間にくさびを差込み設置し、ジャッキ除荷でテンドン定着中に、テンドンがくさび嵌合とともにアンカーヘッド内に引込まれる嵌⼊⻑をいう。本⼯法のセット量は、ECF12.7、ECF15.2 ともに 10mm である。セットロスは、セット量に伴って減少したアンカー⼒をいい、⾃由⻑が短いほどその値が⼤きいので、初期緊張⼒の設定はこれに留意して実施する。
(24) アンカー変位 δa
アンカー変位は、構造物アンカー点の反⼒がプレストレス超過することで⽣じるアンカー軸⽅向の変位をいい、作⽤⼒成分のアンカー軸⽅向超過⼒ ΔPa に対して、簡易式で δa=ΔPa･Lf/(A･E)と表される。ここに、Lf：⾃由⻑(m)、A：アンカー断⾯積(mm2)、E：アンカー弾性係数(0.195MN/mm2)である。なお、適正なアンカー変位の計算には、履歴最⼤⼒ Pmh によってアンカー体内に⽣じるアンカー体⾃由⻑ LAf を考慮した⾃由⻑と、⾃由⻑摩擦影響のアンカー⼒伝
達係数 κf を考慮した式(4.11.7)を使⽤する。
(25) 構造物変位 δg ,δx ,δy
構造物変位は、構造物アンカー点の反⼒がプレストレス超過に伴い⽣じる構造物変位δg をいう。⼟⼯構造物の地表構造物変位δg は、剛体仮定によりすべり⼟塊の平均すべり⽅向に⽣じる。
⼀般構造物の構造物変位は、⽔平変位δx と鉛直変位δy の成分で表される。
構造物変位とアンカー変位の関係は、⼟⼯構造物の地表構造物変位δg で、δg=δa/cosβ、
⼀般構造物の⽔平変位δx で、δx=δa/cosα と表され、アンカー変位と余弦逆数の積に⽐例する。ここに、合成⾓ β=α+θ、アンカー傾⾓ α、変位⽅向(すべり)⾓ θ である。
(26) 純リラクセーション率 γ0
リラクセーションは、⼀般に PC 鋼材伸びを⼀定保持した状態で、引張⼒が時間経過とともに漸減する現象をいう。純リラクセーション率は、定着プレストレスを極限耐⼒ Tus で除した⽐のレベルに応じた、アンカー定着後から永続期間経過後の、PC 鋼より線単体材料の純粋な引張⼒減少量を百分率で表したものいい、PC 鋼材成分や製造⽅法などの材料特性に依存する。
PC 鋼より線 JIS 規格の 1000h リラクセーション試験(初期⼒ 0.70Tus)の上限リラクセーショ
ン率は、普通リラクセーション PC 鋼より線で 8.0%、低リラクセーション PC 鋼より線で 2.5%、- 6 -本⼯法使⽤の⼟⽊学会規定の硅砂付着 ECF テンドンの同試験の上限リラクセーション率は6.5%である。純リラクセーション率は、同プレストレスレベルで⽐べると、JIS 規格の上限リ
ラクセーション率よりやや⼤きく、定着プレストレス Pt の設計ではこれを使⽤する。⾒掛けのリラクセーションは、PC 構造の乾燥収縮影響などを含むものでアンカーと適⽤挙動が異なる。
(27) 地盤クリープ δc
地盤クリープは、受圧体背⾯地盤が、アンカープレストレスによる圧縮⼒影響を受けて、時間経過とともに⻑期間沈下する現象をいい、これに伴いアンカープレストレスは減少する。のり枠や受圧板などの受圧体の圧縮クリープ沈下は、地盤の軟硬による地盤反⼒係数に依存する。
(28) アンカー⼒調整とアンカー⼒調整⻑ LL
アンカー⼒調整は、ジャッキによるアンカー緊張で定着具のナットを⽀圧板から浮かせて、ナットを回転することで⾏うアンカー⼒の増減作業をいう。アンカー⼒(プレストレス)調整⻑は、アンカー⼒増減の両⽅で調整可能な⻑さをいい、ナット調整⻑とアンカーヘッド調整⻑
の⼩さい⽅をいう。本⼯法の過荷重アンカー⼒に対する減調整⻑は 30mm が標準である。
(29) 頭部
アンカーの頭部は、頭部キャップ･グリース･定着具(くさび･アンカーヘッド･ナット)･⽀圧板･プレート⽌⽔構造または背⾯⽌⽔構造からなり、テンドン定着とアンカー⼒調整、現場環
境からの定着具の保護と防⾷機能を有する。本⼯法は、グリースレスが基本構成であり、従来アンカーと同様にグリース充填のタイプも選択可能である。なお、定着具は、くさび･アン
カーヘッド･ナットからなり、グリースレスタイプは Ni めっき仕様であり、これをグリース
レス定着具という。⼀般に、頭部背⾯側は、受圧体で構成し、吹付のり枠･受圧板･台座などが存在する。さらに背⾯側は、安定対策⽤の⼟⼯構造物や⼀般構造物が存在する。
(30) ⾃由⻑ Lf
⾃由⻑は、定着具からのアンカープレストレスを⼩摩擦損失でアンカー体に伝達する部位
および⻑さをいい、⽀圧板＋受圧体の⻑さを頭部⾃由⻑ Lfh、それ以深の⼀般構造物を含む地盤側を地盤部⾃由⻑ Lfg という。当該部のテンドンは、⾃由⻑グラウトから⾮付着状態(アンボンド)にするため、シースで被覆する。緊張⾃由⻑ Lfp は、Lfp=⾃由⻑ Lf +緊張余⻑ Lf0 である。
(31) アンカー体･アンカー体⻑ LA
アンカー体は、グラウト付着と地盤摩擦のせん断伝達抵抗で、テンドンを地盤に固着する部位をいい、テンドンとグラウトとの降伏付着強度が⼤きいほどグラウトせん断ひび割れがなくなり、アンカー体の安全性がより向上する。アンカー体では、テンドンのプレストレスがテンドンからグラウト境界⾯にせん断伝達され、さらにグラウトから地盤境界⾯にせん断伝達される。アンカー体は、N 値 30 以上の堅固な地盤に設置し、その⻑さはアンカー体⻑という。
アンカー体のせん断伝達抵抗に伴う⻑さ関係は、アンカー体引張型で、グラウト付着⻑＝地盤摩擦⻑、アンカー体圧縮型の⼀般的な傾向で、拘束具グラウト付着⻑＜地盤摩擦⻑、アンカ
ー体分散型の各拘束具間で、各拘束具グラウト付着⻑＜地盤摩擦⻑となっている。アンカー体
⻑は、最⼩が 3.0m、最⼤が⼀般に 10.0m である。
なお、アンカー体内には、履歴最⼤⼒ Pmh によるアンカー体⾃由⻑ LfA=κf･Pmh/min(τby･U , τgy･π･DA)が⽣じるので、アンカー変位の厳密計算では、この影響を考慮する必要がある。
(32) アンカー傾⾓ α
アンカー傾⾓は、アンカー軸⽅向と⽔平⾯のなす⾓をいう。アンカー傾⾓の範囲は、対象構- 7 -造物により異なっており、⼀般に、⼟⼯構造物(のり⾯)で 20〜45°、⼀般構造物で 20〜90°、
台座付⼟留め構造物で 20〜60°の範囲が多い。
(33) すべり⾓または変位⽅向⾓ θ
すべり⾓は、⼟⼯構造物設計で⽤いるすべり⼟塊のすべり⽅向と⽔平⾯とのなす⾓をいい、
アンカー軸とすべり⾯の交点での個々のすべり⾓は θi で表す。変位⽅向⾓は、⼀般構造物設計
で⽤いる構造物の変位⽅向と⽔平⾯とのなす⾓をいい、⽔平変位が抑⽌対象の場合は、⼀般に

θi=0°になる。
(34) アンカー⽔平⾓ θa
アンカー⽔平⾓は、構造物の基線法線の鉛直⾯とアンカー軸⽅向の鉛直⾯とのなす⾓をいう。
(35) 構造物⽔平⾓ θｂ
構造物⽔平⾓は、構造物の基線法線の鉛直⾯と構造物のアンカー設置⾯法線の鉛直⾯とのなす⾓をいう。
(36) 作⽤荷重⽔平⾓ θs
作⽤荷重⽔平⾓は、構造物の基線法線の鉛直⾯と設計上での地すべり荷重⽅向や⼟圧･地震⼒の作⽤荷重⽅向などの設計作⽤荷重⽅向の鉛直⾯とのなす⾓をいう。
(37) アンカー体径 DA
アンカー体径は、アンカー体直径をいい、削孔ビット公称径の削孔径と同⼀である。
(38) 降伏付着強度 τby
PC 鋼より線の降伏付着強度は、⼟⽊学会コンクリート標準⽰⽅書規準編 JSCE-E736-2013 に則した試験、かつ規定すべり変位以下でのテンドンとグラウトの単位⾯積当りの最⼤付着強度(N/mm2)をいう。規定すべり変位は PC 鋼より線の公称径φ12.7mm で 0.02mm、φ15.2mm で0.03mm と定められている。
なお、降伏付着耐⼒ Pby は、降伏付着強度と、テンドングラウト付着⾯積、または拘束具グラ
ウト付着⾯積の積をいう。
(39) 許容付着強度 τba
許容付着強度は、降伏付着強度を所要の付着安全係数で除したものをいう。付着安全係数

Fsb は、PC 鋼より線で Fsb=2.25、拘束具(PC 鋼棒･耐荷体)で Fsb=1.50 であり、両者の安全性が異なっていることに留意して設計する。
なお、許容付着耐⼒ Pba は、降伏付着耐⼒ Pby を付着安全係数 Fsb で除したものをいう。
(40) 摩擦強度 τg ,τgy ,τgu
摩擦強度は、現場でのアンカー引抜試験によるアンカー体グラウトと地盤との単位⾯積当りのせん断摩擦強度(MN/m2=N/mm2)をいう。設計では、地盤⼯学会 JGS4101-2012,p78,解説表6.6 の地盤種類に応じた摩擦強度を使⽤して⾏う場合が多い。
なお、摩擦耐⼒ Pf は、摩擦強度と、アンカー体のグラウト地盤摩擦⾯積の積をいう。
施⼯に際しての引抜試験は、設計⽤値の摩擦強度検証⽤の位置付けで実施される。引抜試験
では、テンドンとグラウトの付着切れが⽣じずに、グラウトと地盤とのせん断による確実な摩擦強度が得られるように、試験⽤のアンカー体⻑や削孔径を設定する必要がある。試験⽤アン
カー体⻑は、アンカー体⻑の⼨法効果を考慮して、可能な限り 3.0m とすることが望ましい。
3.0m 未満の場合は、⼨法効果を考慮して、試験結果の摩擦強度を低減して設計⽤値に評価する必要がある。試験でのアンカー体と⾃由⻑境界には、引抜試験パッカー(縁切りパッカー)を設- 8 -

置して、試験の摩擦強度が⾃由⻑グラウトの影響を受けないようにする。
引抜試験結果の摩擦強度は、変位が急激に増加した時点の荷重から求めることになっており、「急激に増加した時点」が荷重段階開始で変位収束なしの試験終了であれば前荷重段階での降伏値、急激な変位増加でも収束後の点であれば極限値の評価となる。荷重段階は 5〜10 サイク
ルが推奨範囲であり、現場では荷重サイクルが 6 段階で実施されることが多い。本試験では、
荷重ピーク付近の荷重段階で急激に変位が増加してその状態での荷重と変位の収束確認が不確
かになることから、引抜け値は急激な変位増加の開始点を採⽤することが多い。この場合は、降伏値での摩擦強度 τgy を採⽤したことになる。ここでは、アンカー摩擦耐⼒の安全性とテン
ドン･グラウトの降伏付着耐⼒との整合性を考慮して、降伏摩擦強度 τgy の採⽤を推奨する。
(41) 削孔⻑
削孔⻑は、地盤内にアンカーを設置する実際の削孔⻑さをいい、アンカー体引張型のグラウ
ト付着⻑＝地盤摩擦⻑では、⼀般に、地盤部⾃由⻑ Lfg＋アンカー体⻑ LA＋先端⻑ L2d(結束部50mm＋パイロットキャップ⻑ 200mm=250mm)となる。
(42) テンドン⻑
テンドン⻑は、アンカーに使⽤する実際のテンドン⻑さをいい、アンカー体引張型のグラウ
ト付着⻑＝地盤摩擦⻑では、⼀般に、緊張部⻑ L1 ＋⾃由⻑ Lf ＋アンカー体⻑ LA＋先端部⻑

L2(200mm)となる。なお、アンカー⻑は、⾃由⻑＋アンカー体⻑をいい、積算数量での削孔⻑やテンドン⻑と直接的に関係していないので留意が必要である。
(43) 頭部キャップ
頭部キャップは、おもに⽀圧板にボルトで固定してアンカー定着具を覆い、定着具の落⽯保
護や現場腐⾷環境からの防⾷を⽬的にしたものをいう。キャップと⽀圧板境界には、O リングが設置されて⻑期的な⽌⽔機能が保持される。定着具を直接ナットねじ式で覆う頭部キャップ
は、アンカー⼒増減で O リング圧⼒が変化し、⽌⽔機能が安定しないので留意が必要である。
本⼯法の頭部キャップは、グリースレスで使⽤する透明キャップや 5 窓キャップなどがあり、
メンテナンスの点検調査が簡便となっており、⽀圧板にボルト固定式で設置する。
(44) グリース
グリースは、頭部キャップ内に充填して、定着具を腐⾷環境から遮断して防⾷するものであり、グリース劣化は防⾷機能の低下になる。⼀般に JIS K2220 グリース規定の⼀般⽤グリース
２種が使⽤される。グリースの鋼材への防⾷効果は防錆添加剤で発揮でき、これは JIS K2246
防錆油で⼀時的な防錆性能が規定されている。現場設置のグリースは、経年的な劣化が避けられず、5〜10 年程度でグリース交換が必要になり、⼟⽊材料の 50 年供⽤としては課題を有する。
例えば、グリースは重量⽐ 0.1%以上の⽔混⼊で劣化が促進され、かつ現場での直接⽇射は頭部が温度 60℃程度に達することから、経年的な熱劣化の影響も受ける。このことから、グリース
はアンカーメンテナンス上の留意点となっている。同義語は、キャップ内防錆油などがある。
本⼯法は、メンテナンス性向上の観点から、グリースレスを基本グレードとしている。なお、
グリース充填グレードの頭部キャップも必要に応じて採⽤可能である。本⼯法の⾃由⻑シース
内のグリースは、テンドンとの空隙充填による内部通⽔防⽌が⽬的であり、硅砂付着 ECF テン
ドン⾃体はグリースなしで塩分環境 100 年の設計耐⽤年数の防⾷性を有しており、グリース劣化に依存しない構造となっている。
(45) 定着具- 9 -定着具(または、くさびナット定着具)は、くさび･アンカーヘッド･ナットを総称していい、
アンカー定着がくさび定着で、⾃由⻑依存の緊張時テンドン伸びを完全吸収できて簡便なこと、かつ、アンカー⼒調整がナット回転で、⾃在にできて簡便なことから、施⼯性に優れるという特⻑がある。本⼯法の基本グレードであるグリースレスの場合は、Ni めっき定着具を使⽤する。グリース充填の場合は、無防⾷(無めっき)定着具の使⽤を標準とする。
(46) くさび
くさびは、テンドンとアンカーヘッドの隙間に差込み設置して、アンカー定着に使⽤する部材をいう。
(47) アンカーヘッド
アンカーヘッドは、ジャッキによる緊張･定着作業のテンドンとくさびの引込み移動をアン
カーヘッド天端孔内の⼩範囲に⽌める、アンカー定着に使⽤する部材をいう。
(48) ナット
ナットは、アンカーヘッド外側でねじを介して嵌合するリング状部材をいい、ナットとア
ンカーヘッドのねじ重なり範囲は、嵌合⻑という。アンカー定着は、アンカーヘッドを浮かせて、ナットを押え板上に設置することとし、これにより定着時や設計供⽤期間でのプレス
トレス(アンカー⼒)の増減調整が可能になるとともに、プレート⽌⽔構造の⽌⽔ゴムに圧縮⼒が加わり⽌⽔性がより発揮できる。
(49) プレート⽌⽔構造
プレート⽌⽔構造は、⽀圧板内にシースが挿通できる⽌⽔ゴムを配置して、上からナットが接する押え板で⽌⽔ゴムを押付けて圧縮することで、⽀圧板下⾯からの耐⽔圧性をより⾼めた⽅法をいう。本⼯法で考案され、初めてアンカー⼯法に採⽤されたものであり、従来アンカーの頭部の背⾯グリース充填などによる背⾯⽌⽔構造に⽐べて、⽌⽔性が著しく向上する。
(50) 押え板
押え板は、ナットと⽀圧板の間に配置して、⽀圧板内配置の⽌⽔ゴムを上から押付ける部材をいい、本⼯法のプレート⽌⽔構造で使⽤する。
(51) ⽌⽔ゴム
⽌⽔ゴムは、⽀圧板内に配置して、テンドン挿通のシースを締付けて⽌⽔する部材をいう。
(52) ⽀圧板
⽀圧板は、定着具･押え板と受圧体の間に設置する部材をいい、受圧体へのアンカー⼒作⽤を⾯的に分散する効果を有している。本⼯法は、⽀圧板内に⽌⽔ゴム配置のものを使⽤する。
(53) 受圧体
受圧体は、⽀圧板と⼟⼯構造物または⼀般構造物の間に設置して、アンカープレストレス
を構造物側に伝達する部材をいう。受圧体は、吹付のり枠･受圧板･台座･壁⾯台座の総称であり、プレストレスに対する適正な耐⼒と構造物側の許容受圧耐⼒(または許容⽀圧耐⼒)を満⾜できる⾯積を設定する。
(54) 吹付のり枠
吹付のり枠は、のり⾯などに⾦網型枠を設置して鉄筋を内部配置した後、型枠内にモルタル吹付した連続的な格⼦枠をいい、下地調整が不要なため、凹凸⾯ののり⾯に対しても円滑に施⼯可能である。アンカーをのり⾯法線⽅向に打設するか、⼩さな振れ⾓の場合の適⽤が多い。のり枠内は、⼀般に⼟砂部で植⽣処理、岩盤部でモルタル吹付処理が施される。断⾯- 10 -

形状は 400×400mm〜600×600mm 程度、枠ピッチは 2.0m〜3.0m 程度の範囲が多い。
(55) 受圧板
受圧板は、アンカープレストレスを⽀圧板下で受圧する、PCa 部材の独⽴板形状のものをいう。受圧板の形状はおもに⼗字形･四⾓形･ひし形、材料種類はコンクリート製･鋼製･FRP製などがある。形状⼨法は、500×500mm〜2400×2400mm の⼩⾯積から⼤⾯積まであり、地盤の許容⽀持⼒度が⼩さい場合や千⿃配置で設置可能なことから、アンカー配置の融通性が⾼く、PCa なので施⼯性が良いのが特⻑である。受圧⾯法線からのアンカー振れ⾓は、⼀般に最⼤ 15°程度である。それ以上の振れ⾓の場合には、不陸調整枠による⾓度調整を⾏う。
(56) 台座
台座は、アンカープレストレスを⽀圧板下で受圧する、おもに腹起し設置の台形上のものをいう。台座は⾓度調整機能に優れており、⼟留め壁⽤はアンカー傾⾓ 60°も適⽤可能である。腹起しを設けず、コンクリート壁⾯などに直接設置するものは、壁⾯台座という。
(57) 腹起し腹起しは、アンカープレストレスを⼟留壁に均等に伝達する⽬的で、台座と⼟留壁の間に、
壁⾯⽔平⽅向に設置する、上下材で⼀対の H 鋼材をいう。台座からは、曲げ･せん断･⽀圧の作⽤応⼒を受けるので、これらの照査が必要である。
(58) ⾓度調整枠
⾓度調整枠は、受圧板背⾯にその背⾯形状に合わせた四⾓形状などの⾦網型枠と 内部鉄筋を組合せ配置して、モルタル吹付した受圧板の下地調整枠をいう。受圧板設置⾯の凹凸を吸収可能なこと、天端⾯で⼤きな⾓度調整が可能なことから、受圧板のアンカー振れ⾓が⼤きい場合に適⽤する。同義語は、不陸調整枠である。
(59) シース
シースは、⾃由⻑部のテンドンをシース内に挿通させてグラウト⾮付着状態の⼩摩擦損失にし、かつそれ⾃体が防⾷機能を有する部材をいう。部材は、フレキシブルなポリエチレン
製チューブなどを使⽤する。本⼯法のシースとテンドンとの内部空隙は、グリース充填がなされており、この効果により、アンカー頭部側への通⽔防⽌ができて、アンカー体境界の⽌⽔処理劣化などでも⽌⽔性が維持できる⼆重安全性となっており、防⾷性能を向上している。
(60) グラウト
グラウトは、注⼊材あるいは注⼊材が固化したものをいい、セメント系グラウトと合成樹
脂系グラウトがある。⼀般条件では、経済的で施⼯性の良いセメントミルクが使⽤され、W/C=50%の使⽤が多い。
(61) アンカー体注⼊
アンカー体注⼊は、N 値 30 以上の堅固な地盤にケーシング加圧による加圧注⼊で、アンカー体造成を⾏うグラウト注⼊作業をいう。
(62) 充填注⼊
充填注⼊は、⾃由⻑空隙充填により地盤緩みを抑える⽬的で、アンカー体造成終了後の削孔内に⾏うグラウト注⼊作業をいう。
(63) 拘束具
拘束具は、アンカー体内でテンドンのプレストレスをグラウトにせん断付着で伝達する部材をいう。同義語は、耐荷体である。アンカー体内の拘束具が、単体のものを圧縮型、複数- 11 -

個のものを分散型という。
⼀般に、拘束具⻑(グラウト付着側)＜アンカー体⻑(地盤摩擦側)であり、拘束具⻑と同じアンカー体⻑の部分では、拘束具作⽤⼒＞アンカー体許容耐⼒となるので、その差分の超過⼒は拘束具前⾯側グラウトの純グラウト断⾯積に作⽤する増加圧縮応⼒になる。増加圧縮応⼒
は、アンカー体グラウト圧壊に対する安全性を考慮して、無筋コンクリートの許容圧縮応⼒度 σca(=f'ck/4)以下とする必要がある。
(64) プレ緊張
プレ緊張は、限界緊張⼒ PM での 2 回サイクル緊張をいい、アンカー施⼯での適性試験、確認試験などのアンカー緊張試験前に実施することを推奨する。この緊張速度は、特に規定しない
が、作業の安全性が確保できる緊張速度範囲で⾏う必要がある。プレ緊張の⽬的は、受圧体背⾯地盤のアンカー圧縮⼒付与による事前の地盤クリープ影響低減、アンカー初期緩み除去、アンカー⾃由⻑部摩擦除去、および頭部アンカーテンドンのプレート⽌⽔構造の⽌⽔ゴム孔･押え板孔･アンカーヘッド孔への適正な整列性確保などである。
(65) アンカー引抜試験
アンカー引抜試験は、アンカー体グラウトと地盤のせん断摩擦強度を求める試験をいう。引
抜試験はテンドンとグラウトの付着切れが⽣じないように、試験⽤のアンカー体⻑や削孔径を設定する。試験の留意点は、(40)摩擦強度 τg で詳述しているので参照されたい。
(66) 適性試験
適性試験は、アンカー施⼯本数の 5%かつ 3 本以上を対象に、施⼯アンカーを⽤いて、施⼯管理と緊張･定着⼒設定の諸係数を得るために実施する、緊張除荷ループを漸増繰返す多段サイクル試験をいう。最⼤試験⼒は、1.25Td や 0.9Tys などが採⽤される。最⼤試験⼒サイクルの試験
⼒ステップ数は 5 ステップ以上であり、最⼤試験⼒に⾄るまでの各増加ステップ毎に緊張除荷
ループのサイクルを繰返す。現場では 5 サイクルで実施することが多い。
本⼯法の硅砂付着 ECF テンドンは、アンカー体の降伏付着強度が極めて⼤きく、付着すべりが従来アンカーに⽐べて極めて⼩さい特⻑がある。施⼯での緊張･定着は、試験結果の緊張摩擦
挙動や除荷摩擦挙動の諸定数をもとに適正に実施する必要がある。
なお、適性試験や確認試験の前には、限界緊張⼒ PM でのプレ緊張実施を推奨する。この⽬的は、地盤クリープによるアンカー⼒低下の縮減やアンカー⾃由⻑部摩擦の除去などに効果的なためである。特に、地盤不均⼀性の削孔曲りなどで摩擦影響が⼤きいアンカーや⾃由⻑ 20m 以
上の⻑尺アンカーなどでは、アンカー⼒の摩擦損失影響が⼤きくなることから、プレ緊張の実
施は効果的なものとなる。
(67) 確認試験
確認試験は、適性試験に⽤いたアンカーを除くすべてのものを対象に、施⼯アンカーを⽤いて、施⼯管理と緊張･定着⼒設定の諸係数を得るために実施する、緊張除荷ループを 1 サイクル
繰返す単サイクル試験をいう。最⼤試験⼒は、1.25Td や 0.9Tys などが採⽤される。緊張ステッ
プは、適性試験と同⼀ステップとする。本試験前には、プレ緊張実施を推奨する。
(68) 責任技術者
責任技術者は、構造物の所有者、発注者、設計者、施⼯者および保全管理者に所属するか、あるいは所定の⼿続きによって業務を代⾏する技術者のうち、アンカーに関するそれぞれの段
階で、常時管理または監督する⽴場にあるものをいう。

- 12 -

1.3 EHDアンカーHP⼯法の概念と特⻑
EHD アンカーHP ⼯法は、100 年耐久性で⾼降伏付着強度のテンドンを使⽤して、過荷重ア
ンカー⼒減調整機能性、および透明キャップとグリースレス定着具･プレート⽌⽔構造による
メンテナンス性向上を図ったアンカーである。本⼯法の設計･施⼯･維持管理にあたっては、アンカー構成･構造特性･特⻑を⼗分に理解した上で実施する。
【解説】(1) 本⼯法の概念を、図-1.3.1 に⽰す。図-1.3.2 に、本⼯法のプレート⽌⽔構造と従来 EHD アン
カー(EHD-BS ⼯法)の背⾯⽌⽔構造の⽐較を⽰す。プレート⽌⽔構造は、⽀圧板内にシース挿通の⽌⽔ゴムを配置して、上から押え板で⽌⽔ゴムを押付けて圧縮し、⽀圧板背⾯(下⾯)からの⽔圧作⽤で⽌⽔ゴムをさらに圧縮させ、この際に⽌⽔ゴムのシース締付け⼒が同時に増加することから、極めて⾼い⽌⽔構造を実現する機構となっている。⼀⽅、従来 EHD アンカーの背⾯⽌⽔構造は、⽀圧板下に背⾯管を設け、その下部にシース挿通の⽌⽔ゴムを配置し、背⾯管内のグリース充填で下⾯からの⽔圧作⽤に抵抗するものであり、現場施⼯でのグリースの充填状態で耐⽔圧性がばらつくという課題があった。

※頭部キャップ内のくさび･アンカーヘッド･ナットを総称して、定着具という。

図-1.3.1 ＥＨＤアンカーＨＰ⼯法の概念

・シース切断部が⽀圧板天端より、下側に存在・⽀圧板背⾯内のグリース充填⽌⽔で、耐久性が弱い

・シース切断部が⽀圧板天端より、上側に存在・⽌⽔ゴムが⽀圧板内設置の⾼⽔圧⽌⽔で、耐久性が向上(a)ＥＨＤアンカーＨＰ⼯法 (EHD-HP：ﾌﾟﾚｰﾄ⽌⽔構造)(b)従来ＥＨＤアンカー⼯法 (EHD-BS：背⾯⽌⽔構造)

図-1.3.2 プレート⽌⽔と背⾯⽌⽔の構造⽐較- 13 -

(2) 本⼯法は、透明キャップでグリースレスであることから、現場での施⼯性が良く、外観⽬視で容易にキャップ内定着具状態が確認できて、保全管理のメンテナンス調査の簡便性を有している。
(3) 従来アンカーのグリース充填では、経年的なグリース劣化が避けられず、5〜10 年程度でグリース交換が必要になる課題があった。例えば、グリースは重量⽐ 0.1%以上の⽔混⼊で劣化が促進され、現場での直接⽇射は頭部が温度 60℃程度に達することから、経年的な熱劣化の影響を受けるので、グリース充填アンカーのメンテナンス上の留意点となっている。
(4) 本⼯法の特⻑は、次に⽰す通りである。
① 硅砂付着 ECF テンドンの耐久性能 100 年により、安全性向上≪キーワード：安全性･経済性･品質≫
硅砂付着 ECF テンドンは、⼟⽊学会 JSCE-E141-2018 規定によるエポキシ樹脂被覆厚 0.4mm〜1.2mm(平均厚 0.6mm)での 100 年耐久性･強度特性･リラクセーション率(1000h：6.5%以下)を満⾜するとともに、本テンドン単体は強酸･強アルカリ試験で⼗分な耐久性、および塩害環境促進試験 3600h で⼗分な耐⾷性を有する。なお、従来技術は、熱劣化しやすいグリースによる防⾷耐久性能の維持になる。
② ⽀圧板背⾯側抵抗の耐⽔圧性能 2.0MPa により、安全性向上≪キーワード：安全性･品質≫
新しいプレート⽌⽔構造の採⽤により、⽀圧板背⾯側抵抗が⽀圧板内⽌⽔ゴムの圧縮型⽌⽔機構になったことから、2.0MPa の⼗分に⾼い耐⽔圧性能を有する。なお、従来技術は、背⾯⽌⽔構造であり、グリースなどの内部充填材の充填状態や、材料の⾮圧縮特性に依存する耐⽔圧抵抗であり、密封性に劣るので、定着具などの鋼材に発錆が⽣じやすい。
③ アンカー頭部構造の密封性により、耐久性能向上≪キーワード：安全性･経済性･品質≫
アンカー頭部構造は、プレート⽌⽔構造･頭部キャップ O リング･Ni めっきグリースレス定着
具の構成により、堅固な密封性と塩害環境促進試験 3600h の⼗分な防⾷耐久性能を有する。頭部キャップ単体の⽔圧作⽤による耐荷性能は、アルミキャップ：2.0MPa、下 1 窓キャップ：
1.0MPa、透明キャップ･5 窓キャップ：0.8MPa を有する。なお、従来技術の頭部キャップ内はグリース充填で熱劣化しやすく、定着具などの鋼材が 5〜10 年程度で腐⾷するので、10 年毎のグリース交換が必要になる。
④ グラウトとの降伏付着強度が普通 PC 鋼より線の 1.5 倍になり、安全性向上≪キーワード：安全性≫
硅砂付着 ECF テンドンのアンカー体グラウト付着部での、グラウトとの降伏付着強度は、従来技術の普通 PC 鋼より線の降伏付着強度に⽐べて、1.5 倍以上の⾼い強度を有する。本テンドンの許容付着強度は、地盤⼯学会基準 JGS4101-2012 の普通 PC 鋼より線の許容付着応⼒度に対して、同基準×1.5 倍が適⽤できる。本効果により、アンカー体のひび割れが少なくなり、安全性が向上する。
⑤ 過荷重アンカー⼒の減調整機能の向上≪キーワード：経済性･安全性≫
本⼯法のくさびナット定着具は、アンカー⼒減調整機能が従来技術の 10〜20mm に⽐べて、最⼤で約 50mm の 3.0 倍程度の⾼い調整機能を有する。これにより、近年の⼤地震や豪⾬など- 14 -

の不測事態による過荷重アンカー⼒に幅広く対応可能なことで、安全性がより向上するとともに、既設アンカーが活⽤できて、増アンカー数量が少なくできるので経済性が向上する。
なお、本⼯法のくさびナット定着具は、くさび定着でアンカー定着が⾃由⻑依存の緊張時テンドン伸びを⾃由吸収できて簡便なこと、かつ、ナット回転でアンカー⼒調整が簡便なことから、施⼯性に優れるものである。
⑥ アンカー頭部調査労⼒ 90％縮減により、メンテナンスの省⼒化向上≪キーワード：メンテナンス性･経済性≫
本⼯法は、プレート⽌⽔構造により、従来技術のアンカー頭部耐久性の最⼤の弱点であった
⽀圧板背⾯⽌⽔構造をなくしたことで、アンカー頭部背⾯調査を不要にしている。さらに、グリースレスの透明キャップにより、頭部詳細調査(頭部キャップ取外し、グリース除去、露出調
査、グリース再充填)が不要なことから、頭部調査の作業⼿間が減り、省⼒化できる。これらにより、従来技術に⽐べて、メンテナンスの頭部調査労⼒が約 90％縮減の省⼒化効果を有する。
⑦ アンカーのライフサイクルコスト 30％縮減により、経済性向上≪キーワード：経済性≫
プレート⽌⽔構造･透明キャップ･グリースレス定着具という新しい 3 構造の採⽤により、保全段階のアンカー調査⼿間がほとんどなくなる。これにより、本⼯法の建設段階コストを含む
ライフサイクルコストは、従来技術に⽐べて、約 30%縮減可能な経済性を有する。
⑧ 新しい頭部構造により、頭部処理⼯の省⼒化と施⼯性が向上≪キーワード：施⼯性≫
従来技術の頭部処理作業は、⽀圧板背⾯アンカー孔内作業のシース切断と⽌⽔ゴム設置、および頭部グリース充填や、保全段階の劣化グリース交換などにより、作業⼿間が掛かるものである。本⼯法は、プレート⽌⽔構造とグリースレスにより、これらが不要になることから、施⼯性がより向上する。具体的には、頭部処理⼯の背⾯処理 0.16 ⽇/本がゼロで、前⾯処理 0.08
⽇/本のみになるので、作業⼿間が 1/3 に省⼒化できる。
⑨ 頭部グリースレス化により、CO2 排出量 19.25kgC/kg の削減効果で環境保全≪キーワード：環境性≫
従来技術で必要であった⽯油製品の頭部グリース充填のゼロ化で、グリース基油精製に必要な化⽯燃料利⽤と劣化グリース廃棄物の焼却がなくなる。これに伴い、エネルギー消費や地球温暖化の低減に寄与できることから、環境保全の CO2 削減に貢献できる。CO2 削減効果 kgC は、
設計供⽤期間 50 年(グリース交換 5 回)で、グリース単位重量の 19.25kgC/kg で算出する。
なお、グリースの製造過程と廃棄過程の CO2 排出量は、資源エネルギー庁 総合エネルギー統
計※1 と経済産業省 令和 3 年度委託調査報告書※2 をもとに算出している。

─────────────────────────────────────────────────（注）1. https://www.enecho.meti.go.jp/statistics/total_energy/xls/stte_039.xlsx の潤滑油(=グリース)を参照のこと。
2. https://www.meti.go.jp/meti_lib/report/2021FY/000365.pdf の p1 の潤滑油燃料 60 万 kL、CO2 発⽣ 162 万トンより、計算している。
3. グリース⽐重は、ρ=0.91 である。

- 15 -

1.4 ⽤ 途
本⼯法は、⼟⼯構造物･⼀般構造物の各種構造物の安定確保、不安定地盤の補強･強化など、幅広い分野での使⽤が可能である。使⽤にあたっては、アンカー定着構造物の⽬的、重要度、
許容変位、およびアンカー体地盤の特性に応じて設計･施⼯･維持管理計画を検討する。
【解説】(1) ⼀般にアンカーは、⼟⼯構造物分野の道路のり⾯･斜⾯の防災対策、急傾斜地崩壊防⽌対策、
地すべり防⽌対策、擁壁等の各種構造物の補強、および⼀般構造物分野の橋梁下部⼯や鉄塔基礎の安定対策、構造物浮上り防⽌、港湾･漁港地域の構造物安定対策、建築構造物の耐震化等に使⽤されている。本適⽤事例の概念図を図-1.4.1〜図-1.4.5 に⽰す。同図に⽰すように、本⼯法
は、⼀般に使⽤されるアンカーに⽐べてより耐久性が⾼いものであるが、適⽤分野に他のアンカーと変わる特別なものはなく、⽕⼭などの⾼地熱地盤を除いた、適正な防⾷構造Ⅱ(⼀般環境)または防⾷構造Ⅲ(塩害環境)、防⾷構造Ⅲ(酸性⼟環境)を有する仕様を⽤いて、種々の適⽤
分野に使⽤可能である。
(2) 本アンカーのテンドンは、硅砂付着 ECF テンドンを使⽤し、PC 鋼より線のエポキシ樹脂厚0.4mm〜1.2mm(平均厚 0.6mm)としており、本効果により、海⽔の⾶沫帯環境下で 100 年以上の耐⾷性を有している。このテンドン構造にて⾼耐久性という完全な防⾷構造であることから、補強構造物に対して⻑期的に安定したアンカープレストレスを保持することができる。さらに、
アンカー体では、グラウトにせん断ひび割れが⽣じても 0.4mm 以上のエポキシ樹脂厚で⼗分な耐⾷性が得られ、かつ硅砂付着 ECF テンドンは、アンカー体グラウトとの降伏付着強度が普通
PC 鋼より線に⽐べて、1.5 倍以上でグラウトひび割れが⽣じ難くになっている。
(3) 本アンカーの使⽤にあたっては、アンカー定着構造物の⽬的、重要度、許容変位およびアンカー体地盤の特性に応じた適正な設計･施⼯を⾏うことが重要である。アンカープレストレス Pe
が設計アンカー⼒ Td より⼩さい場合、設計アンカー⼒ Td の実作⽤時に、構造物変位が構造物
変位⽅向⾓θとアンカー傾⾓αの合成⾓βの余弦逆数(1/cosβ)と、⾃由⻑ Lf に⽐例して⼤きくなるので、⼟⼯構造物や⼀般構造物の許容変位との照査が必要になる。アンカー設計供⽤期間を通して、これらの安定性･許容変位などで構造物が安全性･供⽤性･修復性で適正となるように
設計･施⼯や維持管理計画を実施する必要がある。

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(b)擁壁の安定(a)のり⾯の安定(c)湛⽔斜⾯の安定(d)⼤規模地すべりの抑⽌図-1.4.1 ⼟⼯構造物の適⽤事例(a)橋台の耐震(b)⼭岳橋台の安定図-1.4.2 橋梁下部⼯構造物の適⽤事例(a)ダムの耐震(b)半地下構造物の浮⼒安定
図-1.4.3 その他構造物の適⽤事例- 17 -

(a)ブロック岸壁の安定(b)嵩上げ岸壁の安定(c)ケーソン岸壁の安定(d)⽮板岸壁の安定(e)防波堤の機能強化(f)防潮堤の機能強化

図-1.4.4 岸壁･護岸等の港湾･漁港構造物の適⽤事例(a)建築物の耐震(b)レーダーの耐震図-1.4.5 建築物･塔状の縦⻑構造物の適⽤事例- 18 -(c)⾵⼒発電の安定

1.5 ⼯法選定本⼯法の選定は、本⼯法の特性･特⻑を考慮し、対象構造物･適⽤環境･地盤条件･適⽤必要抑⽌⼒･設計アンカー⼒･アンカー⻑･保全段階メンテナンスを含めた経済性などを考慮した検討を⾏って、適正に実施する。
【解説】(1) 本⼯法の⼟⼯構造物を対象とした安定対策は、図-1.5.1 に⽰すように、抑⽌⼯と抑制⼯に分類され、種々のものがあるが、この中で⼀般にアンカー⼯･ボルト補強⼯･抑⽌杭⼯･排⼟⼯
が⼯法⽐較されることが多い。これらを概略⽐較すると表-1.5.1 に⽰すようになる。
アンカー⼯は、もっとも容易に⼤きな抑⽌⼒が得られ、施⼯性や⼯期･経済性で優位である。
対象構造物にプレストレスを与える対策⼿法のため、変位ゼロが可能な点でも他の⼯法と異なる優れた特徴である。
抑止工※ボルト補強⼯は、切⼟補強⼟⼯法や地⼭補強⼟⼯法と同義語である②ボルト補強工③抑止杭工（鋼管杭、場所打杭、深礎杭）アンカー付抑止杭工

抑制工

土工構造物の安定対策①グラウンドアンカー工④排 土 工
押え盛土工
軽量盛土工
地下水排除工（水平ﾎﾞｰﾘﾝｸﾞ、集水井、排水ﾄﾝﾈﾙ）
地表水排除工（排水工、ｼｰﾄ仮設被覆）

図-1.5.1 ⼟⼯構造物の安定対策⼯
表-1.5.1 ⼟⼯構造物の安定対策⼯の概略⽐較
⼯法①アンカー⼯②ボルト補強⼯

抑⽌機構

堅固な不動地盤にアンカー体を設置し、プレストレスで構造物や移動⼟塊の安定性確保

地盤変形に伴い補強材に引張⼒が発⽣して、すべり抑⽌検討課題･アンカー範囲⽤地･アンカープレストレス･ボルト傾⾓･変形許容性

すべり抑⽌規模

⼩〜中〜⼤

経済性

優

位

⼩
優

位

③抑⽌杭⼯

④排⼟⼯

鋼管杭や深礎杭
崩壊部･移動部のの有する曲げ抵
撤去、上部⼟塊撤抗の抑⽌⼒です
去により荷重軽減
べり抑⽌･⽤地交渉･買収･杭の設置効果･施⼯⽤機械設備
･掘削⼟処理･全体⼯事期間･全体⼯事期間中〜⼤⼩〜中〜⼤排⼟のみは安価
全体でやや⾼価
⼀般に⾼価(地域差が⼤きい)(2) アンカー⼯とボルト補強⼯の概念を図-1.5.2、特徴の概略⽐較を表-1.5.2 に⽰す。両者の⼤きな相違は、アンカー
⼯は抑⽌⼒が⼤きいこと、抑⽌⼒を地盤にプ
レストレスで作⽤させること、アンカー体を設置する N 値 30 以上の堅固な地盤が必要なことである。
⼀⽅、ボルト補強⼯(a)アンカー⼯(b)ボルト補強⼯
図-1.5.2 アンカー⼯とボルト補強⼯の概念- 19 -

は、ボルト全⻑がグラウトと完全付着であり、ボルト配置が地盤の伸⻑ひずみ⽅向と同⼀の場合にのみ最⼤となる抑⽌⼒が発揮できる。ボルト傾⾓と伸⻑ひずみ⽅向が⼤きく異なる場
合は、補強効果が⼗分に得られないので、設計では留意が必要である。
表-1.5.2 アンカー⼯とボルト補強⼯の特徴の概略⽐較
項 ⽬
概 要
補強効果
地盤固着
補 強 材
鋼材防⾷
崩壊厚さ
補強材⻑

①アンカー⼯・プレストレスありで変形抑⽌・プレストレスなしで変形抑制
・アンカー体テンドンはグラウト ・ボルト全⻑はグラウトで地⼭で地⼭固着
固着
地盤変形による補強効果
変形ゼロの抑⽌効果(有効範囲が限定される)
アンカー体で摩擦固着
全⻑で摩擦固着テンドン(PC 鋼より線で構成)
ボルト（異形鉄筋）【降伏強度が鉄筋の 4.6 倍】
エポキシ被覆最⼩厚 0.4mm
亜鉛めっきと腐⾷代の防⾷
塩分環境で設計耐⽤年数 100 年
最⼤ 80m 程度
最⼤ 3.0m 〜4.0m

最⼤抑⽌⼒

最⼤ 80m 程度
のり⾯適⽤：1.5m 〜5.0m
構造物適⽤：1.5m 〜
Tm=4,000kN/m 程度

耐久年数

⼀般⼯法で 50 年程度

設置間隔②ボルト補強⼯

標準：5.0m (最⼤：7.0m)
1.0m 〜1.5m
Tm=200kN/m 程度
ナット部防⾷で 30 年程度
ナット：HDZT49(旧名 HDZ35)(3) ボルト補強⼯は、ボルト傾⾓αと地盤の伸⻑ひずみ ε3 ⽅向が⼤きく異なる場合に留意点となるが、これは具体的に、次に⽰すように補強効果の低減係数λおよびボルト傾⾓αとすべり⾓θの合成⾓βの関係で表される。
ボルト補強の⼀般的な設計式は簡易解に基づくものであり、式(1.5.1)が⽤いられ、この補強効果をη0 で表す。同式はグラウンドアンカーの設計式と同⼀で、実際にはプレストレス作
⽤時に有効なものである。ボルトにはアンカープレストレスがないことから、地盤の伸⻑ひずみ ε3 に応じてボルト引張⼒が作⽤し、これが地盤変位を抑制する補強⼒になる。
■設計式(簡易解)
Pr＝Fsp･D − R0 ≤ Td･η0＝Td･(cosβ+sinβ･tanφ) ･･･(1.5.1)■設計式(厳密解)
Pr＝Fsp･D − R0 ≤ Td･ηe＝Td･(cosβ+sinβ･tanφ)･(2cos2(45−β+φ/2)+sinν−1)/(1+sinν)■補強効果の低減係数 λλ ＝ ηe / η0 (＝ 0.7) ･･･(1.5.3)
ここに、･Pr ： 必要抑⽌⼒･Fsp ： 計画安全率･D ： 滑動⼒･R0 ： 抵抗⼒
･Td ： 設計補強⼒･η0 ： 簡易解の補強効果･ηe ： 厳密解の補強効果･α： ボルト傾⾓･θ： すべり⾓･β： ボルト傾⾓とすべり⾓の合成⾓ (=α+θ)･φ ： 内部摩擦⾓･ν： ダイレイタンシー⾓ (=φ/3)【出典】 東京⼤学名誉教授 ⿓岡⽂夫「地⼭補強⼟⼯法による斜⾯の安定化」- 20 -･･･(1.5.2)

式(1.5.2)は、地盤の伸⻑ひずみ ε3 を考慮した厳密解の設計式であり、この補強効果をηeで表す。⼀⽅、ボルト補強⼯の設計では、補強効果の低減係数λ=0.7 が使⽤されており、これは式(1.5.3)のλ＝ηe/η0 となるので、同式の計算結果λ≧0.7 がボルト設計式の適⽤範囲になる。
図-1.5.3 にボルト傾⾓αとすべり⾓θの関係、図-1.5.4 に合成⾓βに対する補強効果の低減
係数λの変化程度を⽰す。同図から、ボルト設計の低減係数λ=0.7 の場合の式(1.5.1)の適⽤
範囲は、β=35〜85°となるので、ボルト補強設計ではこの点に留意が必要である。また、
NEXCO 切⼟補強⼟⼯法設計･施⼯要領、参図 4.1.2(3)にても同様な整理がなされている。
なお、ボルト補強⼯の中で、キャップナットを使⽤した HD ボルト⼯法は、頭部キャップ
内へのグリース充填が不要で、耐久性と経済性がもっとも⾼くなっている。

図-1.5.3 ボルト傾⾓αとすべり⾓θ

図-1.5.4 補強効果の低減係数 λ の変化(4) 本⼯法の⼀般構造物を対象とした安定対策は、図-1.4.2〜図-1.4.5 に⽰したように、構造物が橋梁下部⼯･岸壁･建築物など幅広いものであり、構造物が重⼒式であれば外的安定での滑動･転倒･⽀持⼒の安定性確保、杭式であれば杭の限界応⼒内制御、半地下構造物であれば楊
⽔圧への浮上安定確保がおもな⽬的になる。これらの場合、⽐較する他⼯法には、増重量の増厚⼯･増抵抗や⼟圧低減の地盤改良⼯･⼟圧低減の背⾯軽量⼟⼯･増抵抗の鋼管杭⼀体化⼯などが考えられる。⼯法選定では、安全性･施⼯性･使⽤性･修復性･ライフサイクルコストの経済性･保全管理性などを含めて適正な⽐較を実施する。

- 21 -

1.6 構 成
アンカーは、テンドンに作⽤するプレストレスを⼟⼯構造物や⼀般構造物に伝達して、荷重作⽤時の変位をゼロもしくは極⼩にして、安全性や変位挙動･相対変位によって⽣じる構造的な課題を解決するものであり、テンドン･頭部･⾃由⻑･アンカー体の 4 部材の構成からなる。
本⼯法の基本構成は、これと同様であるが、アンカーの耐久性･⾼降伏付着強度･過荷重アン
カー⼒減調整機能性･プレート⽌⽔構造による耐⽔圧性･透明キャップとグリースレス定着具によるメンテナンス性向上という点で、従来アンカーより優れたものとなっている。
【解説】(1) アンカーは、図-1.6.1 の構造構成に⽰すように、⼀般にテンドン･頭部･⾃由⻑･アンカー体の 4 部材からなり、構造物⾯の受圧体に頭部となる定着具(くさび･アンカーヘッド･ナット)を設けて、そこにテンドンを定着する。頭部と正対側でのテンドンの地盤内固着は、アンカー体と呼ぶものを堅固な地盤(N 値≧30)に設け、その間の⾃由⻑のテンドン伸縮で構造物にプレス
トレスを作⽤させる。なお、従来アンカーは、同図に⽰すように、⽀圧板背⾯に⽌⽔ゴムなどの⽌⽔部材を配置した背⾯⽌⽔構造となっている。本⼯法は、プレート⽌⽔構造であり、図1.3.1 に⽰したように⽀圧板内への⽌⽔ゴム設置構造である。
⽀圧板
グリース
頭部キャップ

背⾯⽌⽔構造グラウト

シース

パイロットキャップ

テンドン

テンドン
くさび
アンカーヘッド
ナット

⾃由⻑

頭部

⾃由⻑

削孔⻑
アンカー体⻑

全⻑がテンドン

先端⻑

アンカー体

※定着具は、くさび･アンカーヘッド･ナットの総称である。

図-1.6.1 ⼀般的なアンカーの構造構成(2) 頭部は、⼀般に頭部キャップ･グリースまたはグリースレス･定着具･⽀圧板･プレート⽌⽔構造または背⾯⽌⽔構造からなり、テンドン定着とアンカー⼒調整、現場環境からの定着具の防⾷･保護機能を有する。本⼯法は、透明キャップとグリースレス定着具が基本構成であり、従来アンカーと同様にグリース充填のタイプも選択可能である。
(3) ⾃由⻑は、テンドンがシース内で⾃由に動いて定着具からのアンカー⼒を⼩摩擦損失でアンカー体に伝達する部位および⻑さで、⽀圧板＋受圧体の⻑さを頭部⾃由⻑ Lfh、地盤内を地
盤部⾃由⻑ Lfg という。テンドンは、⾃由⻑グラウトから⾮付着状態(アンボンド)にするため、シースで被覆する。本⼯法は、シースとテンドン間にグリースを充填して⾃由⻑部で無空隙状態とし、頭部側での腐⾷因⼦になる通⽔を本部位で完全に遮断している。なお、⾃由⻑部
位のテンドンのＰＣ鋼より線は、エポキシ樹脂･グリース･シース･グラウトの 4 重防⾷構造で保護され、本部位では通⽔可能な空隙がない状態で⾼耐⾷となっている。
(4) アンカー体は、テンドンをグラウト付着と地盤摩擦の抵抗で地盤に固着する部位で、テン
ドンとグラウトとの降伏付着強度が⼤きければグラウトのせん断ひび割れが少なくなり、アンカー体の安全性がより向上する。アンカー体では、アンカープレストレスがテンドンからグ- 22 -

ラウト境界⾯にせん断伝達され、さらにグラウトから地盤境界⾯にせん断伝達される。当該部の挙動は、テンドン･グラウト･地盤の 3 層 2 界⾯の境界値問題となっており、アンカー分類もアンカー体グラウトとの抵抗機構で引張型･圧縮型･分散型の 3 種類、施⼯地盤の特性も種々のものがあるため、厳密な相互作⽤挙動は複合的である。この点が、両端に定着具を有する PC橋梁などの PC 構造物と異なっており、アンカー挙動が複雑になる要因となっている。
アンカー体のせん断伝達に伴う抵抗⻑さ関係は、アンカー体引張型で、グラウト付着⻑＝地盤摩擦⻑、アンカー体圧縮型の⼀般的な傾向で、グラウト付着⻑＜地盤摩擦⻑、アンカー体分
散型の各拘束具間で、グラウト付着⻑＜地盤摩擦⻑となっており、アンカー体⻑は最⼩が 3.0m、最⼤が⼀般に 10.0m である。
なお、テンドン･アンカー体グラウト間のせん断付着強度は、⼟⽊学会コンクリート標準⽰⽅
書により降伏付着強度τby が設計⽤特性値とされ、この降伏付着強度τby は、グラウト供試体に単線テンドンを埋設して⾏う付着試験(引抜試験 JSCE-E736)で求めることができる。アンカー
体グラウトと地盤とのせん断摩擦強度は、降伏摩擦強度τgy･極限摩擦強度τgu で表される。このせん断摩擦強度は、現場でアンカー引抜試験を⾏うことにより、降伏強度や極限強度を求めることができる。
(5) 本⼯法のアンカー施⼯時の削孔⻑は、後述の図-3.1.1 に⽰すように、地盤部⾃由⻑ Lfg＋アンカー体⻑ LA＋先端⻑ L2d(結束部 50mm＋パイロットキャップ⻑ 200mm=250mm)となる。

1.7 適⽤条件
アンカー適⽤は、対象構造物、施⼯場所、対策範囲、現場環境、地盤状態、隣接構造物などを調査して適⽤条件を把握し、維持管理を含めた適正な検討を実施する。
【解説】(1) 対象構造物
アンカー適⽤の対象構造物は、⼟⼯構造物や⼀般構造物で種々あることから、対象構造物の安全性･安定性や変位抑⽌などの補強⽬的を⼗分に考慮して、アンカーの設計供⽤期間にわたる
耐荷性能･耐久性能の検討を⾏う。アンカー傾⾓範囲は、対象構造物により異なっており、⼀般に、⼟⼯構造物で 20〜45°、⼀般構造物で 20〜90°、台座付⼟留め構造物で 20〜60°の範囲が多い。アンカー傾⾓αは、傾⾓αと変位⽅向(すべり)⾓ θ または構造物変位⽅向⾓ θ の合
成⾓β=α+θ が 90°以下になるように設定するのが、設計合理性が得られやすい。
(2) 施⼯場所
アンカーの施⼯は、⽐較的狭隘な箇所でも⼩規模の施⼯機械で施⼯が可能であることから、施⼯場所の融通性が⼀般的に⾼い。削孔機の上空制限は、ケーシング継⾜し･取外しの作業⾼を考慮する。使⽤材料は、テンドンが⻑尺ものであることから、現場内運搬やアンカー建込み･挿⼊での留意が必要である。アンカー体圧縮型は、アンカー体の定着具が⻑尺で重量物になり、
ラフテレーンクレーンが必要になることがあるので、狭隘な箇所での運搬やアンカー設置に留意が必要になる。
(3) 対策範囲
アンカーの対策範囲は、必要かつ⼗分なものとし、対象構造物の規模や地盤条件を考慮して、必要に応じて設計範囲の区間分割を⾏う。区間分割を⾏った際は、必要抑⽌⼒が⼤きいものを- 23 -

⼩さい側に段階的に振分けるなどで、設計上で安全側になるように配慮する。
(4) 現場環境
アンカーは、現場環境に応じた適正な防⾷構造を選定する。⼀般的な環境では、防⾷構造Ⅱ(⼀般環境)を適⽤する。海上･海岸、海岸近傍や凍結防⽌剤散布地域で道路橋⽰⽅書の塩害対策
S 区分とⅠ区分に該当する塩害環境地域では、⾶来塩分による亜鉛めっきの消失が⼤きくなるので、防⾷構造Ⅲ(塩害環境)を適⽤する。地盤が酸性⼟では、防⾷構造Ⅲ(酸性⼟環境)を適⽤する。
(5) 地盤状態
アンカー適⽤の地盤状態は、アンカープレストレスに対して、永続的な安定を保持する必要がある。このため、アンカー受圧体の背⾯地盤は地震時に液状化しないことが重要事項である。
液状化を除けば、アンカー受圧体の背⾯地盤は、許容⽀持⼒を満⾜することで沈下などに対して安全となる。アンカー体は、アンカーグラウトからのせん断応⼒作⽤に対して、地盤緩み影
響が極⼩で安定的な、N 値が N≧30 の堅固な地盤に設置する。
地盤調査の岩盤評価区分とアンカー体摩擦強度の岩盤区分は⼀般に異なっていることが多い
ので、設計にあたっては留意が必要である。アンカー体設計では、地盤調査結果の N 値 50 以
下の⾵化岩などは、礫質⼟または砂礫と評価して摩擦強度を設定する。岩盤の換算 N 値で 150以上は軟岩の摩擦強度を設定する。新第三紀の堆積岩などは、摩擦強度が低いことがあるので、設定の際は留意する。
⼀⽅、我が国では⻩鉄鉱含有⼟(泥岩･シルト岩･⾴岩･⽕砕岩･⽕⼭岩･⽚⿇岩･⽚岩･蛇紋岩など)が広く分布していることから、⻩鉄鉱による硫酸⽣成の影響を受けて、のり⾯･斜⾯がpH=2.0〜5.0 の酸性⼟を呈することがある。亜鉛めっきは pH=6.0 以下で消失が加速度的に⼤きくなる。テンドンには耐酸性が必要になる。このような酸性⼟のり⾯では、防⾷構造Ⅲ(酸性⼟環境)を適⽤したアンカー頭部構造とする。なお、温泉地･⽕⼭性地盤などの特殊な地熱環境
下では、使⽤するアンカー体のグラウトまたは樹脂グラウトの劣化が懸念されるため、地熱と地質化学成分による品質影響を把握した上で⼗分な検討を⾏う。
(6) 隣接構造物
アンカーの施⼯範囲は、建築物･地下構造物･杭基礎などの隣接構造物の影響を避けて、適正なアンカー施⼯精度を考慮した上で設定する。特に、アンカー体は、アンカープレストレスが作⽤するので、構造物から影響を受ける近接範囲は避けるようにする。⼀⽅、構造物に影響を与えないアンカー体近接距離は 1.5m 程度以上である。アンカー設置範囲が建設⽤地外となる場
合は、⽔平⾓や傾⾓というアンカー打設⾓の変更での⽤地内設置を基本とする。アンカーが⽤地外となる場合は、その範囲の区分地上権設定や⽤地買収などの検討が必要になる。
なお、のり⾯安定などでアンカー対策とともに、地下⽔排除⼯の⽔平ボーリングを併⽤する
場合は、⽔平ボーリング施⼯によるアンカー破断を避けるため、⽔平ボーリングを先⾏施⼯する。アンカー施⼯により⽔平ボーリングからグラウト流出が⾒られた場合は、近傍アンカー施⼯後に⽔平ボーリングの孔内洗浄を実施する。

- 24 -

第2章 調査･維持管理計画

2.1 現場調査
現場調査は、アンカー計画の基本となるものであり、アンカー補強対象の⼟⼯構造物や⼀般
構造物の状態、周辺状態、現場環境、地形･地質、地盤調査関係などで、設計･施⼯前に必要な調査を⾏う。また、設計段階では、設計供⽤期間での現場条件に応じた維持管理の計画も実施する。
【解説】
現場調査は、アンカー計画の全体を確認するために実施するものであり、事前に、設計･施⼯が適正に実施できるように⾏う。おもな調査項⽬は、次の通りである。
･補強対象構造物とアンカー計画範囲･構造物の周辺状態と⽴地状態･現場環境(道路･交通･隣接建物･⼤気･気象など)･地表･埋設物などのアンカー施⼯の⽀障物･地形･地質の資料収集･地盤調査有無と必要性評価･ボーリング調査の必要性評価･アンカー施⼯性･施⼯⽅法･関連法規･周辺地区でのアンカー施⼯実績

2.2 地盤調査
地盤調査は、対象構造物やアンカーの施⼯範囲でボーリング調査や弾性波探査などを⾏い、
アンカー設計･施⼯に必要な地盤構成･地質状況･設計⽤地盤定数を求めるものであり、地盤条
件を適正に把握する。
【解説】(1) ⼟⼯構造物や⼀般構造物のアンカー補強対策で⼀般的に実施する地盤調査は、現地踏査･ボーリング調査･弾性波探査などである。おもな調査項⽬は、次の通りである。
･⽂献での現場地質状況･現地踏査での地質状況（必要に応じて、携帯 pH 測定器による pH 調査を実施）･ボーリング調査（地盤地質の分布･構成、⼟質･岩種区分、標準貫⼊試験 N 値、RQD）･地下⽔分布状況･弾性波探査･物理･⼒学試験（単位体積重量、内部摩擦⾓、粘着⼒）･酸性⼟分析試験
･設計⽤地盤定数の提案(2) 我が国では､⻩鉄鉱含有⼟(泥岩･シルト岩･⾴岩･⽕砕岩･⽕⼭岩･⽚⿇岩･⽚岩･蛇紋岩など)が広く分布していることから、⻩鉄鉱による硫酸⽣成の影響を受けて、切⼟後にのり⾯が pH=2.0〜5.0 の酸性⼟を呈することがある。現場で酸性⼟になる地盤の存在が想定される場合には、地- 25 -

表⾯を⽔分で浸して、pH 測定器により地盤 pH 値の確認を⾏う。酸性⼟を呈する場合は、アンカーのテンドンのエポキシ樹脂被覆は、本⼯法と同様の 0.4mm 以上とし、頭部部材は防⾷構造
Ⅲ(酸性⼟環境)とする必要がある。
(3) 設計⽤地盤定数の評価で、岩盤の内部摩擦⾓φと粘着⼒ c を地盤調査結果の N 値から推定する場合は、粘着⼒ c がかなり⼤きく評価されることに留意する。この理由は、参考とする N 値とφ･c の関係図が構造物直接基礎⽤の岩盤ブロックせん断試験に基づくデータを採⽤しているためである。のり⾯･斜⾯の⼟⼯構造物では、地盤･岩盤の種類とのり⾯勾配などの関係で、経験的な知識がもとになっているので、これを考慮して地盤定数評価を⾏う必要がある。
(4) のり⾯･斜⾯の⼟⼯構造物安定性は、のり⾯･斜⾯の勾配と、現場の岩盤の層理･節理･割れ⽬の⽅向性、⾵化程度に密接に関係しており、さらに降⾬などによる地下⽔位変動や地震履歴を受けた状態に依存するものなので、⼟⼯構造物安定解析の設計では、留意が必要である。安定対策の設計では、例えば急傾斜地崩壊防⽌検討などの事例では、粘着⼒逆算法が⽤いられ、現状斜⾯勾配の現状安全率を安定度に応じて Fs0≦1.0 にして粘着⼒ c を逆算する⽅法、または斜⾯に⼟砂･岩盤⽤の標準のり⾯勾配を適⽤して、その平均勾配の現状安全率を Fs0＝1.2 にして粘着⼒ c を逆算する⽅法が⽤いられる。
(5) アンカー体設置は、アンカーグラウトからのせん断応⼒作⽤に対して、地盤緩み影響が極⼩で安定的な、N 値が N≧30 の堅固な地盤に⾏い、適正に設置余裕を有した配置計画とする。

2.3 地すべり調査
地すべり調査は、地すべりの特徴を踏まえ、地形判読、ボーリング調査や変動計測調査、地下⽔位調査などを⾏い、アンカー設計･施⼯に必要な地すべり挙動の⼟塊範囲･⼟塊層厚･すべり⽅向･不動岩盤状況を調べるものであり、これにより地すべり状況を適正に把握する。
【解説】(1) 地すべり分類は、おもに岩盤地すべり、⾵化岩地すべり、崩積⼟地すべり、粘質⼟地すべりの 4 種類がある。地すべりが発⽣しやすい地質は、崩積⼟･第三紀堆積軟岩･結晶⽚岩･蛇紋岩などであり、すべり⾯はおもに粘性⼟となっている。地すべり地の周辺地形は、⼀般に 5〜20°の緩斜⾯で、地すべり上部が台地状地形を呈することが多い。移動速度は、⽐較的⼩さく 0.01
〜10mm/⽇程度のものが多く、変位は断続的な挙動を伴って発⽣する。地すべり挙動は、⼀般に、地下⽔挙動と⼤きい相関性があるので、降⾬･融雪影響との関連性を考慮して観察することが重要である。
おもな調査項⽬は、次の通りである。
･地形判読･現地踏査での地形地質状況（滑落崖、地盤き裂、湧⽔箇所、すべり⽅向）･ボーリング調査（地質分布、すべり粘⼟、不動岩盤状況）･地下⽔分布状況（⽇降⾬･融雪と地すべり変位の関係）･地表･地中変位状況（変位量、すべり⽅向、すべり移動深度）･物理･⼒学試験（単位体積重量、すべり粘⼟の内部摩擦⾓･粘着⼒）(2) 地すべり範囲の抽出は、現地踏査の前段階で地形図や空中写真の判読で⾏う。地すべり調査
は、現地踏査･ボーリング調査･変動計測調査などを⾏って、地すべり範囲や規模･すべり⽅向･
移動速度･滑落崖の有無･地すべりの誘因と安定度を調査する。

- 26 -

(3) 地すべり安定対策の設計では、地すべりが特有の地質構造とすべり⾯強度に依存するため、粘着⼒ c と内部摩擦⾓φは室内試験によらず、例えば NEXCO 設計要領の事例では、粘着⼒ c
を地すべり層厚 D の関係から、c(kN/m2)=D(m)と設定し、内部摩擦⾓φを逆算する内部摩擦
⾓逆算法が⽤いられる。
(4) 逆算⽤の現状安全率 Fs0 は、地すべり滑動状態(停⽌中･滑動中)と地すべり分類で設定する。
地すべり停⽌中の現状安全率 Fs0 は、岩盤地すべり Fs0=1.10、⾵化岩地すべり Fs0=1.05〜1.10、崩積⼟地すべり Fs0=1.03〜1.05、粘質⼟地すべり Fs0=1.00〜1.03 である。地すべり滑動中の現状安全率 Fs0 は、岩盤地すべり Fs0=0.99、⾵化岩地すべり Fs0=0.95〜0.99、崩積⼟地すべり
Fs0=0.93〜0.95、粘質⼟地すべり Fs0=0.90〜0.93 である。地すべりの停⽌中･滑動中の現状安全率の差は、0.10 程度が採⽤されている。

2.4 維持管理計画
アンカーの維持管理は、構造物設計供⽤期間の補強対策アンカーに対して、必要なアンカー
プレストレスの持続的な耐荷性能維持を⽬的に、定期点検･健全性調査･予防保全などを実施するものであり、設計段階から適正な維持管理を計画する。
【解説】(1) アンカーは、⼟⼯構造物や⼀般構造物の設計供⽤期間で、構造物の安全性が確保可能なアン
カープレストレスを適正に保持する必要があることから、定期点検･健全性調査･予防保全などを通じて耐荷性能維持を図る必要がある。なお、アンカーの維持管理⽅法の詳細は、第 6 章維
持管理を参照されたい。
定期点検の頻度は、1 回/5 年程度、健全性調査は、アンカー点検の診断措置をもとに所要ア
ンカーに対して⾏う。予防保全は、健全性調査結果から、テンドンを除く部材が、耐荷性能維
持に係る何らかの損傷･劣化を受け、交換が必要と判断された部材を取替える補修措置などで、アンカーの耐荷性能損失が⽣じないように、事前に交換可能部材の機能回復を⾏うものである。
なお、アンカー主部材となるテンドンの耐荷性能･機能が著しく損傷している場合は、交換が不可能なので、対象構造物の安全性を評価した上で、必要に応じて更新を⾏う。
(2) 定期点検は、外観⽬視、打⾳検査、受圧体･構造物･周辺地盤の状況把握などを⾏い、変状を確認する。外観⽬視は、近接にてアンカー頭部の変状を把握するとともに、同時に、⽀圧板の打⾳検査や受圧体変状の把握を⾏う。頭部キャップからのグリース漏出や⽔滲出が確認された場合は、グリース劣化や定着具腐⾷が想定されるので留意が必要である。アンカー頭部や受圧体に変状が⾒られた際は、構造物や周辺地盤の点検･確認を必ず⾏い、全体的な変状の有無や程度を把握する。
(3) 健全性調査は、おもに頭部詳細調査(頭部露出調査)･頭部背⾯調査･アンカー⼒調査を⾏い、
アンカー定着具と⽀圧板背⾯の腐⾷･劣化状態、およびアンカープレストレスのレベルや設計アンカー⼒との関係を確認･把握する。本⼯法は、透明キャップとプレート⽌⽔構造を基本構成部
材にしていることから、アンカー頭部調査では頭部の外観調査のみで良く、他アンカー⼯法で必要な調査作業の、頭部保護撤去･頭部詳細調査(頭部露出調査)･頭部背⾯調査･頭部修復⼯が不要になり、保全管理での優位性を有する。

- 27 -

第3章 使⽤部材

3.1 アンカー規格と部材規格
本⼯法は、適正な設計のもとで、所要のアンカー規格を選定して、それに適合する部材規格を組合せたものを使⽤し、適正な管理に基づく施⼯を⾏い、構造物の補強対策に供⽤する。
【解説】(1) EHD アンカーHP ⼯法は、アンカーのテンドンに硅砂付着 ECF テンドンを使⽤したアンカ
ー規格と関連の部材規格からなる構成としている。構造部材構成を図-3.1.1、部材形状と⼨法記
号⼀覧を表-3.1.1 に⽰す。同表に⽰すように、本⼯法に使⽤の頭部キャップは、透明キャップ(C グレード)･5 窓キャップ(W5 グレード)･下 1 窓キャップ(W1 グレード)･アルミキャップ(G グレード)の 4 種類である。
標準的に使⽤のキャップは、樹脂製透明キャップのグリースレスであり、本キャップはドロー
ンや双眼鏡での遠望⽬視により、キャップ内部の定着具の状態が観察可能である。透明キャップ
は、変形しやすく落⽯衝撃エネルギーの吸収性能が⼤きいことから、アルミ製頭部キャップに⽐べて衝撃吸収性能が 2 倍程度優れる傾向がある。なお、静的な作⽤⼒に対しては、アルミ製頭部
キャップに⽐べて 60%程度の耐⼒となる。
５窓キャップと下 1 窓キャップは、豪雪地(積雪深 2.0〜4.0m)の融雪沈降⼒からの防護対策⽤に定着具全周をアルミキャップで被覆する形態であり、これもグリースレスで使⽤する。
なお、G グレードのアルミキャップは、キャップ内にグリース充填を希望するユーザーに提供するものである。ただし、当該グレードは健全性調査でグリース撤去･修復が作業⼿間になることに留意する。
(2) アンカー規格と部材規格⼀覧を表-3.1.2、構成部材の材料⼀覧を表-3.1.3 に⽰す。
なお、本⼯法のグレード選択を対象とした、アンカー調査の調査歩掛⽐較を、後述の表-6.3.3に⽰しているので、参考にされたい。

- 28 -

※頭部キャップ内のくさび･アンカーヘッド･ナットをまとめて、定着具という。

(a) 構造部材の全体構成
⾃由⻑Lf

緊張余⻑Lf0
緊張部⻑L1

ジャッキ

先端⻑L2dパイロットキャップ

先端部⻑L2テンドン

定着プレート

⽀圧板

受圧体

緊張固定部

アンカー体⻑LA

シース

定着具

テンドン

緊張

地盤

地盤

(b) 緊張･定着状態の頭部詳細

スペーサ(c) アンカー体の先端詳細

図-3.1.1 EHD アンカーHP ⼯法の構造部材構成
表-3.1.1 EHD アンカーHP ⼯法の部材形状と⼨法記号⼀覧
1. 頭部キャップ
1.1 透明キャップ

1.2 5 窓キャップ

1.3 下 1 窓キャップ

1.4 アルミキャップ(C グレード)(W5 グレード)(W1 グレード)(G グレード)

2.2 くさび ECF15.2

2.3 アンカーヘッド

2.4 ナット

3.2 押え板

3.3 ⽌⽔ゴム

──

2.定着具
2.1 くさび ECF12.7

3.プレート⽌⽔構造
3.1 ⽀圧板

──

4.その他
4.1 余⻑キャップ

4.2 配列スペーサ- 29 -

4.3 スペーサ

4.4 ﾊﾟｲﾛｯﾄｷｬｯﾌﾟ表-3.1.2(1) アンカー規格と部材規格⼀覧
項 ⽬
1.アンカー

規格(1)テンドン種類──(2)テンドン組合せ
2.頭 部
2.1 頭部キャップ(1)透明キャップ(C グレード)(2)5 窓キャップ(W5 グレード)(3)下 1 窓キャップ(W1 グレード)(4)アルミキャップ(G グレード)
2.2 定着具(1)くさび(2)アンカーヘッド(3)ナット(4)最⼩嵌合⻑
2.3 プレート⽌⽔(1)⽀圧板(2)押え板(3)⽌⽔ゴム

2.4 その他(1)余⻑キャップ(2)配列スペーサ

3.⾃由⻑,ｱﾝｶｰ体(1)⾃由⻑シース(2)スペーサ(3)パイロット
キャップ(4)注⼊ホース──EHD5-1H
硅砂付着
ECF12.7
φ12.7-1

アンカー規格と ECF12.7 部材規格･形状⼨法
EHD5-2H EHD5-3H EHD5-4H EHD5-5H EHD5-6H
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
ECF12.7
ECF12.7
ECF12.7
ECF12.7
ECF12.7
φ12.7-2
φ12.7-3
φ12.7-4
φ12.7-5
φ12.7-6

EHD5-7H
硅砂付着
ECF12.7
φ12.7-7

規格
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
規格
規格
H1
D1
H0
D0
L0

S型
230
236
202
230
236
202
235
220
190
200
220
190
G501
ECF12.7
65
φ50
55
φ68
12

S型
230
236
202
230
236
202
235
220
190
200
220
190
G502
ECF12.7
85
φ88
65
φ108
12

S型
230
236
202
230
236
202
235
220
190
200
220
190
G503
ECF12.7
85
φ88
65
φ108
18

S型
230
236
202
230
236
202
235
220
190
200
220
190
G504
ECF12.7
85
φ88
65
φ108
22

M型
250
273
239
250
273
239
265
265
230
200
265
230
G507
ECF12.7
105
φ108
75
φ138
24

M型
250
273
239
250
273
239
265
265
230
200
265
230
G507
ECF12.7
105
φ108
75
φ138
28

M型
250
273
239
250
273
239
265
265
230
200
265
230
G507
ECF12.7
105
φ108
75
φ138
32

規格
LPL
tPL
DPL
規格
Dp
Tp
規格
Dg
Tg

PL5-1
210
19
φ25
G501
φ73
12
G5-1
φ35
15

PL5-2
210
19
φ60
G504
φ113
12
G5-2
φ73
15

PL5-3
240
19
φ60
G503
φ113
12
G5-3
φ73
15

PL5-4
250
19
φ60
G504
φ113
12
G5-4
φ73
15

PL5-5
270
19
φ76
G507
φ143
12
G5-5
φ93
15

PL5-6
310
19
φ76
G507
φ143
12
G5-6
φ93
15

PL5-7
350
25
φ76
G507
φ143
12
G5-7
φ93
15

規格
L
D
規格
D
H

TC5
80
φ19.4
PS5-7
φ90
25

TC5
80
φ19.4
PS5-2
φ90
25

TC5
80
φ19.4
PS5-3
φ90
25

TC5
80
φ19.4
PS5-4
φ90
25

TC5
80
φ19.4
PS5-7
φ90
25

TC5
80
φ19.4
PS5-7
φ90
25

TC5
80
φ19.4
PS5-7
φ90
25

φ16.7
φ16.7
S5-5
S5-5
φ59
φ59
50
50
PC5-4
PC5-4
φ44
φ44
200
200
φ20
φ20
(⼨法単位：mm)

φ16.7
S5-5
φ59
50
PC5-4
φ44
200
φ20

φ16.7
S5-5
φ59
50
PC5-4
φ44
200
φ20

φ16.7
S5-5
φ59
50
PC5-7
φ53
200
φ20

φ16.7
S5-8
φ76
50
PC5-7
φ53
200
φ20

φ16.7
S5-8
φ76
50
PC5-7
φ53
200
φ20

D
規格
D
H
規格
D
L
D

- 30 -

表-3.1.2(2) アンカー規格と部材規格⼀覧
項 ⽬
1.アンカー

規格(1)テンドン種類──(2)テンドン組合せ
2.頭 部
2.1 頭部キャップ(1)透明キャップ(C グレード)──

アンカー規格と ECF12.7 部材規格･形状⼨法
EHD5-8H EHD5-9H EHD5-10H EHD5-11H EHD5-12H
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
ECF12.7
ECF12.7
ECF12.7
ECF12.7
ECF12.7
φ12.7-8
φ12.7-9 φ12.7-10 φ12.7-11 φ12.7-12

規格
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
規格
規格
H1
D1
H0
D0
L0

L型
261
318
284
261
318
284
270
320
285
200
320
285
G509
ECF12.7
115
φ148
80
φ186
26

L型
261
318
284
261
318
284
270
320
285
200
320
285
G509
ECF12.7
115
φ148
80
φ186
30

L型
261
318
284
261
318
284
270
320
285
200
320
285
G512
ECF12.7
115
φ148
80
φ186
32

L型
261
318
284
261
318
284
270
320
285
200
320
285
G512
ECF12.7
115
φ148
80
φ186
36

L型
261
318
284
261
318
284
270
320
285
200
320
285
G512
ECF12.7
115
φ148
80
φ186
38

規格
LPL
tPL
DPL
規格
Dp
Tp
規格
Dg
Tg

PL5-9
350
22
φ106
G512
φ191
12
G5-8
φ133
17

PL5-9
350
22
φ106
G512
φ191
12
G5-9
φ133
17

PL5-10
350
25
φ106
G512
φ191
12
G5-10
φ133
17

PL5-11
350
28
φ106
G512
φ191
12
G5-11
φ133
17

PL5-12
350
30
φ106
G512
φ191
12
G5-12
φ133
17

規格
L
D
規格
D
H

TC5
80
φ19.4
PS5-12
φ125
25

TC5
80
φ19.4
PS5-12
φ125
25

TC5
80
φ19.4
PS5-12
φ125
25

TC5
80
φ19.4
PS5-12
φ125
25

TC5
80
φ19.4
PS5-12
φ125
25

φ16.7
φ16.7
S5-8
S5-12
φ76
φ95
50
50
PC5-9
PC5-9
φ64
φ64
200
200
φ20
φ20
(⼨法単位：mm)

φ16.7
S5-12
φ95
50
PC5-12
φ68
200
φ20

φ16.7
S5-12
φ95
50
PC5-12
φ68
200
φ20

φ16.7
S5-12
φ95
50
PC5-12
φ68200
φ20(2)5 窓キャップ(W5 グレード)(3)下 1 窓キャップ(W1 グレード)(4)アルミキャップ(G グレード)
2.2 定着具(1)くさび(2)アンカーヘッド(3)ナット(4)最⼩嵌合⻑
2.3 プレート⽌⽔(1)⽀圧板(2)押え板(3)⽌⽔ゴム

2.4 その他(1)余⻑キャップ(2)配列スペーサ

3.⾃由⻑,ｱﾝｶｰ体(1)⾃由⻑シース(2)スペーサ(3)パイロット
キャップ(4)注⼊ホース

D
規格
D
H
規格
D
L
D

- 31 -

表-3.1.2(3) アンカー規格と部材規格⼀覧
項 ⽬
1.アンカー

規格(1)テンドン種類──(2)テンドン組合せ
2.頭 部
2.1 頭部キャップ(1)透明キャップ(C グレード)(2)5 窓キャップ(W5 グレード)(3)下 1 窓キャップ(W1 グレード)(4)アルミキャップ(G グレード)
2.2 定着具(1)くさび(2)アンカーヘッド(3)ナット(4)最⼩嵌合⻑
2.3 プレート⽌⽔(1)⽀圧板(2)押え板(3)⽌⽔ゴム

2.4 その他(1)余⻑キャップ(2)配列スペーサ

3.⾃由⻑,ｱﾝｶｰ体(1)⾃由⻑シース(2)スペーサ(3)パイロット
キャップ(4)注⼊ホース──EHD6-1H
硅砂付着
ECF15.2
φ15.2-1

アンカー規格と ECF15.2 部材規格･形状⼨法
EHD6-2H EHD6-3H EHD6-4H EHD6-5H EHD6-6H
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
ECF15.2
ECF15.2
ECF15.2
ECF15.2
ECF15.2
φ15.2-2
φ15.2-3
φ15.2-4
φ15.2-5
φ15.2-6

EHD6-7H
硅砂付着
ECF15.2
φ15.2-7

規格
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
規格
規格
H1
D1
H0
D0
L0

S型
230
236
202
230
236
202
235
220
190
200
220
190
G601
ECF15.2
65
φ65
55
φ78
12

S型
230
236
202
230
236
202
235
220
190
200
220
190
G602
ECF15.2
85
φ88
65
φ108
16

M型
250
273
239
250
273
239
265
265
230
200
265
230
G603
ECF15.2
95
φ108
70
φ138
20

M型
250
273
239
250
273
239
265
265
230
200
265
230
G604
ECF15.2
95
φ108
70
φ138
26

L型
261
318
284
261
318
284
270
320
285
200
320
285
G607
ECF15.2
105
φ148
75
φ186
24

L型
261
318
284
261
318
284
270
320
285
200
320
285
G607
ECF15.2
105
φ148
75
φ186
28

L型
261
318
284
261
318
284
270
320
285
200
320
285
G607
ECF15.2
105
φ148
75
φ186
32

規格
LPL
tPL
DPL
規格
Dp
Tp
規格
Dg
Tg

PL6-1
210
19
φ30
G601
φ83

PL6-2
230
19
φ60
G602
φ113

PL6-3
270
19
φ65
G603
φ143

PL6-4
300
19
φ76
G604
φ143

PL6-6
350
22
φ95
G607
φ191

PL6-6
350
22
φ95
G607
φ191

PL6-7
350
25
φ95
G607
φ191

12
G6-1
φ50
15

12
G6-2
φ73
15

12
G6-3
φ93
15

12
G6-4
φ93
15

12
G6-5
φ133
17

12
G6-6
φ133
17

12
G6-7
φ133
17

規格
L
D
規格
D
H

TC6
80
φ22.4
PS6-7
φ90
25

TC6
80
φ22.4
PS6-2
φ90
25

TC6
80
φ22.4
PS6-3
φ90
25

TC6
80
φ22.4
PS6-4
φ90
25

TC6
80
φ22.4
PS6-7
φ90
25

TC6
80
φ22.4
PS6-7
φ90
25

TC6
80
φ22.4
PS6-7
φ90
25

D
規格
D
H
規格
D
L
D

φ21.6
S6-3
φ59
50

φ21.6
S6-3
φ59
50

φ21.6
S6-3
φ59
50

φ21.6
S6-6
φ76
50

φ21.6
S6-6
φ76
50

φ21.6
S6-6
φ76
50

φ21.6
S6-9
φ95
50

PC6-3
φ44
200
φ20

PC6-3
φ44
200
φ20

PC6-3
φ44
200
φ20

PC6-7
φ68
200
φ20

PC6-7
φ68
200
φ20

PC6-7
φ68
200
φ20

PC6-7
φ68
200
φ20

(⼨法単位：mm)- 32 -

表-3.1.2(4) アンカー規格と部材規格⼀覧
項 ⽬
1.アンカー

規格(1)テンドン種類──(2)テンドン組合せ
2.頭 部
2.1 頭部キャップ(1)透明キャップ(C グレード)(2)5 窓キャップ(W5 グレード)(3)下 1 窓キャップ(W1 グレード)(4)アルミキャップ(G グレード)
2.2 定着具(1)くさび(2)アンカーヘッド(3)ナット(4)最⼩嵌合⻑
2.3 プレート⽌⽔(1)⽀圧板(2)押え板(3)⽌⽔ゴム

2.4 その他(1)余⻑キャップ(2)配列スペーサ

3.⾃由⻑,ｱﾝｶｰ体(1)⾃由⻑シース(2)スペーサ(3)パイロット
キャップ(4)注⼊ホース──EHD6-8H
硅砂付着
ECF15.2
φ15.2-8

アンカー規格と ECF15.2 部材規格･形状⼨法
EHD6-9H EHD6-10H EHD6-11H EHD6-12H EHD6-13H EHD6-14H
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
硅砂付着
ECF15.2
ECF15.2
ECF15.2
ECF15.2
ECF15.2
ECF15.2
φ15.2-9 φ15.2-10 φ15.2-11 φ15.2-12 φ15.2-13 φ15.2-14

規格
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
H0
D0
PCD
規格
規格
H1
D1
H0
D0
L0

LL 型
288
396
358
288
396
358
──
──
──
288
430
366
G609
ECF15.2
125
φ180
85
φ228
30

LL 型
288
396
358
288
396
358
──
──
──
288
430
366
G609
ECF15.2
125
φ180
85
φ228
34

LL 型
288
396
358
288
396
358
──
──
──
288
430
366
G612
ECF15.2
125
φ180
85
φ228
36

LL 型
288
396
358
288
396
358
──
──
──
288
430
366
G612
ECF15.2
125
φ180
85
φ228
40

LL 型
288
396
358
288
396
358
──
──
──
288
430
366
G612
ECF15.2
125
φ180
85
φ228
44

LL 型
288
396
358
288
396
358
──
──
──
288
430
366
G614
ECF15.2
145
φ200
90
φ251
42

LL 型
288
396
358
288
396
358
──
──
──
288
430
366
G614
ECF15.2
145
φ200
90
φ251
46

規格
LPL
tPL
DPL
規格
Dp
Tp
規格
Dg
Tg

PL6-8
400
22
φ133
G612
φ233
12
G6-8
φ165
17

PL6-9
400
25
φ133
G612
φ233
12
G6-9
φ165
17

PL6-10400
28
φ133

PL6-11400
32
φ133

PL6-12
400
36
φ133

G612
φ233
12
G6-10
φ165
17

G612
φ233
12
G6-11
φ165
17

G612
φ233
12
G6-12
φ165
17

PL6-14
400
36
φ155
G614
φ256
12
G6-13
φ185
17

PL6-14
400
36
φ155
G614
φ256
12
G6-14
φ185
17

規格
L
D
規格
D
H

TC6
80
φ22.4
PS6-12
φ125
25

TC6
80
φ22.4
PS6-12
φ125
25

TC6
80
φ22.4
PS6-12
φ125
25

TC6
80
φ22.4
PS6-12
φ125
25

TC6
80
φ22.4
PS6-12
φ125
25

TC6
80
φ22.4
PS6-14
φ175
20

TC6
80
φ22.4
PS6-14
φ175
20

φ21.6
φ21.6
S6-9
S6-9
φ95
φ95
50
50
PC6-12
PC6-12
φ90
φ90
200
200
φ20
φ20
(⼨法単位：mm)

φ21.6
S6-12
φ112
50
PC6-12
φ90
200
φ20

φ21.6
S6-12
φ112
50
PC6-12
φ90
200
φ20

φ21.6
S6-12
φ112
50
PC6-12
φ90
200
φ20

φ21.6
S6-14
φ124
50
PC6-14
φ114
200
φ20

φ21.6
S6-14
φ124
50
PC6-14
φ114
200
φ20

D
規格
D
H
規格
D
L
D

- 33 -

表-3.1.3 EHD アンカーHP ⼯法の構成部材の材料⼀覧
名称

仕 様 ･ 概 要

1. テンドン：アンカー⼒を地盤に伝達するプレストレス部材(1)硅砂付着 ECF テンドン

･PC 鋼より線規定 JIS G3536 の耐⼒特性と⼟⽊学会規準 JSCE-E1412018 規定のエポキシ樹脂被覆厚 0.4mm〜1.2mm(平均厚 0.6mm)による 100 年耐久性のテンドン。リラクセーション値は同規準 JSCEE141-2018 規定の 6.5%以下･テンドンの硅砂付着は、グラウトとの降伏付着強度が普通 PC 鋼より線の 1.5 倍以上に改良

2. 頭：定着具と⽀圧板のアンカー⼒を受圧体に伝達する部位

部

2.1 頭部キャップ：⽀圧板上で外部腐⾷環境を遮断･密封する定着具保護部材(1) 透明キャップ：Ｃグレード(グリースレス)(2) 5 窓キャップ：W5 グレード(グリースレス)(3) 下 1 窓キャップ：W1 グレード(グリースレス)(4) アルミキャップ：G､GL グレード(グリース充填､グリースレス)(5) 鋼製キャップ：S､SL グレード(グリース充填､グリースレス)･樹脂キャップ(透明) ：耐候性 PC 樹脂･キャップ固定具：アルミ AC4C･樹脂キャップ(透明) ：耐候性 PC 樹脂･5 窓キャップ固定具 ：アルミ AC4C
･1 窓アルミキャップ ：アルミ AC4C
･透明窓部
：耐候性 PC 樹脂･アルミキャップ
：アルミ AC4C(G 仕様：グリース充填、GL 仕様：グリースレス)･鋼製キャップ：特注品、SS400 相当(HDZT77)(S 仕様：グリース充填、SL 仕様：グリースレス)

2.2 定着具：テンドンのアンカー⼒を⽀圧板に伝達する部材(1) くさび(2) アンカーヘッド(3) ナット･SCM415 相当(グリースレスは、Ni めっき仕様)･S45C 相当(グリースレスは、Ni めっき仕様)･S45C 相当(グリースレスは、Ni めっき仕様)

2.3 プレート⽌⽔構造：⽀圧板内で⽀圧板背⾯腐⾷環境を遮断･密封する定着具⽀持部材(1) ⽀圧板(2) 押え板(3) ⽌⽔ゴム･SS400 相当(HDZT77)･SS400 相当(HDZT77)･NBR ゴム(ニトリルブタジエンゴム)

2.4 その他頭部部材(1) 余⻑キャップ(3) 配列スペーサ･⾼密度ポリエチレン：アンカーヘッド突出 ECF テンドンの被覆(グリースレスの場合に使⽤)･グリース(PC コート C)：G グレードの無めっき定着具に使⽤(アルミキャップ仕様は、標準的に内部充填が必要)･ポリエチレン：頭部テンドンを⽌⽔ゴム挿通⽤に整列

3. ⾃由⻑

：定着具からのアンカー⼒を⼩摩擦損失でアンカー体に伝達する部位(1) シース(2) シース内部充填材(3) 結束テープ(4) 熱収縮シース(⽌⽔処理)･⾼密度ポリエチレン：テンドンとグラウトの付着防⽌･ｸﾞﾘｰｽ：アンカー体境界から頭部までの⾃由⻑シース内部の通⽔遮断･フィラメントテープ：⾃由⻑部テンドンシースの集約処理･ポリ塩化ビニル：アンカー体境界での⽌⽔処理･⽌⽔材(弾性接着剤)(2) キャップ内防⾷材

4. アンカー体：テンドンをグラウト付着と地盤摩擦の抵抗で地盤に固着する部位(1) スペーサ(2) 結束バンド(3) パイロットキャップ･ポリプロピレン：テンドンのグラウトかぶり確保･66 ナイロン：テンドンへのスペーサ固定処理･ポリプロピレン、またはアルミ AC2A：テンドンの孔内挿⼊性向上

5. その他部材(1) 注⼊ホース(2) テンドン補修⽤塗料･⾼密度ポリエチレン：アンカー体先端からのグラウト注⼊促進･2 液混合エポキシ樹脂：テンドン天端⾯被覆、施⼯時樹脂削れ部補修- 34 -

3.2 テンドン
本⼯法の硅砂付着 ECF テンドンは、JIS G3536 適合の低リラクセーション PC 鋼より線 SW
PR7BL を使⽤し、さらに⼟⽊学会 100 年耐久性規定(JSCE-E141-2018)に則して、エポキシ樹
脂被覆厚 0.4mm〜1.2mm(平均厚 0.6mm)のエポキシ樹脂の内部充填･被覆を施すとともに、エ
ポキシ樹脂表⾯に⾼降伏付着強度になる硅砂を埋込んでグラウトとの降伏付着強度をより向上させたものを使⽤する。
【解説】(1) 本⼯法の硅砂付着 ECF テンドンの概念を図-3.2.1 に⽰す。テンドンとは、PC 鋼より線(PCストランド)単材を 1 本以上組合せたものを称し、プレストレスの作⽤で構造物変位をゼロに抑⽌する、グラウンドアンカー材料に使⽤するものであり、鉄筋降伏強度の 4.6 倍を有する⾼強度鋼材である。
(2) 硅砂付着 ECF テンドンのエポキシ樹脂被覆厚は、保証最⼩厚が 0.4mm で、製品の被覆厚範
囲が 0.4〜1.2mm(平均 0.6mm)である。同テンドンは、テンドン素線間にエポキシ樹脂が充填されるので、素線間空隙がなく、図-3.2.2 に⽰すように、削孔内⽔やグラウト⽔による⽔移動、および腐⾷促進因⼦の移動による腐⾷トラブルがなく、さらに、グラウトひび割れに伴うアンカー体から頭部への地下⽔浸⼊･移動がなくなる。
普通 PC 鋼より線
素線間空隙がない
エポキシ樹脂(内部充填･被覆)･被覆厚 0.4mm 以上･⾼付着硅砂を埋込
テンドン素線内の通⽔がない

テンドン硅砂付着状態

硅砂付着 ECF テンドン断⾯
図-3.2.1 硅砂付着 ECF テンドン概念
地盤

テンドン素線

グリース

通⽔する空隙シース
グラウト

⾃由⻑に通⽔空隙が存在

⼀般アンカー⼯法の⾃由⻑断⾯

⾃由⻑に通⽔がない構造
EHD アンカーHP ⼯法の⾃由⻑断⾯
図-3.2.2 ⾃由⻑部空隙とアンカー体グラウトひび割れに伴う⽔浸⼊- 35 -

(3) エポキシ樹脂の保証最⼩厚 0.4mm は、図-3.2.3 に⽰すように、被覆樹脂内のピンホールがな
くなり、塩害環境や酸性⼟環境などの過酷な適⽤環境で⼗分な耐久性･耐⾷性が確認されたことから、⼟⽊学会規準で採⽤されたものである。ピンホールは被覆樹脂に⽣じる⽬視困難なミクロ孔を称し、硅砂付着 ECF テンドンは、製造⼯程やアンカー加⼯後の 2 ⼯程で、電圧 3.0kV 以
上のピンホール試験を実施してゼロピンホールアンカーのみを出荷して、テンドンの耐⾷性が確実に得られるようにしている。なお、ピンホール試験のピンホール数は、試験電圧に依存するので、⼟⽊学会規定の電圧 3.0kV 以上の設定が推奨される。ピンホール試験器メーカーは、試験器が JIS 規定の低周波型であることから、電圧 3.0kV 以上でもエポキシ被覆層の熱破壊は⽣じないとしている。

ピンホール発生率 (個/m)2015

被覆厚 0.4mm 以上でﾋﾟﾝﾎｰﾙがゼロになる

10

5

0
0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

エポキシ樹脂被覆厚 ｔ (mm)図-3.2.3 エポキシ被覆厚とピンホール(4) エポキシ樹脂被覆厚は、その厚さ程度により、PC 鋼より線素地への腐⾷因⼦である塩分到達を遅らせる効果があり、PC 鋼より線を⻑期にわたり腐⾷環境から遮断する状態にできる。
JSCE-E141-2018 では、⼟⽊学会指針 CL112 の防⾷性能の照査⽅法を⽤いて、テンドンのエポキシ樹脂表⾯で塩化物イオン濃度(海⽔⾶沫帯：13.0kg/m3)を設定し、PC 鋼より線表⾯の塩化物イオン濃度を計算し、これが鋼材の腐⾷限界塩化物イオン濃度(1.2kg/m3)以下であれば、その範囲まで防⾷性能を有すると考えて、硅砂付着 ECF テンドンの耐久性能期間としている。
詳細は、「⼟⽊学会指針 CL112、pp10〜16」に記述されており、エポキシ樹脂被覆厚の塩化物耐久性の評価箇所を転記したものを、式(3.2.1)に⽰す。本式では、パラメータのエポキシ樹
脂被覆厚 cep とエポキシ樹脂被覆内での塩化物イオン拡散係数 Depd が重要な因⼦である。なお、塩化物イオン拡散係数 Depd=2.0×10-6cm2/年は、ピンホールのない健全なエポキン樹脂被覆に対する値である。ピンホールが存在する場合は、この値が⼤きくなる(耐久性が低下する)ので、留意が必要である。
同式を⽤いた耐久性指標となる鋼材腐⾷の耐⽤年数は、塩化物イオン濃度の設計値 Cd に鋼材
腐⾷限界塩化物イオン濃度(1.2kg/m3)を与え、エポキシ樹脂被覆厚 cep をパラメータとして段階的に増加させて、各被覆厚での鋼材腐⾷の耐⽤年数 t を収束計算で逆解析して求める。これをグラフ化することで被覆厚 0.4mm の鋼材腐⾷の耐⽤年数が確認できる。
逆解析結果のエポキシ樹脂被覆厚と鋼材腐⾷の耐⽤年数の関係を図-3.2.4 に⽰す。硅砂付着
ECF テンドンのエポキシ樹脂被覆厚 cep=0.40mm の結果は、約 120 年まで PC 鋼より線が腐⾷しない結果である。同図から、⼟⽊学会で 100 年の防⾷性能と設計耐⽤年数(耐久性能)を規定
したエポキシ樹脂被覆厚 0.40mm の根拠は、適正なことが理解できる。

- 36 -

なお、参考に⽰したエポキシ樹脂被覆厚 cep=0.20mm の結果は、約 30 年で PC 鋼より線に腐⾷が発⽣する結果となり、被覆厚 0.4mm は、0.2mm に⽐べて、耐⽤年数が単純倍率ではなく、4.0 倍程度と⼤きくなることが分かる。
■エポキシ樹脂被覆厚の塩化物耐久性の設計式
𝐶𝛾 ∙𝐶 1≦ Clim 1.2kg/m3

erf 0.05𝑐 ⁄ 𝑡 ∙ 𝐷･･･(3.2.1)

ここに、
･Cd
： 素地 PC 鋼材表⾯の塩化物イオン濃度の設計値 kg/m3･Clim ： 鋼材腐⾷の限界塩化物イオン濃度 1.2kg/m3･γcl： 鋼材位置の塩化物イオン濃度の設計値 Cd のばらつきを考慮した安全係数、⼀般に、1.3 とする。
･C0
： エポキシ樹脂表⾯の想定塩化物イオン濃度(コンクリート標準⽰⽅書設計編 p164 解説表 3.1.1、海⽔⾶沫帯 13.0kg/m3･cep ： エポキシ樹脂被覆厚 mm･t： 鋼材腐⾷の耐⽤年数 年･Depd ： エポキン樹脂被覆内での塩化物イオン拡散係数 2.0 10-6cm2/年【出典】⼟⽊学会エポキシ樹脂塗装鉄筋を⽤いる鉄筋コンクリートの設計施⼯指針［改訂版］CL112、
pp10〜16200

鋼材腐食の耐用年数 ｔ (年)

鋼材腐食限界塩分量C=1.2kg/m3での腐食到達年数
EHDアンカーHP工法

150【被覆厚0.4mm】
約120年まで腐食なし

100

注目❕
【被覆厚0.2mm】
約30年で腐食発生50■被覆厚0.4mmは、0.2mmに比べ、耐久性は4.0倍になる
0
0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

エポキシ樹脂被覆厚 c ep (mm)図-3.2.4 エポキシ樹脂被覆厚と鋼材腐⾷の耐⽤年数(5) 図-3.2.5 は、テンドンのアンカー⼒⽐(κ=Pe /Tus)･伸び関係を⽰しており、同図からその挙動
は、0.77Tus(0.90Tys)程度まで直線挙動であり、テンドンの弾性状態が保たれることが分かる。
表-3.2.1 に硅砂付着 ECF テンドンの仕様⼀覧をまとめて⽰す。同表に⽰すように、同テンドン
は JIS G3536 規定の PC 鋼より線の極限耐⼒と降伏耐⼒を有し、⼟⽊学会規準 JSCE-E141-2018
規定のエポキシ樹脂被覆厚 0.4mm〜1.2mm(平均厚 0.6mm)による 100 年耐久性(設計耐⽤年数
100 年)を有する。表-3.2.2 に EHD アンカーHP ⼯法のアンカー規格の性能諸元を⽰す。

アンカー力比 (κ=Pe/Tus)

1.0
(Tus)

降伏耐力Tys0.8

破断伸び
εu=7.0%程度

0.6

PC鋼より線
0.2%永久伸びεy

0.4■JIS 規定(テンドン 1 本)ECF12.7
ECF15.2
極限耐⼒ Tus 183kN 以上 261kN 以上
156kN 以上 222kN 以上
降伏耐⼒ Tys(0.85Tus)(0.85Tus)

0.2
0.0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

伸び ε (%)
図-3.2.5 テンドンのアンカー⼒⽐･伸び関係- 37 -

3.0

表-3.2.1 硅砂付着 ECF テンドンの仕様⼀覧
項 ⽬

単位

テンドン種類mm
JIS 規格強度記号
──
準拠規格
──
エポキシ樹脂被覆厚mm
PC 鋼より線径mm
極限耐⼒ TuskN
降伏耐⼒ TyskN
強度レベル σu
N/mm2
破断伸び εu%
リラクセーション率%
PC 鋼より線断⾯積mm2
PC 鋼より線単位質量kg/m
設計⽤弾性係数 E
MN/mm2
被覆後外径mm
被覆後単位質量 mt
kg/m

諸硅砂付着 ECF12.7
SWPR7BL
JSCE-E141-2018
0.4〜1.2
φ12.7
≧ 183
≧ 156
≧ 1,860≧ 3.5
1000h：≦ 6.5
98.71
0.774
0.195
φ13.9
0.813

元

摘 要

硅砂付着 ECF15.2
SWPR7BL
JSCE-E141-2018
0.4〜1.2
φ15.2
≧ 261
≧ 222
≧ 1,860≧ 3.5
1000h：≦ 6.5
138.70
1.101
0.195
φ16.4
1.155

JIS
ｸﾗｳﾝ部：JSCE
JIS､JSCE
JIS､JSCE
JIS､JSCE
JIS､JSCE
JIS､JSCE
JSCE
JIS､JSCE
JIS､JSCE
道路橋⽰⽅書
参考
参考表-3.2.2 EHD アンカーHP ⼯法のアンカー規格の性能諸元
ｱﾝｶｰ規格

極限耐⼒

降伏耐⼒

鋼線断⾯積
2

⾒掛け周⻑

最⼩ｱﾝｶｰ体径──

Tus (kN)

Tys (kN)

A (mm )U (mm)DA (mm)EHD5-1H
EHD5-2H
EHD5-3H
EHD5-4H
EHD5-5H
EHD5-6H
EHD5-7H
EHD5-8H
EHD5-9H
EHD5-10H
EHD5-11H
EHD5-12H
EHD6-1H
EHD6-2H
EHD6-3H
EHD6-4H
EHD6-5H
EHD6-6H
EHD6-7H
EHD6-8H
EHD6-9H
EHD6-10H
EHD6-11H
EHD6-12H
EHD6-13H
EHD6-14H

183
366
549
732
915
1,098
1,281
1,464
1,647
1,830
2,013
2,196
261
522
783
1,044
1,305
1,566
1,827
2,088
2,349
2,610
2,871
3,132
3,393
3,654

156
312
468
624
780
936
1,092
1,248
1,404
1,560
1,716
1,872
222
444
666
888
1,110
1,332
1,554
1,776
1,998
2,220
2,442
2,664
2,886
3,108

98.71
197.4
296.1
394.8
493.6
592.3
691.0
789.7
888.4
987.1
1,085.8
1,184.5
138.70
277.4
416.1
554.8
693.5
832.2
970.9
1,109.6
1,248.3
1,387.0
1,525.7
1,664.4
1,803.1
1,941.8

39.9
79.8
119.7
145.7
145.7
203.3
206.6
206.6
263.4
263.4
263.4
263.4
47.8
95.5
143.3
191.0
206.8
206.8
251.7
251.7
251.7
320.8
320.8
320.8
357.1
357.1

φ90
φ90
φ90
φ90
φ90
φ115
φ115
φ115
φ135
φ135
φ135
φ135
φ90
φ90
φ90
φ115
φ115
φ115
φ135
φ135
φ135
φ146
φ146
φ146
φ165
φ165

- 38 -

3.3 頭部

本⼯法の頭部は、頭部キャップ･定着具(くさび、アンカーヘッド、ナット)･プレート⽌⽔構
造(押え板、⽌⽔ゴム、⽀圧板)で構成し、定着具によるテンドン定着とアンカー⼒調整、および頭部キャップとプレート⽌⽔構造による現場環境からの定着具の保護と防⾷の機能を有しており、4 種類の頭部グレードが存在するので、アンカーの設計⽅針や適⽤条件に応じて適正に
選定する。
【解説】
(1) EHD アンカーHP ⼯法の頭部グレードと仕様を表-3.3.1 に⽰す。同表に⽰すように、C グレ
ードと W5 グレードは、透明 PC 樹脂のキャップをキャップ固定具とボルトで⽀圧板に固定する形態であり、頭部キャップ内が明瞭に⽬視可能で、双眼鏡やドローンなどによる遠望⽬視ができることから、アンカーのメンテナンス時の省⼒化が期待できる。
(2) C グレード･W5 グレード･W1 グレードは、グリース無充填のグリースレスで使⽤するもので、内部の定着具を外観⽬視で直接確認できる。これらのグレードでは、施⼯時空気環境がキャッ
プ内に閉じ込められた状態になる。この空気は、キャップ内が密封空間であり、施⼯時の絶対湿度が維持されることから、施⼯時に⽐べた外気温が季節変動で低下するに伴い、キャップ内の相対湿度が⾼くなり、キャップ内で結露が⽣じることがある。鋼材の腐⾷は、⼀般に相対湿度 60%以上で腐⾷速度が急激に増加する傾向があり、この湿度は腐⾷発⽣の臨界湿度と呼ばれている。この防⾷対策として、EHD アンカーHP ⼯法では、C グレード･W5 グレード･W1 グレードの鋼材同⼠が嵌合部材になる定着具(くさび･アンカーヘッド･ナット)は、無電解 Ni めっきを施している。なお、押え板は、亜鉛めっき HDZT77 である。外部⼤気環境で暴露状態になる
⽀圧板は、防⾷構造Ⅱ(⼀般環境)で亜鉛めっき HDZT77、防⾷構造Ⅲ(塩害環境)でアルミナイ
ズ処理、防⾷構造Ⅲ(酸性⼟環境)で 3 層構造防⾷を施す防⾷仕様となる。
表-3.3.1 EHD アンカーHP ⼯法の頭部グレードと仕様
頭部グレード外C グレードW5 グレードW1 グレード

G グレード観

頭部キャップ
仕 様

内殻：透明 PC 樹脂 内殻：透明 PC 樹脂
下 1 窓ｱﾙﾐｷｬｯﾌﾟ
窓なしｱﾙﾐｷｬｯﾌﾟ
外殻：ｷｬｯﾌﾟ固定具
外殻：5 窓ｷｬｯﾌﾟ固定具
プレート⽌⽔(NBR ｺﾞﾑ) プレート⽌⽔(NBR ｺﾞﾑ) プレート⽌⽔(NBR ｺﾞﾑ) プレート⽌⽔(NBR ｺﾞﾑ)
頭部⽌⽔構造 キャップ⽌⽔ O リング キャップ⽌⽔ O リング キャップ⽌⽔ O リング キャップ⽌⽔ O リング(材質：シリコンゴム) (材質：シリコンゴム)(材質：NBR ゴム)(材質：NBR ゴム)
無充填
無充填
無充填
グリース充填
充填(グリースレス)(グリースレス)(グリースレス)
内部⽬視困難ドローンなどで頭部内部の同 左近接⽬視可能点検調査法
遠望⽬視の点検が可能(ｷｬｯﾌﾟ取外しで可)･積 雪 ：少ない･積 雪 ：⽐較的多い ･積 雪 ：同 左･積 雪 ：同 左
おもな適⽤環境･落⽯衝撃：⼩さい･落⽯衝撃：同 左･落⽯衝撃：同 左･落⽯衝撃：同 左(注) 1. C グレード･W5 グレードは、グリースレス仕様を原則とする。W1 グレード･G グレードは、グリースレスとグリース充填の両⽅が使⽤できる。ただし、W1 グレードのグリース充填は、近接⽬視での内部点検が困難になる。
2. 融雪沈降⼒や落⽯衝撃の⼤きい地域や河川内流⽊衝突⼒作⽤箇所などの適⽤では、別途の適正な防護措置が必要である。
3. ｢積雪：少ない｣は、のり⾯での積雪深 2.0m 程度以下を対象としている。

- 39 -

(3) 透明キャップとプレート⽌⽔構造による頭部構造の密封状態の確認⽬的で、キャップ内部に無電解 Ni めっきの定着具(くさび･アンカーヘッド･ナット)を⼊れた頭部構造⼀体化の試験体を製作し、塩⽔噴霧試験による塩害環境促進試験(3600h)を実施した。図-3.3.1 に試験槽内状況と試験後状況を⽰す。同図(b)、(c)に⽰すように、透明キャップ内の密封ゴム(O リング)とプレー
ト⽌⽔構造内の⽌⽔ゴムの封⽌効果により、アンカー定着具は塩害環境から完全に保護され、発錆ゼロ状態が確認できた。なお、試験時間 3600h は、道路橋⽰⽅書の塩害対策Ｓ区分で耐久性 100 年に相当している。
本⼯法の頭部構造による密封状態では、無電解 Ni めっき定着具に発錆が⽣じなかったことから、無電解 Ni めっき鋼板を直接暴露状態にする、塩害環境促進試験(2000h)を実施し、無電解
Ni めっきの耐⾷性の傾向調査を実施した。⽐較のため、溶融亜鉛めっき HDZT77 と電気めっきも同時に実施した。試験結果を図-3.3.2 に⽰す。同図(a)の試験時間 1000ｈ結果を⾒ると、電気亜鉛めっきは⾚錆が著しいので、本供試体の試験はここで終了した。HDZT77 は鉄腐⾷の⾚錆と異なる⽩錆と呼ぶ塩基性炭酸亜鉛の腐⾷⽣成物と、その背⾯に鉄腐⾷の薄い⾚錆の進⾏が⾒られる。Ni めっきは左側鋼板の 1 箇所に点錆が⾒られる程度である。同図(b)の試験時間
2000ｈ結果を⾒ると、Ni めっきは 3 箇所の点錆で鋼板露出が⾒られ、HDZT77 は⽩錆が著しくなって、その背⾯で濃⾚⾊の強い鉄腐⾷状況が⾒られる傾向になった。Ni めっき耐⾷性の傾
向調査の試験はここで終了とした。
硅砂付着 ECF テンドン アンボンドシース

ナット

透明キャップNi めっき定着具
⽀圧板付定着架台

アンカーヘッド≪試験 3600h で定着具の発錆ゼロを確認≫(b) 試験後の試験体全体状況(c) 試験後の定着具(a) 試験槽内状況

図-3.3.1 EHD アンカーHP ⼯法頭部構造の塩害環境促進試験(3600h)の耐⾷性① Ni めっき② 溶融亜鉛めっき HDZT77③ 電気亜鉛めっき(a) 試験時間 1000h① Ni めっき② 溶融亜鉛めっき HDZT77(b) 試験時間 2000h
図-3.3.2 Ni めっきと亜鉛めっきの塩害環境促進試験の耐⾷性- 40 -

本試験結果から、無電解 Ni めっきは、溶融亜鉛めっき HDZT77 に⽐べて、同等以上の優れた耐⾷性を有することが確認でき、さらに頭部構造の⾼い密封状態を付加することから、本⼯法の頭部キャップ内部構造は、耐久性能がより向上した状態であり、極めて⾼い防⾷構造であることが明らかとなった。
(4) G グレードは、窓なしアルミキャップと内部のグリース充填で使⽤する、従来の⼀般タイプとプレート⽌⽔構造を組合せたものであり、このグリース充填の定着具(くさび･アンカーヘッ
ド･ナット)は従来⼯法と同様に無めっきを標準にしている。グリース充填の場合は、メンテナ
ンス段階のアンカー頭部詳細調査で、頭部キャップ取外しとグリース除去、露出調査、グリー
ス再充填が必要になるので、調査に⼿間が掛かる(表-6.3.3 参照)。さらに、グリースの現場環境での耐久性はあまり良好ではなく、アンカー調査結果の現場実態からではグリース寿命が 5〜
10 年程度が限界と推測される。この理由と現場実態状況は、次項の(5)、(6)で説明する。防⾷仕様をより向上する⽬的で、G グレードと Ni めっき定着具を組合せた⽅法を採⽤する場合もある。
なお、グリースは JIS K 2220 で規定され、アンカーでは、標準的に⼀般⽤グリース２種が使⽤される。グリースの防錆性能発揮には JIS K 2246 規定の防錆⽤添加剤(防錆油)が配合されている。JIS K 2246 では、グリース添加剤の防錆油の品質性能と試験⽅法が規定されている。本
規定の適⽤範囲の記載では、⾦属材料の⼀時的防⾷(防錆)効果に限定した記述になっていることから、⼟⽊分野での 50 年耐久性をグリースに求めるのは困難と考えられるので、定期的な交換が必要となることに留意する。
(5) 表-3.3.2 に、グリース(防錆油)の劣化因⼦と劣化形態の直接的な関連性を⽰す。同表から、劣化因⼦では、キャップ内への浸⽔と⽇射熱の影響が⼤きいと考えられる。特に、⽔はグリース質量に対して 0.1%以上混⼊すると、鋼材の錆発⽣の原因となるので、アンカー頭部の⽀圧板前⾯･背⾯での⽌⽔性は極めて重要である。現場の頭部キャップの温度は、⽇射により 60℃程度になることがあるので、頭部キャップの内部グリースの熱劣化が促進されやすい状況もある。
(6) グリースなどの劣化判定は、図-3.3.3 に⽰す JIS K 2580 の酸化劣化判定指標(⾊相変化)で評価され、新品グリースの⾊相に対して⾊相段階で 2.5 以上濃くなった場合に酸化劣化と評価される。現場実態によれば、アンカー頭部キャップ内のグリースは、図-3.3.4 に⽰すように、⻑
期間の⽇射⾼熱や内部浸⽔という現場環境で劣化(変⾊)して、防⾷効果がなくなるので、最終的にこの影響を受けた腐⾷で、定着具の機能不全が懸念される。グリースの耐久性問題と劣化改良策に関しては、グリース充填アンカーの現状での解決課題であるが、何らかの期間でのグリース交換が必要と考えられる。
⼀般にアンカー以外の他⽤途でのグリースは、適切な時期の交換が基本となっており、機械部品のグリースも使⽤期間影響で⿊⾊化し、最⼤ 1 年程度で交換が推奨されることから、アンカー⽤グリースも⽇射熱などの現場環境で劣化することが容易に推察できる。こうした観点か
ら、EHD アンカーHP ⼯法では、グリースレスにしてグリース交換を不要にした、頭部グレー
ドで C グレード･W5 グレード･W1 グレードの使⽤を推奨している。
なお、グリースメーカーはグリースの保証防錆の耐⽤期間を 0.5 年〜1.0 年程度としているが、現場実態からは、頭部キャップ内部定着具の発錆状態から 5〜10 年程度が実質的な耐久期間の防錆効果の熱劣化限界(図-3.3.3 の⾊相 4.0〜6.0)と⾒られるので、これを考慮した定期的な交換に留意が必要と考える。

- 41 -

表-3.3.2 グリース(防錆油)の劣化因⼦と劣化形態の関連性
グリース劣化形態の種類
劣化因⼦

⾊相変化
(原⾊：薄⻩⾊)⽔
⽩⾊⇒⾚褐⾊
⽇射熱
⾚褐⾊⇒⿊⾊
空気
⾚褐⾊
複合作⽤
⽩⾊⇒⿊⾊
(注)〇：関連あり

酸化

基油分離

錆発⽣

腐⾷促進

〇
〇
〇
〇

〇
〇

〇
〇

〇

〇

〇

〇

酸化劣化限界新品OKNG図-3.3.3 JIS K 2580(ASTM ⾊簡易⽐⾊法)による酸化劣化限界
劣化形態

⽩濁⾊劣化

⾚褐⾊劣化

⿊⾊劣化

グリース不⾜劣化

⽔混⼊影響

⽇射熱影響

過度な⽇射熱影響

漏出や充填影響

現場事例

腐⾷が⾒られる
図-3.3.4 グリース劣化の現場実態(7) 本⼯法のプレート⽌⽔構造は、⽀圧板内に硅砂付着 ECF テンドンのシースが挿通できる⽌⽔ゴムを配置して、上からナットが接する押え板で⽌⽔ゴムを押付けて圧縮することで、⽀圧板下⾯からの⽌⽔性をより⾼めたものである。初めてアンカー⼯法に採⽤されたものであり、⽌⽔性が⽀圧板背⾯側でのグリースなどの充填状態に依存する、従来アンカーの⽀圧板背⾯⽌⽔構造に⽐べて、⽌⽔性を著しく向上させている。
図-3.3.5 にプレート⽌⽔構造の耐⽔圧試験装置を製作して実施した、耐⽔圧性能試験の試験
状況と試験後の確認状況を⽰す。同図(b)、(c)に⽰すように、耐⽔圧試験の結果は、⽔圧2.0MPa で漏⽔ゼロの耐⽔圧性を満⾜している。この耐⽔圧性能は、背⾯⽌⽔構造の従来 EHD
アンカーに⽐べて、2 倍程度の性能に向上したものとなっており、プレート⽌⽔構造の優位性が確認できる。

≪耐⽔圧性能の検証結果≫
・⽔圧 2.0MPa で漏⽔ゼロが、確認できた。

(a) 耐⽔圧性能試験の状況(b) 試験⽔圧 2.0MPa の確認

図-3.3.5 EHD アンカーHP ⼯法の耐⽔圧性能の確認- 42 -(c) 漏⽔ゼロの確認

3.4 ⾃由⻑
⾃由⻑は、アンカー頭部の定着具からのアンカープレストレスを、シースを利⽤した⼩摩擦損失でアンカー体に伝達する部位であり、テンドンをシース内に挿通させて、⾃由⻑グラウト
から⾮付着状態(アンボンド)にするとともに、シース被覆効果でテンドンを外部環境から保護して防⾷性をより向上させている。
【解説】(1) EHD アンカーHP ⼯法の⾃由⻑は、定着具からのアンカープレストレスを⼩摩擦損失でアンカー体に伝達するシース被覆のテンドン部位であり、⽀圧板＋受圧体の範囲を頭部⾃由⻑ Lfh、地盤内の範囲を地盤部⾃由⻑ Lfg という。本⼯法の⾃由⻑の断⾯と⽌⽔概念を図-3.4.1 に⽰す。
硅砂付着 ECF テンドンは、⾃由⻑部のグラウトからシースを介して離隔され、当該部でグラウ
トひび割れが⽣じない状態のため、アンカー体と異なり、当該部のグラウトもテンドンに対する防⾷層となる。なお、シース材質は⾼密度ポリエチレンである。
(2) 硅砂付着 ECF テンドン周囲は、グリース･シース･グラウトであり、テンドン PC 鋼素線からはエポキシ樹脂被覆⾃体で 100 年耐久性の防⾷層であるが、これを含めて、本⼯法の⾃由⻑は
4 重防⾷構造となっている。これにより、同図(b)で⽰すように、⾃由⻑断⾯に通⽔できる空隙がまったく存在しないことから、テンドン⾃体や頭部部材のアンカー耐久性で優位となる。
(3) ⾃由⻑は、基本的に摩擦レスとなるが、厳密にいえばシース･テンドン間には⼩摩擦損失が発⽣している。この摩擦発⽣因⼦は、⾃由⻑部位の⻑さと削孔曲り、削孔内のテンドン⾃重たわみ･テンドン回転などである。これにより、グラウト･シース固着の⾃由⻑孔内で、テンドン緊張に伴う摩擦抵抗が発⽣して、緊張テンドンの伸び変位が⼩さくなる。⼀般に⾃由⻑ 20m 超の⻑尺アンカーではこの影響が明瞭になる傾向があるので留意が必要である。
削孔曲りは、最⼤ずれで削孔⻑ 40m までが 1/100 程度、削孔⻑ 40m 超が 1/70 程度である(出典：清⽔建設⼟⽊クォータリーVol.164)。テンドン⾃重たわみ(テンドン軸⽅向緩み)は、傾⾓20°程度を超えるとテンドン⾃重で孔軸⽅向すべりが⽣じて、軸⽅向にテンドンがたわむことから発⽣するものである。テンドン回転は、アンカー体グラウトの加圧注⼊後のケーシング引
抜き段階で、ケーシング回転での引抜き作業に伴い⽣じるものである。
これらのアンカー⾃由⻑でのシース･テンドン間の摩擦影響は、後述の表-4.11.2 に⽰すように、アンカー設計･施⼯上で避けられないものである。この観点から、PC 橋梁の橋桁内や PC
構造物のコンクリート型枠内などでのテンドン配置が、⼈⼯的に整列状態で実施される、テンドン⻑⽅向の摩擦影響が⼩さい適⽤分野とは、挙動が異なるので留意が必要である。
地盤
ｸﾞﾗｳﾄ

注⼊ﾎｰｽ

エポキシ樹脂(内部充填･被覆)

地盤

ﾃﾝﾄﾞﾝ素線
グリース充填

グリース
硅砂付着
ECFﾃﾝﾄﾞﾝ

硅砂付着

シース

(a) ⾃由⻑断⾯⾃由⻑ｼｰｽ

グリース

ｸﾞﾗｳﾄ

(b) ⾃由⻑部の⽌⽔
図-3.4.1 アンカー⾃由⻑の断⾯と⽌⽔概念- 43 -

⾃由⻑シース
シース内に空隙がない(c) ⾃由⻑空隙の⽌⽔3.5 アンカー体
アンカー体は、グラウト付着と地盤摩擦のせん断伝達抵抗で、テンドンを地盤に固着する部位であり、テンドンからグラウトへのせん断伝達影響で、グラウトにせん断ひび割れが⽣じるので、当該部のテンドン防⾷や拘束具防⾷は、適正なものとする必要がある。
【解説】(1) アンカー体は、頭部定着具でのアンカー定着⼒によるプレストレス状態のテンドンが、⾃由⻑を通過した後の N 値≧30 の堅固な地盤に、グラウト付着と地盤摩擦のせん断伝達による抵抗で固着する部位であり、図-3.5.1 に⽰すようにテンドン･グラウト･地盤の 3 層 2 界⾯の相互作
⽤挙動になっている。具体的には、アンカーテンドンのプレストレス(アンカー⼒)は、テンドンからグラウト境界⾯を介してせん断応⼒で伝達され、さらにグラウトから地盤境界⾯にせん
断応⼒が伝達され、最終的に地盤がプレストレスにせん断摩擦で抵抗して安定する、アンカー
プレストレスのせん断応⼒伝達機構となっている。
テンドンの降伏付着強度が弱い場合は、付着切れが早く⽣じてテンドン伸びが多くなり、その影響を受けて付着抵抗もアンカー体⻑⽅向に緩い勾配で増えるので、⻑い範囲のグラウトに
せん断ひび割れが⽣じやすい。⼀⽅、本⼯法の硅砂付着 ECF テンドンは、グラウトとの降伏付着強度が後述の図-4.1.7、表-4.1.5 に⽰すように、普通 PC 鋼より線に⽐べて 1.5 倍以上であり、グラウトのひび割れ範囲が少なくなることから、アンカー体の安全性をより向上できる特性がある。
(2) 降伏付着強度は、⼟⽊学会 コンクリート標準⽰⽅書規準編 JSCE-E736 に則したテンドン･グ
ラウトの引抜試験で、すべり変位(テンドン試験端変位)が PC 鋼より線径φ12.7 で 0.02mm 以
下、PC 鋼より線径 φ15.2 で 0.03mm 以下の最⼤付着強度と規定されている。本強度が⼤きい場合、テンドンすべり変位が極⼩で、グラウトひび割れが抑⽌できるので、アンカー体の抵抗機構には有利に作⽤する。
地盤
ｸﾞﾗｳﾄ

硅砂付着
ECFﾃﾝﾄﾞﾝ

注⼊ﾎｰｽ

ｽﾍﾟｰｻ

(a) アンカー体断⾯(b) アンカー体のひび割れ発⽣機構
図-3.5.1 アンカー体の断⾯とひび割れ発⽣機構- 44 -

(3) アンカー体は、図-3.5.1(b)に⽰すように、アンカー体引張型やアンカー体圧縮型に係らず、地盤への⼒の伝達機構がせん断伝達になり、本釣合い式は、式(3.5.1)で表される。すなわち、テンドン作⽤のアンカープレストレス Pe は、テンドンとグラウトのせん断応⼒に対する降伏抵
抗の付着強度 τby と、グラウトと地盤のせん断応⼒に対する降伏抵抗の摩擦強度 τgy により地盤内に伝達される。なお、アンカー体内のテンドンは、図-3.5.1(a)に⽰すように、テンドン⾒掛け周⻑を確保する必要性から、スペーサを使⽤して、所要位置に配置する必要がある。
■プレストレス Pe とアンカー体のせん断伝達の降伏状態の釣合い式
Pe ≦ LA･min(U･τby / fsb , πDA･τgy / fsg ) ･･･(3.5.1)
ここに、･Pe： プレストレス･LA： アンカー体⻑･U： テンドンまたは耐荷体(拘束具)の⾒掛け周⻑･τby： テンドンまたは耐荷体(拘束具)とグラウトの降伏付着強度･fsb： 付着抵抗の安全係数(引張摩擦型と圧縮摩擦型では、表-4.1.5 のように本係数が異なる)･DA ： アンカー体径･τgy： グラウトと地盤の摩擦強度･fsg： 摩擦抵抗の安全係数(4) アンカー体の摩擦⼒伝達過程の強度バランスの関係で、グラウト内に斜めせん断ひび割れが⽣じることがあり、この場合は本⼯法のテンドンが⼀重防⾷状態に曝される。しかし、硅砂付
着 ECF テンドンは、アンカー体グラウトにせん断ひび割れが発⽣しても、単体のエポキシ樹脂
⼀重防⾷構造(保証最⼩厚 0.4mm)で、図-3.2.4 に⽰したように 100 年耐久性であることから、当該部の耐久性は⼗分に確保される。
(5) アンカー体のせん断伝達抵抗に伴う⻑さ関係は、アンカー体引張型で、グラウト付着⻑＝地盤摩擦⻑、アンカー体圧縮型拘束具の⼀般的な傾向で、グラウト付着⻑＜地盤摩擦⻑、アンカ
ー体分散型の各拘束具間で、グラウト付着⻑＜地盤摩擦⻑となっており、アンカー体⻑は最⼩が 3.0m、最⼤が⼀般に 10.0m である。
アンカー体の圧縮型や分散型は、⼀般に、グラウト付着⻑(拘束具⻑)＜地盤摩擦⻑(アンカー体⻑)であり、拘束具⻑と同じアンカー体⻑の部分では、拘束具作⽤⼒＞アンカー体許容摩擦耐⼒となるので、その差分の超過⼒は拘束具前⾯側グラウトの純グラウト断⾯積に作⽤する増加圧縮応⼒になる。増加圧縮応⼒は、アンカー体グラウト圧壊に対する安全性を考慮して、無筋コンクリートの許容圧縮強度 σca(=f'ck/4)以下とする必要がある。詳細は、後述 4.1.6の式(4.1.1)〜式(4.1.3)を参照されたい。

- 45 -

3.6 過荷重アンカー⼒の減調整
過荷重アンカー⼒は、豪⾬や⼤地震などの不測事態の構造物挙動によって⽣じる、所要のアンカー耐⼒を超えた供⽤アンカーのプレストレスをいい、この状態が⽣じた場合は、構造物の変状や隣接アンカーの状態を考慮して、新規追加の増設アンカーなどを検討し、何らかの対策を実施した上で、適正に過荷重アンカー⼒の減調整を実施する。
【解説】(1) 近年では、豪⾬や⼤地震などの不測事態が増加傾向にあり、この影響を受けた場合の過荷重
アンカー⼒に備えることが、メンテナンスを含めた経済性の観点から重要である。過荷重アン
カー⼒は、供⽤アンカーのプレストレス Pe が所要のアンカー耐⼒を超えた状態をいうが、特に、0.70Tus(0.821Tys)を超えた場合は、プレストレスの増加速度にもよるがアンカー⼒調整の迅速性を求められることもある。この理由は、既設アンカーのプレストレスが 0.90Tys 超で抵抗⼒直線性がなくなって現場実態を考慮するとアンカー破断が懸念されること、かつ減調整は、初めに増加⼒となるナット回転可能なジャッキ⼒作⽤後での減アンカー⼒作業となり、実質的には0.85Tys 程度が減調整可能な最⼤プレストレスになることである。この減調整可能なプレストレ
ス範囲は 0.82〜0.85Tys で降伏耐⼒ Tys の 3%程度と狭く、これを考慮して過荷重アンカー⼒の減調整を計画する必要がある。
(2) アンカー定着具のくさびナット定着具は、アンカー緊張･定着作業がくさび定着で、アンカー定着が⾃由⻑依存の緊張時テンドン伸びを⾃由吸収できて簡便なこと、かつ、ナット回転でアンカー⼒調整作業が簡便なことから、施⼯性が特段に優れる特性がある。
本⼯法の定着具は、過荷重アンカー⼒が⽣じた場合の対応で、図-3.6.1 に⽰す減調整⻑ 30mmに設定している。これは、アンカー施⼯実績 90%をカバー可能なアンカー⾃由⻑ 20m 以下と、過荷重レベルが 85%降伏耐⼒(減調整可能最⼤値)のアンカーを対象としたものである。
(3) 減調整を⾏うことで既設の過荷重アンカーを正常な状態に戻せることから、既設の過荷重ア
ンカーの更新が不要になり、抑⽌⼒不⾜分のアンカーの追加増設のみで、⼟⼯構造物や橋台･岸壁などの⼀般構造物の安全性確保が可能になる。これにより、メンテナンスの観点から不測事
態発⽣時の補強対策で経済性をより向上することができる。なお、図-3.6.2 に⽰す、本⼯法のナット調整のプレストレス(アンカー⼒)調整⻑ LL は、減調整･増調整を合わせて LL=50mm 程度となっている。詳細は、表-4.8.1 を参照されたい。
テンドン(硅砂付着ECFテンドン)

H0︓ナット⾼
L0︓最⼩嵌合⻑
Ld︓減調整⻑
Lu︓増調整⻑H1︓ｱﾝｶｰﾍｯﾄﾞ⾼H0

くさび
アンカーヘッド

H1

ナット

L0

回転

Ld (30mm)

押え板

Lu

⽀圧板

受圧体

⽌⽔ゴム
シース

図-3.6.2 減調整のアンカー⼒･変位関係
図-3.6.1 定着具の減調整の概念- 46 -

3.7 従来技術との⽐較
本⼯法は、従来技術の EHD アンカー⼯法の⻑所をさらに発展させ、近年の⻑寿命化とメンテナンス性という新しい技術トレンドを踏まえ、より耐久性が⾼く、ライフサイクルコスト経
済性をより優れたものとしている。従来技術との⼯法⽐較では、こうした観点を理解の上、ライフサイクルコストを含めて適正に⾏う必要がある。
【解説】(1) 本⼯法は、従来の EHD アンカー⼯法の頭部構造耐久性の最⼤の弱点であった頭部のグリー
ス充填と背⾯⽌⽔構造をなくして、新しい⾼耐⽔圧性のプレート⽌⽔構造(特許第 6861975 号)を採⽤し、さらにグラウトとテンドンの降伏付着強度の⾼付着強度化、透明キャップ(特許第6948658 号)とグリースレスの Ni めっき定着具(特許第 7166550 号)採⽤のメンテナンス性向上
により、安全性･耐久性･ライフサイクルコスト経済性の優位性を図ったものである。
(2) 本⼯法と従来技術の EHD アンカーとの⽐較を表-3.7.1 に⽰す。同表に⽰すように、本⼯法
は、グラウトとの降伏付着強度が 1.5 倍以上と⾼いのでアンカー体の安全性が向上し、背⾯⽌⽔構造をなくしたプレート⽌⽔構造を適⽤していることから、頭部⽌⽔構造のアンカー防⾷性が優れたものとなり、かつ、グリースレスの透明キャップによりアンカー頭部調査の省⼒化を図ることができる。同表に⽰すように、建設コストと保全コストを含めたライフサイクルコス
トは、約 30%縮減できる。縮減効果の詳細は、後述の表-4.13.13 を参照されたい。
なお、保全段階のアンカー維持管理で必要な調査項⽬と調査歩掛の関係は、後述の表-6.3.3 を参照されたい。
表-3.7.1 EHD アンカーHP ⼯法の従来アンカー⼯法との⽐較
項

⽬

テンドン種類
エポキシ樹脂被覆厚①EHD アンカーHP ⼯法②従来 EHD アンカー⼯法

⾼付着型の硅砂付着 ECF テンドン

硅砂付着 ECF テンドン

0.4〜1.2mm

グラウトとの降伏付着強度(設計耐⽤年数 100 年)
1.5 倍以上

1.0 倍以上

⾃由⻑部の空隙

グリース充填で空隙なし

同 左

定着具の種類･Ni めっき定着具(グリースレス)(普通 PC 鋼より線倍率)

頭部⽌⽔構造 / 耐⽔圧 ･プレート⽌⽔構造 / 2.0 MPa 以上
頭
部
構
造

同 左

頭部キャップの種類
頭部グリース充填※1
頭部グリース交換【2 種類】･透明･5 窓･下 1 窓･窓なしアルミ･下 1 窓･窓なしアルミ･グリースレス※2･グリース充填(アルミキャップ)※2･グリースレス：交換必要なし･グリースレス ⇒外観調査のみ･グリース充填(建設コスト＋維持コスト)

活⽤可能
0.67

･グリース充填(背⾯部含む)･交換必要あり【窓なしアルミキャップ】⇒外観調査＋頭部詳細調査⇒外観調査＋頭部詳細調査
ドローン調査ライフサイクルコスト･背⾯⽌⽔構造 / 1.0 MPa 以上【4 種類】(10 年頻度で交換必要) ･アルミキャッフ゜：交換必要あり
アンカー頭部調査項⽬･無めっき定着具(グリース充填)(透明キャップ)＋頭部背⾯調査
活⽤不可
1.00(注) 1. 透明キャップ･5 窓キャップは、グリースレス仕様を原則とする。下 1 窓キャップ･窓なしアルミキャップは、グリー
スレスとグリース充填の両⽅が使⽤できる。
2. グリースレス仕様は、Ni めっき定着具とする。グリース充填仕様と Ni めっき定着具を組合せて、防⾷仕様を向上させる⽅法もある。

- 47 -

第4章 設 計
4.1 設計の基本
アンカーの設計は、道路のり⾯･斜⾯などの⼟⼯構造物の防災対策や、橋台･港湾漁港岸壁･建築物などの⼀般構造物の補強安定対策などの、適⽤構造物の分野に応じた設計⽅針･設計条
件･設計⽅法にもとづき、アンカー対策⽤の必要抑⽌⼒検討を⾏い、アンカープレストレスの基本原理を理解した上で、適⽤環境状態やアンカー体設置地盤などのアンカー設計条件を的確に把握して適正なものとなるように実施する。
【解説】(1) アンカーは、⼟⼯構造物や⼀般構造物の安定対策⽤途で、信頼性が⾼く確実な補強効果が得
られ、他⼯法に⽐べて経済性が優れることから、従来から地盤関連のインフラ施設の補強対策として広く活⽤されている。アンカーの基本原理は、構造物不安定⼒となる地すべり⼒や地震⼒などによる作⽤荷重が、アンカープレストレスを超えない範囲で補強対象の構造物変位をゼロに保持可能なことであり、プレストレス≧作⽤荷重(外⼒)で構造物が変位ゼロを保つため、安全性･使⽤性･修復性から本機能を最⼤に活⽤することが重要である。
(2) アンカーの設計は、補強対象の構造物とアンカーが安全性･使⽤性･修復性･施⼯性･ライフサ
イクルコスト経済性･保全管理性(維持管理性)などで適正なものとする必要がある。
(3) アンカー設計⼿順を、図-4.1.1 に⽰す。設計⼿順は、初めに適⽤条件設定を⾏い、構造物補強安定で必要とされる必要抑⽌⼒を求める。⼟⼯構造物では、すべり⼟塊の剛体安定のすべ
り⾯解析から計画安全率が確保可能な補強⼒を検討条件

必要抑⽌⼒ Pr(kN/m)という。橋台･岸壁などの⼀般構造物では、滑動･転倒･⽀持⼒の直接基礎
構造物の剛体安定などを確保可能な必要⽔平⼒
Ph や必要鉛直⼒ Pv(kN/m)から、アンカー傾⾓を考慮して求めたアンカー⽅向の補強⼒を必要
抑⽌⼒ Pr(kN/m)という。なお、杭基礎構造物の場合は、杭の各種の許容耐⼒を満⾜できる必要
抑⽌⼒ Pr(kN/m)を求める。
(4) 設計アンカー⼒ Td(kN/本)は、アンカー規格を設定するものであり、⼟⼯構造物では、必要抑⽌⼒にすべり⾯でのアンカー効果、およびアンカーの⽔平間隔と段数を考慮して求め、⼀般構造物では、アンカーの⽔平間隔と段数を考慮して求める。
(5) 次の設計段階では、アンカー規格設定･アンカ
ー体⻑検討･⾃由⻑検討･受圧体検討を実施する。

END

図-4.1.1 アンカー設計⼿順- 48 -

(6) 構造物変位δs 検討は、設計アンカー⼒よりも定着プレストレスが⼩さい場合に⽣じる、設計供⽤期間の作⽤荷重による変位を求めるもので、アンカー変位 δa から求める。構造物変位とアンカー変位の関係は、⼟⼯構造物の地表構造物変位δg で、δg=δa/cosβ、⼀般構造物の⽔平変位δx で、δx=δa/cosα と表され、アンカー変位と余弦逆数の積に⽐例する。ここに、アンカー傾⾓ α、変位⽅向(すべり)⾓ θ、合成⾓ β=α+θ である。なお、アンカー⾃由⻑が異なる設計の場合は、後述の 4.6 に⽰すように、プレストレス Pe＜作⽤荷重 P0 の条件で、短い
⾃由⻑側にアンカー⼒負荷が⼤きくなることから、これを照査する必要がある。
(7) 定着プレストレス Pt 検討は、アンカー定着以降のプレストレス低下の要因となる、設計供⽤期間にわたる地盤クリープ沈下とテンドンの純リラクセーションを考慮して、定着段階でのプレストレス上越し量を求める。また、本⼯法での初期緊張⼒ Pi は、限界緊張⼒を上限値とし、セットロスとナットでの増プレストレスを考慮して、定着プレストレス Pt をもとに求める。
(8) アンカー⼒調整検討は、本⼯法が過荷重アンカー⼒の減調整⻑を 30mm と設定していることから、実際の設計⾃由⻑を⽤いてアンカー⼒の調整幅を参考に求めるものである。なお、
アンカー⼒増加側の増調整⻑は、アンカー規格により 10〜25mm 程度となっている。これより⼤きい増調整⻑が必要な場合は、シム(shim：すき間詰め材)設置で調整が可能である。
(9) アンカー引抜試験計画は、引抜試験が必要と判断される場合に検討を⾏う。引抜試験の必要性は、地盤調査結果を設計に反映させた際のアンカー体地盤の信頼性･確信度の程度で判断する。
(10) ライフサイクルコストは、建設段階と設計供⽤期間の保全段階(維持管理)を含めたコストであり、この最適化により、同期間を通じた社会インフラ施設の費⽤対効果がもっとも⾼くなる経済的な設計を講じる必要がある。こうした観点から、保全段階のアンカー維持管理などの点検調査や耐久性評価による更新時期などの合理化を含めて、ライフサイクルコスト(LCC)の最⼩化程度を把握し、経済性を検討する。
なお、従来アンカー⼯法の保全段階の調査コストは、設計供⽤期間 50 年で定期調査 10 回の条件設定で、表-4.13.13 に⽰すように建設段階コストの 50%程度を占める規模に達し、設計上の重要ポイントになるので、これに留意が必要である。

- 49 -

4.1.1 アンカープレストレスの効果
アンカーのプレストレスは、⼟⼯構造物や⼀般構造物の安定を⽬的にした、アンカー定着直後からの設計供⽤期間で、テンドンおよび構造物に導⼊されている⼒であり、作⽤荷重がプレストレスを超えない限り、構造物の変位をゼロに保持できる効果がある。作⽤荷重がプレストレスを超えた場合は、アンカーばね剛性の⼩さい抵抗のため、構造物に⽐較的⼤きな変位が⽣じることから、その変位量を求めて、構造物および隣接施設への影響を照査する必要がある。
【解説】(1) 構造物のプレストレスを⽤いた補強対策の基本原理の概念を、図-4.1.2 に⽰す。同図に⽰す
ように、プレストレス Pe ≧ 作⽤荷重 P0 では物体が持上がらず変位ゼロであり、Pe ＜ P0 では物
体が持上がり、ばね抵抗状態になって⽐較的⼤きな変位が⽣じるので、設計では留意が必要である。
(2) 図-4.1.3 に作⽤荷重 P0･変位δの関係でのプレストレス Pe、残存引張⼒ Per、超過⼒ΔPa、増加変位δa の関係性を⽰す。アンカーのリフトオフ試験は、同図の挙動を利⽤しており、同試験時点で⽣じているプレストレス Pe(=残存引張⼒ Per)を求めるものである。同図に⽰すように、作⽤荷重 P0 の増加でアンカー⼒が増加して、プレストレス超過の残存引張⼒ Per によりプレス
トレス Pe との差の超過⼒ΔPa が⽣じた場合には、簡易式で、ばね剛性 K=A･E/Lf の逆数に⽐例する増加変位δa がアンカーに⽣じることになる。構造物変位δs は、アンカー変位δa と 1/cosβの積(=δa/cosβ)で表される。ここに、βは合成⾓ β=α+θ であり、アンカー傾⾓ α と変位⽅向(すべり)⾓ θ の和で表される。
なお、後述の式(4.11.10)には、ばね剛性の厳密式を⽰し、図-6.3.4 には、リフトオフ試験の試験結果事例を⽰しているので、必要に応じて参照されたい。
(3) 図-4.1.4 にプレストレス･残存引張⼒の経時変化と変位発⽣の関係を⽰す。プレストレス Pe は、
アンカー施⼯での初期緊張⼒ Pi と定着プレストレス Pt を経て、受圧体背⾯の地盤クリープ沈下やテンドンの純リラクセーションの影響により、徐々に低減する。設計供⽤期間に、例えば、地震などの変動作⽤による作⽤荷重 P0 を受けて、アンカーにプレストレス Pe を超過する⼒ ΔPaが作⽤すると、それに伴うアンカー変位δa が発⽣する。地震終了後に構造物に残留変位δsr が⽣じた場合は、アンカー⼒が増加した残存引張⼒ Per 状態になるので、本アンカー⼒はリフトオ
フ試験などで確認してアンカーの健全性を照査する必要がある。
また、同図から分かるように、アンカーのプレストレス Pe が設計アンカー⼒ Td よりも⼩さい
状態のケースでは、設計想定通りの作⽤荷重でアンカーに設計アンカー⼒ Td が発⽣すると、その超過⼒ ΔPa で残留変位δar が⽣じる。この場合の設計では、当該変位を事前に設計確認して、構造物周辺などへの変位影響を照査する必要がある。
超過⼒ ΔPa(kN)は、アンカー⽅向の残留変位δar(mm)から、ΔPa=δar･(A･E)/Lf で求まるので、変位挙動が明らかであれば、簡易的にある程度の逆算も可能である。ここに、A：アンカ
ー断⾯積(mm2)、E：アンカー弾性係数(=0.195MN/mm2)、Lf：⾃由⻑(m)である。正確には、
リフトオフ試験でのアンカー⼒確認を推奨する。

- 50 -

Pe ≧ P0：物体が持上がらない＝変位ゼロ ⇒ プレストレス効果
Pe ＜ P0：物体が持上がる＝ばね抵抗なので⼤きく変位する⇒ ばね抵抗は⼩さいので、変位が⽐較的⼤きい≪アンカーは、プレストレスを効かせるのが基本≫

図-4.1.2 アンカープレストレスの基本原理

図-4.1.3 プレストレスと超過⼒による変位☆設計上の課題☆
①プレストレス超過⼒ΔP a の発⽣は、アンカー構造物に残留変位 δar が⽣じる
②アンカー⾃由⻑が異なる場合は､短い側のアンカー⼒が⼤きく増加する
図-4.1.4 プレストレス･残存引張⼒の経時変化と変位発⽣の関係- 51 -

4.1.2 設計の限界状態
アンカー設計の限界状態は、アンカープレストレスが設計供⽤期間で永続作⽤することから、テンドンや構成構造部材などに部分的な損傷がなく、プレストレス⽀持能⼒が確保された状態の⼗分な耐荷性能を有した安全なものとする。テンドンや構成構造部材、および補強対象
構造物コンクリートの耐荷性能などは、この限界状態を考慮して、種々の構造物適⽤分野の基準や⽰⽅書･指針･要領などに準拠して設定する。
【解説】(1) アンカー設計は、設計供⽤期間でのプレストレスの永続作⽤を基本にした、PC 鋼材の特性や設計⽅法が詳述されている、⼟⽊学会コンクリート標準⽰⽅書 規準編･設計編と道路橋⽰⽅書･
同解説Ⅲコンクリート橋･コンクリート部材編などを基本にして、アンカー配置などの地盤条件に係る箇所はグラウンドアンカー設計･施⼯基準,同解説などの参考図書を⽤いて⾏うのが⼀般的である。⼟⼯構造物や⼀般構造物の安定化のためのアンカー必要抑⽌⼒検討は、各適⽤分野の基準などに則して実施する。
(2) アンカーテンドンの許容耐⼒は、⼟⽊分野は値が同⼀になるコンクリート標準⽰⽅書、道路
橋⽰⽅書およびグラウンドアンカー設計･施⼯基準、港湾分野は港湾の施設の技術上の基準･同
解説 H30、漁港分野は漁港･漁場の施設の設計参考図書 2015、建築分野は建築地盤アンカー設
計施⼯指針･同解説と建築基準法施⾏令をもとに求めて、アンカー規格を設定する。
(3) アンカー構成の構造部材は、主要なものが鋼製部材であることから、道路橋⽰⽅書･同解説
Ⅱ鋼橋･鋼部材編に基づいて、材料特性値、荷重係数、調査･解析係数、部材･構造係数、抵抗係数などを設定して検討する。
(4) 補強対象構造物のコンクリートの耐⼒などは、構造物適⽤分野の基準や⽰⽅書･指針･要領などに準拠することを基本とする。補則が必要な場合は設計⽅法などが詳述されている、⼟⽊学
会･コンクリート標準⽰⽅書 設計編、道路橋⽰⽅書･同解説Ⅲコンクリート橋･コンクリート部材
編などを参考にして条件設定や設計検討を⾏う。

- 52 -

4.1.3 設計の環境状態
アンカーは、本設アンカーの設計供⽤期間をもとに、アンカー設置地盤や塩害環境、⼤気環
境などの鋼材腐⾷環境を考慮して、適切な耐久性能が確保できる適正な防⾷構造を選定する。
【解説】(1) アンカーの防⾷構造は、⼀般的な環境で防⾷構造Ⅱ(⼀般環境)、塩害環境や酸性⼟環境は⾼腐⾷環境となることから腐⾷環境Ⅲを適⽤する。防⾷構造Ⅲは、防⾷構造Ⅲ(塩害環境)と防⾷構造Ⅲ(酸性⼟環境)の 2 種類がある。アンカーテンドンや構成部材は、対応する腐⾷環境から鋼材を遮断できる適正な防⾷⼿段を講じる必要がある。特に、鋼材腐⾷は隙間腐⾷･応⼒腐⾷･孔⾷などの局部腐⾷作⽤が腐⾷程度のおもな因⼦となっていることから、この点に留意する。
アンカーの適⽤環境と防⾷構造
適⽤環境
⼀般環境

防⾷構造
防⾷構造Ⅱ(⼀般環境)

摘 要
⼀般的な環境

塩害環境
酸性⼟環境

防⾷構造Ⅲ(塩害環境)
防⾷構造Ⅲ(酸性⼟環境)

海岸近傍など泥岩などの酸性⼟のり⾯(2) 本⼯法の硅砂付着 ECF テンドンは、エポキシ樹脂被覆厚 0.4mm〜1.2mm(JSCE-E141-2018、
平均厚 0.6mm)で、被覆樹脂がピンホールゼロで、素線間の隙間がなく無通⽔･無酸素で腐⾷
因⼦が作⽤せず、塩害環境や酸性⼟などの過酷な適⽤環境で⼗分な耐久性･耐⾷性が確認されたことから、⼟⽊学会規準で 100 年耐久性を有すると規定されたものである。これにより、硅
砂付着 ECF テンドンは、温泉地･⽕⼭性地盤などの⾼温の地熱環境を除いた、⼀般環境や塩害
環境、酸性⼟環境(pH=2.0〜5.0)に適⽤可能である。
(3) 構成部材の頭部キャップのアルミニウムは pH=4.0 以下の酸に溶けやすく留意が必要である。⽀圧板に使⽤する亜鉛めっき HDZT77 は pH=6.0 以下の酸に溶けやすく、塩分とも反応しやすいので酸性⼟や海岸近傍などでの塩害環境に留意が必要である。我が国では、⻩鉄鉱含
有⼟(泥岩･シルト岩･⾴岩･⽕砕岩･⽕⼭岩･⽚⿇岩･⽚岩･蛇紋岩など)が広く分布していることから、⻩鉄鉱による硫酸⽣成の影響を受けて、切⼟後にのり⾯が pH=2.0〜5.0 の酸性⼟を呈するので、留意が必要である。
(4) 防⾷構造Ⅲ(塩害環境)は、海上･海岸、海岸近傍や凍結防⽌剤散布地域の、道路橋⽰⽅書の塩害対策 S 区分とⅠ区分に該当する塩害環境のアンカー部材で、⾶来塩分影響による亜鉛めっ
きやアルミニウムの消失が⼤きくなることから、この防⾷対策に、アルミキャップにフッ素
樹脂コート、⽀圧板にアルミナイズ処理を⾏うものである。
(5) 防⾷構造Ⅲ(酸性⼟環境)は、のり⾯･斜⾯での pH=2.0〜5.0 の酸性⼟環境に適⽤するものであり、アルミキャップと⽀圧板にフッ素樹脂･エポキシ樹脂を⽤いて 3 重塗装処理などを⾏うものである。なお、酸性⼟環境では、めっき処理の鋼製受圧板やコンクリート製受圧板は腐⾷･劣化が⽣じやすいことから、FFU 受圧板などの樹脂製受圧板の使⽤が推奨される。
(6) 我が国の塩化物イオンの影響地域は、図-4.1.5 に⽰すように、塩害影響地域や凍結防⽌剤散布地域などの塩分の影響地域が広範囲に存在するので、アンカーでは、本環境での耐久性能に対する配慮が必要となる。塩害影響地域は、PC 鋼材が使⽤される道路橋⽰⽅書･同解説Ⅲ
で対策区分が記され、海岸線からの距離で規定されている。同⽰⽅書では、S 区分･Ⅰ区分では何らかの対策が講じられることから、耐久性能の維持を考慮すると、アンカーに対しても同様に適正な対策が必要と考える。また、凍結防⽌剤散布地域も同図に⽰すように寒冷地や- 53 -

⼭岳地に分布しており、同様な対策が必要となる。
(7) 我が国には⻩鉄鉱などの硫化物を含む⻩鉄鉱含有⼟(泥岩･シルト岩･⾴岩･⽕砕岩･⽕⼭岩･⽚⿇岩･⽚岩･蛇紋岩など)の地域がある程度存在しており、当該地での切⼟のり⾯では、酸性⽔が発⽣することから、アンカーは本環境での耐久性に配慮が必要となる。本反応式は次の通りであり、切⼟のり⾯などでの⻩鉄鉱が空気中の酸素と地表⽔に反応して、式(a)の⼀次反応や式(b)の⼆次反応することで硫酸が⽣成されるものである。
2FeS2 + 7O2 + 2H2O
→ 2FeSO4 + 2H2SO4(a)
4FeSO4 + O2 + 10H2O→ 4Fe(OH)3(赤褐色沈殿) + 4H2SO4(b)
ここに、FeS2：黄鉄鉱、FeSO4：硫酸化鉄、Fe(OH)3：水酸化鉄、H2SO4：硫酸酸性⼟環境地域(pH2.0〜5.0)では、地⼭中に含まれる硫化物を含む⻩鉄鉱が切⼟によってのり表⾯に出現して、ここで⻩鉄鉱･空気･浸出地下⽔や降⾬が上述のように反応することで、酸性⽔やこの蒸発による酸性⽔蒸気が発⽣するので留意する。

図-4.1.5 塩化物イオンの影響地域- 54 -

4.1.4 アンカー特性
本⼯法のアンカー特性は、JIS G 3536 規定の PC 鋼より線を組合せた極限耐⼒･降伏耐⼒、⼟⽊学会規準 JSCE-E141-2018 規定のエポキシ樹脂被覆厚 0.4mm〜1.2mm(平均厚 0.6mm)による
100 年耐久性および規定リラクセーションによる純リラクセーション、グラウトとの降伏付着強度が普通 PC 鋼より線の 1.5 倍以上という、特徴的な特性を有している。
【解説】(1) 本⼯法アンカーの⼒学的な設計⽤特性を表-4.1.1 に⽰す。同表に⽰すように、アンカー規格
は、硅砂付着 ECF12.7 シリーズが EHD5-1H〜EHD5-12H、硅砂付着 ECF15.2 シリーズがEHD6-1H〜EHD6-14H であり、各アンカー規格に応じた極限耐⼒ Tus、降伏耐⼒ Tys、鋼線断⾯積 A、⾒掛け周⻑ U、最⼩アンカー体径 DA を有している。
表-4.1.1 EHD アンカーHP ⼯法の⼒学的な設計⽤特性
アンカー規格

極限耐⼒

降伏耐⼒

鋼線断⾯積

⾒掛け周⻑

──
EHD5-1H

Tus (kN)
183

Tys (kN)
156

A (mm2)98.71

U (mm)
39.9

最⼩アンカー体径DA (mm)
φ90

EHD5-2H
366
312
197.4
79.8
φ90
EHD5-3H
549
468
296.1
119.7
φ90
EHD5-4H
732
624
394.8
145.7
φ90
EHD5-5H
915
780
493.6
145.7
φ90
EHD5-6H
1,098
936
592.3
203.3
φ115
EHD5-7H
1,281
1,092
691.0
206.6
φ115
EHD5-8H
1,464
1,248
789.7
206.6
φ115
EHD5-9H
1,647
1,404
888.4
263.4
φ135
EHD5-10H
1,830
1,560
987.1
263.4
φ135
EHD5-11H
2,013
1,716
1,085.8
263.4
φ135
EHD5-12H
2,196
1,872
1,184.5
263.4
φ135
EHD6-1H
261
222
138.7047.8
φ90EHD6-2H
522
444
277.4
95.5
φ90
EHD6-3H
783
666
416.1
143.3
φ90
EHD6-4H
1,044
888
554.8
191.0
φ115
EHD6-5H
1,305
1,110
693.5
206.8
φ115
EHD6-6H
1,566
1,332
832.2
206.8
φ115
EHD6-7H
1,827
1,554
970.9
251.7
φ135
EHD6-8H
2,088
1,776
1,109.6
251.7
φ135
EHD6-9H
2,349
1,998
1,248.3
251.7
φ135
EHD6-10H
2,610
2,220
1,387.0
320.8
φ146
EHD6-11H
2,871
2,442
1,525.7
320.8
φ146
EHD6-12H
3,132
2,664
1,664.4
320.8
φ146
EHD6-13H
3,393
2,886
1,803.1
357.1
φ165
EHD6-14H
3,654
3,108
1,941.8
357.1
φ165(注)1. アンカー弾性係数 E の設計⽤値は、0.195MN/mm2(道路橋⽰⽅書)を使⽤する。
2. 最⼩アンカー体径は、施⼯上でアンカーテンドンが共上りしない、加⼯テンドンとケーシングカップリング内径の空余裕 10mm を⾒込んだ、最⼩で必要なアンカー体直径を⽰したものである。これは削孔ビット公称径の削孔径と同⼀である。削孔外へのグラウト逸失防⽌の⾃由⻑パッカー設置などの設計条件では、同直径を含む以上のものが設計アンカー体径に必要なことがあるので、留意する。

- 55 -

(2) 本⼯法アンカーの設計供⽤期間での純リラクセーション特性を図-4.1.6 に⽰す。硅砂付着
ECF ストランドの純リラクセーション率γ0 は、以下のように表される。ここに、κ=Pt/Tus は、
定着プレストレス Pt と極限耐⼒ Tus の⽐であり、最⼤κは、0.75Tus(0.88Tys)が限界値である。
γ0=2.0(κ≦0.50)

γ0=160･κ(κ-1)+42(0.50≦κ≦0.75)

なお、純リラクセーション率γ0 は、プレストレスの⻑期的な低下量を求める際に使⽤する。

純リラクセーション率 γ０（%)

15.0
ECFﾘﾗｸｾｰｼｮﾝPC鋼より線
普通ﾘﾗｸｾｰｼｮﾝPC鋼より線
低ﾘﾗｸｾｰｼｮﾝPC鋼より線
10.0

5.0

0.0
0.50

0.55

0.60

0.65

0.70

0.75

定着プレストレスと極限耐力の比κ(=Pt/Tus)

図-4.1.6 PC 鋼より線の純リラクセーション(3) 本⼯法アンカーの硅砂付着 ECF テンドンと普通 PC 鋼より線のグラウトの降伏付着強度τbyの付着試験概念と同試験結果を図-4.1.7 に⽰す。同図(b)に⽰すように、硅砂付着 ECF テンドン
は、τby=6.68N/mm2 で、普通 PC 鋼より線のτby=3.51N/mm2 に⽐べて、約 2 倍程度である。
設計で普通 PC 鋼より線の 1.5 倍の値を⽤いても⼗分な安全性を有することが分かる。グラウト
強度 f’ck=24N/mm2 の付着強度は、供試体グラウト強度を考慮した換算係数が(31.8/24)2/3=1.21となることから、硅砂付着 ECF テンドンではτby=6.68/1.21=5.52N/mm2 になる。
なお、アンカー引抜試験などの設計で使⽤する珪砂付着 ECF テンドンの降伏付着強度の保証
値 τby0(f’ck=24N/mm2)は、試験値τby=6.68N/mm2 を試験安全係数 fsbt=1.25 と供試体グラウト
強度を考慮した換算係数 1.21 の積で除して、降伏付着強度保証値 τby0=4.41N/mm2 とする。⼀般式で表すと、τby0=0.530f’ck2/3 となる。⼀般の普通 PC 鋼より線は、τby0=0.210f’ck2/3 である。

変位計

試験体

付着⻑
75mm

⽴⽅体 150mm

⾃由⻑
75mm

硅砂付着
ECF テンドン

H=150mm

自由端側

固定側
引抜方向

支圧板

(試験⽅法：ｺﾝｸﾘｰﾄ標準⽰⽅書規準編 JSCE-E736)(b) 降伏付着強度の試験結果(a) 付着試験概念

図-4.1.7 硅砂付着 ECF の PC 鋼より線と普通 PC 鋼より線の降伏付着強度 τby- 56 -

4.1.5 アンカー許容耐⼒
アンカーの許容耐⼒は、アンカー極限耐⼒またはアンカー降伏耐⼒をもとに、アンカーの適⽤構造物分野の限界状態に応じて設定された、所要の安全性を有するものとし、アンカー規格
は、許容耐⼒が設計アンカー⼒を上回るように選定する。おもな適⽤構造物分野は、⼟⽊分野の⼟⼯構造物･⼀般構造物、港湾分野の港湾構造物、漁港分野の漁港構造物、建築分野の建築構造物である。
【解説】(1) アンカーの許容耐⼒は、表-4.1.2 に⽰すように、アンカーの適⽤構造物分野でアンカー極限
耐⼒またはアンカー降伏耐⼒から設定されている。これをもとに、アンカー1 本当りの許容耐⼒
Tas が設計アンカー⼒ Td を上回るようにアンカー規格を選定する。⼟⽊のレベル 1 地震とレベル
2 地震は、おもに橋台などの⼀般構造物に使⽤するもので、レベル 1 地震はしばしば発⽣の地震動作⽤であることから、供⽤性と修復性･保全管理性を考慮して⻑期の限界状態 1(性能 1)の許容範囲 0.6Tus としている。
ここで、各適⽤分野のレベル 2 地震の許容耐⼒は、PC 鋼より線の 0.9Tys(0.77Tus)超が、変形性の弾性限界を超えてプレストレス維持性能がなくなる領域であり、この場合にアンカー修復
性が失われてアンカー更新が必要なことから、プレストレス維持性能限界である 0.9Tys を上限値と設定している。また、0.95Tys は、経験的に現場施⼯のばらつきでアンカー破断が⽣じる限界となるものであることから、ここでは、これも考慮してやや余裕 0.05 を⾒込み 0.90Tys 超の値は採⽤しないこととする。
表-4.1.2 構造物分野のアンカー許容耐⼒ Tas
限界状態
適⽤分野

⼟ ⽊※1

※5

⻑期
(永続作⽤または常時)

レベル 1 地震※5
(変動作⽤または中⼩地震)

レベル 2 地震※5
(偶発作⽤または⼤地震)

0.6Tus0.6Tus※7

0.9Tys※7

min[0.60Tus,0.75Tys]※9min[0.60Tus,0.75Tys]※9min[0.80Tus,0.90Tys]※9※2

0.5Tys

0.6Tys

0.9Tys※8

漁港(2015)※3

Tus/3.8

Tus/2.5

Tus/2.5

港湾(H30)

0.8Tys
0.9Tys※4,9
0.9Tys※4
min[0.70Tus,0.80Tys]※10(注)1. 地 盤 ⼯ 学 会：JGS4101 グラウンドアンカー設計･施⼯基準、同解説(2012 年)
2. ⽇本港湾協会：港湾の施設の技術上の基準･同解説(H30 年)のタイワイヤーを適⽤
3. ⽔
産 庁：漁港･漁場の施設の設計参考図書(2015 年)のタイワイヤーを適⽤
4. ⽇本建築学会：建築地盤アンカー設計施⼯指針･同解説(2018 年)。なお、レベル 2 地震は、建築基準法施⾏令第⼋⼗条の⼆第⼆号規定に則して設定している。
5. ⻑期：死荷重 D･プレストレス PS･⼟圧 E･活荷重 L･温度変化影響 TH などの永続作⽤と変動作⽤の荷重の負荷状態(⼟⽊の許容耐⼒は、橋梁と同様に、活荷重による疲労耐⼒を考慮したものである。)
レベル 1 地震：しばしば発⽣の地震動による地震⼒ EQ の負荷状態
レベル 2 地震：発⽣は極めて稀であるが甚⼤影響の地震動による地震⼒ EQ の負荷状態
6. 記号定義は、次の通りである。
Tus：アンカー極限耐⼒、Tys：アンカー降伏耐⼒
7. 上記 1.の基準は、地震時許容耐⼒でレベル 1 とレベル 2 の分類がなく、レベル 1 地震はしばしば発⽣の地震動なので、⻑期(限界状態 1：性能 1)と同⼀にし、供⽤性･修復性･保全管理性を考慮したものである。
8. アンカー許容耐⼒ Tas の上限値は、プレストレス緊張⽤材料(PC 鋼より線を⽤いたテンドン)のプレストレ
ス維持性能限界である 0.9Tys と設定している。
9. PC 鋼より線は、0.60Tus=min[0.60Tus,0.75Tys]と 0.90Tys=min[0.80Tus,0.90Tys]がそれぞれ最⼩となる。
10. PC 鋼より線は、0.80Tys=min[0.70Tus,0.80Tys]が最⼩となる。
建 築※4- 57 -

(2) 図-4.1.8 は、各適⽤分野の⻑期の許容耐⼒レベルとアンカー⼒⽐(κ=Pe/Tus)〜伸びひずみ関係を⽰している。同図より、⼟⽊に⽐べて、港湾や漁港は余裕度がやや⼤きく、建築のものは建築基準法施⾏令(⻑期 min[0.70Tus,0.80Tys]、短期 0.9Tys)に則する必要があり、値はやや⼤き⽬になっている。
表-4.1.3 は、おもにプレストレスに関するベース基準の⼟⽊学会コンクリート標準⽰⽅書をもとに、アンカー材料特性･施⼯状態から設定されるプレストレス(アンカー⼒)の上限を⽰したものであり、テンドン緊張中の上限値で PMt=0.90Tys、PC 鋼より線を⽤いたテンドンの純リラ
クセーションからの上限値で 0.75Tus(0.88Tys=1.25×0.60Tus)である。なお、アンカー⼒減調整
限界 0.85Tys の設定は、アンカー⼒調整⽤のナットを⽀圧板から浮かせてナット拘束を解放し、回転させるための限界値である。これにより、テンドン緊張限界 PMt=0.90Tys までのアンカー⼒
余裕 0.05Tys の確保ができて、減調整が実施可能になる。
0.70Tus(0.82Tys)は、コンクリート標準⽰⽅書や道路橋⽰⽅書･同解説で、変動作⽤･定着後などで、PC 橋梁の使⽤性と防⾷耐久性能の確保⽤に設定されている。0.60Tus(0.704Tys)は、PC
鋼より線を⽤いたテンドンの疲労試験 200 万回の振幅下限値に設定されているものであり、疲
労耐⼒を表している。なお、疲労試験 200 万回の振幅上限値は 0.70Tus である。

アンカー力比 (κ=Pe/Tus)

1.0
(Tus)

降伏耐力Tys0.8

破断伸び
εu=7.0%程度

建築 Ta
土木 Ta

0.6

PC鋼より線
0.2%永久伸び

港湾 Ta

0.4

■JIS 規定(テンドン 1 本)

漁港 Ta
0.2

εy

0.0
0.0

0.5

1.0

ECF12.7
ECF15.2
極限耐⼒ Tus 183kN 以上 261kN 以上
156kN 以上 222kN 以上
降伏耐⼒ Tys(0.85Tus)(0.85Tus)

1.5

2.0

2.5

3.0

伸び ε (%)
図-4.1.8 アンカー許容耐⼒とアンカー⼒⽐〜伸びひずみ関係表-4.1.3 アンカー材料特性･施⼯状態でのプレストレス(アンカー⼒)の上限
アンカー状態⓪テンドン破断限界

極限耐⼒ Tus
に対する係数

降伏耐⼒ Tys
に対する係数摘

0.81Tus

0.95Tys･アンカー現場施⼯での経験的設定値

要･適性試験･確認試験などを含むジャッキ緊張作業中のテンドン緊張⼒限界･テンドン弾性変位限界･テンドンの純リラクセーション上限値②リラクセーション※2
0.75Tus･アンカー定着直後のプレストレス
0.88Tys【限界プレストレス PL】(1.25×0.60Tus)（数ヵ⽉で 0.70Tus 以下に低下）･減調整⽤ナット浮き確保の限界値③アンカー⼒減調整限界
0.725Tus
0.85Tys･活荷重変動作⽤⽀配状態のない、使⽤性④変動作⽤※2、定着後※2※3と防⾷耐久性能の限界値
0.82Tys
0.70Tus【⻑期耐久限界 PLE】
･疲労試験 200 万回振幅上限値･活荷重変動作⽤⽀配状態の疲労耐久性能の限界値⑤疲労耐久限界 PLF※2※3
0.60Tus0.704Tys･疲労試験 200 万回振幅下限値(注)1. 地盤⼯学会：JGS4101 グラウンドアンカー設計･施⼯基準、同解説(2012 年)
2. ⼟⽊学会：コンクリート標準⽰⽅書設計編(2017 年)
3. ⽇本道路協会：道路橋⽰⽅書･同解説Ⅲコンクリート橋･コンクリート部材編(H29 年)①テンドン緊張中※1※2※3【テンドン限界緊張⼒ PMt】

0.77Tus

0.90Tys- 58 -

(3) 港湾の許容耐⼒は、「港湾の施設の技術上の基準･同解説 平成 30 年」の性能設計法のタイ
ワイヤーの部分係数から許容耐⼒を設定したものであり、その関係は表-4.1.4 に⽰す通りである。同基準は、平成 11 年基準に⽐べて、安全係数⽐で 1.61 倍程度の変化が⾒られ、部分係数
法採⽤の影響と考えられる。
(4) 漁港の許容耐⼒は、「漁港･漁場の施設の設計参考図書 2015 年」によるものであり、平成
11 年港湾の施設の技術上の基準･同解説と同じ許容応⼒度設計法による⽮板式係船岸のタイワイヤーの許容耐⼒で、⻑期(常時)：Tus/3.8(=0.31Tys)、異常時(地震時)：Tus/2.5(=0.47Tys)の設定がアンカー⽤に適⽤されている。当該タイワイヤーの安全係数 3.8、2.5 は、⽮板式係船
岸施⼯後の裏埋⼟沈下や新潟地震などでの液状化に伴う、⽔平設置のタイワイヤーへの過度な作⽤⼒集中の影響を考慮して割増し設定したものである。アンカーへの適⽤では、本設定
条件の影響有無を考慮した上で、適正に安全係数を設定する必要がある。特に、鉛直アンカ
ーや傾⾓の⼤きい斜めアンカーなどの場合は、⽔平設置のタイワイヤーに該当しないので、留意が必要である。
(5) 許容耐⼒ Tas は、各適⽤分野の基準･規定を満⾜するように、設計アンカー⼒ Td を上回るようにアンカー規格を選定するものである。⼀⽅、構造物へのアンカーの永続プレストレス P∞や定着プレストレス Pt などの設計プレストレスは、プレストレスに係る唯⼀のベース基準であるコ
ンクリート標準⽰⽅書をもとにした表-4.1.3 と後述の 4.7、4.11 を考慮して設定する。アンカー
体の設計での摩擦安全係数 fsg は、⻑期作⽤の永続プレストレス P∞を考慮して、⻑期の摩擦安全係数 fsg=2.5 を適⽤する。
なお、硅砂付着 ECF テンドンは、⼟⽊学会にて塩分環境のプレストレス状態で設計耐⽤年数
100 年と規定されており、プレストレス条件下で品質上の優位性を有したものである。
(6) ⼟⽊･港湾･漁港での⼀般構造物⽤のアンカーは、傾⾓が 20〜90°の範囲で使⽤される。建築
は、⼀般に建築物に⼟圧作⽤がない状態であり、アンカーが建築物設置で⽤地制約もあることから、おもに鉛直アンカー(傾⾓ 90°)での使⽤となる。⼟圧作⽤がない建築⽤途では、地震影
響での残留⼟圧がなく残留変位も残ることはほとんどない。
⼀⽅、⼟⽊などの⼟圧が作⽤する⼀般構造物では、プレストレスよりも地震作⽤が⼤きく、
アンカーばね抵抗で構造物安定を図る設計条件の場合には、アンカー⼒増加による構造物の残留変位がアンカー傾⾓の増加に応じて著しく⼤きくなることから、構造物変形に留意が必要である。なお、意図的に永続プレストレス P∞を所要の設計アンカー⼒ Td 以下に設計計画する場
合の変形算出の設計⽅法は、後述の 4.6 を参照されたい。
表-4.1.4 H30 港湾基準※1 のタイワイヤーの部分係数とアンカー許容耐⼒
照査状態
永続状態
変動状態
摘 要
項 ⽬
(⻑期：常時)(レベル 1 地震時)
照査⽤特性値 R
降伏耐⼒ Tys
降伏耐⼒ Tys
抵抗項の部分係数 γR

0.64

1.00

荷重項の部分係数 γs

1.29

1.00

調整係数 m1.00

1.67

アンカー許容耐⼒ Tsas

0.5Tys

許容変形量 Da──

0.6Tys
重⼒式係船岸：100mm
⽮板式係船岸：150mm※2【参考】漁港 での⽮板
50mm
30mm
頭部許容⽔平変位量 Da(注)1. ⽇本港湾協会：港湾の施設の技術上の基準･同解説(H30 年)
2. ⽔産
庁：漁港･漁場の施設の設計参考図書(2015 年)- 59 -=γR/(m･γs)･Tys

静的照査の場合

4.1.6 降伏付着強度、摩擦強度の設計⽤特性と安全係数
アンカープレストレスを地盤に固着するアンカー体は、テンドンとグラウトとの付着抵抗およびグラウトと地盤との摩擦抵抗の 3 層 2 界⾯のせん断伝達の抵抗機構からなる、アンカー頭部とともに重要な部位であり、基本要素となる降伏付着強度と摩擦強度および安全係数は、アンカー種類や地盤調査を踏まえて適正なものとする。
【解説】(1) プレストレス Pe とアンカー体のグラウト･地盤側のせん断抵抗⼒に関する⼀般化した設計⽤の基本釣合い式は、式(4.1.1)〜式(4.1.3)に⽰す通りである。同式は、アンカー体の引張型･圧縮型･分散型に係らず、すべてのアンカーに適⽤可能なものに⼀般化して表している。図4.1.9 に⼀般化したアンカー体の抵抗概念を⽰す。
アンカー体引張型は、LA=LAb であることから、式(4.1.2)の RA1=0 であり、式(4.1.3)のグラ
ウト付着抵抗⼒と地盤摩擦抵抗⼒の⼩さい⽅でプレストレス Pe を除すことにより、設計のア
ンカー体⻑が得られる。
アンカー体の圧縮型と分散型は、⼀般的にグラウト付着⻑(拘束⻑)LAb ＜地盤摩擦⻑である
ため、アンカー体⻑ LA=地盤摩擦⻑となり、同図に⽰すようにアンカー体内でシース被覆部位が存在するのが圧縮型や分散型の最⼤の特徴である。当該部位のアンカー体内テンドン⾃由⻑部位(LA−LAb)区間で地盤摩擦抵抗を得るためには、本区間のグラウト圧縮の安全性が必要であり、式(4.1.2)に⽰すように、拘束具始点グラウトで (Pe−RA2) / Ae ≦ σca の関係が成⽴する必要があるので、留意する。
なお、アンカープレストレス Pe は、図-4.1.4 に⽰したように、設計供⽤期間において、⼀般に設計アンカー⼒ Td 以上の範囲で種々の作⽤影響で変化する可能性があることから、アンカー
体設計は、所要の安全性が得られるように留意する。
■プレストレス Pe とアンカー体のせん断抵抗⼒(RA1 +RA2 )の設計⽤の基本釣合い式
Pe (≧Td) ＝ RA1 +RA2･･･(4.1.1)
RA1 ＝ min(Ae･σca , (LA − LAb)･πDA･τg / fsg ) ･･･(4.1.2)
RA2 ＝ LAb･min(U･τby / fsb , πDA･τg / fsg )･･･(4.1.3)
ここに、･Pe： プレストレス･Td： 設計アンカー⼒･RA1 ： アンカー体内テンドン⾃由⻑部の許容せん断抵抗⼒･RA2 ： アンカー体内付着⻑(耐荷体)部の許容せん断抵抗⼒･Ae： テンドン⾃由⻑部グラウトの有効断⾯積･σca ： グラウトの許容圧縮強度 (=f'ck / 4：無筋コンクリート許容値)･f'ck ： グラウトの設計基準強度･LA： アンカー体⻑･DA ： アンカー体径･LAb ： テンドンまたは耐荷体(拘束具)の付着⻑(拘束⻑)･U： テンドンまたは耐荷体(拘束具)の⾒掛け周⻑･τby： テンドンまたは耐荷体(拘束具)とグラウトの降伏付着強度･τba： テンドンまたは耐荷体(拘束具)とグラウトの許容付着強度 (=τb / fsb)
･fsb
： 付着抵抗の安全係数･τg： グラウトと地盤の摩擦強度･τga： グラウトと地盤の許容摩擦強度 (=τg / fsg)
･fsg
： 摩擦抵抗の安全係数- 60 -

(a) プレストレスとグラウト付着抵抗･地盤摩擦抵抗

ｼｰｽ

ﾃﾝﾄﾞﾝ断⾯

耐荷体断⾯(b) アンカー体断⾯概念
図-4.1.9 ⼀般化したアンカー体の抵抗概念(2) テンドンとグラウトの降伏付着強度は、⼟⽊学会コンクリート標準⽰⽅書の異形鉄筋(異形PC 鋼棒･拘束具)の降伏付着強度を基本にして、PC 鋼より線もほぼ同様な考えで設定されている。降伏付着強度の付着試験⽅法は、異形鉄筋(異形 PC 鋼棒･拘束具)で JSCE-G 503、PC
鋼より線で JSCE-E 736 により求まる。硅砂付着 ECF テンドンを含めた降伏付着強度τby 算定式と付着安全係数の関係を式(4.1.4)〜(4.1.9)、まとめたものを表-4.1.5 に⽰す。同表に⽰す
ように、付着安全係数 fsb は、材料安全係数 fm×⻑期安全係数 ft の積で表される。
なお、ここの降伏付着強度特性では、PC 鋼より線をもとにした硅砂付着 ECF テンドンと、
通常の標準的な PC 鋼より線を⽤語上で区分するため、標準的な PC 鋼より線を普通 PC 鋼より線と称する。硅砂付着 ECF テンドンの付着安全係数は、普通 PC 鋼より線と同⼀として、⻑期とレベル 1 地震時の付着安全係数で fsb=2.25、レベル 2 地震時の付着安全係数で fsb=1.50 としている。
同表から分かるように、⻑期の付着安全係数は、硅砂付着 ECF テンドンや普通 PC 鋼より線
で fsb=2.25、拘束具(耐荷体)で fsb=1.50 と異なっているので、設計にあたっては留意が必要である。付着安全係数が異形 PC 鋼棒･拘束具で fsb=1.50 と⼩さい理由は、⼟⽊学会コンクリート
標準⽰⽅書にて、定着部に必ず曲げフックを設ける異形鉄筋の付着強度と同⼀に設定したためであり、曲げフックがないアンカー適⽤での許容付着強度の設定では⼀考が必要と考える。
参考⽂献によると、アンカー体圧縮型の拘束具(耐荷体)の付着特性は図-4.1.10 に⽰す通りであり、同図の拘束圧ゼロ条件付近と、⼟⽊学会コンクリート標準⽰⽅書の式(4.1.8)の付着強度算
定式はほぼ⼀致していることが分かる。
同表最下段は、地盤⼯学会アンカー設計･施⼯基準の許容付着応⼒度を⽰しており、普通 PC- 61 -

鋼より線の式(4.1.7)と異形 PC 鋼棒(拘束具)の式(4.1.9)を⽤いたものと、ほとんど同等の値となっていることから、当該許容付着応⼒度の根拠の妥当性が裏付けられる。
本⼯法の硅砂付着 ECF テンドンの⻑期の許容付着強度τba は、図-4.1.7 の付着試験結果で⽰したように、普通 PC 鋼より線に⽐べて、1.5 倍以上と⼗分に⼤きいことから、同表に⽰すように、普通 PC 鋼より線の許容付着強度の 1.5 倍を適⽤して設定している。
■硅砂付着 ECF テンドンの降伏付着強度τby と許容付着応⼒度τbaτby ＝ 0.530 f'ck2/3･･･(4.1.4)

τba ＝ τby / (1.5×1.5) ＝ 0.235 f'ck2/3 (長期) ･･･(4.1.5)■普通 PC 鋼より線の降伏付着強度τby と許容付着応⼒度τbaτby ＝ 0.210 f'ck2/3･･･(4.1.6)

τba ＝ τby / (1.5×1.5) ＝ 0.0933 f'ck2/3 (長期) ･･･(4.1.7)■異形 PC 鋼棒(拘束具)の降伏付着強度τby と許容付着応⼒度τbaτby ＝ 0.280 f'ck2/3･･･(4.1.8)

τba ＝ τby / 1.5 ＝ 0.1867 f'ck2/3(長期) ･･･(4.1.9)

ここに、f'ck ： グラウトの設計基準強度
表-4.1.5 テンドンの降伏付着強度 τby と許容付着応⼒度 τba の関係 (N/mm2)
硅砂付着PC 鋼種別普通 PC 鋼より線※3 異形 PC 鋼棒(拘束具)※2
摘 要
ECF テンドン※4
アンカー体型式
引張型
引張型
圧縮型･分散型式(4.1.4),式(4.1.6),
2/3
2/3
2/3
降伏付着強度 τby 算定式
τby=0.530f’ck
τby=0.210f’ck
τby=0.280f’ck
式(4.1.8)
⽂献 3)
材料安全係数 fm
1.50
1.50
1.50
⻑期安全係数 ft

1.50

1.50

1.00

⽂献 3)

付着安全係数 fsb

2.25

2.25

1.50

⽂献 3)

ｸﾞﾗｳﾄ設計基準強度 fʼck
許容付着強度 τba(計算値)
許容付着応⼒度 τba
ランク A(⻑期)

24

30

24

30

24

30

1.96

2.27

0.78

0.90

1.55

1.80

上記式と安全係数で算出

1.20※41.35※40.80※10.90※11.60※11.80※1

⻑期･レベル 1 地震

(注)1. 地盤⼯学会：JGS4101 グラウンドアンカー設計･施⼯基準、同解説(2012 年)
2. ⼟⽊学会：コンクリート標準⽰⽅書設計編(2017 年)
3. 川崎ら：グラウンドアンカーのグラウトとストランドの付着強度、第 55 回地盤⼯学研究発表会 2020
4. 硅砂付着 ECF テンドン規格値
単位：1.0N/mm2=10kgf/cm2(文献) 桂ら：圧縮型永久地盤アンカーの支持力特性,
土と基礎､1990.5,地盤工学会

図-4.1.10 アンカー体圧縮型の付着特性- 62 -

(3) グラウトと地盤の摩擦強度は、⼀般に詳細設計の事前調査段階でアンカー引抜試験にて把握することが基本とされている。しかし、本⼿順は詳細設計で種々の⼯法⽐較を経て設計が終了し、アンカー体設置地盤などのアンカー仕様の確定後に、初めてアンカー仕様に応じた
引抜試験の計画と実施が可能であることから、実際の設計遂⾏上ではほとんど実現が困難である。
このため、設計の実務では、初めに地盤調査をもとに、アンカー体設置地盤の摩擦強度を設定してアンカー体⻑ LA を求め、アンカー仕様とアンカー引抜試験計画を確定して設計完了とするのが⼀般的である。施⼯段階では、アンカー体設置地盤とアンカー体⻑の妥当性照査の⽬的で、計画にもとづきアンカー引抜試験を実施して、試験結果の摩擦強度が設計値以上の場合は適正と評価して、設計アンカー体⻑での施⼯を⾏う。なお、試験結果の摩擦強度が設計値未満の場合は⾒直し検討を⾏い、安全なアンカー体⻑となる修正設計を実施した上で、施⼯することになる。
⼀⽅、設計段階でアンカー引抜試験結果の摩擦強度適⽤が必須の場合は、詳細設計⇒アン
カー仕様設定⇒引抜試験計画･実施⇒摩擦強度設定⇒修正設計⇒設計完成となるので、上記に⽐べて、設計段階での現場引抜試験⽤のプラント仮設や施⼯機械運搬の費⽤が別途必要になって合理性が劣ることになるので、留意が必要である。
アンカー体設置の地盤状態は、アンカープレストレスに対して、永続的な安定を確保できる必要がある。したがって、アンカー体は、アンカーグラウトからのせん断応⼒作⽤に対して、
地盤緩み影響が極⼩で安定的な、N 値が N≧30 の堅固な地盤に設置し、表-4.1.6 に⽰すものを参考に地盤調査をもとに摩擦強度を設定する。なお、地震時に液状化現象が⽣じやすい N≦20の砂地盤や、⻑期クリープが⽣じやすい粘性⼟地盤は、本設アンカーのアンカー体設置地盤として適⽤不可である。
同表の岩盤･砂礫･砂の最⼩値を使⽤する場合は、設計上で安全側の値となっており、本適⽤を推奨する。地質調査報告書からの設計反映では、地盤調査の岩盤評価区分とアンカー体摩擦強度の岩盤区分は⼀般に異なっていることが多いので、設計にあたっては留意が必要である。
アンカー体設計では、地盤調査結果の N 値 50 以下の⾵化岩などは、礫質⼟または砂礫と評価
して摩擦強度を設定する。岩盤で 50≦換算 N 値＜150 は、⾵化岩の摩擦強度を設定する。岩盤の換算 N 値で 150 以上は軟岩の摩擦強度を設定する。泥岩･凝灰岩･蛇紋岩などは、摩擦強度が低いことがあるので、同表に⽰すように地質年代を考慮して設定する。なお、アンカー施⼯の削孔⼯の地盤･岩盤分類では、同表の⼟丹･⾵化岩･軟岩が｢軟岩｣となる。⼀般構造物での削孔では、無筋コンクリートが｢硬岩｣、鉄筋コンクリートが｢特殊地盤｣の分類となる。
許容摩擦強度τga 設定⽤の摩擦安全係数 fsg を表-4.1.7 に⽰す。レベル 1 地震は、しばしば発⽣の地震動であることから、⻑期(性能 1)と同⼀にし、供⽤性･修復性･保全管理性を考慮して設定している。
図-4.1.11 にアンカー体⻑ 3.0m 基準の摩擦特性を⽰しており、同図から明らかなように、摩擦強度はアンカー体⻑ LA が 10.0m 側に⼤きくなると⼨法効果により低下傾向を⽰すので、摩擦安全係数の設定にあたっては留意する。例えば、LA=10.0m では、LA=3.0m に⽐べて摩擦強度
⽐ Rβ が Rβ=0.546 と低下して実際のアンカー体抵抗が表-4.1.6 の値よりも⼩さくなることに留意する。同図の摩擦強度⽐ Rβ の逆数が 1.83 なので、⻑尺アンカー体の場合は本現象を考慮して、摩擦安全係数 fsg を適切に設定することも必要である。

- 63 -

なお、⻑期(性能 1)の摩擦安全係数 fsg は、表-4.1.7 に⽰したように、fsg=2.5 であり、LA=10.0m の摩擦強度⽐ Rβ=0.546 を考慮すると、摩擦安全係数 fsg の実質的な安全係数 fsg0 は
fsg0=1.365 である。レベル 2 地震(性能 3)の摩擦安全係数 fsg は、fsg=1.5〜2.0 であり、fsg=1.75⇒
fsg0=0.96、fsg=2.0⇒fsg0=1.09 であることから、レベル 2 地震(性能 3)の摩擦安全係数 fsg の設定では、この点に留意が必要である。
表-4.1.6 アンカー体設置地盤の摩擦強度τg
硬
岩

盤

砂

礫

1.50〜2.50

軟 岩

1.00〜1.50

150≦換算 N 値

⾵化岩

0.60〜1.0050≦換算 N 値＜150

⼟ 丹

0.60〜1.20

Ｎ値

凝灰岩

0.10〜0.20

本設アンカー適⽤不可

200.17〜0.25

本設アンカー適⽤不可

30

0.25〜0.3540

0.35〜0.4550

0.45〜0.70

10

0.10〜0.14

本設アンカー適⽤不可

200.18〜0.22

本設アンカー適⽤不可

30

0.23〜0.27

40

0.29〜0.3550

0.30〜0.40
0.375

新第三紀(鮮新世)

0.300

新第三紀(中新世以前)

0.500

古第三紀

0.750

中世代

0.700

古世代

0.750

蛇紋岩

N 値貫⼊量ゼロ

10

第四紀
泥岩

要

岩

Ｎ値

砂

摘

摩擦強度τg (N/mm2)

地盤の種類(JGS4101-2012p78 解説表-6.6、同 p159 付録図-6.8 加筆転載)
表-4.1.7 摩擦安全係数 fsg
限界状態

摩擦安全係数 fsg

⻑期(性能 1)

2.5

レベル 1 地震(性能 1･性能 2)2.5

摩擦強度⽐ Rβ

レベル 2 地震(性能 3)
1.5〜2.0(JGS4101-2012p77 解説表-6.5 加筆転載)

増加

アンカー摩擦強度は、アンカー体⻑ LA で変化する、「⼨法効果」がある■摩擦強度⽐ Rβ=0.192+LA^(-0.09×LA0.7)
低下
LA=3.0m
摩擦強度⽐ Rβ=0.546
逆数 1.83

アンカー体⻑ LA (m)(JGS4101-2012p160 付録図-6.9(b) 加筆転載)
図-4.1.11 アンカー体⻑ 3.0m 基準の摩擦特性- 64 -

4.1.7 アンカー部材の設計⽤特性と安全係数
アンカー部材は、設計要求性能の限界状態に応じた耐荷性能が保持できるように、アンカー
プレストレスを⽀持する適正な安全性を有するものとする。
【解説】(1) アンカー部材の設計は、作⽤荷重となるアンカープレストレスに対して、部分係数を⽤いた
限界状態設計法の式(4.1.10)を⽤いて安全性照査を実施する。式(4.1.11)に許容応⼒度法照査式を⽰しており、旧⽅法の当該設計法では、極限強度を経験的に設定した安全率で除して許容応⼒度を求め、これと曲げモーメントなどの部材断⾯⼒から算出した応⼒度と⽐較することで設計照査を実施していた。これに対して、限界状態設計法は、従来の安全率を作⽤荷重や材料･部
材ごとなどに細分化して、統計データと信頼性理論に則して定めた部分係数を⽤いており、構造物設計の要求性能に応じてより合理的な設計が可能になるものである。
(2) アンカープレストレスが永続作⽤するアンカー部材の鋼部材には、⽀圧板や壁⾯台座などがあり、本⼯法では、簡便的に式(4.1.12)を⽤いて部材の耐荷性能の安全性照査を⾏う。表-4.1.8にアンカー鋼部材の強度特性、表-4.1.9 に部分係数と安全係数 fss を⽰す。なお、部分係数のうちアンカー補正係数 ξ3 は本⼯法で新たに導⼊したものであり、これは作⽤荷重の超過⼒に対してアンカー鋼部材がアンカーテンドンより早く降伏しないようにし、テンドンと鋼部材が同⼀の安全性を有して、同時に降伏が発⽣するように調整した補正係数である。
■部分係数を⽤いた限界状態設計法の照査
σi(γPS･PPS) ≦σd＝ ξ1･ξ2･Φ･ξ3･σyk･･･(4.1.10)■許容応⼒設計法の照査
σi(PPS) ≦σa･･･(4.1.11)■アンカー鋼部材の安全係数 fss の定義
σi(PPS) ≦σd /γPS＝ (ξ1･ξ2･Φ･ξ3 /γPS)･σyk＝ fss･σyk ･･･(4.1.12)
fss ＝ ξ1･ξ2･Φ･ξ3 /γPS･･･(4.1.13)
ここに、･σd： 部分係数設計法の応⼒度制限値･σyk： 鋼材の降伏強度･σa： 許容応⼒設計法の許容応⼒度･σi(γPS･PPS) ： 部分係数設計法のアンカープレストレスによる算出応⼒･σi(PPS) ： 許容応⼒設計法のアンカープレストレスによる算出応⼒･γPS： アンカープレストレスの荷重係数･ξ1： 調査･解析係数･ξ2： 部材･構造係数･Φ： 抵抗係数･ξ3： アンカー補正係数(アンカー降伏強度⽐への等値換算係数)･fss： アンカー部材の安全係数
表-4.1.8 アンカー鋼部材の降伏強度特性(N/mm2)
鋼 種 SS400
S45CN
鋼材板厚 tSM400
t ≦ 40mm235345
引張降伏σyk
圧縮降伏σyk 40mm ＜ t ≦ 75mm 215
345
t ≦ 40mm
135
200
せん断降伏
τyk
40mm ＜ t ≦ 75mm 125
200
t ≦ 40mm
235
345
鋼板と鋼板の⽀圧降伏σykb 40mm ＜ t ≦ 75mm 215
345(道路橋⽰⽅書Ⅱ鋼橋編)

表-4.1.9 アンカー鋼部材の部分係数と安全係数 fss
⻑期
レベル1地震 レベル2地震(性能1) (性能1･性能2) (性能3)
プレストレス荷重係数γPS
1.05
1.05
1.05
調査･解析係数 ξ1
0.90
0.90
1.00
部材･構造係数 ξ2
1.00
1.00
1.00
抵抗係数 Φ
0.85
0.85
1.00
アンカー補正係数 ξ3
0.966
0.966
0.945
アンカー部材安全係数 fss
0.704
0.704
0.900
⽀圧部材補正係数 αb
1.50
1.50
1.50
アンカー試験安全係数 fsst
0.90
──
0.90
(注)1. ⽀圧部材補正係数 αb は、台座側板の下段腹起し接触部の⽀圧応⼒検討に使⽤する。
2. アンカー適性試験･確認試験の最⼤試験⼒は、限界緊張⼒とし、部材の 0.90×降伏強度を超えないものとする。

- 65 -

4.1.8 受圧体の⽀持⼒･滑動安定の設計⽤特性と安全係数
受圧体は、⽀圧板と⼟⼯構造物または⼀般構造物の間に設置して、アンカープレストレスを構造物側に伝達する部材である。⼟⼯構造物では、受圧体背⾯が地盤⾯になることが多く、地盤条件が種々のもので、ばらつきを有することから、アンカー頭部設置の地盤状態を反映した
設計⽤特性などを⽤いて、適正に設計する必要がある。
【解説】(1) 受圧体は、吹付のり枠･受圧板･台座･壁⾯台座の総称であるが、ここでは⼟⼯構造物のアン
カー頭部側の地盤⾯設置の吹付のり枠･受圧板の設計条件を記述する。受圧体の設計⽅法は、後述 4.5 を参照されたい。
(2) 吹付のり枠･受圧板の受圧体安定は、おもに⽀持⼒と滑動の検討により安全性を照査する。
同受圧体の検討概念とプレストレス分⼒ PeV、PeH の関係を図-4.1.12 に⽰す。プレストレス分⼒
は、のり⾯勾配法線⽅向の分⼒が PeV、のり⾯勾配⽅向の分⼒が PeH であり、各分⼒は、アンカ
ー法線⾓δから、PeV=Pe･cosδ、PeH=Pe･sinδにより求める。
(3) 受圧体安定検討の⽀持⼒安定と滑動安定に必要な安全係数を表-4.1.10 に⽰す。受圧体の⽀持⼒検討に必要な受圧体設置地盤の極限⽀持⼒を表-4.1.11 に⽰す。受圧体の許容⽀持⼒ qa は、
極限⽀持⼒ qu を⽀持⼒安全係数 fsb0 で除すことにより求める。

図-4.1.12 受圧体の検討概念とプレストレス分⼒ PeH,PeV
表-4.1.10 受圧体安定検討の安全係数
⻑ 期
レベル2地震レベル1地震3.0
2.0
⽀持⼒の安全係数 fsb0
滑動の安全係数 fss0
1.5
1.2
(NEXCO 設計要領第⼀集、⼟⼯建設編、2.切⼟、5.グラウ
ンドアンカー⼯を参考に設定)
表-4.1.11 受圧体設置地盤の極限⽀持⼒
⽬安指標
摘 要
極限⽀持⼒ qu
基礎地盤の種類
⼀軸圧縮強度(kN/m2)
N値(N/mm2)
き裂が少ない均⼀硬岩
3,000
──
10以上
岩盤
き裂が多い硬岩
1,800
──
10以上
軟岩，⼟丹
900
──
1以上
1,800
──
──
密実なもの
れき層
密実でないもの900────
標準貫⼊試験のN
密なもの
900
30〜50
──
砂質地盤
値が15以下の場合
中位なもの
600
15〜30
──
は、受圧体設置地
⾮常に硬いもの600
15〜30 0.2〜0.4 盤が地震時に液状
粘性⼟地盤
硬いもの
300
8〜15
0.1〜0.2 化しないこと
中位のもの
150
4〜8
0.05〜0.1(NEXCO 設計要領第⼀集、⼟⼯建設編、2.切⼟、5.グラウンドアンカー⼯ｐ2-116 加筆転載)- 66 -

4.1.9 頭部構造とライフサイクルコスト
アンカーは、プレストレスが永続作⽤することから、確実な耐荷性能が保持できるように、適切な維持管理のもとで⻑寿命化や保全を図る必要があり、このためには、簡便に⽬視確認が可能なアンカー頭部構造を⽤いた点検･調査が重要になる。こうした観点から、アンカー設計
では、設計供⽤期間を通じてもっとも⾼い費⽤対効果が得られるように、保全段階のアンカー
頭部構造の点検･調査の合理化を含めたライフサイクルコスト(LCC)の検討を⾏う。
【解説】(1) 保全段階のアンカー調査項⽬･調査数量とその調査標準歩掛は、表-4.1.12 に⽰すように、それぞれ「グラウンドアンカー維持管理マニュアル 2020 年」、「2022 年版グラウンドアン
カー積算ガイドブック」で規定されている。本⼯法の透明キャップ･5 窓キャップ･下 1 窓キャ
ップは、グリースレスで背⾯⽌⽔構造がなく、外観⽬視によりキャップ内部の点検･調査が可能で、同表の②頭部保護撤去〜⑤頭部修復⼯が不要なことから、ライフサイクルコスト縮減が可能である。
(2) 表-4.1.13 に建設段階コストと保全段階コストを含めたライフサイクルコスト(LCC)の試算
例をまとめて⽰す。本⼯法の頭部構造 C グレード(透明キャップ)は、従来 EHD アンカーに⽐べて、特に LCC の経済性効果が⾼いことが分かる。詳細内容は、後述の表-4.13.13 を参照されたい。また、表-6.3.3 では、アンカー⼒調査を含めて、健全性調査の全調査項⽬の歩掛⽐較をまとめているので、必要に応じて参照されたい。
表-4.1.12 アンカー頭部調査の標準歩掛と各アンカー⼯法の調査必要性
アンカー調査の 調査数量
調査項⽬
標準歩掛
(全体⽐率) EHD ｱﾝｶｰ HP ⼯法 従来 EHD ｱﾝｶｰ⼯法
アンカー設計供⽤期間 tｄ
──
──
50 年
50 年
アンカー健全性調査頻度
──
──
5年
5年
①定期点検(外観調査)
10 %
必 要
必 要
･現場調査
0.05 ⽇/本･データ整理0.05 ⽇/本②頭部保護撤去
0.10 ⽇/本
10 %
不 要
必 要
③頭部詳細調査(露出調査)
10 %
不 要
必 要
･現場調査
0.20 ⽇/本･データ整理0.10 ⽇/本④頭部背⾯調査5%不 要
必 要･除荷⼯(Ta<400kN)
0.15 ⽇/本
0.20 ⽇/本･現場調査
0.10 ⽇/本･データ整理0.70 ⽇/本･再緊張定着⼯⑤頭部修復⼯0.08 ⽇/本
10 %
不 要
必 要
（注)1. 頭部調査項⽬は、「グラウンドアンカー維持管理マニュアル 2020 年、⼟⽊研究所ほか編」による。
2. アンカー調査の標準歩掛は、「2022 年版グラウンドアンカー積算ガイドブック、⽇本アンカー協会」によ表-4.1.13 頭部構造とライフサイクルコスト(LCC)
アンカー種
類
EHD ｱﾝｶｰ HP
⼯法【参考】
従来 EHD ｱﾝｶｰ

頭部

頭部⽌⽔構造ｸﾞﾘｰｽ充填グレード ﾌﾟﾚｰﾄ⽌⽔ 背⾯⽌⽔なし

C ｸﾞﾚｰﾄﾞ〇〇W5 ｸﾞﾚｰﾄﾞ〇〇W1 ｸﾞﾚｰﾄﾞ〇〇G ｸﾞﾚｰﾄﾞ

〇

──

〇

あり

供⽤段階の
頭部内部の点検調査法

LCC の
試算例

内殻：透明 PC 樹脂
外殻：ｷｬｯﾌﾟ固定具
内殻：透明 PC 樹脂
外殻：5 窓ｷｬｯﾌﾟ固定具

ドローンなどで遠望⽬視の点検が可能

1.000

同 上

1.01

下 1 窓ｱﾙﾐｷｬｯﾌﾟ

近接⽬視可能内部⽬視困難(ｷｬｯﾌﾟ取外しで可)

1.02

頭部キャップ仕様〇

窓なしｱﾙﾐｷｬｯﾌﾟ〇

窓なしｱﾙﾐｷｬｯﾌﾟ- 67 -

同

上

1.19
1.50

4.2 必要抑⽌⼒と設計アンカー⼒
必要抑⽌⼒と設計アンカー⼒は、のり⾯･斜⾯の安定対策の⼟⼯構造物を対象としたものと、橋台･岸壁･建築物などの安定対策の⼀般構造物を対象としたものの 2 種類の検討⽅法があることから、設計はこれを踏まえて適切に実施する必要がある。
【解説】(1) 必要抑⽌⼒ Pr は、⼟⼯構造物や⼀般構造物で、所要の耐荷性能を確保して構造物の安全性を保持するために必要な単位 m 当りの補強⼒、または構造物⻑当りの補強⼒であり、標準的には単位 m 当りの補強⼒をいう。設計アンカー⼒ Td は、必要抑⽌⼒ Pr をもとにして求める、
アンカー許容耐⼒を超えない範囲のアンカー1 本当りの設計⽤のアンカー⼒である。なお、アンカーのプレストレス Pe は、設計アンカー⼒ Td とアンカー規格をもとに設定するものであり、作⽤荷重がプレストレス Pe を超えない範囲で、構造物は変位ゼロを保持でき、超えた場合はアン
カーばね剛性の抵抗になってアンカー変位と構造物変位が発⽣するので留意する。
(2) ⼟⼯構造物では、円弧すべり･くさびすべり･複合すべりなどのすべり⼟塊を⽤いた剛体安定のすべり⾯解析から求まる、計画安全率 Fsp を確保可能な補強⼒が必要抑⽌⼒ Pr(kN/m)である。本必要抑⽌⼒ Pr から、すべり⾯でのアンカー効果、およびアンカーの⽔平間隔と⾼さ⽅向の設置段数を考慮した設計アンカー⼒ Td(kN/本)を求め、これをもとにアンカー規格を選定する。
(3) ⼀般構造物では、直接基礎の外的安定と呼ぶ滑動･転倒･⽀持⼒の 3 つの剛体安定モードを仮定して所要の計画安全率などを満⾜するようにアンカー傾⾓αを考慮の上、アンカー⽅向の補強⼒となる必要抑⽌⼒ Pr(kN/m)を求める。本必要抑⽌⼒ Pr と構造物延⻑⽅向のアンカー
⽔平間隔の積による設計アンカー⼒ Td(kN/本)を求め、これをもとにアンカー規格を選定する。
なお、杭基礎構造の場合は、杭の各種の許容耐⼒が満⾜できる必要抑⽌⼒ Pr(kN/m)と設計ア
ンカー⼒ Td(kN/本)を求め、これからアンカー規格を選定する。

- 68 -

4.2.1 ⼟⼯構造物(のり⾯･斜⾯など)の安定対策
⼟⼯構造物の安定対策は、所要の限界状態に応じて、すべり⼟塊を⽤いた剛体安定のすべり⾯解析から計画安全率を満⾜するように必要抑⽌⼒を求め、それをもとに設計アンカー⼒を算
定する。
【解説】
(1) ⼟⼯構造物の安定対策概念を図-4.2.1、設計条件とアンカー設計式を表-4.2.1 に⽰す。同表の設計アンカー⼒算定式(4.2.2)内のΣN(cosβi+sinβi･tanφ)は、全アンカー設置段数のアンカー効果である。なお、アンカー効果は、各アンカーのすべり⾓θi を単純平均して求める⽅法も使⽤されている。
(2) ⼟⼯構造物の⻑期(性能 1)の計画安全率 Fsp=1.20 は、従来から経験的に使⽤されており、レベル 1 地震や豪⾬時などの安全性を担保できる総合的な設定値として適⽤されている。この場
合のレベル 1 地震や豪⾬時に対する計画安全率の計算は省略されているが Fsp=1.00 相当と想定されており、設計アンカー⼒ Td 未満にプレストレス Pe が低下するとレベル 1 地震などによる変位挙動が⼀般に増加する傾向になる。このことから、設計アンカー⼒ Td 以上の適正なプレス
トレス Pe の保持は、すべり安定性や⼩段などの排⽔施設の変形に伴うズレ防⽌による修復性･保全管理性の観点から重要なので留意が必要である。
(3) 図-4.2.1 に⽰すように、⼟⼯構造物ではアンカー⾃由⻑が異なるのが⼀般的である。本ケースでプレストレス Pe が設計アンカー⼒ Td より⼩さく、かつ設計作⽤荷重(滑動⼒ D)のもとですべり⼟塊の剛体変位δg を伴った場合は、短い⾃由⻑側のアンカー負荷が⼤きくなるので、これを照査する必要がある。特に、⻑期(性能 1)の設計アンカー⼒ Td でプレストレス Pe を設定して、レベル 1 やレベル 2 の地震挙動で変位を許容する設計の場合は、当該アンカー変位δaに伴う適正なアンカー仕様と構造物変位δg の照査が必要である。なお、本照査⽅法は、後述の
4.6 プレストレスと構造物変位を参照されたい。

δg =δa /cosβ

図-4.2.1 ⼟⼯構造物の安定対策概念

表-4.2.1 ⼟⼯構造物の設計条件とアンカー設計式
記号
単位
項 ⽬
(1) すべり安定の設計条件･すべり安定の計画安全率
Fsp
──
･滑動⼒
D
kN/m
･抵抗⼒
R
kN/m
(2) アンカーの設計条件･アンカー設置段数
N
段･アンカー⽔平間隔
apm･アンカー傾⾓αi°･すべり⾯のすべり⾓θi°･すべり⾯の内部摩擦⾓φ°･合成⾓ βi =αi +θiβ°(3) アンカー設計式･必要抑⽌⼒Pr
kN/m
Pr = Fsp･D - R･･･(4.2.1)･設計アンカー⼒(ﾌﾟﾚｽﾄﾚｽ)
Td
kN/m
Td=Pr･ap / ∑- 69 -

𝑐𝑜𝑠𝛽

𝑠𝑖𝑛𝛽 ･𝑡𝑎𝑛𝜑･･･(4.2.2)

4.2.2 ⼀般構造物(橋台･岸壁･建築物など)の安定対策
⼀般構造物の安定対策は、所要の限界状態に応じて、外的安定の滑動･転倒･⽀持⼒の 3 つの剛体安定モードや構造物の許容変位･基礎杭の許容耐⼒などを満⾜するように必要抑⽌⼒を求め、それをもとに設計アンカー⼒を算定する。
【解説】(1) アンカーを⽤いた⼀般構造物の安定対策は、橋台･擁壁･落⽯防護擁壁･砂防堰堤･ダム･岸壁･
防波堤･建築物など多岐の構造物にわたり、アンカー補強は、滑動･転倒･⽀持⼒の 3 つの剛体安定モードや構造物の許容変位･基礎杭の許容耐⼒などを満⾜するように⾏なわれている。ここでは、構造物の滑動･転倒･⽀持⼒を満⾜するためのアンカー設計の照査内容を記述する。
(2) アンカーによるプレストレス Pe は、本抵抗⼒が作⽤荷重の起動⼒以上の場合に、構造物の変位挙動を抑⽌でき、その剛体安定性が確保できる。図-4.2.2 に、構造物の荷重とアンカー⼒の概
念を無対策とアンカー対策で⽰す。同図に⽰すように、基礎幅 B、モーメントの起点は、o 点であり、アンカー定着点で設計アンカー⼒ Td(プレストレス Pe)が作⽤することで、構造物が地盤に固着される。表-4.2.2 に、アンカー設計に必要な構造物とアンカーの設計条件を⽰す。同表に⽰すように、安定条件は滑動計画安全率 Fs1P、転倒でモーメント計画安全率 Fs2P と許容偏⼼⽐
Ecp=e/B、許容⽀持⼒ qa である。設計アンカー⼒ Td(プレストレス Pe)による構造物付加抵抗⼒
は、鉛直⼒ Va･⽔平⼒ Ha･抵抗モーメント Ma である。
図-4.2.3 に、構造物基礎底⾯でのアンカー浮上り変位の状態を⽰す。同図に⽰すように、アンカー線の基礎底⾯通過位置(底⾯アンカー点)xa が反⼒ゼロ点 x0 を超えるとアンカーに浮上り
変位 δya が発⽣するのが分かる。例えば、転倒の許容偏⼼⽐ Ecp=e/B が Ecp=1/3 の場合、反⼒ゼロ点は B/2 であることから、底⾯アンカー点 xa＞x0=B/2 の条件となり、アンカーには浮上り
変位 δya が発⽣する｡(a)無対策(b)アンカー対策

図-4.2.2 構造物の荷重･アンカー⼒の概念- 70 -

表-4.2.2 構造物とアンカーの設計条件
記号
単位
項 ⽬
(1) 構造条件と安定条件･構造物の基礎⻑、基礎幅
L,Bm･滑動安定の摩擦係数μ──･滑動計画安全率
Fs1p
──･転倒モーメント計画安全率
Fs2p
──･転倒許容偏⼼⽐ =e/B
Ecp
──･許容⽀持⼒qa
kN/m2/m(2) 構造物の荷重条件･鉛直⼒、⽔平⼒
V0 ,H0kN/m･抵抗、起動モーメント
Mr0 ,Md0 kNm/m(3) アンカー条件･アンカー定着点座標x,ym･アンカー傾⾓α°･底⾯アンカー点 x 座標
xam
･設計アンカー⼒(=プレストレス)TdkN/本･アンカー⽔平間隔
apm･アンカーの鉛直⼒、⽔平⼒
Va ,HakN/m

Va=Tdsinα , Ha=Tdcosα･アンカーの抵抗モーメント

Ma

kNm/m

V
M

kN/m
kNm/m

Ma=Td(x･sinα+y･cosα)=Td･a0(4) 作⽤⼒条件･全鉛直⼒ =V0+Va･全モーメント =Mr0−Md0+Ma

図-4.2.3 底⾯アンカーの浮上り変位(3) 表-4.2.3 に、構造物外的安定のアンカー設計に必要な各設計式を⽰す。同表には、構造物安定設計での各安全率等の設計式、各安定モードを満⾜するためのアンカーの必要抑⽌⼒ Pr1〜
Pr4 と底⾯アンカー点浮上りゼロの必要抑⽌⼒ Pr5、底⾯アンカー点の浮上り変位 δya、浮上り考慮の設計アンカー⼒ Tdu の各設計式を⽰す。
式(4.2.8)は、滑動安定の必要抑⽌⼒ Pr1 である。式(4.2.9)は、転倒安定のモーメント安全率
に対する必要抑⽌⼒ Pr2、式(4.2.10)は、転倒安定の偏⼼⽐に対する必要抑⽌⼒ Pr3 である。式(4.2.11)は、⽀持⼒に対する必要抑⽌⼒ Pr4 であり、基礎底⾯前趾側の基礎反⼒度を許容⽀持
⼒ qa にする規定で求めている。これは、構造物前趾側の地盤反⼒を軽減することで、前⾯側への地中応⼒影響を⼩さくする場合に適⽤する。例えば、基礎前趾部受働抵抗側地盤の掘削などで許容⽀持⼒低下が⽣じるケースの基礎反⼒軽減⽬的の抵抗⼒増加補強や、岸壁増深で- 71 -

の前⾯側⾃⽴鋼管⽮板の仕様縮減などに活⽤できる。式(4.2.12)は底⾯アンカー点を浮上りゼロにする抑⽌⼒ Pr5 であり、これを採⽤する場合は、式(4.2.13)、(4.2.14)の検討は不要になる。
式(4.2.13)は、基礎底⾯のアンカー点浮上り変位 δya を設計するものであり、鉛直⽅向の変位成分 δy と分布⼒ qy、および鉛直⼒ V とモーメント M の釣合い式をもとに導いている。なお、
本式の地盤反⼒係数 kv は道路橋⽰⽅書に則したものである。
式(4.2.14)は、浮上り変位 δya からのアンカーの浮上り増加⼒ ΔT=A･E/Lf･δya と、これに各安定で必要な抑⽌⼒ max(Pr1〜Pr4)･ap/N を加え、アンカー1 本当りの浮上り変位の増加⼒ ΔTを考慮した設計アンカー⼒ Tdu を求めている。これによるアンカー仕様の設定で浮上り変位に伴う増加アンカー⼒を含めて、所要の安全性を有するアンカープレストレス性能が発揮できる。

表-4.2.3 構造物外的安定のアンカー設計式
記号
設 計 式
項 ⽬
(1) 構造物安定設計･滑 動
Fs1 =抵抗⼒ R/滑動⼒ D=(μV+Ha)/H0･転倒ﾓｰﾒﾝﾄ
Fs2 =抵抗ﾓｰﾒﾝﾄ Mr/起動ﾓｰﾒﾝﾄ Md=(Mr0+Ma)/Md0･転倒偏⼼⽐Ec =e/B=0.5−M/(BV)･⽀持⼒
qmax =2V2/(3M)(地盤反⼒)
反⼒ゼロ点
x0=3M/V=3B(0.5−Ec)(2) アンカーの必要抑⽌⼒ Pr の設計･滑 動
Pr1 =(Fs1pH0−μV0)/(cosα+μsinα)･転倒ﾓｰﾒﾝﾄ
Pr2 =(Fs2pMd0−Mr0)/a0 , a0=x･sinα+y･cosα･転倒偏⼼⽐Pr3 =(Md0−Mr0+B(0.5−Ecp)V0)/(B(Ecp−0.5)sinα+a0)･⽀持⼒
Pr4 =(a1 𝑎𝑎 𝑎 )/a2(地盤反⼒)
a1=3a0−4V0sinα/qa , a2=4sin2α/qa ,a3=4V02/qa+6(Md0−Mr0)･底⾯ｱﾝｶｰ点
Pr5 =(0.5V0･xa+1.5(Md0−Mr0))/a0
浮上りゼロ(3) 底⾯アンカー点の浮上り設計
δya =δy0+(xa−B/2)θ0･アンカー点浮上り変位
δy0=((BV/2−M)b2−BVb3)/b4 , θ0=((V/2−M/B)b1−Vb2)/b4
b1=1.5−3Ec , b2=1/8−(3Ec −1)2/2
b3=1/24−(3Ec −1)3/3 , b4=B2kv(b1b3 −b22)

kv ：地盤反⼒係数 =E0((L･x0)0.5/0.3)-3/4α0/0.3
E0 ：地盤変形係数 (例えば、=2.8N)
α0：換算係数 (⻑短期=1.0、地震時=2.0)(4) 設計アンカー⼒ Tdu の設計（アンカー浮上り変位の増加⼒考慮の設計）
Tdu =max(Pr1〜Pr4)･ap/N + A･E/Lf･δya･浮上り考慮
設計ｱﾝｶｰ⼒
ap ：アンカー⽔平間隔

N ：アンカー縦段数
A ：テンドン断⾯積
E ：テンドン弾性係数 (=0.195)
Lf ：アンカー⾃由⻑

単位

式 No.

──
──
──

(4.2.3)(4.2.4)(4.2.5)kN/m2(4.2.6)m(4.2.7)

kN/m
kN/m
kN/m
kN/m
──
──

(4.2.8)(4.2.9)(4.2.10)(4.2.11)kN/m(4.2.12)mm(4.2.13)mm , mrad
──
──
MN/m3
MN/m2
──
kN/本
(4.2.14)m
段mm2
MN/mm2m(注)1.川崎ら：グラウンドアンカーを⽤いた構造物外的安定の設計⽅法,Ⅲ-194,令和 2 年度⼟⽊学会全国⼤会第 75 回年次学術講演会- 72 -

(4) 橋台･擁壁や岸壁などの背⾯地盤を有する構造物のアンカー対策では、図-4.2.4(b)に⽰すように、地震動から構造物復元時に⽔平荷重が⼩さくなっても、背⾯地盤の受働抵抗で構造物前傾による浮上り変位が戻らず、地震などの⽔平⽅向の作⽤荷重の繰返し毎に増加アンカー⼒が累積する懸念が発⽣する。本影響に対する設計での留意が必要であり、本防⽌対策は、アンカーのプレストレスを増加させてアンカー点が浮上らない設計にすることである。

(b)アンカー点浮上り：あり(a)アンカー点浮上り：なし

図-4.2.4 転倒モードとアンカー⼒増加の概念(5) ⽀持⼒の限界すべり線は、図-4.2.5 に⽰すように作⽤荷重で領域Ⅰ〜領域Ⅲの順に進展する。
このため、アンカー傾⾓αが急⾓度〜90°のアンカーでは、領域Ⅰ、Ⅱの基礎応⼒影響範囲を避けたアンカー体の設置範囲とし、構造物の基礎幅 B の 1.0〜1.5 倍程度の深度へのアンカー体
設置を⾏う必要がある。

図-4.2.5 適正なアンカー体の設置範囲- 73 -

4.2.3 アンカー規格の選定
本⼯法のアンカーは、⼟⽊学会 JSCE-E141-2018 規定のエポキシ樹脂被覆厚 0.4mm〜1.2mm(平均厚 0.6mm)による 100 年耐久性、およびグラウトとの降伏付着強度が普通 PC 鋼より線の1.5 倍以上というテンドン特性を有しており、アンカー規格は、種々の構造物適⽤分野に応じて許容耐⼒ Tas が設定されているので、構造物安定対策から求めた設計アンカー⼒をもとに適
正なアンカー規格を選定する。
【解説】(1) 本⼯法の 100 年耐久性で⾼降伏付着強度の硅砂付着 ECF テンドンの概念を図-4.2.6 に⽰す。
(2) 本⼯法のアンカー規格は、硅砂付着 ECF12.7 シリーズが EHD5-1H〜EHD5-12H、硅砂付着
ECF15.2 シリーズが EHD6-1H〜EHD6-14H の規格であり、種々の構造物適⽤分野に応じた許容耐⼒ Tas を、表-4.2.4 に⽰す。同表から、適⽤分野の構造物安定対策から求めた設計アンカー
⼒ Td(kN/本)をもとに、適正なアンカー規格を選定する。

図-4.2.6 本⼯法の硅砂付着 ECF テンドン概念

表-4.2.4(a) EHD アンカーHP ⼯法(EHD5)の許容耐⼒ Tas （単位：kN）
適⽤分野･
状態
アンカー規格

⻑期

L1 地震

L2 地震

⻑期

L1 地震

L2 地震

⻑期

EHD5-1H

109.8

109.8

140.4

78.0

93.6

140.4

EHD5-2H

219.6

219.6

280.8

156.0

187.2

EHD5-3H

329.4

329.4

421.2

234.0

EHD5-4H

439.2

439.2

561.6

EHD5-5H

549.0

549.0

EHD5-6H

658.8

EHD5-7H

⼟⽊

港湾

漁港

建築

48.1

L1 地震
L2 地震
73.2

124.8

L1 地震
L2 地震
140.4

280.8

96.3

146.4

249.6

280.8

280.8

421.2

144.4

219.6

374.4

421.2

312.0

374.4

561.6

192.6

292.8

499.2

561.6

702.0

390.0

468.0

702.0

240.7

366.0

624.0

702.0

658.8

842.4

468.0

561.6

842.4

288.9

439.2

748.8

842.4

768.6

768.6

982.8

546.0

655.2

982.8

337.1

512.4

873.6

982.8

EHD5-8H

878.4

878.4

1,123.2

624.0

748.8

1,123.2

385.2

585.6

998.4

1,123.2

EHD5-9H

988.2

988.2

1,263.6

702.0

842.4

1,263.6

433.4

658.8

1,123.2

1,263.6

EHD5-10H

1,098.0

1,098.0

1,404.0

780.0

936.0

1,404.0

481.5

732.0

1,248.0

1,404.0

EHD5-11H

1,207.8

1,207.8

1,544.4

858.0

1,029.6

1,544.4

529.7

805.2

1,372.8

1,544.4

EHD5-12H

1,317.6

1,317.6

1,684.8

936.0

1,123.2

1,684.8

577.8

878.4

1,497.6

1,684.8(注)1. 定着プレストレス Pt は、0.70Tus(0.82Tys)以下になるように設計する。

- 74 -

⻑期

表-4.2.4(b) EHD アンカーHP ⼯法(EHD6)の許容耐⼒ Tas （単位：kN）
適⽤分野･
状態
アンカー規格

⻑期

L1 地震

L2 地震

⻑期

L1 地震

L2 地震

⻑期

EHD6-1H

156.6

156.6

199.8

111.0

133.2

199.8

EHD6-2H

313.2

313.2

399.6

222.0

266.4

EHD6-3H

469.8

469.8

599.4

333.0

EHD6-4H

626.4

626.4

799.2

EHD6-5H

783.0

783.0

EHD6-6H

939.6

EHD6-7H
EHD6-8H

⼟⽊

港湾

漁港

建築

68.6

L1 地震
L2 地震
104.4

177.6

L1 地震
L2 地震
199.8

399.6

137.3

208.8

355.2

399.6

399.6

599.4

206.0

313.2

532.8

599.4

444.0

532.8

799.2

274.7

417.6

710.4

799.2

999.0

555.0

666.0

999.0

343.4

522.0

888.0

999.0

939.6

1,198.8

666.0

799.2

1,198.8

412.1

626.4

1,065.6

1,198.8

1,096.2

1,096.2

1,398.6

777.0

932.4

1,398.6

480.7

730.8

1,243.2

1,398.6

1,252.8

1,252.8

1,598.4

888.0

1,065.6

1,598.4

549.4

835.2

1,420.8

1,598.4

EHD6-9H

1,409.4

1,409.4

1,798.2

999.0

1,198.8

1,798.2

618.1

939.6

1,598.4

1,798.2

EHD6-10H

1,566.0

1,566.0

1,998.0

1,110.0

1,332.0

1,998.0

686.8

1,044.0

1,776.0

1,998.0

EHD6-11H

1,722.6

1,722.6

2,197.8

1,221.0

1,465.2

2,197.8755.5

1,148.4

1,953.6

2,197.8

EHD6-12H

1,879.2

1,879.2

2,397.6

1,332.0

1,598.4

2,397.6

824.2

1,252.8

2,131.2

2,397.6

EHD6-13H

2,035.8

2,035.8

2,597.4

1,443.0

1,731.6

2,597.4

892.8

1,357.2

2,308.8

2,597.4

EHD6-14H

2,192.4

2,192.4

2,797.2

1,554.0

1,864.8

2,797.2

961.5

1,461.6

2,486.4

2,797.2(注)1. 定着プレストレス Pt は、0.70Tus(0.82Tys)以下になるように設計する。

- 75 -

⻑期

4.3 アンカー配置
アンカー配置は、現場条件を踏まえたもとで、アンカー設置･アンカー体設置･アンカー⻑さのおもな設置規定などを考慮して、適正に実施する。
【解説】(1) アンカー配置の設置規定をまとめたものを、表-4.3.1 に⽰す。同表に⽰すように、設置規定
はアンカー設置･アンカー体設置･アンカー⻑さに分類される。
(2) アンカー設置のアンカー体位置は、補強対象構造物や隣接構造物、輻輳的な隣接地すべり⾯などによってアンカー体抵抗に影響が及ばない適切な位置とする。アンカー傾⾓αは、グラウ
ト施⼯の関係からα=−5°〜+5°範囲を避ける。アンカー傾⾓の⼤きい側では、⼀般に 45°以下とされているが、⼀般構造物⽤途や⽤地制約地では、傾⾓が 45°を超える設計･施⼯がなされている。⼀般に、⼟⼯構造物で 20〜45°、⼀般構造物で 20〜90°、台座付⼟留め構造物で20〜60°の範囲が多い。補強設計の理論上からは、単にアンカー傾⾓αの規定ではなく、すべり⾓θを含めた、アンカー合成⾓β(=α+θ)≦90°を考慮したアンカー傾⾓α設定が適正である。アンカー軸⽅向とアンカー設置⾯法線が異なる場合などでは、アンカー分⼒による受圧体
滑動⼒成分が⼤きくなるので、この影響を考慮した適正な部材設計を⾏う必要がある。
なお、アンカー傾⾓α＜15°の場合は、アンカー施⼯でテンドン挿⼊後のケーシング引上げに伴い、テンドン共上りが⽣じる懸念があるのでこれに留意する必要がある。これは、ケーシング鋼管が鉄製、テンドンのシースやスペーサが⾼密度ポリエチレンなどの樹脂製であり、両者の乾燥状態の摩擦係数μの最⼤値がμmax=0.3(すべり限界⾓度 αμ=tan-1μmax=16.7°)である
ことから、この⾓度程度以下で経験的にテンドン共上りが⽣じやすいと考えられている。ただし、実施⼯でのケーシング内は、⽔またはケーシング加圧グラウトの充填状態なので、実際にはもう少し摩擦係数が⼩さく、この場合の限界⾓は αμ=10°程度と考えられる。これらを考慮の観点から、アンカー傾⾓α≧20°は、施⼯性で特に問題が⽣じない推奨範囲となっている。
(3) 地すべりなどの⼟⼯構造物の補強対策では、図-4.3.1 に⽰すように、⽔平⾓⽅向で作⽤荷重
⽅向θs とアンカー軸⽅向θa が異なることがあり、この場合には設計アンカー⼒の割増などで適切に設計する。なお、定着後の供⽤プレストレス Pe≧設計アンカー⼒ Td では、すべり⼟塊に変位挙動が⽣じないが、Pe＜Td では、変位挙動が⽣じてアンカー頭部のせん断破断などが懸念されるので、留意が必要である。

θs：作⽤荷重⽔平⾓
θa：アンカー⽔平⾓
θb：構造物⽔平⾓

図-4.3.1 アンカー⽔平⾓と作⽤荷重⽔平⾓- 76 -

(4) アンカー体の設置間隔 a は、1.5m 以上であり、アンカーの削孔機据付⾓度(軸⼼離れ±2.5°以下)の精度や、⻑尺アンカー削孔での孔曲り精度(1/100〜1/200)を考慮して適切に設定する。
設置間隔 a が 1.5m 未満となる場合は、平⾯的な千⿃配置やアンカー軸⽅向千⿃配置、アンカー
傾⾓千⿃配置で、アンカー体の設置間隔 a が 1.5m 以上になるように設計する。
(5) ⼟⼯構造物のアンカー設置間隔は、2.5m〜4.0m が多く、もっとも多い頻度は 3.0m〜3.5m であり、経済性を考慮すると 3.5m 間隔が優位となる。最⼤間隔は、NEXCO 設計要領で 5.0m が⽬安とされている。アンカー設置間隔が広過ぎると⾯的な受圧体押え効果が地盤表⾯で効かず、
受圧体隙間の⼟砂中抜けやガリ浸⾷が⽣じやすいので留意する。これは、受圧体設置の地盤⾯状態や植⽣状態などに依存するものであるが、経験的に受圧体間の純隙間が 2.0m 超以上で、⼟砂中抜けやガリ浸⾷が⽣じやすい傾向が⾒られる。なお、設置間隔によっては、受圧板を使⽤した⽔平⽅向の千⿃配置が⼟砂中抜け防⽌と経済性の観点から優位になることもある。
⼀般構造物では、⽬地間隔 10m などを考慮して設置間隔 3.0m〜5.0m が⽤いられる。最⼤間隔の上限は特に存在しないが、設置間隔が⼤きくなるとアンカー⼒やアンカー体⻑も増加する
ので、構造物の耐荷性能の安全性やアンカー仕様を適切に照査する必要がある。なお、構造物設置のアンカー頭部は点⽀持状態であり、当該部の回転防⽌の観点から、延⻑(⽔平)⽅向の⽬
地間隔を考慮した構造物ブロックに対して、アンカー本数配置は最⼩ 2 本とする。
(6) のり⾯ 1 段やブロック積擁壁などのアンカー補強での⾼さ⽅向の縦段数は、すべり⼟塊移動に伴うアンカー頭部回転の防⽌対策から、最⼩配置を 2 段とする必要がある。なお、抑⽌杭
頭部補強や⽀持⼒安定計算を⾏う橋台･擁壁などの⼀般構造物補強⽤のアンカーは、構造物下部が地盤⽀持状態であり、そこが⽚側の⽀点⽀持になることから、縦段数 1 段で⼗分に安定状態なので、アンカーの 2 段配置は不要になる。
表-4.3.1 アンカー配置の設置規定
項

⽬

規 定

摘

要

(1) アンカー設置･アンカー間隔･アンカー体位置･アンカー傾⾓α･最⼤間隔：5.0m 程度が⽬安

NEXCO 設計要領(⼟⼯構造物が対象)･アンカー体は構造物、および､すべり
JGS4101,p65
⼟塊の影響などを受けない位置･不可範囲：−5°〜+5°
JGS4101,p66･のり⾯･⼟留め：⼀般に 45°以下･⼀般構造物：制限なし(90°以下)･アンカー⽔平⾓差θA･=θa−θb：15°以下

NEXCO 設計要領

･作⽤荷重⽅向差θB･=θs−θa：25°以下

NEXCO 設計要領

･⼟被り厚 Δz･5m 以上JGS4101,p65･設置間隔 a･1.5m 以上(削孔曲り 1/100〜1/200 考慮)

JGS4101,p66･堅固な不動地盤･地盤 N 値：N=30 以上

不動で地盤緩みが極⼩かつ安定的･設置位置･アンカー･不動地盤の交点以深で余裕
JGS4101,pp67〜68､pp156〜157
⻑Δℓを考慮

･余裕⻑ ΔL･1〜3m 範囲(深度⽅向、アンカー⽅向)

NEXCO 設計要領(地盤調査確実性の考慮)･アンカー⾃由⻑ Lf･4m 以上JGS4101,p67･アンカー体⻑ LA･3〜10mJGS4101,p67(2) アンカー体設置(3) アンカー⻑さ･⾃由⻑とアンカー体⻑の
･0.5m
丸め単位

⼀般値

(注)1. JGS4101：地盤⼯学会 グラウンドアンカー設計･施⼯基準、同解説 2012 年- 77 -

4.4 アンカー体
アンカー体は、テンドンとグラウトとの付着抵抗、およびグラウトと地盤との摩擦抵抗の 3
層 2 界⾯のせん断伝達機構が確実に成⽴する必要があり、プレストレス永続作⽤のアンカーを
所要の安全性を有して地盤に固着する重要な部位である。アンカー体⻑は、最⼩アンカー体⻑
3.0m･テンドン拘束⻑算出値･アンカー体⻑算出値の中で最⼤値を 0.5m 単位で切上げて丸めた
⻑さとする。
【解説】(1) アンカー体は、プレストレス永続作⽤のアンカーを地盤に固着する機能を有する部位であり、グラウトと地盤の摩擦抵抗は当該プレストレス Pe(設計アンカー⼒ Td)に⼗分安全に抵抗する必要がある。この観点から、アンカー体の設置地盤は、すべり挙動影響などを受けない
不動地盤とし、N 値 30 以上の堅固な地盤とする。これにより、グラウトからのせん断応⼒伝達に伴うアンカー体の地盤固着による⼗分な地盤せん断抵抗が期待できる。
(2) アンカー体設計では、地盤調査結果の N 値 50 以下の⾵化岩などは、礫質⼟または砂礫と評
価して摩擦強度を設定する。岩盤の換算 N 値で 150 以上は軟岩の摩擦強度を設定する。泥岩･凝灰岩･蛇紋岩などは、摩擦強度が低いことがあるので、表-4.1.6 に⽰したように、地質年代を考慮して設定する必要がある。なお、泥岩などののり⾯は、4.1.3(3)に⽰したように酸性⼟環境が多いことから、頭部部材やテンドンの耐⾷性に係る防⾷構造の設定に留意する。
(3) アンカー体⻑は、⼀般に⻑くなると同⼀地盤であっても、図-4.1.11 に⽰したように、⼨法効
果で⾒掛けの摩擦強度(摩擦耐⼒)が⼩さくなる傾向にあることから、設計での安全余裕度の関係で留意が必要である。アンカー体⻑が 10m と⻑い場合などは、レベル 2 地震での摩擦安全係
数 fsg を 1.83 を下限にして適切な値にすることが望ましい。
(4) 表-4.4.1 にアンカー体引張型のアンカー体⻑の設計式を⽰す。テンドン拘束⻑の算出値 LA1は式(4.4.1)、アンカー体⻑算出値 LA2 は式(4.4.2)でそれぞれを計算し、式(4.4.3)を⽤いて設計⽤のアンカー体⻑ LA を求める。なお、本⼯法の許容付着応⼒度 τba は、表-4.1.5 に⽰したものを使⽤する。
(5) 表-4.4.2 に本⼯法の⾒掛け周⻑ U と最⼩アンカー体径 DA の設計⽤値を⽰す。アンカー適⽤で設計アンカー⼒に⽐して地盤摩擦強度が⼩さく、アンカー体⻑ LA が 10m を超える場合は、設計アンカー体径(削孔径)をより⼤径にして、アンカー体⻑ LA を 10.0m 以下の範囲にするか、もしくは図-4.1.11 から適切な⼨法効果低減を考慮してアンカー体⻑ LA を設定する必要がある。
表-4.4.1 アンカー体引張型のアンカー体⻑の設計式
⽬
内
容
式 No.
摘
要
項
(1) アンカー体⻑の設計式･付着のテンドン拘束⻑ LA1＝ Td/(U･τba)(4.4.1) JGS4101,p75、式(6.1)
･摩擦のアンカー体⻑ LA2＝ fsg･Td/(π･DA･τg)(4.4.2) JGS4101,p77、式(6.2)
･アンカー体⻑ LA＝ ceiling(max(3.0,LA1,LA2),0.5)(4.4.3) JGS4101,p77(2) 記号説明･Td
設計アンカー⼒ (kN)
設定値
･fsg
摩擦安全係数
表-4.1.7 参照･DA
設計アンカー体径(削孔径) (mm)設定値,表-4.4.2 の値以上
･τg
摩擦強度 (N/mm2)
表-4.1.6 参照･U
⾒掛け周⻑ (mm)表-4.4.2 参照･τba
許容付着応⼒度 (N/mm2)
表-4.1.5 参照(注)1. 地盤⼯学会：JGS4101 グラウンドアンカー設計･施⼯基準、同解説(2012 年)- 78 -

表-4.4.2 EHD アンカーHP ⼯法の⾒掛け周⻑ U と最⼩アンカー体径 DA(a) EHD5
標準削孔径
パッカー適⽤削孔径
φ12.7
⾒掛け周⻑
アンカー規格 本数
最⼩アンカー体径⾃由⻑パッカー
フリクションパッカー
U (mm)DA (mm)
適⽤径 DA1 (mm)
適⽤径 DA2 (mm)EHD5-1H
1
39.9
φ90
φ90
φ115
EHD5-2H
2
79.8
φ90
φ90
φ115
EHD5-3H
3
119.7
φ90
φ115
φ115
EHD5-4H
4
145.7
φ90
φ115
φ115
EHD5-5H
5
145.7
φ90
φ115
φ115
EHD5-6H
6
203.3
φ115
φ115
φ135
EHD5-7H
7
206.6
φ115
φ135
φ135
EHD5-8H
8
206.6
φ115
φ135
φ135
EHD5-9H
9
263.4
φ135
φ146
φ146
EHD5-10H
10
263.4
φ135
φ146
φ146
EHD5-11H
11
263.4
φ135
φ146
φ146
EHD5-12H
12
263.4
φ135
φ146
φ146
(注)1. ⾃由⻑パッカーは、⾃由⻑全体を筒状被覆し、内部にグラウト注⼊するものであり、⾃由⻑側から地盤側へのグラウト漏出防⽌の⽬的で適⽤する。
2. フリクションパッカーは、アンカー体全体を筒状被覆し、過度なアンカー体グラウトの逸失防⽌と地盤
摩擦耐⼒確保を⽬的に適⽤する。フリクションパッカー装備では、グラウトの注⼊確認ホースを取付けないのが標準である。
3. フリクションパッカー装着時の施⼯は、削孔･テンドン挿⼊･アンカー体部ケーシング引抜･パッカー内
注⼊･パッカー内加圧注⼊の⼿順で⾏う。

(b) EHD6
標準削孔径
パッカー適⽤削孔径
φ15.2
⾒掛け周⻑
アンカー規格
最⼩アンカー体径⾃由⻑パッカー
フリクションパッカー
本数
U (mm)DA (mm)
適⽤径 DA1 (mm)
適⽤径 DA2 (mm)EHD6-1H
1
47.8
φ90
φ90
φ115
EHD6-2H
2
95.5
φ90
φ90
φ115
EHD6-3H
3
143.3
φ90
φ115
φ115
EHD6-4H
4
191.0
φ115
φ115
φ135
EHD6-5H
5
206.8
φ115
φ135
φ135
EHD6-6H
6
206.8
φ115
φ135
φ135
EHD6-7H
7
251.7
φ135
φ146
φ146
EHD6-8H
8
251.7
φ135
φ146
φ146
EHD6-9H
9
251.7
φ135
φ146
φ146
EHD6-10H
10
320.8
φ146
φ165
φ165
EHD6-11H
11
320.8
φ146
φ165
φ165
EHD6-12H
12
320.8
φ146
φ165
φ165
EHD6-13H
13
357.1
φ165
φ216
φ216
EHD6-14H
14
357.1
φ165
φ216
φ216
(注)1. ⾃由⻑パッカーは、⾃由⻑全体を筒状被覆し、内部にグラウト注⼊するものであり、⾃由⻑から地盤側へのグラウト漏出防⽌の⽬的で適⽤する。
2. フリクションパッカーは、アンカー体全体を筒状被覆し、過度なアンカー体グラウトの逸失防⽌と地盤
摩擦耐⼒確保を⽬的に適⽤する。フリクションパッカー装備では、グラウトの注⼊確認ホースを取付けないのが標準である。
3. フリクションパッカー装着時の施⼯は、削孔･テンドン挿⼊･アンカー体部ケーシング引抜･パッカー内
注⼊･パッカー内加圧注⼊の⼿順で⾏う。

- 79 -

4.5 受圧体･⽀圧板･構造物体･⼟留部材の設計
受圧体･⽀圧板･構造物体･⼟留部材の設計は、当該部材が永続作⽤のアンカープレストレスを⽀持可能な⼗分な耐荷性能を有するとともに、当該部材背⾯に存在する背⾯部材がその⽀持耐⼒または⽀圧耐⼒を満⾜できるように、当該部材の受圧⾯積または⽀圧⾯積を設定すること
で⾏う。
【解説】
(1) 受圧体は、受圧板･吹付のり枠･台座･壁⾯台座の種類があるので、プレストレスを⽀持する
適正な耐荷性能と、背⾯地盤の⽀持⼒または背⾯部材の⽀圧⼒が適正になる構造検討を⾏う。
(2) ⽀圧板は、中央空孔の正⽅形や円形などの鋼部材からなるものであり、プレストレスを⽀持する適正な耐荷性能と、背⾯部材の⽀圧⼒が適正になる構造検討を⾏う。
(3) 構造物体は、⽀圧板などから伝達するプレストレスを⽀持する、無筋コンクリートまたは鉄筋コンクリートなどの種類からなるものであり、適正な耐荷性能を有する構造検討を⾏う。
(4) ⼟留部材は、台座･腹起し･ブラケットが⼀体構成となって⼟留壁⾯にプレストレスを伝達するものであり、適正な耐荷性能を有する構造検討を⾏う。

- 80 -

4.5.1 受圧板･吹付のり枠の⽀持⼒安定と滑動安定
受圧板と吹付のり枠は、⼟⼯構造物のアンカー頭部側の地盤⾯に設置する受圧体であり、アンカープレストレスの永続作⽤に対して、⽀持⼒安定と滑動安定が保持できる安全性を有するように検討する。
【解説】(1) 受圧板または吹付のり枠の⽀持⼒安定は、NEXCO 設計要領に則り、簡便的な式(4.5.1)により安全性を照査する。この場合の作⽤⼒は同要領に則り、アンカー法線⾓δによらず、すべてが作⽤するものとする。
(2) 受圧板の滑動安定は、NEXCO 設計要領に則り、式(4.5.2)により安全性を照査する。同式の逆算から、アンカー法線⾓ δ の滑動限界 δ L が式(4.5.3)、アンカー傾⾓ α の滑動限界 α L が式
(4.5.4)で計算できる。アンカー法線⾓δの滑動限界δL は、シルトや泥岩相当の内部摩擦⾓φ=20°でδL=13.6°、砂質⼟相当の内部摩擦⾓φ=30°でδL=21.1°となることから、⼀般に適⽤されている標準的なアンカー法線⾓範囲δ=15°以下であれば、受圧板の滑動安定の照査は満⾜できる。ただし、アンカー軸⽅向と⽀圧板は、プレストレス伝達の安全性で直交が必要なことから、⽀圧板と受圧体間には⾓度調整部材が必要である。アンカー法線⾓δ=15°以下の⾓度調整部材は、表-4.5.1 に⽰す、のり⾯⾓度台座(ST 台座)などを使⽤して⾏う。
なお、受圧板の滑動安定が満⾜できない場合は、後述の図-4.10.4 に⽰す、⾓度調整吹付枠(エフケー不陸調整枠)や削孔内設置補強管･せん断補強ボルトなどの滑動防⽌対策を適⽤する。
(3) 吹付のり枠の滑動安定は、のり⾯などの地盤⾯と吹付モルタルの接着抵抗⼒が⽐較的⼤きく、かつ、のり枠のアンカー法線⾓が⼀般に 15°以下となることから、滑動安定検討は不要である。
■⽀持⼒安定の照査
w ＝ Td / A ≦ qa ＝ qu / fsb0･･･(4.5.1)■滑動安定の照査
Fs ＝ Td ･ cosδ･μ / (Td ･ sinδ) ≧ fss0

(ただし、μ=tanφ) ･･･(4.5.2)■アンカー法線⾓の滑動限界δLδL ＝ tan-1( tanφ/ fss0 ) ≧ δ･･･(4.5.3)■アンカー傾⾓ α の滑動限界 αL

αL ＝ 90 − θ0 − δL ≧ α･･･(4.5.4)

ここに、･w： 受圧板または吹付のり枠の地盤設置⾯に作⽤の分布荷重 (kN/m2)： 設計アンカー⼒(=Pe：プレストレス) (kN/本)･Td： 受圧板または吹付のり枠の地盤設置⾯積 (m2)･A･q a
： 許容⽀持⼒ (kN/m2)： 表-4.1.11 の極限⽀持⼒ (kN/m2)･ qu： 表-4.1.10 の⽀持⼒安全係数･fsb0： 滑動安全率･Fs： 図 4.1.12 のアンカー法線⾓ (°)
･δ
： 表-4.1.10 の滑動安全係数･fss0： 設置地盤の内部摩擦⾓ (°)
･φ： 図 4.1.12 ののり⾯勾配⾓ (°)
･ θ0･α： 図 4.1.12 のアンカー傾⾓ (°)

図-4.1.12 再掲- 81 -

4.5.2 受圧板
受圧板は、作⽤プレストレスに対する所要の耐荷性能を有する規格を選定し、永続的に耐久性能が確保できるものを使⽤する。
【解説】(1) 受圧板は、製造メーカーで独⾃に、アンカー⼒への耐荷性能と地盤設置の受圧⾯積を設定した受圧板規格で構成されており、種類は、鋼 FRP 組合せ部材の植⽣に優れたアンカーパネル、
耐⾷性に優れた強化プラスチック部材の FFU 受圧板、めっき型鋼部材の各種の鋼製受圧板、PC
部材や RC 部材の各種のコンクリート製受圧板がある。これらは、設計アンカー⼒と地盤⽀持⼒、適⽤環境状態、現場運搬性、施⼯性、経済性などを考慮の上、適正な選定を⾏う。
(2) 受圧板の選定は、4.1.3 に⽰した適⽤環境状態を考慮する。塩害環境が著しくない⼀般的な環
境下は、⼀般に海岸線から 1.0km 以上離れている場合である。海岸線から 1.0km 未満の場合は、コンクリート製受圧板では図-4.1.5 を考慮して地域に応じたかぶり増厚などの何らかの対策が必要である。
(3) 泥岩･シルト岩などの酸性⼟環境(pH2.0〜5.0)ののり⾯では、めっき仕様の鋼製受圧板は耐⾷性に劣るので留意が必要である。当該環境状態では、耐⾷性に優れた強化プラスチック受圧板を推奨する。

4.5.3 吹付のり枠
吹付のり枠は、⾦網型枠と鉄筋配置の状態にモルタル吹付で格⼦状のり枠を形成するもの
で、⾼所での施⼯性が良いことから⼀般的に使⽤される。アンカー適⽤では、作⽤プレストレスに対する所要の耐荷性能を有する構造として、永続的に耐久性能が確保できる検討を⾏う。
【解説】(1) 吹付のり枠の検討は、設計基準強度 f'ck=18N/mm2 を標準とし、断⾯形状□400〜□600 範囲
が⼀般に使⽤される。設計は、「のり枠⼯の設計･施⼯指針(改訂版第 3 版)」の限界状態設計法
や NEXCO 設計要領の許容応⼒度法に則る⽅法があるので、適⽤分野に応じて適切に⾏う。
(2) 吹付のり枠の鉄筋かぶりの設定は、コンクリート標準⽰⽅書設計編の最⼩かぶりと施⼯誤差、乾湿繰返しのかぶり加算考慮などがあるので、4.1.3 に⽰した適⽤環境状態を考慮して適切に設定する。なお、吹付のり枠のアンカー箱抜部の鉄筋かぶりにも留意が必要である。
(3) 吹付のり枠格⼦部のアンカー設置箇所は、⽀圧板を介してアンカープレストレスによる局部載荷⽀圧が作⽤するので、式(4.5.5)を⽤いて局部載荷⽀圧応⼒σb の照査を⾏う。式(4.5.6)の局部載荷の許容⽀圧強度σba は、のり枠格⼦部の有効⾯積と⽀圧板有効⾯積の⽐が⼤きくなる
ほど荷重分散効果が加味されて増加することになるが、その上限は 0.5f'ck である。
■⽀圧板⾯の局部載荷⽀圧応⼒σb の照査

σb ＝ 1000Td / (LPL2 − Dv2･π/4) ≦ σba･･･(4.5.5)■局部載荷の許容⽀圧強度σbaσba ＝ f'ck･min( 0.5 , 0.25+0.05･(B2 − Dv2･π/4) / (LPL2 − Dv2･π/4) ) ･･･(4.5.6)
ここに、･σb： ⽀圧板⾯の局部載荷⽀圧応⼒ (N/mm2)･Td： 設計アンカー⼒(=Pe：プレストレス) (kN/本)･f'ck： 吹付のり枠の設計基準強度 (=18N/mm2)･LPL： ⽀圧板幅 (mm) ･Dv： 箱抜径 (mm)･B
： 吹付のり枠のはり断⾯幅 (mm)- 82 -

4.5.4 ⽀圧板
⽀圧板は、中央空孔を有する正⽅形などの鋼部材からなるものであり、背⾯の受圧体や台座などで⽀持され、上⾯のナットなどの定着具からプレストレス作⽤を受けることから、これを⽀持する適正な耐荷性能と、背⾯部材の⽀圧⼒が適正になる構造検討を⾏う。
【解説】(1) ⽀圧板は、おもに図-4.5.1 の受圧体⽀持のものと、図-4.5.2 の台座⽀持のものがあり、定着
具外周作⽤のせん断⼒に抵抗する⽀圧板厚と、箱抜径 Dv＞定着具径 D0 条件で曲げモーメント
作⽤に抵抗する⽀圧板厚の 2 条件を満⾜するように検討する。なお、背⾯の受圧体がなく、⽀圧板が無筋コンクリート構造物などに直接設置する場合は、4.5.5 構造物体を参照の上、構造物側での局所載荷⽀圧や必要に応じて押抜きせん断の検討を⾏う。⽀圧板の背⾯部材が台座などの鋼部材からなる場合は、⽀圧耐⼒が⼗分に⼤きいので⽀圧検討は⼀般に不要である。
(2) ⽀圧板の検討モデルは、せん断検討で定着具外周の直接せん断の安全性照査、曲げ検討で
箱抜径 Dv や側板内間隔 Dv を⽀点とした曲げモーメント作⽤に対して安全性照査を実施する。
(3) ⽀圧板のせん断応⼒τs の照査は式(4.5.7)、曲げ応⼒σs の照査は式(4.5.8)を⽤いて実施する。
式(4.5.8)は、Dv＞D0 条件で適⽤し、Dv≦D0 では、σs=0 である。
(4) ⽀圧板の標準規格は、表-3.1.2 に⽰したものとする。のり⾯安定対策などに⽤いるアンカー
で、アンカー⽅向とのり⾯法線とが偏⾓を有する場合は、アンカー頭部でテンドン屈曲による耐⼒低下が⽣じないないように、のり⾯⾓度台座(ST 台座)を使⽤して、⽬的とする設計アンカー⽅向に⼀致させる必要がある。
のり⾯⾓度台座(ST 台座)を⽤いる場合のアンカー⾓度調整部材と形状を図-4.5.3 に、ST 台座と管付⽀圧板･補剛板の組合せを表-4.5.1 に⽰す。同図(a)のように、のり⾯⾓度台座(ST 台座)は、上下分離の台座構造となっており、上下間の個別回転で、管付⽀圧板上設置のアンカ
ー定着具に傾き⾓が⽣じることから、アンカー⽅向⾓が任意に調整できる。本部材の調整⾓
範囲は、0〜20°である。⾓度調整部材の選定は、同表に⽰した、アンカー規格に適合する、のり⾯⾓度台座(ST 台座)･管付⽀圧板･補剛板を組合せたものとする。なお、⾓度調整の設計
最⼤⾓は、15°とし、残量 5°分はアンカー削孔段階の施⼯精度吸収⽤とする。調整⾓が15°より⼤きい場合は、図-4.10.4 に⽰す不陸調整枠を使⽤する。
■⽀圧板のせん断応⼒τs の照査

τs ＝ 1000Td / (π･Dv･ tPL ) ≦ fss･τyk･･･(4.5.7)-1

下式は、台座⽀持＆Dv≧D0 で適⽤

τs ＝ 1000Td / (min(2･LPL , π･Dv )･ tPL) ≦ fss･τyk･･･(4.5.7)-2■⽀圧板の曲げ応⼒σs の照査(Dv＞D0 で適⽤)

σs ＝ 750α0･Td･(Dv − D0) / ((LPL − Dg )･ tPL2) ≦ fss･σyk ･･･(4.5.8)
ここに、･Td： 設計アンカー⼒(=Pe：プレストレス) (kN/本)･fss： 表 4-1-9 のアンカー部材安全係数･τyk： 表 4-1-8 のせん断降伏特性 (N/mm2)･σyk： 表 4-1-8 の引張降伏特性 (N/mm2)･D0： 定着具(ナット)径 (mm)･LPL
： ⽀圧板幅 (mm)･tPL
： ⽀圧板厚 (mm)･Dg
： ⽀圧板孔径 (mm)･Dv
： 箱抜径または側板内間隔 (mm)･α0
： 補正係数(受圧体⽀持=1、台座⽀持=2)- 83 -

Td

Td

D0

D0

Td /4

Td /4

Td /2

Td /2

アンカーヘッド

Dg

LLPL
PL

tPL

d
DPL
g

⽀圧板

受圧体

側板内間隔 Dv(a) 断 ⾯
受圧体

⽀圧板

tPL

⽀圧板

ナット径 D0

v

側板内
間隔 Dv

孔径 Dg

孔径 Dg

LPL

⽀圧板幅 LPL

台座側板

(b) 平

⾯

台座側板

箱抜径 D

(b) 平

tc

(a) 断 ⾯

ナット径 D0

⽀圧板幅

台座側板

台座側板

局部載荷⽀圧⾯
箱抜径 Dv

ナット

ナット

LPL
⽀圧板

アンカーヘッド⾯

図-4.5.2 台座⽀持の⽀圧板の概念

図-4.5.1 受圧体⽀持の⽀圧板の概念

Ls
LPL
dPL

管付⽀圧板

tPL

ts

ds

のり⾯⾓度台座(ST 台座)(a) アンカー⾓度調整部材(b) 管付⽀圧板(c) 補剛板

図-4.5.3 アンカー⾓度調整部材と形状
表-4.5.1 アンカー規格対応 ST 台座と管付⽀圧板･補剛板の組合せ、形状⼨法 (mm)
管付⽀圧板
補剛板
管付⽀圧板
ST台座

ｱﾝｶｰ規格

ST台座
規格

規格

LPL×dPL×tPL 規格:Ls×ts×ds

EHD5-1HST140

PLP5-1210φ25t19 210φ131t12

EHD5-2HST140

PLP5-2210φ60t19 210φ131t12

EHD5-3HST140

PLP5-3

EHD5-4H

ST140

EHD5-5H

ｱﾝｶｰ規格

補剛板

規格

規格

LPL×dPL×tPL 規格:Ls×ts×ds

EHD6-1HST140

PLP6-1210φ30t19 210φ131t12

EHD6-2HST140

PLP6-2210φ60t19 240φ131t12

210φ60t19 240φ131t12

EHD6-3H

ST140

PLP6-3240φ65t19 270φ131t16

PLP5-4210φ60t19 270φ131t12

EHD6-4H

ST170

PLP6-4

240φ76t19 300φ143t16

ST170

PLP5-5

240φ76t19 280φ143t12

EHD6-5H

ST220

PLP6-6

290φ92t22 350φ180t16

EHD5-6H

ST170

PLP5-6

240φ76t19 310φ143t16

EHD6-6H

ST220

PLP6-6

290φ92t22 350φ180t16

EHD5-7H

ST170

PLP5-7

240φ76t25 350φ143t19

EHD6-7H

ST220

PLP6-7

290φ92t25 350φ180t19

EHD5-8H

ST220

PLP5-9 290φ106t22 350φ180t19

EHD5-9H

ST220

PLP5-9 290φ106t22 350φ180t19

EHD5-10H ST220 PLP5-10 290φ106t25 350φ180t19
EHD5-11H ST220 PLP5-11 290φ106t28 350φ180t22
EHD5-12H ST220 PLP5-12 290φ106t30 350φ180t22注)1. ⾓度調整は、アンカー規格に適合の、のり⾯⾓度台座(ST 台座)･管付⽀圧板･補剛板を組合せて⾏う。
2. ST 台座による⾓度調整の設計最⼤⾓は、15°とし、残量 5°分は施⼯精度吸収⽤とする。

- 84 -

4.5.5 構造物体
構造物体は、⽀圧板や壁⾯台座などの受圧体から伝達するプレストレスを⽀持する、無筋コンクリートまたは鉄筋コンクリートなどの⼀般構造物からなるもので、構造物が適正な耐荷性能でプレストレスに抵抗できるように、アンカー設置位置、および⽀圧板や受圧体側の⾯積の検討を⾏う。
【解説】(1) 構造物体は、⼀般に無筋コンクリート･鉄筋コンクリート･プレキャスト(PCa)製プレストレ
ストコンクリートの構成部材からなり、アンカー適⽤は、この既設構造物の外的安定の安定性向上の補強対策に標準的に使⽤される。コンクリートの設計基準強度 f'ck は、⼀般に、無筋コン
クリート：f'ck=18N/mm2 、鉄筋コンクリート：f'ck=24N/mm2 、プレキャスト製プレストレス
トコンクリート：f'ck=30N/mm2 以上が使⽤されているので、構造物の局部載荷⽀圧や必要に応じて⾏う押抜きせん断の照査は、これらを適正に評価して構造物安全性が満⾜できる、アンカー設置位置、および⽀圧板や受圧体側の⾯積を検討する必要がある。
(2) ⽀圧板は、アンカー法線⾓δ=0°で使⽤する。0°≦δ≦15.0°で⽀圧板とのり⾯⾓度台座、0°≦δ≦30.0°で壁⾯台座が使⽤される。壁⾯台座は、後述の図-4.10.5 に⽰すように、⽀圧板と鋼管を⼀体構成したものであり、鋼管のせん断抵抗で、構造物境界部の滑動安定性の確保を図るものであり、のり⾯⾓度台座に⽐べて、鉛直に近い構造物壁⾯での頭部部材配置の施⼯性が良いのが特⻑である。
(3) 図-4.5.4 に構造物体の⽀圧抵抗の概念を⽰す。⽀圧板⾯の局部載荷⽀圧応⼒σb の照査は、式(4.5.9)により⾏う。式(4.5.10)の局部載荷の許容⽀圧強度σba の計算は、同式に⽰すように、構造物有効⾯積でアンカー縁辺距離 2S とアンカー間隔 ap の⼩さい⽅を採⽤して⾏う。
(4) 押抜きせん断の照査は、もたれ擁壁･重⼒式擁壁、ブロック岸壁、鋼管杭頭部コーピングコ
ンクリートなどの壁部材やスラブ部材へのアンカー設置の場合で、式(4.5.11)を⽤いて⾏う。
■⽀圧板⾯の局部載荷⽀圧応⼒σb の照査

σb ＝ 1000Td / (LPL2 − Dv2･π/4) ≦ σba･･･(4.5.9)■局部載荷の許容⽀圧強度σbaσba ＝ f'ck･min( 0.5 , 0.25+0.05･(min(LPL+tc , 2S , ap)2 − Dv2･π/4) / (LPL2 − Dv2･π/4) ) ･･･(4.5.10)■押抜きせん断応⼒τcp の照査･S≧tc+0.5LPL で適⽤

τcp ＝ 1000Td / ( tc (4･LPL+π･tc ) ) ≦ τa1･･･(4.5.11)-1･S＜tc+0.5LPL で適⽤

τcp ＝ 1000Td / ( tc (4･LPL+π･(S − 0.5LPL ) ) ≦ τa1 ･･･(4.5.11)-2
ここに、･σb： ⽀圧板⾯の局部載荷⽀圧応⼒ (N/mm2)･Td： 設計アンカー⼒(=Pe：プレストレス) (kN/本)･f'ck： 吹付のり枠の設計基準強度 (=18N/mm2)･LPL： ⽀圧板幅 (mm)･Dv
： 箱抜径 (mm)･tc
： コンクリート板厚 (mm)･S： アンカー縁辺距離 (mm)･ap
： アンカー間隔 (mm)･τcp
： 押抜きせん断応⼒ (N/mm2)･τa1： 表 4-5-2 の許容押抜きせん断強度 (N/mm2)- 85 -

Td
D0

Td /4

Td /4
アンカーヘッド
ナット

縁辺距離 SLPL
Dg

押抜きせん断⾯

⽀圧板

tPL

局部載荷⽀圧⾯tc

箱抜径 Dv

コンクリート構造物(a) 断 ⾯押抜きせん断⾯外周

⽀圧板

ナット径 D0

孔径

Dg

⽀圧板幅

LPL

押抜きせん断⾯外周

押抜きせん断⾯外周

箱抜径 Dv

縁辺距離 S

tc/2

tc/2
tc/2

tc/2
押抜きせん断⾯外周

(b) 平

⾯

図-4.5.4 構造物体の⽀圧抵抗表-4.5.2 許容押抜きせん断強度 τa1 (N/mm2)
コンクリート設計基準強度 f’ck

18

24

30

許容押抜きせん断強度 τa1

0.80

0.90

1.00

- 86 -

4.5.6 ⼟留部材
⼟留部材は、台座･腹起し･ブラケットをいい、これらが⼀体構成となって⼟留壁⾯にプレス
トレスを伝達しており、これらは適正な耐荷性能を有する構造検討を⾏う。
【解説】(1) 本⼯法の⼟留壁適⽤は、⼀般にアンカー設計供⽤期間 2 年以上の⻑期仮設、または本設の残置アンカーになる。⼟留壁計算は、⼟留⼯計算ソフト(KASETSU-5X など)の弾塑性法に則して⾏うことを推奨する。弾塑性法適⽤のメリットは、アンカープレストレスがプレロード Pe として⼊⼒でき、計算結果でアンカー残存引張⼒ Per と⼟留壁変位挙動の両⽅が連成解析の上で適正に評価される点にある。計算は、予備計算で各段の⽀保⼯反⼒を求め、次に反⼒の 1.2 倍程度をプレロード⼊⼒して、計算結果の⽀保⼯反⼒とプレロードがほぼ同程度になるまで 2〜3 回繰返し計算で解の収束を図る。プレロード⼊⼒しないケースでは、⼟留壁仕様が過⼤になることがあるので設計上の留意が必要である。
(2) ⼟留部材は、台座･腹起し･ブラケットであるが、アンカー部材の範疇は⼀般的に台座部材までであり、アンカーと同等の防⾷構造Ⅱ(⼀般環境)の亜鉛めっき HDZT77 適⽤範囲もここに含まれる。なお、⼟留部材メーカーの範疇は、腹起し･ブラケット･⼟留壁である。
(3) 本⼯法の残置アンカーとは異なるが、KJS 除去アンカーを⻑期仮設に適⽤の場合は、頭部部材と耐荷体は防⾷構造Ⅱ(⼀般環境)の仕様を満⾜する必要がある。
(4) ⼟留台座の形状断⾯と検討モデルを図-4.5.5 に⽰す。同図に⽰すように、台座側板は、曲げモーメントとせん断の作⽤に安全となるように照査を⾏う。アンカー傾⾓α≧45°では、ア
ンカー鉛直分⼒が⼤きくなるので、台座側板の座屈や下段腹起し接触⾯の⽀圧に留意する。
式(4.5.12)に下段腹起し接触⾯の⽀圧応⼒の照査式を⽰す。
(5) 下段腹起しは、台座⽔平⼒の曲げモーメントと台座鉛直⼒の曲げモーメントによる応⼒がそれぞれ H 鋼腹起しの強軸⽅向σx と弱軸⽅向σy に作⽤する。この場合の下段腹起しの応⼒照査は、合成応⼒σs=(σx2+σy2)1/2 にて耐荷性能の照査を⾏う■台座と下段腹起し接触⾯の⽀圧応⼒σb の照査

σb ＝ 500Td･(sinα − μb･cosα) / Ab ≦ fss･αb･σykb･･･(4.5.12)

ここに、
･σ b
： 台座と下段腹起し交点⾯の⽀圧応⼒ (N/mm2)･Td： 設計アンカー⼒(=Pe：プレストレス) (kN/本)･fss： 表 4-1-9 のアンカー部材安全係数･α b： 表 4-1-9 の⽀圧部材補正係数･σykb： 表 4-1-8 の鋼板と鋼板の⽀圧降伏特性 (N/mm2)･α： アンカー傾⾓ (°)
･A b： 台座側板と下段腹起し接触⾯の直交部⾯積 (mm2)･μb： 鋼材と鋼材の摩擦係数(平均：0.45、範囲：0.40〜0.50)

上段腹起し
土留壁

台座側板

下段腹起し

(b) 検討モデル(a) 形状断⾯
図-4.5.5 ⼟留台座の形状断⾯と検討モデル- 87 -

4.6 プレストレスと構造物変位
アンカープレストレスは、所要の作⽤荷重に抵抗できる設計アンカー⼒以上のもとで、⼟⼯構造物や⼀般構造物は変位ゼロを保持できる。⼀⽅、作⽤荷重がプレストレスを超える場合に、⼟⼯構造物や⼀般構造物に変位が発⽣することから、永続的なプレストレスが所要の設計
アンカー⼒未満になる設計では、その変位量を求めて構造物および隣接施設への影響を照査す
るとともに、変位に伴うアンカー増加⼒を含めたアンカー⼒の耐⼒照査を⾏う。
【解説】(1) 永続的なプレストレス Pe が所要の設計アンカー⼒ Td 以下になり、設計アンカー⼒のプレス
トレス超過⼒ΔP=Td−Pe の作⽤荷重に対して、アンカーばね剛性で抵抗させる設計は、構造物
変位を⽣じさせることから、この影響を照査する。さらに、プレストレス超過⼒ΔP に伴う変位は、アンカー頭部にせん断変形をもたらし、アンカー損傷や破断の原因にもなり得ることか
ら留意が必要である。旧道路公団では供⽤アンカー調査結果からプレストレスが⼩さいものに頭部損傷が多かったことを踏まえ、プレストレスを設計アンカー⼒の 100%以上にする規定が設けられた経緯がある。
なお、後述の 4.11(6)で記すように、アンカーテンドンへのせん断影響を防⽌するためには、
頭部アンカーのせん断変位 δas は 10mm 程度に抑えることが推奨される。
(2) 図-4.6.1(a)に⽰すように、⼟⼯構造物補強のアンカーで下段アンカー(例えば、No.1)は、⼀般に短いアンカー⾃由⻑ Lf1 になることから、すべり⼟塊剛体モードによるプレストレス超過⼒
ΔP の地盤変位 δg に伴って、上段に⽐べてアンカー⼒負荷が⼤きくなる。プレストレス Pe を
所要の設計アンカー⼒ Td 以下に設定する設計では、これを照査して、変位の悪影響がない適正なプレストレス Pe を設定する必要がある。アンカー設計の限界状態が⻑期状態と地震状態からなり、地震状態の設計アンカー⼒ Tde と⻑期状態の設計アンカー⼒ Tdn が Tde≧Tdn で、プレスト
レスが Tdn 程度の設定の場合も、地震状態でプレストレス超過⼒ΔP が⽣じて、下段アンカーに過度な負荷が作⽤することから、これを照査して耐荷性能の安全性を満⾜する必要がある。

δg =δa /cosβ(a) ⼟⼯構造物(b) ⼀般構造物

図-4.6.1 プレストレスと構造物変位の検討モデル- 88 -

(3) 式(4.6.1)は、超過⼒ΔP と地盤(構造物)剛体変位 δg の釣合い式を⽰しており、これを変形すると、式(4.6.2)の超過⼒ΔP に対する地盤(構造物)剛体変位 δg の照査式になる。⼀般構造物での適⽤の際は、すべり⾓θi=0 になるので、βi=αi として本式を適⽤する。許容変位 δga
は、アンカー頭部せん断によるテンドンの損傷や破断が⽣じないレベルで適正に設定する。
(4) 式(4.6.5)に i 段アンカー残存引張⼒ Peri の耐⼒の照査式を⽰す。同式の増加⼒ΔPi は、式(4.6.2)〜(4.6.4)を代⼊することで求まる。アンカー残存引張⼒ Peri の耐⼒照査は、アンカー⼒
負荷が⼤きくなる、アンカーの⾃由⻑平均から短い側が対象になる。照査耐⼒の上限は、表4.1.3 を参考に限界状態が⻑期･レベル 1 地震で(0.60〜0.70)Tus 、レベル 2 地震で(0.85〜0.90)Tys を推奨する。
■超過⼒ ΔP と地盤剛体変位 δg の釣合い式
ΔP=Td − Pe=ΣΔPi / N=δg･A･E･Σ(cosβi/Lfi) / N･･･(4.6.1)■構造物(地盤)剛体変位 δg の照査
δg=ΔP / (A･E･Σ(cosβi/Lfi) / N) ≦ δga･･･(4.6.2)■i 段アンカー変位 δai と地盤剛体変位 δg の関係
δai=δg･cosβi･･･(4.6.3)■i 段アンカー増加⼒ ΔPi と i 段アンカー変位 δai の関係
ΔPi=δai･A･E / Lfi･･･(4.6.4)■i 段アンカー残存引張⼒ Peri の耐⼒の照査
Peri=Pe+ΔPi ≦ (0.60~0.70)･Tus or (0.85~0.90)･Tys ･･･(4.6.5)■アンカー頭部せん断変位 δasi
δasi=δg･sinβi =δai･tanβi･･･(4.6.6)
ここに、･ΔP ： アンカー超過⼒ (kN/本)･Td： 設計アンカー⼒ (kN/本)： プレストレス (kN/本)･P e･N： アンカー段数 (段)： アンカー断⾯積 (mm2)･A･E： アンカー弾性係数 (=0.195MN/mm2)･β i： i 段アンカー合成⾓(=αi+θi：°)･α i： i 段アンカー傾⾓ (°)
･θ i： i 段アンカーすべり⾓ (°)
･Lfi： i 段アンカー⾃由⻑ (m)･δga ： 構造物やアンカー頭部せん断考慮の許容変位 (mm)･Tus ： アンカー極限耐⼒ (kN/本)･Tys ： アンカー降伏耐⼒ (kN/本)

図-4.6.2 アンカー合成⾓βと地盤変位 δg(5) ここで、図-4.6.1(a)に⽰したアンカー設置のアンカー傾⾓とすべり⾓のモデルで、アンカー
耐⼒照査の試算結果事例を⽰す。
表-4.6.1 に⼟⼯構造物の設計条件を⽰す。同表に⽰すように、プレストレス Pe は、設計ア
ンカー⼒ Td の Pe=0.6×Td=189.2kN/本と待受けで設定する。短⾃由⻑ケースと⻑⾃由⻑ケースの 2 ケースを設定し、剛体変位 δg と各段の残存引張⼒ Peri の設計結果を表-4.6.2、表-4.6.3に⽰す。地盤の剛体変位 δg は、短⾃由⻑が 45.2mm、⻑⾃由⻑が 208.9mm と算出でき、平均超過⼒ΔP がΔP=Td−Pe=189.2kN/本と同⼀でも、アンカー⾃由⻑で地盤(構造物)変位に差が出るので留意が必要である。各段の残存引張⼒ Peri は、両ケースとも No.01 と No.02 で許容耐⼒を超え、特に、短⾃由⻑ケースの No.01 は 0.90Tys(421.2kN/本)を超えている。この場合のプレストレス Pe の Pe=0.6×Td 設定は、適正な設計ではないので、プレストレス Pe 設定の修正が必要なことが明らかである。なお、永続的なプレストレス Pe≧Td(≧作⽤荷重 P0)
であれば、式(4.6.1)から明らかなように剛体変位 δg とアンカー増加⼒ΔPi はゼロである。

- 89 -

表-4.6.1 照査事例の⼟⼯構造物の設計条件
項 ⽬

単位

諸元

kN/m

450.0

すべり⾯内部摩擦⾓ φ

°

25.0

アンカー⽔平間隔 apm2.5

必要抑⽌⼒ Pr

アンカー段数 N

段

5

設計アンカー⼒ Td

kN/本

315.3 (Fs=1.20)

アンカー規格──EHD5-3H

断⾯積 A

2

mm

アンカー弾性係数 E

296.1
2

MN/mm

0.195

プレストレス⽐(待受け⽐)Rp=Pe/Td

──

0.60

プレストレス Pe

kN/本189.2 (Fs=1.10)

平均超過⼒ΔP=Td‒Pe

kN/本

126.1

許容耐⼒ Tas

kN/本

329.4

0.9×降伏耐⼒(0.9Tys)

kN/本

421.2

表-4.6.2 ⼟⼯構造物の剛体変位と耐⼒照査の設計結果(①短⾃由⻑ケース)
項 ⽬

単位

アンカー段 No.

──

① 短⾃由⻑ケース(待受け⽐ Rp=0.60)
No.01

No.02

No.03

No.04

No.05

⾃由⻑ Lfi

m

4.5

5.5

6.5

8.0

9.0

すべり⾓θi

°

17.50

23.71

29.65

35.43

41.11

アンカー傾⾓αi

°

44.70

44.70

44.70

44.70

44.70

合成⾓βi

°

62.20

68.41

74.35

80.13

85.81

地盤(構造物)剛体変位 δg

mm

45.2

45.2

45.2

45.2

45.2

アンカー変位 δai

mm

21.1

16.6

12.2

7.7

3.3

アンカー増加⼒ ΔPi

kN/本

270.5

174.6

108.3

55.9

21.2

アンカー残存引張⼒ Peri

kN/本

459.7

363.8

297.5

245.1

210.4

NG

NG

OK

OK

OK

プレストレス許容耐⼒照査 ──

表-4.6.3 ⼟⼯構造物の剛体変位と耐⼒照査の設計結果(②⻑⾃由⻑ケース)② ⻑⾃由⻑ケース(待受け⽐ Rp=0.60)

項 ⽬

単位

アンカー段 No.

──

No.01

No.02

No.03

No.04

No.05

⾃由⻑ Lfi

m

24.5

25.5

26.5

28.0

29.0

すべり⾓θi

°

17.50

23.71

29.65

35.43

41.11

アンカー傾⾓αi

°

44.70

44.70

44.70

44.70

44.70

合成⾓βi

°

62.20

68.41

74.35

80.13

85.81

地盤(構造物)剛体変位 δg

mm

208.9

208.9

208.9

208.9

208.9

アンカー変位 δai

mm

97.4

76.9

56.3

35.8

15.3

アンカー増加⼒ ΔPi

kN/本

229.6

174.0

122.8

73.8

30.4

アンカー残存引張⼒ Peri

kN/本

418.7

363.2

311.9

263.0

219.6

NG

NG

OK

OK

OK

プレストレス許容耐⼒照査 ──

- 90 -

(6) 既設⾼盛⼟の地震安定対策では、写真-4.6.1 に⽰すように、アンカー補強対策により盛⼟のり⾯の安定化を図る事例がある。⾼盛⼟は、盛⼟⾼が 10m〜15m 程度以上の盛⼟を称し、盛⼟体が⼟砂や岩⽯などの地盤材料を⼈⼯的に締固めて盛⽴てたものであり、盛⼟⾼増加に伴い地震動による盛⼟天端の加速度応答が⼤きく、かつ傾斜地⼭上の盛⼟基礎が多いことから、
地震安定の程度が低くなりやすいという課題がある。
本盛⼟補強アンカーの対策上の留意点は、切⼟のり⾯･斜⾯を対象にしたアンカーに⽐べて、
アンカー受圧体設置地盤⾯の N 値が 10 程度と⼩さいため、アンカー⼒に対する受圧体⾯積が⼤きくなりやすいこと、主⽬的が盛⼟天端道路⾯などの安定確保であり、アンカー配置が上段側開始点となるため、アンカーが⽐較的⻑くなりやすいことである。⼀⽅、盛⼟天端から⾼さ 2.0〜3.0m 程度は、保全段階のガードレール基礎や路盤･路床の更新影響を考慮して、アンカーを設置しないことが必要である。盛⼟アンカーの配置は、これら影響を考慮して適正に⾏う必要がある。
⾼盛⼟の地震対策検討は、レベル 1 地震やレベル 2 地震による震度法のすべり解析をもとに必要抑⽌⼒を求めてアンカー配置する、⼀般的なアンカー設計⽅法と、すべり安全率
Fs=1.0 の降伏震度 ky とレベル 2 地震加速度を⽤いて、必要抑⽌⼒および地震すべり変位(残留変位量)δg をニューマーク法により求めて、盛⼟許容変位 δga 以下にする設計⽅法と、盛⼟許容
変位 δga が⽣じた時にアンカーと受圧体が破壊せず修復性･保全管理性を保持してアンカー引
抜けが⽣じる設計⽅法などがある。
ニューマーク法検討では、盛⼟の地震すべり変位 δg が許容変位 δga 以下の場合でも、地震す
べり変位 δg により対策⼯アンカーの各段 i のアンカー変位 δai が伴うことから、各段アンカーの増加⼒ ΔPi が⽣じ、地震後のアンカー修復性が困難になることがあるので留意する。各段ア
ンカーの増加⼒ ΔPi は、ニューマーク法の地震すべり変位 δg を式(4.6.3)に代⼊し、その結果を式(4.6.4)に代⼊して求める。アンカー修復性を確保するためには、各段アンカーの残存引
張⼒ Peri は、Peri≦0.85×降伏耐⼒ Tys とする必要がある。これは、アンカー緊張作業のみでは
テンドン限界緊張⼒ PMt=0.9Tys が修復性限界になるが、アンカー⼒減調整作業は、テンドン緊張のナット浮き状態でナット回転によるアンカー⼒緩め作業を⾏うことから、本作業に伴う緊張⼒増加余裕 0.05Tys を⾒込んだことによっている。
なお、ニューマーク法解析結果のアンカー残存引張⼒ Peri が Peri＞0.85Tys の場合は、アンカ
ー規格アップの余裕⼒増加による修復性確保、または、アンカー抑⽌⼒増での降伏震度 ky 増による地震すべり変位 δg の低減⽅法などが必要になる。盛⼟のり⾯法線⽅向に計画したアンカー軸から、さらにアンカー傾⾓αを⼩さくしてアンカー⼒を低減する⽅法もあり、この場
合には、のり⾯⾓度台座(ST 台座)や⾓度調整吹付枠(エフケー不陸調整枠)を使⽤して、アンカ
ー傾⾓αを調整する必要がある。

写真-4.6.1 ⾼盛⼟のアンカー補強事例- 91 -

4.7 定着プレストレス
⼟⼯構造物や⼀般構造物への永続作⽤のプレストレスは、所要の作⽤荷重に抵抗できる設計
アンカー⼒以上のもとで、構造物施設の変位をゼロに保持できる。定着プレストレスは、初期緊張からのジャッキ除荷によるアンカー定着直後に作⽤する、アンカーのプレストレスであり、これは⻑期継続の地盤クリープ沈下やテンドンの純リラクセーションなどの影響を受けて⻑期的に低下することから、これらを考慮して適正に割増した設計とする。
【解説】(1) 定着プレストレス Pt は、図-4.7.1 に⽰すように、ジャッキ緊張の初期緊張⼒ Pi から、ジャッキ除荷でくさび装着のアンカーテンドンが定着具のアンカーヘッドに嵌合固定された時点のものをいう。これにより、⼟⼯構造物や⼀般構造物は、プレストレスが付与されて、初めて外部からの作⽤荷重に対して変位ゼロの抵抗が可能になる。この際のアンカーヘッドへのくさび嵌
⼊⻑をセット量 St といい、本⼯法では ECF12.7：EHD5 および ECF15.2：EHD6 ともに
St=10mm である。セット量 St に伴うアンカー伸び低下とともに、アンカー⼒は、初期緊張⼒ Pi
からセットロスΔPst の減少が⽣じることから、定着プレストレス Pt の設計は、これを考慮する。
セット量 St は⼀定値であるが、セットロスΔPst はアンカー⾃由⻑ Lf の逆数に⽐例して⼤きくなるので留意する。さらに、⼟⼯構造物ののり⾯アンカー対策で、当該アンカー周囲にも隣接アンカーが継続打設されるが、これに伴って中央に位置するアンカーでは、定着プレストレス
Pt から 4.0%程度が低下した事例もあることから留意する必要がある。
なお、本⼯法は、定着具がくさびナット型であり、単純なナット型のように受圧体沈下に敏感な定着具⻑の固定構造ではなく、くさび定着により、施⼯時の受圧体沈下による影響を受け難いことから、⽐較的沈下影響が顕著に⼤きくなりやすい、受圧体背⾯の地盤 N 値が N≦30 でも施⼯性が良く、この点でも優位性を有している。

図-4.7.1 プレストレスと作⽤荷重の変位ゼロ保持の概念- 92 -

(2) 施⼯後の⼟⼯構造物や⼀般構造物の設計供⽤期間で、定着プレストレス Pt は、地盤クリー
プ沈下の時間経過の漸増沈下による低下⼒ΔPc と、テンドンの純リラクセーションによる低下⼒ΔPr の影響を受けて、徐々に低下する傾向を⽰すが最終的にある程度の値に収束する。
ここで、この収束後の設計プレストレスを永続作⽤のプレストレス(永続プレストレス)P∞と称する。なお、純リラクセーションは、図-4.1.6 に⽰したように、定着プレストレスレベルとテンドンの PC 鋼材成分や製造⽅法などの PC 鋼より線の材料特性に依存する。地盤クリープ沈
下は、受圧体背⾯地盤の地盤 N 値、地⼭掘削緩み域程度、岩盤割れ⽬や変成･⾵化の程度など
で因⼦が多く複雑なので、総合的な地盤評価が必要である。特に、シルトや粘⼟分の介在が多い地盤やスレーキングが⽣じやすい泥岩のり⾯などでは留意する。
(3) 定着プレストレス Pt の設計は、式(4.7.1)〜式(4.7.4)を⽤いて、若⼲の繰返し計算により設定することで⾏う。初めに、式(4.7.1)よりΔPst が⾃由⻑ Lf から既値であり、初期緊張⼒ Pi≦限界
緊張⼒ PM(=min{0.9Tys , LA･min(τby･U , τgy･DA･π)/(安全係数 1.25)})の条件になる Pt を設定する。次に、式(4.7.2)よりΔPc、式(4.7.3)よりΔPr を求める。最後に、式(4.7.4)より永続プレストレス P∞を求めて、P∞≧Td の条件を満⾜すれば、設計が終了となる。P∞＜Td の場合は、定着プレストレス Pt を⼤きく設定して再計算を繰返す。P∞≧Td の場合には、Pi≦PM と P∞≧Tdの 2 条件が満⾜できたので、設計アンカー⼒ Td を超える設計想定以上の作⽤荷重が作⽤しない
限り、構造物は変位ゼロを保持できる。この定着プレストレス Pt は、異なる⾃由⻑アンカーが存在する場合には、その各アンカーに適⽤して、上記 2 条件が満⾜できることを確認する。
なお、アンカー実挙動を考慮した、初期緊張⼒ Pi から永続プレストレス P∞までの詳細設計は、後述 4.11 に厳密な算定⽅法を記述しているので、本設計法の適⽤を推奨する。
■定着プレストレス⼒ Pt 、初期緊張⼒ Pi とセットロス ΔPst
Pi= Pt + ΔPst (Pi ≦ PM(=min(0.9･Tys ,降伏引抜耐⼒/1.25) ･･･(4.7.1)-1
ΔPst= St･A･E / Lf･･･(4.7.1)-2
降伏引抜耐⼒ = LA･ min( τby･U , τg･π･DA )･･･(4.7.1)-3■地盤クリープ低下⼒ ΔPc と地盤クリープ変位 δc
ΔPc= δc･A･E / Lf･･･(4.7.2)-1δc= αc･Pt / (Ac･kv)･･･(4.7.2)-2
kv= 2.8N/0.3･(Ac0.5/0.3)-3/4･･･(4.7.2)-3■リラクセーション低下⼒ ΔPr と純リラクセーション率 γ0
ΔPr= γ0･Pt0
γ0= 1.6･Pt0 / Tus･(Pt0 / Tus − 1 )+0.42 (Pt0 / Tus ＞ 0.5)
γ0= 0.02(Pt0 / Tus ≦ 0.5)
■永続プレストレス P∞･･･(4.7.3)-1･･･(4.7.3)-2･･･(4.7.3)-3(P∞ ≧ Td)･･･(4.7.4)

P∞= Pt − ΔPc − ΔPr

ここに、
･Pt
： 定着プレストレス (kN/本)･Pt0 ： リラクセーション⽤プレストレス (kN/本)･St： セット量 (本⼯法：St=10mm)･A , E ： アンカー断⾯積 (mm2)、アンカー弾性係数 (=0.195MN/mm2)･Lf： アンカー⾃由⻑ (m)･LA： アンカー体⻑ (m)･αc： クリープ変位係数 (平均 2.0、=1.0〜3.0)･Ac： 受圧体⾯積 (m2)･kv
： 地盤反⼒係数 (MN/m3)･N： 受圧体⽀持地盤 N 値･Tus ： アンカー極限耐⼒ (kN/本)･Tys ： アンカー降伏耐⼒ (kN/本)- 93 -

(4) アンカー⾃由⻑が短いケースでは、設計アンカー⼒ Td とアンカー規格から設定の許容耐⼒
Tas との余裕度の関係で、検討結果が Pi≦PM と P∞≧Td の 2 条件を満⾜できない状態が存在する。この場合には、設定可能な最⼤の初期緊張⼒ Pi を設計し、定着プレストレス Pt の補⾜分⼒ΔPs は、アンカー定着後にナット回転でアンカーヘッドをナット下端から増浮きすることにより、所要⼒を補う必要がある。本所要⼒は設計段階で設定して施⼯管理側への申送り特記事項とする。
現場の全アンカーを対象とした、供⽤段階の地盤クリープと純リラクセーションを考慮した定着プレストレス Pt の⼀定値管理は、設計供⽤期間の保全段階メンテナンスのアンカー⼒管理が容易になることから推奨する。
(5) アンカー施⼯での適性試験、確認試験のアンカー緊張試験前には、図-4.7.2 に⽰す限界緊張
⼒ PM でのプレ緊張 2 回サイクルを、実施することを推奨する。プレ緊張の緊張速度は、特に規定しないが、作業の安全性が確保できる緊張速度範囲で⾏う必要がある。本プレ緊張の⽬的は、受圧体背⾯地盤のアンカー圧縮⼒付与による事前の地盤クリープ影響低減、アンカー初期緩み除去、アンカー⾃由⻑部摩擦除去、および頭部アンカーテンドンのプレート⽌⽔構造の⽌⽔ゴ
ム孔･押え板孔･アンカーヘッド孔への適正な整列性確保などである。なお、施⼯段階のプレ緊張の作業⽅法は、後述 5.9 に記述していることから必要に応じて参照されたい。
図-4.7.3 は、アンカー⾃由⻑ 58m で⾃由⻑部摩擦除去効果の確認調査のため、0.9Tys でのプ
レ緊張 5 回サイクルを実施した結果の、アンカー頭部のアンカー⼒ P0･変位δ0 関係である。この結果から、各サイクル回 i の緊張剛性 Ki=Pi/δi と 1 回⽬緊張剛性 K1=P1/δ1 の⽐を緊張剛性⽐(Ki/K1)とし、同様に各サイクル回 i の最⼤⼒ stp.5〜除荷⼒ stp.4r の除荷剛性 Kri=ΔPri/Δδriと 1 回⽬除荷剛性 Kr1=ΔPr1/Δδr1 の⽐を除荷剛性⽐(Kri/Kr1)として、それぞれ求めたものを図
800

頭部緊張力 P0 (kN)

PM=min(0.9Tys , 引抜耐力/1.25)
1.25Td600

設計ｱﾝｶｰ力Td
Td=540kN

400

200

0
0

50

100

150

200

頭部変位 δ0 (mm)

図-4.7.2 アンカー緊張試験前のプレ緊張 PM の概念
1.00

1,100

自由長Lf=58.0m

stp.4

800

stp.4r

2-cy

700

stp.3

1-cy

600

stp.3r

500

stp.2

400

stp.2r

300

0

0.80

0.90

0.60

除荷剛性比

自由長Lf=58.0m

stp.0r
50

100

0.40

緊張剛性比

stp.1r

0点
0

0.95

0.85

stp.1
200
stp.0
100

1.00

i-cy

緊張剛性比 Ki/K1

頭部緊張力 P0 （kN）

900

stp.5

0.80

150

200

250

300

350

0.20
1

400

2

3

4

5

サイクル数 N （回）頭部変位 δ0 （mm）

図-4.7.3 0.9Tys 多サイクルプレ緊張の調査結果

図-4.7.4 緊張剛性⽐と除荷剛性⽐の変化- 94 -

除荷剛性比 Kri /Kr1

0.9Tys多サイクル緊張

1,000

-4.7.4 に⽰す。同図より、緊張剛性⽐は、サイクル数が多いほど低下傾向が⾒られ、摩擦低減が良好である。除荷剛性⽐は、サイクル回数 2 回まで低下勾配が⼤きく、それ以降は低下勾配
が⼩さく、やや安定的になることが分かる。本結果を考慮して、アンカーの緊張剛性･除荷剛性をある程度均⼀化･⼀定化する観点から、ここではプレ緊張サイクル数 2 回と設定している。
図-4.7.5 は、本緊張に与えるプレ緊張効果の現場調査事例であり、⾃由⻑ Lf=24.0m、31.5m、40.0m、68.0m の各々の緊張除荷のプレ緊張と本緊張の結果を⽰す。同図の結果から、プレ緊張
段階の緊張⼒･変位挙動はばらつきが⼤きく定量的な傾向が⾒られないが、その後の本緊張段階の緊張⼒･変位挙動はアンカー剛性 K=AE/(Lf+0.5LfA)の⾃由⻑摩擦なしの簡略化した弾性線に近似したものとなっており、良好なプレ緊張効果が得られることが分かる。ここに、Lf：⾃由⻑、
LfA：アンカー体⾃由⻑、A：テンドン断⾯積、E：テンドン弾性係数である。なお、同図に⽰す
初期緩みとは、施⼯時削孔内へのアンカー挿⼊･設置に伴うテンドンのシース内緩みをいう。
1100

1100
自由長Lf=24.0m

自由長Lf=31.5m

1000

900

900

800

800

試験緊張力 P0 （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

1000

700
600
500
400

700
600
500
400

300

弾性線

300

弾性線

200

本緊張

200

本緊張

100

プレ緊張

100

プレ緊張

0

0
0

50

100

150

200

0

250

変位 δ0 （mm）

100

150

200

250

300

変位 δ0 （mm）

(a) ⾃由⻑ Lf=24.0m(b) ⾃由⻑ Lf=31.5m

1100

1100
自由長Lf=40.0m

1000

自由長Lf=68.0m

1000

900

900

800

800

試験緊張力 P0 （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

50

700
600
500
400

700
600
500
400

300

弾性線

300

弾性線

200

本緊張

200

本緊張

100

プレ緊張

100

プレ緊張

0

0
0

50

100

150

200

250

300

350

400

変位 δ0 （mm）

0

50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600

変位 δ0 （mm）

(c) ⾃由⻑ Lf=40.0m(d) ⾃由⻑ Lf=68.0m

図-4.7.5 本緊張に与えるプレ緊張効果(6) 図-4.7.6 に緊張･定着作業段階の初期緊張⼒ Pi からのプレストレス Pe 挙動変化の関係を⽰す。
同図に⽰すように、除荷挙動ループで初期緊張⼒ Pi からセットロスΔPst で定着プレストレス Ptになり、さらに永続プレストレス P∞状態になる。定着直後のプレストレス Pe(=定着プレストレ
ス Pt)は、施⼯数年の期間経過で、受圧体の背⾯地盤クリープ沈下とテンドンの純リラクセーシ
ョンとの影響を受けて⻑期的に低下するが、最終的には収束状態に⾄る。⼟⼯構造物や⼀般構
造物は、永続プレストレス P∞が設計アンカー⼒ Td 以上の場合に、設計想定外⼒の作⽤荷重範囲内で、変位ゼロを保持可能なので、この条件を満⾜できるように設計する。
設計段階では、永続プレストレス P∞の設定量 Ped を明⽰することが重要である。永続プレス
トレス P∞は、設計アンカー⼒ Td が作⽤荷重条件で⻑期･L1 地震･L2 地震の限界状態のどれを対- 95 -

象に構造物変位をゼロ規制するかで設定値 Ped が異なることに留意する。なお、アンカー供⽤段
階のアンカー調査によるリフトオフ試験などでのプレストレス Pe(残存引張⼒ Per)が、設計設定
プレストレス Ped に⽐べて著しく増減した場合などは、その程度に応じて原因把握などの検討を⾏い、必要に応じて対策を講じる必要がある。
1200

セット量

1000

アンカー力 Pa （kN）

最⼤点

0.9Tys

初期緊張⼒Pi

セットロス

定着プレストレスPt

背⾯地盤クリープと純リラクセーション

800

永続プレストレスP∞

設計アンカー⼒Td

600
400
200

起点
0
0

終点
100

200

300

400

500

頭部変位 δ0 （mm）

図-4.7.6 初期緊張⼒ Pi からのプレストレス Pe 挙動変化の関係(7) 図-4.7.7 にアンカー定着直後から 2 ヵ⽉程度のアンカープレストレス Pe の残存⽐β変化を⽰す。本プレストレス低下挙動の地盤条件は、のり⾯からアンカー体までの全体が換算 N 値 100以上の DH〜CL 級の⾵化岩である。同図の個別データは、荷重計付アンカーの各経時挙動、データ平均は、同⼀経過⽇数が得られたアンカーデータのみを平均化したもの、中央推定はデー
タ平均の回帰式であり、相関係数 r は r=0.884 である。なお、下限推定は、中央推定をもとにして設定している。
プレストレス Pe の経時挙動は、同図に⾒られるように、定着後の 10 ⽇程度で急激に低下し、その後緩慢であるが徐々に低下している。本現場でのプレストレス低下挙動は、岩盤地すべりのアンカー対策で、部分的な緩み地盤帯もやや含まれることから、おもにのり⾯近傍地盤のクリープ剛性影響とのり⾯近傍から深部地盤の応⼒伝播分布のクリープ剛性影響が複合して発⽣したものと考えられる。いずれにしても、DH〜CL 級の⾵化岩地盤であっても地盤クリープ影
響により、アンカープレストレス低下が発⽣することから、これに留意して定着プレストレスを設定することが重要である。
なお、現場地盤状態が複合･互層などで複雑な場合、現場条件により地盤のクリープ挙動推定が困難な場合などは、経験的⼿法により簡便的に、定着プレストレス Pt は、1.15〜1.25 倍（平均 1.20）×設計アンカー⼒ Td 程度を⽬安値に設定することが推奨される。
1.0

プレストレス残存比 β

自由長Lf=22.0～72.5m

0.9

個別データ
データ平均
中央推定
下限推定

0.8

0.7
0

20

40

60

80

100

120

140

経過日数 t （日）図-4.7.7 プレストレス Pe の残存⽐β変化- 96 -

160

180

200

4.8 プレストレス調整
プレストレス調整は、設計供⽤期間でのプレストレスの増減程度に応じて、適正に実施可能なナット付定着具を⽤いて⾏う。特に、除荷側の減調整が適⽤不可になると、補強対策の新規アンカー数量が増加して経済性で劣ることから、アンカー定着の減調整⻑は 30mm 設定を標準
とする。
【解説】
(1) プレストレス増減を⾏う定着具の調整⻑ LL は、式(4.8.1)に⽰すように、ナット⾼ H0 とアン
カーヘッド⾼ H1、嵌合⻑ L0 に依存する。同式のアンカーヘッド側で 2 倍の勘合⻑を減じるのは、ナット嵌合⻑とジャッキ側つかみ代の嵌合⻑が必要なためである。図-4.8.1 に定着具の各⼨法関係を⽰す。定着具でプレストレス増減を⾏う調整⻑ΔL は、プレストレス増減に必要な調整⼒ΔPs をもとに式(4.8.2)で求める。
(2) 本⼯法の定着具は、最⼩嵌合⻑ L0 とプレストレス調整⻑ LL が表-4.8.1 に⽰すようになっており、同時に⽰すアンカー規格ごとの減調整限界 Lda と増調整限界 Lua も同表の通りである。プレ
ストレス調整が必要な場合には、減調整⻑ Ld と増調整⻑ Lu は、それぞれ式(4.8.3)と式(4.8.4)を⽤いて求める。なお、プレストレス減調整⻑ 30mm は、アンカー施⼯実績 90%本数の⾃由⻑
20m 以下のプレストレス除荷がカバーできる実務的な⻑さから設定している。
■定着具のプレストレス調整⻑ LL
LL= min( H0 − L0 , H1 − 2L0 )= Lda + Lua･･･(4.8.1)■プレストレス増減の調整⻑ ΔL と調整⼒ ΔPs
ΔL= ΔPs･Lf / (A･E)= Ld + Lu･･･(4.8.2)■減調整⻑ Ld と減調整⼒ ΔPd
Ld= ΔPd･Lf / (A･E)(Ld ≦ Lda=30mm)･･･(4.8.3)■増調整⻑ Lu と増調整⼒ ΔPu
Lu= ΔPu･Lf / (A･E)(Lu ≦ Lua：表-4.8.1) ･･･(4.8.4)

ここに、･H0 ： ナット⾼ (mm)･H1 ： アンカーヘッド⾼ (mm)
： 最⼩嵌合⻑ (mm)･L0･Lda ： 減調整限界 (mm)･Lua ： 増調整限界 (mm)･A
： アンカー断⾯積 (mm2)： アンカー弾性係数 (=0.195MN/mm2)･E･Lf： アンカー⾃由⻑ (m)テンドン(硅砂付着ECFテンドン)

H0︓ナット⾼
L0︓最⼩嵌合⻑
Ld︓減調整⻑
Lu︓増調整⻑H1︓ｱﾝｶｰﾍｯﾄﾞ⾼H0

くさび
アンカーヘッド
ナット

H1

L0

回転

Ld (30mm)

押え板

Lu

⽀圧板

⽌⽔ゴム
シース

受圧体

図-4.8.1 定着具の各⼨法関係(図-3.6.1 再掲)- 97 -

(3) 同表に⽰すように、増調整限界 Lua は、減調整限界 Lda よりも⼩さく設定している。これは、増調整側は、定着具のナット下部に所要厚のシム(shim：すき間詰め材)を設置することで、容易にアンカー⼒増調整が可能になるためであり、ナットやアンカーヘッドのねじ増により、アンカー⼒増調整側を特に増やす必要性がないことによっている。
⼀⽅、アンカー⼒減調整側は、アンカー施⼯段階で事前にアンカーヘッドをナットから浮かせたセット状態で、設計供⽤期間のアンカー⼒減調整量が固定され、それ以上の減調整量確保
は、経済性の劣るアンカー⼒完全解放を実施しない限り困難になる。したがって、アンカー設計や施⼯の定着段階でのアンカーヘッドのナットからの減調整⽤浮き設定は、アンカー補強対策の保全段階の経済性確保で極めて重要な事項であることから、この点に⼗分な留意が必要である。

表-4.8.1 定着具の最⼩勘合⻑ L0 とプレストレス調整⻑ LL
ナット⾼ｱﾝｶｰﾍｯﾄﾞ⾼

最⼩嵌合⻑

H1

L0

プレストレス
調整⻑ LL

減調整限界

H0

Lda

Lua

mm

mm

mm

mm

mm

mm

EHD5-1H

55.0

65.0

12.0

41.0

30.0

11.0

EHD5-2H

65.0

85.0

12.0

53.0

30.0

23.0

EHD5-3H

65.0

85.0

18.0

47.0

30.0

17.0

EHD5-4H

65.0

85.0

22.0

41.0

30.0

11.0

EHD5-5H

75.0

105.0

24.0

51.0

30.0

21.0

EHD5-6H

75.0

105.0

28.0

47.0

30.0

17.0

EHD5-7H

75.0

105.0

32.0

41.0

30.0

11.0

EHD5-8H

80.0

115.0

26.0

54.0

30.0

24.0

EHD5-9H

80.0

115.0

30.0

50.0

30.0

20.0

EHD5-10H

80.0

115.0

32.0

48.0

30.0

18.0

EHD5-11H

80.0

115.0

36.0

43.0

30.0

13.0

EHD5-12H

80.0

115.0

38.0

39.0

30.0

9.0

EHD6-1H

55.0

65.0

12.0

41.0

30.0

11.0

EHD6-2H

65.0

85.0

16.0

49.0

30.0

19.0

EHD6-3H

70.0

95.0

20.0

50.0

30.0

20.0

EHD6-4H

70.0

95.0

26.0

43.0

30.0

13.0

EHD6-5H

75.0

105.0

24.0

51.0

30.0

21.0

EHD6-6H

75.0

105.0

28.0

47.0

30.0

17.0

EHD6-7H

75.0

105.0

32.0

41.0

30.0

11.0

EHD6-8H

85.0

125.0

30.0

55.0

30.0

25.0

EHD6-9H

85.0

125.0

34.0

51.0

30.0

21.0

EHD6-10H

85.0

125.0

36.0

49.0

30.0

19.0

EHD6-11H

85.0

125.0

40.0

45.0

30.0

15.0

EHD6-12H

85.0

125.0

44.0

37.0

30.0

7.0

EHD6-13H

90.0

145.0

42.0

48.0

30.0

18.0

EHD6-14H

90.0

145.0

46.0

44.0

30.0

14.0

アンカー
規 格

- 98 -

増調整限界

4.9 アンカー引抜試験計画
アンカー引抜試験計画は、アンカー体でのグラウトと地盤の摩擦強度が適正に求まるように⾏う。アンカー体は、頭部定着具でのアンカープレストレスを、グラウト付着と地盤摩擦のせん断伝達の両⽅の抵抗で地盤に固着する部位であることから、本試験計画は、テンドンのグラ
ウト付着切れが⽣じずに、グラウトと地盤の摩擦強度が求まる引抜試験仕様を設定する。
【解説】(1) アンカー引抜試験計画は、アンカー体でのグラウトと地盤の摩擦強度が適正に求まるように、
アンカー体の現場地盤状態を考慮して、引抜試験⽤のアンカー体⻑･アンカー体径･最⼤試験⼒･
アンカー規格を設定し、試験⽬的が確実に達成可能なものとする。試験のアンカー体⻑は、図4.1.11 のアンカー体⻑の⼨法効果を考慮して、可能な限り 3.0m とすることが望ましい。3.0m未満の場合は、⼨法効果を考慮して、試験の最⼤試験⼒の割増設定を⾏い、試験結果は低減設
定して摩擦強度の現場試験値を評価する。引抜試験では、⾃由⻑グラウトの摩擦抵抗影響がな
いように、アンカー体と⾃由⻑境界に引抜試験パッカーを設置するため、試験⽤アンカー体径が標準アンカー体径よりやや⼤きくなることもあるので、これに留意して計画する。
引抜試験パッカーは、鋼管･ゴム･布の 3 層構造で、テンドンを被覆して、アンカー体と⾃由⻑を縁切りするものである。この縁切りは、引抜試験パッカーを⽔注⼊で膨張し、アンカー体
グラウト固化までこれを保持し、試験前にパッカー内⽔圧⼒を解放することで⾏う。
引抜試験でのアンカー⾃由⻑範囲は、アンカー体のケーシング加圧注⼊後に引抜試験パッカ
ーの⽔注⼊膨張を⾏い、⾃由⻑内部を⽔洗浄し、アンカー摩擦影響をなくして、頭部からのアンカー緊張⼒がアンカー体に確実に伝達されるようにする。引抜試験は、アンカー体設置地盤の中で代表とできる適切な場所で、⾃由⻑ Lf が⽐較的⼩さい範囲の、Lf=4m〜30m での実施が望ましい。
(2) 引抜試験の最⼤試験⼒ Tp は、式(4.9.1)〜式(4.9.3)を満⾜する摩擦耐⼒ Pf を求め、それを
10kN 単位で丸めたものとする。なお、最⼤試験⼒ Tp の設定では、設計アンカー⼒ Td を担保する⽬的で、式(4.9.1)〜式(4.9.3)に加えて設計アンカー⼒ Td の 1.1 倍■摩擦耐⼒ Pf (kN)
Pf= τgy0･β0･L0･π･DA0以上を考慮する⽅法もある。試験■付着耐⼒ Pb (kN)

結果の摩擦耐⼒ Pf1 は、式(4.9.4)を

Pb= τby･L0･U

⽤いて降伏摩擦強度τ gy に評価する。式(4.9.1)の試験⼒割増係数β0と式(4.9.4)の引抜⼒低減係数β 1は、図-4.1.11 の⼨法効果を考慮した補正係数であり、表-4.9.1 に⽰すように設定している。引抜試験
アンカー体径 DA0 は、引抜試験パッカー設置⽤の表-4.9.2 に⽰すものを⽤いる。
(3) アンカー体地盤の検証諸元と引抜試験仕様の推奨事例を表-4.9.3に⽰す。なお、引抜試験にて最⼤･･･(4.9.1)･･･(4.9.2)■摩擦耐⼒ Pf の必要条件
Pf ≦ PMt かつ Pf ≦ Pb･･･(4.9.3)■引抜試験結果の降伏摩擦強度 τgy の評価

τgy= Pf1･β1 / (L0･π･DA0)･･･(4.9.4)

ここに、･τgy0 ： 検証⽤降伏摩擦強度 (N/mm2)･τby ： 降伏付着強度 (図-4.1.7 参照、EHD ｱﾝｶｰ HP：=4.41N/mm2)･β0： 試験⼒割増係数 (表-4.9.1 参照)･L0： 引抜試験アンカー体⻑ (m)･DA0： 引抜試験アンカー体径 (表-4.9.2 参照、mm)･U： ⾒掛け周⻑ (mm)･PMt
： テンドン限界緊張⼒ (=0.9Tys kN)･Tys： テンドン降伏耐⼒ (kN)･τgy ： 引抜試験結果の降伏摩擦強度 (N/mm2)･Pf1： 引抜試験結果の摩擦耐⼒ (kN)･β1
： 引抜⼒低減係数 (表-4.9.1 参照)- 99 -

試験⼒ Tp 作⽤でアンカー体が引抜けない場合は、テンドン限界緊張⼒ PMt(=0.9Tys)まで試験緊張⼒を作⽤させた後に試験終了とする。
(4) 引抜試験の試験⼒ステップ数は、5〜10 分割であり、標準的に 6 分割で実施されている。この場合の各ステップ分割は、最⼤試験⼒ Tp の⽐で 0.40、0.55、0.70、0.80、0.90、1.00 である。
なお、引抜試験のアンカー体施⼯と試験は、削孔･孔内洗浄･グラウト注⼊･引抜試験パッカー付
テンドン挿⼊･ケーシング引上げ･ケーシング加圧注⼊･引抜試験パッカー膨張･⾃由⻑洗浄･養⽣･引抜試験パッカー圧⼒解放･引抜試験の⼿順で⾏うのが⼀般的である。
(5) 引抜試験アンカーの試験本数は、アンカー体設置地盤が数種類の異なる場合などを除き、⼀般に 1 本である。ただし、求める地盤種類と摩擦強度が数種類の場合や、広範囲のアンカー設
置範囲に対して地盤調査結果が少なく不陸地盤の補⾜が必要な場合は、必要に応じて試験本数を増加した計画とする。
表-4.9.1 引抜試験アンカー体⻑と試験⼒割増係数 β0･引抜⼒低減係数 β1 の関係
引抜試験アンカー体⻑ L0 (m)
摘 要
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
試験⼒割増係数 β0
1.05
1.10
1.15
1.20
1.25
引抜試験の摩擦耐⼒算定⽤
引抜⼒低減係数 β1
1.000
0.955
0.913
0.874
0.839 試験結果の降伏摩擦強度評価⽤
表-4.9.2 ⾒掛け周⻑ U と引抜試験アンカー体径 DA0
⾒掛け周⻑ アンカー体径※1
⾒掛け周⻑ アンカー体径※1
アンカー規格
アンカー規格U (mm)DA0 (mm)
U (mm)DA0 (mm)
EHD5-1H
39.9
φ90
EHD6-1H
47.8
φ90
EHD5-2H
79.8
φ90
EHD6-2H95.5
φ90
EHD5-3H
119.7
φ90
EHD6-3H
143.3
φ115
EHD5-4H
145.7
φ90
EHD6-4H
191.0
φ115
EHD5-5H
145.7
φ115
EHD6-5H
206.8
φ135
EHD5-6H
203.3
φ115
EHD6-6H
206.8
φ135
EHD5-7H
206.6
φ135
EHD6-7H
251.7
φ135
EHD5-8H
206.6
φ135
EHD6-8H
251.7
φ135
EHD5-9H
263.4
φ135
EHD6-9H
251.7
φ135
EHD5-10H
263.4
φ135
EHD6-10H
320.8
φ165
EHD5-11H
263.4
φ165
EHD6-11H
320.8
φ165
EHD5-12H
263.4
φ165
EHD6-12H
320.8
φ165
EHD6-13H
357.1
φ165
EHD6-14H
357.1
φ165
注)1. アンカー体の⾃由⻑境界に引抜試験パッカーを設置した場合に適⽤する。削孔径は同⼀とする。
表-4.9.3 アンカー体地盤の検証諸元と引抜試験仕様の推奨事例
アンカー体地盤の検証諸元
地盤の種類

岩 盤

引抜試験仕様限界緊張⼒
降伏摩擦強度 アンカー体⻑ アンカー体径 最⼤試験⼒
アンカー規格 P =0.9T (kN)τgy (N/mm2)
Tp (kN)
L0 (m)DA0 (mm)
Mt
ys

硬 岩

1.50

1.0

φ90

540.0

EHD5-4H

561.6

軟 岩

1.00

1.5

φ90

510.0

EHD5-4H

561.6

⾵化岩

0.60

3.0

φ90

540.0

EHD5-4H

561.6

50

0.45

3.0

φ90

410.0

EHD5-3H

421.2

30

0.25

3.0

φ90

230.0

EHD5-2H

280.8

50

0.30

3.0

φ90

270.0

EHD5-2H

280.8

30

0.23

3.0

φ90

210.0

EHD5-2H

280.8

砂 礫

Ｎ値

砂

Ｎ値

- 100 -

4.10 構造物補強の留意点
アンカーによる構造物補強は、アンカープレストレス効果を適正に考慮して構造物の変位を含めた安全性が確保できるように実施するとともに、構造物へのアンカー施⼯影響や施⼯性を適切に考慮して設計する。
【解説】(1) アンカーによる構造物補強では、アンカーの設置位置や傾⾓の条件により構造物への作⽤プ
レストレスの⽔平･鉛直･モーメントの成分が種々のものとなるので、これを考慮して構造物の変位を含めた安全性を確保する必要がある。例えば、図-4.10.1 に⽰す(a)斜めアンカーと(b)鉛
直アンカーでは抵抗機構が異なっている。構造物の滑動安定を考えると、斜めアンカーは、⽔平抵抗でプレストレスの⽔平分⼒と鉛直分⼒×摩擦係数μの両⽅が⾒込め、鉛直アンカーは、
⽔平抵抗がプレストレスによる鉛直分⼒×摩擦係数μのみとなる。⼀⽅、プレストレスを加えた滑動抵抗⼒を超える作⽤荷重の⽔平分⼒ ΔPx が⽣じた場合、式(4.10.4)で明らかなように、
アンカー傾⾓α≦45°の斜めアンカーは、アンカーばね抵抗が⽐較的⼤きく、α＞45°で急激にばね抵抗が⼩さくなることが分かる。特に、鉛直アンカー(α=90°)は⽔平分⼒ ΔPx に抵抗不能なので留意が必要である。
δx =δa /cosαδx =δa /cosα(b) 鉛直アンカー(a) 斜めアンカー
図-4.10.1 アンカーによる構造物補強の概念■プレストレス超過⼒ ΔPa と⽔平分⼒ ΔPx
ΔPa = ΔPx / cosα･･･(4.10.1)■プレストレス超過⼒ ΔPa(kN)とアンカー変位 δa (mm)
ΔPa = ka･ δa･･･(4.10.2)

ka = A･E / Lf･･･(4.10.3)■⽔平分⼒ ΔPx･鉛直分⼒ ΔPy と構造物変位 δg 成分(⽔平変位 δx･鉛直変位 δy)𝛥𝑃𝑐𝑜𝑠 𝛼𝑐𝑜𝑠𝛼 ∙ 𝑠𝑖𝑛𝛼 𝛿 ･･･(4.10.4)𝑘𝛥𝑃𝛿𝑐𝑜𝑠𝛼 ∙ 𝑠𝑖𝑛𝛼
𝑠𝑖𝑛 𝛼■アンカー超過⼒ ΔPa によるアンカー変位 δa と構造物⽔平変位 δxδx = δa / cosα･･･(4.10.5)

ここに、
･k a
： アンカーばね (kN/mm)： アンカーテンドン断⾯積 (mm2)･A： アンカーテンドン弾性係数 (=0.195MN/mm2)･E： アンカー⾃由⻑ (m)･Lf： アンカー傾⾓ (°)
･α- 101 -

(2) 構造物への作⽤荷重によりアンカープレストレス Pe を超える、プレストレス超過⼒ΔPa が発⽣した場合の、構造物⽔平変位δx とアンカー変位 δa の関係を式(4.10.5)に⽰す。これをグラフ化したのが図-4.10.2 であり、構造物⽔平変位δx は、アンカー傾⾓ 60°を超えるとアン
カー変位 δa に⽐べて急増するので留意が必要である。

図-4.10.2 アンカー傾⾓αと構造物⽔平変位 δx(3) プレストレス超過⼒ΔPa とアンカー変位 δa の発⽣概念を図-4.10.3 に⽰す。同図(a)は、L1
地震⼒の設計アンカー⼒ Td に対して、それを下回るプレストレス Pe 作⽤のもとで、設計想定荷重の L1 地震⼒作⽤ケースの概念であり、プレストレス超過⼒ΔPa から式(4.10.2)と式(4.10.5)を⽤いて、構造物⽔平変位δ x が計算できる。構造物変位をゼロに保持する場合は、
4.7 定着プレストレスで⽰したように、永続プレストレス P∞が L1 地震⼒の設計アンカー⼒ Td
を超えるように定着プレストレス Pt を設定する必要がある。
同図(b)は、L1 地震⼒の設計アンカー⼒ Td に対して、ほぼ同じプレストレス Pe 作⽤のもとで、L2 地震⼒作⽤ケースの概念を⽰す。この場合、L2 地震⼒で⽣じたアンカーのプレストレ
ス超過⼒ΔPa に伴う構造物変位が、構造物施設の適切な許容範囲内で、かつアンカーなどの部
材が適正な修復性範囲内となる必要がある。なお、プレストレス超過⼒に伴う構造物変位は、
アンカー頭部にせん断変形(δa･tanα)をもたらし、アンカーテンドンの損傷や破断の原因にもなり得ることから、構造物のアンカー箱抜き孔クリアランスのアンカーテンドンの変形余裕を考慮した構造物変位量設定や、設計アンカー⼒のプレストレス割増による変位量の軽減設定な
どで、検討内容に留意が必要である。

(a) プレストレス Pe＜Td=L1 地震⼒(b) Td=L1 地震⼒＜プレストレス Pe＜L2 地震⼒

図-4.10.3 プレストレス超過⼒ΔPa とアンカー変位δa の発⽣概念- 102 -

(4) 既設ブロック積擁壁などのアンカー補強では、受圧体設置⾯が変状などで凹凸⾯になっていることがあり、この表⾯処理の⾓度調整や凹凸調整には図-4.10.4 に⽰す不陸調整枠を使⽤する。不陸調整枠は、受圧板背⾯に四⾓形状の外周⾦網型枠と 内部に異形鉄筋を正⽅配置して、モルタル吹付した受圧板の四⾓形下地調整枠であり、枠内部補強が 異形鉄筋であることから、モルタルひび割れの抑制効果が従来枠⼯より優れている。 受圧板設置⾯の凹凸吸収やアンカー振れ⾓が⼤きい場合の受圧板⾓度調整⽤に適⽤可能である。

(a) 不陸調整枠(b) 吹付後の不陸調整枠と受圧板

図-4.10.4 不陸調整枠による⾓度調整と凹凸調整(5) 橋台竪壁のコンクリート壁⾯などにアンカーを直接設置する場合には、図-4.10.5 に⽰す壁⾯台座を使⽤する。本台座は、⽀圧板機能の上部プレート･底板(補剛板)とコンクリート壁内側に設けるガイド鋼管を⼀体構成したものであり、ガイド鋼管のせん断抵抗で、構造物境界部の滑動安定性の確保が図られている。壁⾯台座の振れ⾓は、アンカーの傾⾓と⽔平⾓の両⽅に調整可能である。

(a) 正 ⾯(b) 断

⾯(C) 設置事例

図-4.10.5 壁⾯台座の概念と設置事例(6) アンカー施⼯では⾃由⻑の削孔内空隙充填にグラウトを使⽤することから、河川近傍の橋台や海岸施設の岸壁などにアンカーを直接設置する場合には、河川や海へのグラウト漏出防⽌の環境対策⽤に⾃由⻑パッカーを使⽤する。岸壁のグラウト漏出パターンには、岸壁基礎捨⽯や⽅塊ブロック岸壁など海⽔に直接繋がる空隙からの漏出が考えられるので留意が必要である。
また、橋台竪壁背⾯や擁壁背⾯には、排⽔層が設置されており、グラウト漏出による排⽔層の⽬詰り防⽌の観点から⾃由⻑パッカーを使⽤する。
⾃由⻑パッカーは、アンカー⾃由⻑の⻑さ⽅向全体に⾃由⻑部のテンドンシースを筒袋状に- 103 -

包むものであり、これを適⽤することで、表-4.10.1 に⽰すように、削孔径が標準サイズに⽐べて、1 ランク程度⼤きな削孔径になるアンカー規格があるので、設計にあたっては留意が必要である。
表-4.10.1 ⾃由⻑パッカー適⽤の削孔径 DA1【標準サイズ】 ⾃由⻑パッカー【標準サイズ】 ⾃由⻑パッカー
アンカー規格 最⼩ｱﾝｶｰ体径 適⽤の削孔径
アンカー規格 最⼩ｱﾝｶｰ体径 適⽤の削孔径
DA (mm)DA1 (mm)
DA (mm)DA1 (mm)
EHD5-1H
φ90
φ90
EHD6-1H
φ90
φ90
EHD5-2H
φ90
φ90
EHD6-2H
φ90
φ90
EHD5-3H
φ90
φ115
EHD6-3H
φ90
φ115
EHD5-4H
φ90
φ115
EHD6-4H
φ115
φ115
EHD5-5H
φ90
φ115
EHD6-5H
φ115
φ135
EHD5-6H
φ115
φ115
EHD6-6H
φ115
φ135
EHD5-7H
φ115
φ135
EHD6-7H
φ135
φ146
EHD5-8H
φ115
φ135
EHD6-8H
φ135
φ146
EHD5-9H
φ135
φ146
EHD6-9H
φ135
φ146
EHD5-10H
φ135
φ146
EHD6-10H
φ146
φ165
EHD5-11H
φ135
φ146
EHD6-11H
φ146
φ165
EHD5-12H
φ135
φ146
EHD6-12H
φ146
φ165
EHD6-13H
φ165
φ216
EHD6-14H
φ165
φ216(7) 既設橋台アンカー補強の橋桁上空制限や、岸壁荷捌き場庇の上空制限などの鉛直アンカー
施⼯では、⼩型削孔機が必要になることがある。⼩型削孔機には種々のものがあるが、その⼀事例を図-4.10.6(a)に⽰す。本削孔機はスプリングドリルと呼ばれるもので、削孔⻑ 30m、削孔径φ115mm 以下での削孔が可能である。
⼀⽅、岸壁際からの岸壁補強や道路上からの下部擁壁補強などのアンカー施⼯では、海上の台船･構台や道路外側下部からの作業⾜場を不要とする、バックホウ型削孔機の事例を図4.10.6(b)に⽰す。本削孔機はアクロドリルと呼ばれるもので、削孔⻑ 30m、削孔径φ165mm
以下での削孔が可能である。

(a) ⼩型削孔機(スプリングドリル)(b) 岸壁際での削孔機(アクロドリル)

図-4.10.6 施⼯制限箇所でのアンカー削孔機の事例- 104 -

4.11 設計プレストレスとアンカー頭部変位の適正評価
アンカー定着後のプレストレスは、受圧体背⾯地盤のクリープ変位などによる低下量が、テンドンと⾃由⻑シースの⾃由⻑摩擦の影響を受け、やや急勾配で⾮線形ループ挙動で減少する。⼀⽅、アンカープレストレス導⼊の緊張作業での頭部変位は、アンカー施⼯でのテンドン
挿⼊緩みの影響、緊張⼒増加に伴う⽐較的⼩さいアンカー体内の付着切れや摩擦切れの変位可動範囲(以下、アンカー体⾃由⻑)の影響、および⾃由⻑摩擦の影響を受ける。
永続プレストレス P∞や定着プレストレス Pt などの設計プレストレス、供⽤段階ののり⾯や構造物の変形量、アンカー剛性、施⼯管理⽤限界変位のこれらの設定は、アンカー変位挙動に係る種々の影響を考慮して、現場の実態挙動と同等になるように適正に評価する必要がある。
【解説】(1) アンカー頭部でのアンカー変位挙動は、緊張除荷に伴う頭部作⽤⼒が、頭部側からアンカー
体側のアンカー⻑⽅向に摩擦を伴って徐々に伝達されることから、その影響を受けて定量的評価が難しい複雑な挙動を⽰す。この変位挙動の傾向は、アンカー⻑⽅向に進展しながら、微視的なすべりと固着が交互に⽣じる間⽋摩擦挙動(スティックスリップ現象と呼ばれる)がおもな因⼦となっている。アンカー⾃由⻑摩擦は、緊張段階でアンカー⾃由⻑内の頭部側からアンカ
ー体側に進展すること、除荷段階でその摩擦挙動が反転することにより、アンカー⼒･頭部変位挙動が図-4.7.6 に⽰したように最⼤点から除荷側に⾮線形ループ形状で⽣じるものとなる。
⼀⽅、アンカー緊張除荷での頭部変位挙動は、表-4.11.1 に⽰すように、アンカーが地盤削孔･地盤内設置というアンカー機構⾃体の特異性や施⼯状態などの影響を受けた種々の⽀配因⼦のもとに⽣じており、実挙動はこれらの複合状態であり、より複雑なものとなっている。同表に⽰すように、変位挙動で軟剛性の⽀配因⼦は、施⼯のテンドン挿⼊･設置に伴うテンドンシース
内緩みによる初期緩み･緊張⼒増加に伴うアンカー体⾃由⻑の進展･アンカー体全体のグラウト
付着切れや地盤摩擦切れである。⼀⽅、硬剛性の⽀配因⼦は、テンドンと⾃由⻑シース間で⽣じるアンカーの⾃由⻑摩擦である。これらは、地上施⼯の構造物内で⼈⼯的に PC 鋼材が配設され、両端に定着具を有する PC 橋梁や PC 構造物の摩擦挙動とは異なっており、アンカー固有の特徴的な挙動になっている。
表-4.11.2 にアンカー⾃由⻑摩擦の⽀配因⼦と挙動状態を⽰す。⾃由⻑摩擦の⽀配因⼦は、おもに⾃由⻑部の⻑さ･アンカーの削孔曲り･シースの削孔内たわみ･シースの削孔内回転の 4 種類
であり、これらの摩擦影響の低減は図-4.7.2、図-4.7.5 で⽰したプレ緊張により、ある程度⼩さくできる。
表-4.11.1 アンカー変位挙動と⽀配因⼦
アンカー緊張除荷の変位挙動①軟剛性と過度な残留変位②軟剛性③過度な軟剛性④軟剛性側への折れ曲り

挙動状態･アンカー体⾃由⻑ 1/2 考慮の弾性挙動に⽐べて、初期緊張の変位が⼤きく、残留変位移動も⼤きい･⾃由⻑考慮の弾性挙動に⽐べて、緊張変位が⼤きい･アンカー体⻑ 1/2 考慮の弾性挙動に⽐べて、緊張変位が⼤きい･アンカー体⻑ 1/2 考慮の弾性剛性に⽐べて、折れ線勾配剛性が⼩さい⑤緊張除荷挙動線の平⾏移動･緊張挙動線と除荷挙動線が同勾配で平⾏移動状態⑥硬剛性･アンカー体⾃由⻑ 1/2 考慮の弾性挙動に⽐べて、緊張変位が⼩さい- 105 -

⽀配因⼦
･テンドン挿⼊･設置のシース内緩みによる初期緩み･緊張⼒増加に伴うアンカー体⾃由⻑の進展･アンカー体のグラウト付着切れ･アンカー体の地盤摩擦切れ
･同 上
･同 上
･アンカー体拘束具前⾯のグラウト圧
縮破壊に伴う圧縮型拘束具の移動･テンドンと⾃由⻑シース間で⽣じる、緊張除荷に伴う⾃由⻑摩擦

表-4.11.2 アンカー⾃由⻑摩擦の⽀配因⼦と挙動状態
アンカー⾃由⻑摩擦の⽀配因⼦①⾃由⻑部の⻑さ②アンカーの削孔曲り③シースの削孔内たわみ④シースの削孔内回転

挙動状態･アンカー⾃由⻑部の⻑さに応じて、テンドン･シー
ス摩擦が漸増的に増加する。アンカー体⾃由⻑ 1/2
考慮の弾性変位挙動に⽐べて、緊張変位が⼩さい･アンカー施⼯での削孔曲りは、アンカー⻑が⻑くなるほど⼤きくなる。アンカー体 1/2 ⾃由⻑考慮の弾性変位挙動に⽐べて、緊張変位が⼩さい･削孔内挿⼊のシースはややたわみ状態になる。その後の削孔内グラウト充填･硬化でたわみ状態が固定されるため、摩擦が⽣じ、緊張変位が⼩さい･テンドン挿⼊･グラウト充填注⼊後のケーシング引
抜回転時に、削孔内テンドンシースはやや回転状態になる。その後のグラウト硬化で、回転状態が固定されるため、摩擦が⽣じ、緊張変位が⼩さい低減⽅法･図-4.7.2、図-4.7.5
のプレ緊張
･同

上

･同

上

･同

上

(2) 図-4.11.1 に、アンカー緊張除荷挙動と地盤圧縮変位挙動を⽐較した概念を⽰す。同図(a)に⽰
すように、アンカー緊張除荷のアンカー変位挙動は、⼀般に⾃由⻑摩擦の影響を受けたものとなり、弾性線を挟んで、剛性勾配変化により緊張摩擦挙動と除荷摩擦挙動が現れる。緊張側で弾性線よりも硬剛性で最⼤⼒ Pi に達し、その後の除荷でループ挙動でやや急激にアンカー⼒が低下して、除荷側初期⼒ P0 に戻って残留変位δ0r となる。この除荷摩擦挙動は弾性線よりも軟剛性になる。同図(a)から明らかなように、アンカー⼒ 0 点で考えると、アンカー摩擦影響のみによる挙動では残留変位が⽣じず、現場で⾒られる残留変位δ0r 発⽣は、ジャッキ正対⽤初期⼒
P0 の緊張設定により、⾒掛け上で発⽣するものである。
⼀⽅、地盤圧縮変位挙動は、同図(b)に⽰すように、弾性材料の PC 鋼より線を⽤いたアンカーとは異なり、地盤特性の⾮線形挙動による影響で塑性変位δp が⽣じ、除荷過程では弾性勾配に近似した直線的なものとなる。除荷後には、この履歴最⼤⼒を超えない範囲の圧縮⼒の負荷･除荷に対して、平⾏移動の挙動で同⼀勾配を繰返すものとなって、アンカー挙動のような摩擦影響による緊張除荷のループ形状が⽣じない挙動を⽰す。
図-4.11.2 は、PC 鋼より線 1 本の緊張除荷ひずみ計測による、⾃由⻑ 50m と 70m の⻑尺ア
ンカーの現場実験結果を⽰す。同図から、両アンカーの頭部変位(⻘線)とも､アンカー⾃由⻑摩擦に伴う変位のループ挙動が得られ、特に、⾃由⻑ 70m アンカーはループが⼤きくなって摩擦影響が⼤きい。同図の破線は、アンカー体境界ひずみ計によるアンカー体引張⼒であり、頭部緊張⼒が摩擦影響でアンカー体側に伝達しにくいことが、伝達⼒低下状態から確認できる。

アンカーの摩擦変位挙動と地盤の塑性変位を伴う
挙動は、理論的な基本原
理が異なる

実態のアンカー緊張挙動
は、摩擦(硬剛性化)と、
テンドン挿⼊緩み･アン
カー体⾃由⻑進展(軟剛性化)の影響が複合した
複雑なものである(b) 地盤圧縮変位挙動(a) アンカー緊張除荷挙動

図-4.11.1 アンカー緊張除荷挙動と地盤圧縮変位挙動の概念- 106 -

■アンカー弾性変位δa=ΔP / Ke=ΔP･(Lfp+0.5･LfA) / (A･E)(b) ⾃由⻑ Lf =70m の挙動(a) ⾃由⻑ Lf =50m の挙動

図-4.11.2 アンカー緊張除荷の多段サイクル変位挙動(3) 図-4.11.3 に、アンカー⻑⽅向の⾃由⻑摩擦を考慮したアンカー緊張除荷挙動でのアンカー⼒
分布の概念を⽰す。同図は、アンカー体⾃由⻑と⾃由⻑摩擦の影響を含めて、模擬的に汎⽤⼀般化して図⽰したものである。同図(a)にアンカー⼒分布、同図(b)に緊張余⻑ Lf0･⾃由⻑ Lf･アンカー体⻑ LA と基本アンカー体⾃由⻑ LfA0 の関係を⽰す。ここで、緊張⾃由⻑ Lfp は、式(4.11.1)
で Lfp=Lf0 + Lf と定義しており、設計で緊張･定着後の供⽤アンカーの、プレストレス超過⼒などに対する変位挙動を考える場合は、Lf0=0 とする。アンカー⼒作⽤の影響を受けた⾃由⻑摩擦なし条件の頭部変位算出⽤の⾃由⻑は、Lf0 + Lf + 0.5･LfA0 になる。ここでは、⼀般化したアンカー
緊張除荷状態での変位挙動を対象にして、アンカー摩擦理論による定式化を⾏う。
同図のアンカー頭部の点 0 で、ジャッキ緊張により緊張サイクル i の初期ジャッキ緊張⼒ P00
から所要緊張のアンカー⼒ Pi0 に増加すると、それに伴い頭部変位 δi0 が発⽣する。本挙動によ(a) アンカー⼒分布(b) 緊張余⻑･⾃由⻑･アンカー体⾃由⻑
図-4.11.3 ⾃由⻑摩擦考慮のアンカー緊張除荷挙動でのアンカー⼒分布の概念- 107 -

り、アンカー体境界の点 1 では、式(4.11.2)に⽰す、⾃由⻑摩擦影響でやや低下したアンカー⼒
Pi1=κf･Pi0 が発⽣し、Pi1 に伴いアンカー体⾃由⻑ LfA が⽣じて、点 1 でアンカー体境界変位 δi1 が発⽣する。したがって、受圧体構造物側のアンカー頭部点 0 のアンカー⼒ Pi0 による頭部変位 δi0は、⾃由⻑摩擦影響とアンカー体⾃由⻑ LfA を考慮して求める必要がある。なお、アンカー頭部
点 0 の(δi0 ,Pi0)に⾄る、任意の前ステップ状態を(δb0 ,Pb0)とし、この間の増分⼒ ΔP は式(4.11.3)で表す。
アンカー体⾃由⻑ LfA は式(4.11.5)、アンカー体境界点 1 の変位 δi1 は式(4.11.6)、点 0 の頭部
変位 δi0 は式(4.11.7)で表せることから、未知数のアンカー⼒伝達係数 κf は式(4.11.9)で表すことができる。したがって、多数の現場データからのアンカー⼒伝達係数 κf をもとにした実測式を予め求めておくことにより、アンカー⾃由⻑摩擦を考慮した設計⽤のアンカー変位を予測できる。なお、⾃由⻑摩擦なしのアンカー頭部の弾性変位 δe0 は、式(4.11.8)で求まる。
■緊張⾃由⻑ Lfp、アンカー体境界のアンカー⼒ Pi1 と増分⼒ ΔP
Lfp = Lf0 + Lf･･･(4.11.1)

Pi1 = κf ･Pi0･･･(4.11.2)

ΔP = Pi0 − Pb0･･･(4.11.3)■基本アンカー体⾃由⻑ LfA0 とアンカー体⾃由⻑ LfA
LfA0 = Pmh / min( τby･U , τg･π･DA )･･･(4.11.4)

LfA = κf ･LfA0･･･(4.11.5)■アンカー体境界変位 δi1
δi1 = 0.5 κf ･ΔP･LfA / (AE)･･･(4.11.6)■アンカー頭部の緊張摩擦変位 δi0 と⾃由⻑摩擦なしの緊張弾性変位 δe0
δi0 = δb0 + ΔP･0.5{ Lfp･(1+κf )+κf 2･LfA0} / (AE)･･･(4.11.7)

δe0 = δb0 + ΔP･( Lfp+0.5･LfA0) / (AE)･･･(4.11.8)■アンカー⼒伝達係数 κf の現場データ算定式
κf = ( − Lfp+{Lfp 2 − 2a0 (Lfp − a1 ) } 0.5 ) / a0･･･(4.11.9)

a0 = 2･LfA0･･･(4.11.9)-1

a1 = 2･AE･(δi0 − δb0) / ΔP = 2･AE / Kf･･･(4.11.9)-2

ここに、
･Lfp
： 緊張⾃由⻑ (m)･Lf0： 緊張余⻑ (m)･Lf： ⾃由⻑ (m)･LfA0
： 基本アンカー体⾃由⻑ (m)･LfA： アンカー体⾃由⻑ (m)･Pi0： サイクル i の頭部点 0 のアンカー⼒ (kN)･Pi1
： サイクル i のアンカー体境界点 1 のアンカー⼒ (kN)･ΔP
： 頭部点 0 の増分⼒ (kN)･Pb0
： サイクル i の Pi0 に⾄る前ステップのジャッキ緊張のアンカー⼒ (kN)･Pmh
： アンカー頭部点 0 での履歴最⼤アンカー⼒ (kN)･δi1
： サイクル i のアンカー体境界変位 (mm)･δi0
： サイクル i の頭部の緊張摩擦変位 (mm)･δb0
： サイクル i の δi0 に⾄る前ステップの頭部の緊張摩擦変位 (mm)･δe0
： ⾃由⻑摩擦なしのアンカー頭部点 0 の弾性変位 δe0･A： アンカーテンドン断⾯積 (mm2)･E： アンカーテンドン弾性係数 (=0.195MN/mm2)･τby： テンドンとグラウトの降伏付着強度 (式(4.1.4)参照、N/mm2)･U： テンドン⾒掛け周⻑ (表-4.4.2 参照、mm)･τg： アンカー体設置地盤の摩擦強度 (表-4.1.6 または引抜試験結果、N/mm2)･DA： 設計アンカー体径 (表-4.4.2 または設定値、mm)･κf： アンカー⼒伝達係数の現場データ算定式- 108 -

(4) 多段サイクル緊張を実施した場合のアンカー緊張サイクル i に着⽬した頭部変位挙動を考えると、⾃由⻑摩擦を考慮したアンカー緊張除荷の変位挙動モデルは、図-4.11.4 に⽰すようになる。
同図の緊張摩擦挙動の stp.i(δi ,Pi)と stp.b(δb ,Pb)の関係は、式(4.11.7)により成⽴しており、初期緊張 stp.0(δ0 ,P0)の変位 δ0 は、stp.i(δi ,Pi)と stp.b(δb ,Pb)の線形関係から求まることから、緊張
変位挙動が確定できる。なお、同図内に⻘⾊破線で⽰す stp.i-1 以下の段階状緊張サイクルのやや軟剛性の変位挙動は、テンドンのシース内緩みに伴う初期緩みの影響である。
同図の緊張摩擦挙動の緊張摩擦剛性 Kf と弾性剛性 Ke は、アンカー⼒伝達係数 κf と基本アンカー体⾃由⻑ LfA0 を含めた式(4.11.10)、式(4.11.11)で求められる。stp.i の頭部緊張変位 δi は、緊張摩擦剛性 Kf を⽤いると、式(4.11.12)で表され、これは式(4.11.7)と等価なものである。

図-4.11.4 アンカー緊張除荷の変位挙動モデル■緊張摩擦剛性 Kf と弾性剛性 Ke
Kf = 2･AE / { Lfp･(1+κf )+κf 2･LfA0} = (Pi − Pb) / (δi − δb)･･･(4.11.10)

Ke = AE / ( Lfp+0.5･LfA0)･･･(4.11.11)■アンカー頭部の緊張変位 δiδi = δ0 + ( Pi – P0 ) / Kf･･･(4.11.12)

ここに、
･Kf
： 緊張摩擦剛性 (kN/mm)： 弾性剛性 (kN/mm)･Ke： stp.i の頭部の緊張変位 (mm)･δ i： stp.i の緊張⼒ (kN)･P i
： stp.i と stp.b の線形勾配からの、stp.0 の頭部の緊張変位 (mm)･δ0
： stp.0 の緊張⼒ (kN)･P0

次に、定式化未定となっている除荷変位挙動と初期摩擦⼒係数 κ0 の定式化を考える。
同図の除荷変位挙動は、経路 stp.i(δi ,Pi)･stp.i-1r(δi-1r ,Pi-1r)･･･stp.1r(δ1r ,P1r)･stp.0r(δ0r ,P0r)を経由した⾮線形挙動となっており、本除荷挙動経路を stp.i 起点の 3 次関数の近似式 δ=f(P3)で表すことにする。既知数を δi 、δ0r 、stp.i･stp.i-1r 間の上除荷剛性 Kr1、stp.1r･stp.0r 間の下除荷剛性 Kr0 の 4 個とすると 3 次近似式の未定項を求めることができる。式(4.11.13)は stp.i･stp.i-1r 間の上除荷剛性 Kr1、式(4.11.14)は stp.1r･stp.0r 間の下除荷剛性 Kr0 であり、各除荷剛性は弾性剛性 Ke との積で表せるように、それぞれで剛性⽐ Sr1、Sr0 を定義しており、Sr1≧1.0、Sr0≦1.0 となる。除荷変位 δr は、stp.i〜stp.0r 間を式(4.11.15)に⽰す、アンカー緊張⼒の 3 次式で表すことができる。ここで、実測の現場データとのフィティングを向上する⽬的で、剛性補正係数 α1、α0 を導⼊しており、経験的に α1=2.0〜5.0(平均 3.5)、α0=0.7〜1.0(平均 0.85)が推奨値である。

- 109 -

初期摩擦⼒係数 κ0 は、図-4.11.3(a)を参照して初期摩擦⼒ Pf0 を求め、それをテンドン降伏耐
⼒ Tys で除して、式(4.11.16)で求めるものとする。初期摩擦⼒ Pf0 は、アンカー頭部の緊張⼒ P
が P＜Pf0 条件で、本節での⾃由⻑摩擦理論の定式化によらない著しく⼤きな摩擦抵抗(例えば、
図-4.11.2(b)の茶⾊破線)が⽣じる範囲限界⼒をいい、緊張⼒ P≧Pf0 条件では、⾃由⻑摩擦理論に依存した式(4.11.7)が成⽴すると考える。したがって、施⼯管理の緊張試験(適正･確認試験)や緊張･定着は、stp.b のステップ緊張⼒ Pb を初期摩擦⼒ Pf0 以上として、アンカー品質特性の施⼯管理確認や定着プレストレス確保を⾏う必要がある。
■上除荷剛性 Kr1 ,上除荷剛性⽐ Sr1 と下除荷剛性 Kr0 ,下除荷剛性⽐ Sr0 の現場データ算定式
Kr1 = Sr1･ Ke = ( Pi − Pi-1r ) / ( δi − δi-1r )･･･(4.11.13)

Kr0 = Sr0･ Ke = ( P1r − P0r ) / ( δ1r − δ0r )･･･(4.11.14)■除荷変位 δr
δr = A0 +A1･( P − Pi )+A2･( P − Pi )2+A3･( P − Pi )3･･･(4.11.15)

A0 = δi･･･(4.11.15)-1

A1 = 1 / (α1･Kr1)･･･(4.11.15)-2

A2 =0.5･{(1/(α0･Kr0) − 1/(α1･Kr1))/(P0r − Pi) − 3･A3(P0r − Pi)}･･･(4.11.15)-3

A3 = {(P0r − Pi)･(1/(α0･Kr0) + 1/(α1･Kr1)) − 2･(δ0r − δi)} / (P0r − Pi)3 ･･･(4.11.15)-4■初期摩擦⼒係数 κ0 の現場データ算定式
κ0 = Pf0 / Tys = 2･{P0r + 2･( δ0r − δ0 )･AE / ( Lfp+κf ･LfA0)} / Tys･･･(4.11.16)

ここに、
･Kr1
： 上除荷剛性 (kN/mm)･Sr1： 上除荷剛性⽐･Kr0： 下除荷剛性 (kN/mm)･Sr0： 下除荷剛性⽐･Pi ,δi： stp.i の緊張⼒ (kN)と頭部の除荷変位 (mm)･Pi-1r ,δi-1r ： stp.i-1r の緊張⼒ (kN)と頭部の除荷変位 (mm)･P1r ,δ1r ： stp.1r の緊張⼒ (kN)と頭部の除荷変位 (mm)･P0r ,δ0r ： stp.0r の緊張⼒ (kN)と頭部の除荷変位 (mm)･α1
： 上剛性補正係数 (推奨値：2.0〜5.0、平均 3.5)･α0： 下剛性補正係数 (推奨値：0.7〜1.0、平均 0.85)･κ0： 初期摩擦⼒係数の現場データ算定式･Pf0： 初期摩擦⼒ (kN)･Tys
： テンドン降伏耐⼒ (kN)･δ0
： stp.i と stp.b の線形勾配からの、stp.0 の頭部の緊張変位 (mm)(5) 現場アンカーのアンカー⼒伝達係数 κf、上除荷剛性⽐ Sr1、下除荷剛性⽐ Sr0、初期摩擦⼒係数
κ0 の諸係数は、各アンカーでの多段サイクルの適性試験や単サイクルの確認試験で得られる、
アンカー頭部のアンカー緊張除荷サイクルによるアンカー変位挙動の現場データに対して、式(4.11.9)、式(4.11.13)、式(4.11.14)、式(4.11.16)を適⽤することで求められる。
図-4.11.5〜図-4.11.7 に施⼯の適性試験アンカーの現場データをもとに諸係数値を求め、実測式でまとめた結果を⽰す。同図の横軸パラメータ Lf は、施⼯の緊張⾃由⻑ Lfp を⽤いてまとめているが、供⽤アンカーの設計変位算定などに適⽤の場合は、単に⾃由⻑ Lf を代⼊する。
図-4.11.5〜図-4.11.7 の各実測式をまとめて、式(4.11.17)〜式(4.11.21)に⽰す。式(4.11.17)の第⼀項は、PC 橋梁や PC 構造物で使⽤されている⼟⽊学会コンクリート標準⽰⽅書のものと同⼀式であり、同式の第⼆項は⾃由⻑ 30m 程度ですり付く形態に設定したものである。⼀般経
験的にアンカー⾃由⻑ 20m 以下であれば、⾃由⻑の摩擦影響がほぼ無視できるとされており、
図-4.11.5 からも、データばらつきがあるが、摩擦影響が⼩さい傾向を裏付けることができる。

- 110 -

⾃由⻑ 30m を超えた程度から、アンカー⼒伝達係数 κf の低下勾配がやや⼤きくなる傾向が⾒られる。図-4.11.6 の除荷挙動の上除荷剛性⽐ Sr1 は⾃由⻑増加に伴って増える傾向があり、ばらつ
きも⼤きくなる傾向が⾒られ、下除荷剛性⽐ Sr0 は⼀定値 0.9 で、ばらつきも⼩さい傾向である。
図-4.11.7 の初期摩擦⼒係数 κ0 は、⾃由⻑増加に対して緩い勾配である。本結果から、初期摩擦
⼒ Pf0 は、降伏耐⼒ Tys ⽐の 0.29〜0.35(平均)にある。したがって、施⼯の適性試験･確認試験の緊張試験での、stp.1 の緊張⼒ P1 は、P1≧(0.29〜0.35)･Tys に設定する必要があり、これにより⾃由⻑摩擦抵抗の異常挙動が解消できることから、この緊張⼒レベルの活⽤を推奨する。
1.2

アンカー力伝達係数 κf

1.0
0.8
0.6
0.4
現場アンカー：硅砂付着テンドン2～7本
現場アンカー：硅砂付着テンドン1本ひずみ計
アンカー力伝達係数の実測式κf
アンカー力伝達係数の上限式κfu

0.2
0.0
0

10

20

30

40

50

60

70

80

アンカー自由長 Lf (m)

図-4.11.5 アンカー⼒伝達係数 κf の現場データと実測式

20.0

2.25

15.0

2.00

10.0

1.75

5.0

1.50

0.0

1.25

1.2

25.0

-5.0

実測： Sr0 = 0.90

1.00

-10.0

0.75

-15.0
-20.0

0.50
0

10

20

30

40

50

60

70

80

初期摩擦力係数 κ0 = Pf0 / Tys

2.50

下除荷剛性比 Sr0

30.0

現場：下除荷剛性比Sr0
実測式Sr0
現場：上除荷剛性比Sr1
実測式Sr1
下限式Srd2.75

上除荷剛性比 Sr1

3.00

現場アンカー：硅砂付着テンドン2～7本

1.0

初期摩擦力係数の実測式 κ0初期摩擦力係数の上限式 κ0u

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0

10

アンカー自由長 Lf （m）

20

30

40

50

60

70

80

アンカー自由長 Lf (m)

図-4.11.6 除荷剛性⽐ Sr1 ,Sr0 の現場データと実測式

図-4.11.7 初期摩擦⼒係数 κ0 の現場データと実測式■アンカー⼒伝達係数 κf の実測式
κf = min( exp( − 0.004Lf ) , 1+0.00012Lf ( 1 − Lf ) )･･･(4.11.17)■上除荷剛性⽐ Sr1 と下除荷剛性⽐ Sr0 の実測式
(平均)：Sr1 = 1.0 + 0.155Lf･･･(4.11.18)-1(下限)：Sr1 = 1.0 + 0.080Lf･･･(4.11.18)-2

Sr0 = 0.9･･･(4.11.19)■初期摩擦⼒係数 κ0 の実測式
(平均)：κ0 = 0.29 + 0.00077Lf･･･(4.11.20)(上限)：κ0 = 0.35 + 0.00077Lf･･･(4.11.21)■実測式による stp.0r の除荷変位 δ0r の逆算設定
δ0r = δ0 + (0.25･κ0･Tys − 0.5･P0r )･( Lfp+κf ･LfA0) / AE ･･･(4.11.22)
ここに、･κf： アンカー⼒伝達係数の実測値･Lf： ⾃由⻑、または緊張⾃由⻑ (m)： 下除荷剛性⽐の実測値
･Sr0
･Sr1
： 上除荷剛性⽐の実測値･κ0： 初期摩擦⼒係数の実測値- 111 -

(6) 設計での定着プレストレス Pt は、アンカー緊張除荷の変位挙動が例えば図-4.11.4 に⽰したもので、その挙動が式(4.11.12)と式(4.11.15)の stp.i(δi ,Pi)点で連成結合しており、さらに永続プ
レストレス P∞が制約条件式(4.7.1)〜式(4.7.4)をもとに求められることを考慮して、これら条件を満⾜するように設定する必要がある。換⾔すると、stp.i(δi ,Pi)点を起点とする式(4.11.15)で表される除荷曲線上に、設計設定の永続プレストレス P∞･定着プレストレス Pt･初期緊張⼒ Pi が存在する解を、制約条件式(4.7.1)〜式(4.7.4)を考慮して求める問題に帰着する。この解の定着
プレストレス Pt･初期緊張⼒ Pi は、数値的に⼀意に定まらないので永続プレストレス P∞を開始点とした連成した式(4.11.12)と式(4.11.15)の緊張除荷曲線上での収束解析にて求める。
収束解析での与条件は、設計アンカー⼒ Td 以上の永続プレストレス P∞、始点 stp.0(δ0 ,P0)、
終点 stp.0r(δ0r ,P0r)、解析⽤のアンカー仕様や諸係数の式(4.11.17)〜(4.11.20)の値である。
収束解析結果の事例を図-4.11.8 に⽰す。詳細は割愛するが、同図の初期緊張⼒ Pi〜定着プレストレス Pt 間にはセット量 10mm が考慮されており、縦軸の緊張⼒差分はセットロスになる。
定着プレストレス Pt〜永続プレストレス P∞間には地盤クリープ変位による低下⼒と純リラクセーション低下⼒が考慮された収束解が求まっている。なお、本定着プレストレス Pt 解析⼿法は、
EXCEL マクロ化されており、希望者には提供可能なので、弘和産業㈱にお問合せ頂きたい。
永続プレストレス P∞は、設計アンカー⼒ Td 以上を標準とする。⽌むを得ず、P∞＜Td となる場
合は、Td 作⽤時に P∞からの超過⼒ ΔP に対してアンカー変位と構造物変位が⽣じるので、前述
4.6、4.10 により変位検討を実施する必要600がある。なお、アンカー変位⽅向と受圧

stp.5

体構造物の変位⽅向は⼀般に同⽅向にな
アンカー変位 δa は緊張状態のアンカー頭部テンドンにせん断⼒が⽣じてアンカー
破断の原因となることから、これをある

stp.4

緊張力 P （kN）

らず、地震などの作⽤荷重に伴う過⼤な

500
400

stp.2r

初期摩擦⼒ Pf0

stp.1

200

stp.1r

断変位 δas は、δas=δa･ tanα、(α：アンカ

100
stp.0

ー傾⾓)で表せるので、アンカー頭部⽀圧

0

れ以下にせん断変位 δas を抑えることが推

定着プレストレス Pt
永続プレストレス P∞

stp.2

程度制限する必要がある。アンカーせん

板孔の⼝元余裕を⽚側 10mm として、こstp.4r

stp.3 stp.3r

300

初期緊張⼒ Pi0

stp.0r

20

40

60

80

100

120

140

頭部変位 δ （mm）
図-4.11.8 除荷挙動を考慮したアンカー⼒予測奨される。
(7) PC 橋梁や PC 構造物のプレストレス導⼊は、設計断⾯でのコンクリートひび割れ抑制が⽬的であり、設計断⾯での必要プレストレス確保のため、端部定着具での定着プレストレスは設計
断⾯までの摩擦抵抗を考慮して割増したものが導⼊される。
⼀⽅、アンカープレストレスは、⼟⼯構造物などのアンカー定着構造物の安定性確保と変形抑⽌を⽬的としており、アンカー頭部で所要プレストレスを保持することにより、構造物安定性などの設計要求品質が満⾜できることになる。これを考慮すると、設計者側の定着プレストレスの仕様規定設定と、それに応じた施⼯者側での確実な緊張･定着の施⼯管理の実施が必要である。この観点から、両者の連携が必要であり、初期緊張⼒や定着プレストレスを設計引継事項として明記することが求められる。

- 112 -

4.12 アンカー耐久性能
アンカーは、耐⼒性能の維持が必要な鋼材部材が、適⽤する現場環境の腐⾷･劣化因⼦から遮断され、適正な所要機能を永続的に発揮可能な耐久性能とする必要がある。
アンカーの耐久性能の要求仕様には、頭部キャップ境界･⽀圧板背⾯境界･⾃由⻑境界の部材
境界の耐⽔圧の耐荷性能とともに、被覆材料や境界部構成材料の⻑期的な安定性･密着性･接着性･空隙充填性などがある。アンカー耐久性能の維持には、テンドン･定着具などの鋼材を、これら構成材料の⻑期安定性により現場環境から永続的に遮断可能なことが重要である。
【解説】(1) 図-4.12.1 に⽰すように、アンカー設置地盤には必ず被圧地下⽔が存在しており、この⽔分や⽔圧影響からアンカー使⽤鋼材を遮断して、アンカー耐久性能を確保する必要がある。本観点から、同図の頭部のキャップ境界と背⾯境界、⾃由⻑境界、アンカー体でのテンドン被覆やテ
ンドン素線間空隙を対象にして、従来から種々の空気･⽔環境からの遮断⽅法が採⽤されている。
しかし、供⽤中のアンカー調査結果では、図-4.12.2 に⽰すように、アンカー頭部部材に腐⾷が⾒られ、現状で未だに耐久性能確保の課題が存在している。これらの腐⾷要因には、頭部キ
ャップ内グリースの⽐較的短い期間での劣化、⽀圧板背⾯境界材料の劣化に伴う背⾯密封性低下、およびアンカー体グラウトひび割れによる素線間空隙⽑管⽔の頭部浸⼊が挙げられる。
(2) 鋼材腐⾷は、空気または⽔の存在下で発⽣し、湿度 60%は腐⾷発⽣臨界湿度と呼ばれ、湿度60%以上の空気環境で鋼材腐⾷が⽣じるので、この防⽌に頭部キャップ内や背⾯管内に従来からグリースなどの充填材が⽤いられる。⼀⽅、グリースは重量⽐ 0.1%以上の⽔混⼊で劣化し、現場での直接⽇射は温度 60℃程度に達して、経年的な熱劣化影響も受けるので、グリースの頭部定着具の防⾷効果が短期間でなくなる。⽀圧板背⾯接続部での⽌⽔に波型管接続法や接着剤による⽌⽔性⽬的の管接続法が⽤いられるが、接着剤などの保証期間は 1 年程度が多く、頭部
温度が 60℃程度にも達するので温度を考慮した⻑期安定の劣化影響に留意する必要がある。
(3) これらの課題を解決したのが、本⼯法のプレート⽌⽔構造である。プレート⽌⽔構造は、

⽌⽔ゴムが⽀圧板内設置で、従来アンカーの頭部耐久性の最⼤の弱点であった頭部の背⾯⽌⽔構造とグリース充填をなくして、アンカー頭部の耐久性能を著しく⾼めている。本構造により、アンカー頭部の背⾯調査も不要にでき、メンテナンス性の観点からも優れたものになっている。

(a) 頭部キャップ内グリース

図-4.12.1 耐久性能の重要箇所(b) ⽩濁グリースと腐⾷定着具(d) 背⾯部腐⾷(c) 定着具腐⾷
図-4.12.2 アンカー頭部の腐⾷実態- 113 -

4.13 ライフサイクルコスト(LCC)
ライフサイクルコスト(LCC)は、社会インフラ施設の建設段階と設計供⽤期間の保全段階を含めたコストであり、この最適化は、同施設の⼀体的なマネジメントサイクルのもとに、同期間を通じて費⽤対効果がもっとも⾼くなる観点から検討することが求められている。
アンカー設計では、建設コストとともに、保全コストである点検･調査コストや耐久性能評
価による更新時期などのコストを含めて適正化することとし、ライフサイクルコスト(LCC)の最⼩化程度を検討する必要がある。
【解説】(1) 近年の公共⼯事は、設計供⽤期間を通じた社会インフラ施設の費⽤対効果がもっとも⾼くなる⼿段を講じる設計⼿法が取り⼊れられ、保全段階の点検･調査や更新時期などの合理化を含めたライフサイクルコスト(LCC)の縮減が求められている。
本⼯法は、透明キャップ･グリースレス定着具･プレート⽌⽔構造という新しい 3 構造の採⽤で、メンテナンスが簡便化できることから、保全コストの縮減が⾒込まれる。⼀⽅、初期の建設コストのアンカー施⼯費や材料費との関係も、ライフサイクルコストでは重要になる。
ここでは、EHD アンカーHP ⼯法のライフサイクルコスト経済性を確認のため、国⼟交通省
標準歩掛、および⽇本アンカー協会積算ガイドブックに則して、建設コストと保全コストを含めたライフサイクルコストの程度を求める、ライフサイクルコスト検討を実施する。
ライフサイクルコスト検討は、本⼯法と従来 EHD アンカー⼯法を対象に、建設コストと保全
コストの調査を実施して、ライフサイクルコストの経済性効果を確認する。
(2) 検討条件は、以下に⽰す通りである。
･頭部キャップ：本⼯法の透明キャップ･5 窓キャップ･下 1 窓キャップ･グリース充填：グリースレス(グリース無充填)･アンカー設計条件 ：図-4.13.1、表-4.13.1〜表-4.13.4 に⽰すアンカー設計条件･仕様とする。
･アンカー本数：延⻑ 10m 当り 13.32 本(表-4.13.1:縦 N=4 段、⽔平 S=3.0m 間隔)とする。

･保全コスト：アンカー頭部調査に係る、定期点検(近接点検･外観調査)、頭部詳細調査(頭部露出調査)と頭部背⾯調査の 3 種類の点検調査と、その際に必要になる頭部保護撤去⼯と頭部修復⼯を含めて、コスト算出を⾏う。
20

EHD アンカーHP ⼯法
規格：EHD5-4H, Td=383.8kN

15No.04 1

10No.032

礫質土

No.02 3
5No.01 40

風化岩

アンカー⾃由⻑-5アンカー体⻑
-10

0

5

10

軟岩

15

20

図-4.13.1 設計アンカーの配置概念- 114 -

2530

表-4.13.1 アンカー設計条件
項 ⽬
必要抑⽌⼒ Pr
アンカー施⼯段数 N
アンカー間隔 S
アンカー傾⾓ α
すべり⾯摩擦⾓ φ
すべり⾯⾓(平均) θ
アンカーランク

単位
kN/m
段
m
°
°
°
──

諸元
360.0
4
3.0
44.7
25.0
30.68
ランク A

表-4.13.2 設計アンカー仕様
項 ⽬
アンカー呼び名
許容アンカー⼒ Ta
設計アンカー⼒ Td
⾒掛け周⻑ U単位

諸元
EHD5-4H
kN/本
439.2
kN/本
383.8
mm
145.7
──

表-4.13.3 設計アンカー体仕様
項 ⽬
単位
設計アンカー体径 dAmm
アンカー体地盤──
地盤の設計 N 値
──
摩擦抵抗レベル──
極限摩擦抵抗τgu
N/mm2
摩擦抵抗の安全率 fs
──
テンドン許容付着τba N/mm2
アンカー体⻑ LA
m

諸元
φ90
⾵化岩
N=100
最⼩
0.600
2.5
1.2
6.0

表-4.13.4 設計アンカー⻑仕様
アンカー段番号
アンカー⾃由⻑ Lf
アンカー体⻑ LA
アンカー⻑ Li
すべり⾯⾓ θi

m
m
m
°

No.01
5.0
6.0
11.0
20.02

No.02
6.0
6.0
12.0
27.30

- 115 -

No.03
7.5
6.0
13.5
34.29

No.04
9.0
6.0
15.0
41.11

合 計
27.5
24.0
51.5
平均 30.68

(3) 保全段階のアンカー頭部調査の調査項⽬･標準歩掛･調査数量と調査必要性は、表-4.13.5 に⽰す通りであり、それぞれ「グラウンドアンカー維持管理マニュアル 2020 年」、「2022 年版グラウンドアンカー積算ガイドブック」で規定されている。本⼯法の C グレード(透明キャップ)･
W5 グレード(5 窓キャップ)･W1 グレード(下 1 窓キャップ)は、グリースレスのプレート⽌⽔構
造で背⾯⽌⽔構造がなく、外観⽬視でキャップ内部調査が可能なことから、同表の②頭部保護撤去〜⑤頭部修復⼯が不要となる。なお、G グレード(アルミキャップ)は、プレート⽌⽔構造であり、同表の④頭部背⾯調査のみを不要にできるが、窓なしの普通アルミキャップのグリー
ス充填仕様のため外観⽬視で内部調査ができないことから、ここでのライフサイクルコスト⽐較は割愛する。
建設コストと保全コストを含めたライフサイクルコストの程度把握のため、アンカーの国⼟
交通省標準歩掛および⽇本アンカー協会積算ガイドブックに則して、本⼯法と従来 EHD アンカ
ーの「建設コスト＋保全コスト」の調査を実施して、ライフサイクルコストの経済性効果を確認する。
なお、グラウンドアンカー⼯の建設コストの歩掛は、「平成 25 年版 国⼟交通省⼟⽊⼯事標準積算基準」、アンカー調査の保全コストの歩掛は、「2022 年版グラウンドアンカー積算ガイドブ
ック」、コスト算出の労務単価は、公共⼯事設計労務単価表 令和 4 年 3 ⽉の東京都単価を使⽤する。

表-4.13.5 アンカー頭部調査の調査項⽬･標準歩掛･調査数量と各アンカーの調査必要性
アンカー調査の■EHD アンカーHP ⼯法 ■従来 EHD アンカー⼯法
調査数量 ･C グレード(透明キャップ)
標準歩掛
調査項⽬
･くさびナット式 (全体⽐率) ･W1 グレード(5 窓キャップ) ■従来他⼯法アンカー･ナット式･W5 グレード(下 1 窓キャップ) (くさびﾅｯﾄ式、ナット式)
アンカー設計供⽤期間 tｄ
──
──
50 年
50 年
アンカー調査頻度
──
──
5年
5年
①定期点検(近接点検･外観調査)
10 %
必 要
必 要
･現場調査
0.05 ⽇/本･データ整理0.05 ⽇/本②頭部保護撤去
0.10 ⽇/本
10 %
不 要
必 要
③頭部詳細調査(頭部露出調査)
10 %
不 要
必 要
･現場調査
0.20 ⽇/本･データ整理0.10 ⽇/本④頭部背⾯調査5%不 要
必 要･除荷⼯(Ta<400kN/本)
0.15 ⽇/本(0.10 ⽇/本)※3
0.20 ⽇/本･現場調査
0.10 ⽇/本･データ整理0.70 ⽇/本･再緊張定着⼯(Ta<400kN/本)(0.30 ⽇/本)※3⑤頭部修復⼯0.08 ⽇/本
10 %
不 要
必 要
（注）1. 頭部調査項⽬は、「グラウンドアンカー維持管理マニュアル 2020 年、⼟⽊研究所ほか編」による。
2. アンカー調査の標準歩掛は、「2022 年版グラウンドアンカー積算ガイドブック、⽇本アンカー協会」による。
3. 除荷⼯･再緊張定着⼯の()内は、ナット式アンカーの値である。

- 116 -

(4) 最初に、ライフサイクルコスト(建設コスト＋保全コスト)のうちの建設コストを調査する。
表-4.13.6 に、本⼯法と従来 EHD アンカー⼯法の建設コストを⽰す。削孔径が同じ φ90mm であることから、施⼯費 Cw は同⼀で、材料費 Cm は本⼯法の⽅がやや安価な状態になる。

表-4.13.6 アンカーの建設コスト(a) EHD アンカーHP ⼯法
名 称

規 格

単位

数 量

単価(円)

⾦額(円)

削孔⼯(礫質⼟)

φ90m

73.46911,359834,534 ﾛｰﾀﾘｰﾊﾟｰｶｯｼｮﾝ式

削孔⼯(軟岩)φ90m

94.562

13,974 1,321,409 ﾛｰﾀﾘｰﾊﾟｰｶｯｼｮﾝ式

400kN 未満 本

13.32

4,287

57,103

φ90

3

m

1.496

57,587

86,150

φ90

3

m

1.926

57,587110,913

緊張･定着･頭部処理⼯ 400kN 未満 本

13.32

12,671

168,778

施⼯費 Cw

本

13.32

2,578,887

本

13.32

1,324,795

ｱﾝｶｰ組⽴加⼯･挿⼊⼯
注⼊打設⼯(礫質⼟)注⼊打設⼯(軟岩)⼩計

材料費 Cm合EHD5-4H

計 (⼯事費 Cc)

摘 要

透明キャップ

3,903,682 延⻑ 10.0m 当り(b) 従来 EHD アンカー⼯法

名 称

規 格

単位

数 量

単価(円)

⾦額(円)

削孔⼯(礫質⼟)

φ90m

73.46911,359834,534 ﾛｰﾀﾘｰﾊﾟｰｶｯｼｮﾝ式

削孔⼯(軟岩)φ90m

94.562

13,974 1,321,409 ﾛｰﾀﾘｰﾊﾟｰｶｯｼｮﾝ式

400kN 未満 本

13.32

4,287

57,103

φ90

3

m

1.496

57,587

86,150

φ90

3

m

1.926

57,587110,913

緊張･定着･頭部処理⼯ 400kN 未満 本

13.32

12,671

168,778

施⼯費 Cw

本

13.32

2,578,887

本

13.32

1,366,419

ｱﾝｶｰ組⽴加⼯･挿⼊⼯
注⼊打設⼯(礫質⼟)注⼊打設⼯(軟岩)⼩計

材料費 Cm合EHD5-4計 (⼯事費 Cc)

摘 要

3,945,306 延⻑ 10.0m 当り（注）1. グラウンドアンカー⼯の歩掛は、「平成 25 年版 国⼟交通省⼟⽊⼯事標準積算基準」による。
2. 労務単価は、公共⼯事設計労務単価表 R4 年 3 ⽉の東京都単価による。

- 117 -

(5) 保全コストを、表-4.13.7 に⽰す。同表のように、本⼯法と従来 EHD アンカー⼯法･他⼯法く
さびナット式、および参考に他⼯法ナット式アンカーの保全コスト(アンカー頭部調査)を⽰す。
本⼯法のアンカー設計供⽤期間 50 年間でアンカー調査費は、従来 EHD アンカーのわずか 6%であり、著しく調査費が軽減できることが明らかである。
なお、各調査費のコスト内訳を、表-4.13.8〜表-4.13.12 に⽰す。

表-4.13.7 保全コスト(アンカー頭部調査)の⽐較
EHD アンカーHP･C グレード

調査項⽬･W1 グレード

従来 EHD アンカー
他⼯法くさびﾅｯﾄ式

【参考】
他⼯法
ナット式
アンカー

･W5 グレード

摘 要

⼩ 計

調査
数量
10%

コスト
(円/本)
9,210

調査
数量
10%

コスト
(円/本)
9,210

コスト
(円/本)
9,210

･現場調査

──

7,760

──

7,760

7,760

表-4.13.8(a)･データ整理

──

1,450

──

1,450

1,450

表-4.13.8(b)②頭部保護撤去⼯

⼩ 計

──

──

10%

7,971

7,971

表-4.13.9③頭部詳細調査

⼩ 計

──

──

10%

38,10038,100

･現場調査

──

──

──

31,04031,040

表-4.13.10(a)･データ整理

──

──

──

7,060

7,060

表-4.13.10(b)

⼩ 計

──

──

5%

179,973

95,628

･除荷⼯

──

──

──

22,63515,090

表-4.13.11(a)

･現場調査

──

──

──

19,50819,508表-4.13.11(b)･データ整理

──

──

──

7,060

7,060

表-4.13.11(c)･再緊張定着⼯

──

──

──

130,770

53,970

表-4.13.11(d)

⼩ 計

──

──

10%

10,91810,439表-4.13.12

──

921
122,677(6%)

──

15,6172,080,184(100%)

11,352
1,512,086
(73%)

⼤項⽬
①定期点検
(近接点検･外観調査)(頭部露出調査)④頭部背⾯調査⑤頭部修復⼯⼩項⽬⑥調査数量 1 本当り調査費⑦供⽤ 50 年間ｱﾝｶｰ調査費

10 回×13.32 本

──

──

──

Σ(数量×⼩計)延⻑ 10m 当り
13.32 本【検討条件】･アンカー設計供⽤期間 tｄ

50 年･アンカー健全性調査頻度

1 回/5 年

（注）1. 頭部調査項⽬は、「グラウンドアンカー維持管理マニュアル 2020 年、⼟⽊研究所ほか編」による。

2. アンカー調査の標準歩掛は、「2022 年版グラウンドアンカー積算ガイドブック、⽇本アンカー協会」による。
3. 労務単価は、公共⼯事設計労務単価表 令和 4 年 3 ⽉の東京都単価による。

- 118 -

表-4.13.8 定期点検(近接点検･外観調査)

表-4.13.11 頭部背⾯調査(a) 除荷⼯(a) 現場調査 (20 本当り)
積算項⽬

単位 数量

単価

⾦額

世話役

⼈

1

26,50026,500

特殊作業員

⼈

1

25,70025,700

普通作業員

⼈

1

22,30022,300技師 B⼈

141,60041,600

技術員⼈

1

29,00029,000

諸雑費%

7

10,100計式

1155,200

1 本当り

7,760

積算項⽬

単位 数量

単価

世話役
特殊作業員
普通作業員
技師 B
諸雑費
計
1 本当り

⼈
⼈
⼈
⼈
%
式

26,50025,70022,30041,600

1
1
1
1
30
1

⾦額
くさびﾅｯﾄ式 ナット式
6.6667 本当り 10 本当り
26,500同 左25,700同 左22,300同 左41,600同 左34,800同 左150,900
同 左
22,63515,090(b) 現場調査 (5.0 本当り)(b) データ整理 (1.0 本当り)
積算項⽬

単位 数量

技術員

⼈

0.05

計

式

1

⾦額

29,000

1,450
1,450
1,450

1 本当り

単位 数量

単価

⾦額

普通作業員

⼈

1

22,30022,300技師 B⼈

141,60041,600

技術員⼈

1

29,00029,000

諸雑費

%

5

4,640

計

式

1

97,540

積算項⽬

単価

表-4.13.9 頭部保護撤去 (頭部ｷｬｯﾌﾟ 10.0 本当り)
単位 数量

単価

⾦額

世話役

⼈

1

26,50026,500

特殊作業員

⼈

1

25,70025,700

普通作業員

⼈

1

22,30022,300

諸雑費

%

7

5,210

計

式

1

79,710

積算項⽬

1 本当り

1 本当り

19,508(c) データ整理 (1.0 本当り)
積算項⽬

単位 数量

単価

⾦額

技師 B

⼈

0.10

41,600

4,160

技術員

⼈

0.10

29,000

2,900

計

式

1

7,060

1 本当り

7,971

7,060
(d) 再緊張定着⼯表-4.13.10 頭部詳細調査(頭部露出調査)

積算項⽬

単位 数量

単価

世話役
特殊作業員
普通作業員
技師 B
諸雑費
材料(くさび)
計
1 本当り

⼈
1
⼈
1
⼈
2
⼈
1
%
30
式 ──
式
1

26,50025,70022,30041,600(a) 現場調査 (5.0 本当り)
積算項⽬

単位 数量

単価

⾦額

世話役

⼈

1

26,50026,500

特殊作業員

⼈

1

25,70025,700

普通作業員

⼈

1

22,30022,300技師 B⼈

141,60041,600

技術員⼈

1

29,00029,000

諸雑費%

7

10,100計式

1155,200

1 本当り

31,0404,840

表-4.13.12 頭部修復⼯ (12.5 本当り)
積算項⽬

単位 数量

単価

(b) データ整理 (1.0 本当り)
単位 数量

単価

⾦額

技師 B

⼈

0.10

41,600

4,160

技術員

⼈

0.10

29,000

2,900

計

式

1

積算項⽬

1 本当り

7,060
7,060

⾦額
くさびﾅｯﾄ式
ナット式
1.4286 本当り 3.3333 本当り
26,500同 左25,700同 左44,600同 左41,600同 左41,500
同 左6,914
──186,814
179,900
130,770
53,970

世話役
特殊作業員
普通作業員
諸雑費
材料(防錆油)計
1 本当り- 119 -

⼈
⼈
⼈
%
式
式

1
1
2
10
1
1

26,50025,70022,300──

⾦額
くさびﾅｯﾄ式

ナット式

26,50025,70044,6009,680
30,000136,480
10,918

同 左
同 左
同 左
同 左
24,000130,480
10,438(5) 表-4.13.13 に、本⼯法と従来 EHD アンカー⼯法の建設段階コストと保全段階コストを含めた
ライフサイクルコスト LCC を考慮した経済性評価を⽰す。本⼯法のライフサイクルコスト LCCのコスト⽐率は、従来 EHD アンカー⼯法の 67%であり、ライフサイクルコストの経済性で約30%コスト縮減可能な効果が確認できる。
ここで⽰すように、本⼯法は、保全段階でのアンカーの点検･調査費⽤を著しく縮減できることから、建設段階コストと保全段階の調査コストを含めたライフサイクルコスト経済性を考慮
すると、他のアンカー⼯法に⽐べても優位になるものである。
なお、後述の表-6.3.3 では、アンカー⼒調査を含めて、健全性調査の全調査項⽬の歩掛⽐較をまとめているので、必要に応じて参照されたい。
⼀⽅、本⼯法の硅砂付着 ECF テンドンは、3.2 テンドンで記述したように、エポキシ樹脂被覆厚 0.4mm〜1.2mm(平均厚 0.6mm)であることから、⼟⽊学会規準(JSCE-E141-2018)により、
⾶沫帯塩分環境のもとで設計耐⽤年数 100 年の耐久性能を有することが認められている。アンカーテンドンは、プレストレス作⽤状態で地盤内に埋設されるものであり、補修や修繕が困難であることから、この点に留意したアンカー⼯法選定も重要である。

表-4.13.13 ライフサイクルコスト LCC を考慮した経済性評価
⽬単位

EHD アンカーHP ⼯法
C グレード

従来 EHD アンカー⼯法

頭部⽌⽔構造──

プレート⽌⽔構造

背⾯⽌⽔構造

頭部仕様

透明ｷｬｯﾌﾟ / ｸﾞﾘｰｽﾚｽ

ｱﾙﾐｷｬｯﾌﾟ / ｸﾞﾘｰｽ充填

設計供⽤期間 ｔｄ

──
──

50 年

50 年

アンカー調査頻度

──

5年

5年

項
頭部構造の種類【建設段階コスト】 (延⻑ 10.0m 当り)
施⼯費 Cw

円/10m

2,578,887

2,578,887

材料費 Cm円/10m

1,324,795

1,366,419

⼯事費 Cc円/10m

3,903,682 (99%)

3,945,306 (100%)【保全段階の調査コスト(アンカー頭部調査のみ)】
50 年間の頭部調査費 CmL

円/10m(延⻑ 10.0m 当り)
122,677 (6%)

2,080,184 (100%)

4,026,359

6,025,490

302,280

452,365

1.00 (67%)

1.50 (100%)【経済性効果：LCC（建設＋保全)】
ライフサイクルコスト
LCC

13.32 本当り 円/10m
1 本当り

円/本

経済性⽐率

──

LCC 考慮の経済性評価

──

LCC 考慮で、EHD アンカーHP ⼯法は、従来 EHD アンカ
ー⼯法に⽐べて、30%コスト縮減できる。

（注）1. 頭部調査項⽬は、「グラウンドアンカー維持管理マニュアル 2020 年、⼟⽊研究所ほか編」による。

2. アンカー調査の標準歩掛は、「2022 年版グラウンドアンカー積算ガイドブック、⽇本アンカー協会」による。
3. 労務単価は、公共⼯事設計労務単価表 令和 4 年 3 ⽉の東京都単価による。

- 120 -

第5章 施 ⼯
5.1 施⼯計画
アンカー施⼯は、アンカー設計仕様の要求品質･定着プレストレス･永続プレストレス･耐久性能などが適正に満⾜できる施⼯⽅法で⾏うこととし、施⼯計画書にもとづき実施する。
アンカーの施⼯計画書は、設計仕様を満⾜するアンカーを造成するために、各施⼯段階における施⼯⽅法や施⼯管理⽅法、管理基準を定めたものとし、現場およびその周辺の安全と環境保全、保全段階のアンカー維持管理に配慮したものとする。
【解説】(1) アンカー施⼯は、アンカー設計仕様の要求品質･定着プレストレス･永続プレストレス･耐久性
能などが適正に満⾜できる施⼯⽅法で⾏う。施⼯に際しては、施⼯⽅法･削孔機･設備･使⽤材料などを検討し、現場に適するものを計画するとともに、施⼯は、設計仕様を⼗分に満⾜するよ
うに、適正な施⼯管理のもとで⾏う。
現場では、設計段階の地盤条件や仮設計画などで想定と異なる状態に遭遇することもあるので、この場合には、担当職員ととともに適切な施⼯⽅法などを検討･協議し、速やかに対処することが重要である。
(2) 施⼯計画書は、施⼯前で事前に、施⼯⽅法･施⼯管理･品質管理･安全管理の詳細を計画し、施⼯⼿順･使⽤機械･⼯程･施⼯編成等の具体について作成する。施⼯は、施⼯計画に従って⾏い、設計仕様で求められた要求品質のアンカーを造成する。施⼯管理基準は、発注機関の「⼟⽊⼯事施⼯管理基準および基準値など」、および｢グラウンドアンカー設計施⼯マニュア
ル ⽇本アンカー協会｣や本マニュアルなどの施⼯管理項⽬･管理基準に則して実施する。
施⼯計画書の記載項⽬と内容は、⼯事⽬的･⼯事概要(⼯事名称､⼯事場所､発注者､数量､地質地形概要)･設計仕様･⼯程･⼯事組織図･使⽤機材･仮設計画･作業⼿順･施⼯要領･施⼯管理計
画･品質管理計画･安全管理計画･技術資料カタログなどである。
(3) EHD アンカーHP ⼯法の施⼯⼿順を表-5.1.1 に⽰す。同図に⽰すように、初めに、削孔･テンドン挿⼊･グラウト注⼊･養⽣を⾏う。グラウト注⼊後のグラウト硬化前には、プレート⽌⽔構造の⽀圧板内⽌⽔ゴムのテンドンシース挿通孔とケーシング挿⼊済みテンドンの連通状態を考慮して、頭部テンドンのシース部に配列スペーサを取付ける。配列スペーサの機能は、養⽣とアンカー適性試験または確認試験の終了後の緊張･定着の前作業で、シースを⽀圧板内⽌⽔ゴムに直線的かつ円滑な状態で挿通させることであり、これに留意して配列スペーサを取付ける。本作業は、プレート⽌⽔構造の耐⽔圧性を保持する上で重要なものである。
アンカー養⽣後には、のり枠や受圧板などの受圧体に⽀圧板を仮設置して、アンカーごとに最⼤緊張⼒を限界緊張⼒ PM としたプレ緊張 2 回サイクルを実施し、引続き適性試験または確認試験を実施する。試験終了後に、⽀圧板とプレート⽌⽔構造となる⽌⽔ゴム･押え板を設置し、次にその上部に定着具を取付けて緊張･定着作業を⾏い、永続作⽤の所要アンカー⼒(プレストレス Pe)になるように、設計引継ぎ事項の受圧体背⾯地盤の圧縮クリープ沈下、テンドンの純リラクセーションを考慮した定着プレストレス Pt をもとに、定着具のセットロスを考慮した初期緊張⼒ Pi を設定して抑⽌対象構造物にプレストレスを適正に与える。
受圧体がのり枠の場合は、削孔前にのり枠が施⼯済となるので、アンカー打設孔は、箱抜孔で仕上げられる。なお、アンカー打設前の⼩段基礎部がない急傾斜ののり枠は、滑動安定- 121 -

の不安定化懸念があるので、事前に⼗分な照査が必要である。
受圧体が受圧板などの場合は、アンカー養⽣後に受圧板設置を⾏い、引き続き、⽀圧板仮設置･プレ緊張および適性試験･確認試験を実施する。
アンカー打設⽅向が受圧体設置⾯法線と整合せず法線振れ⾓が 15°超で⼤きい場合や受圧板背⾯不陸影響で背⾯厚調整が必要な場合は、モルタル吹付による不陸調整枠を受圧体背⾯に設ける。
施⼯計画･仮設計画
アンカー試験計画
施⼯準備･段取り機 材 搬 ⼊検必要に応じて実施

収プラント仮設アンカー引抜試験

削孔機据付

アンカー組⽴加⼯

削孔

グラウト練混ぜテンドン挿⼊グラウト品質管理

置 換 注 ⼊アンカー検査加 圧 注 ⼊充 填 注 ⼊養⽣

プ レ 緊 張適性試験･確認試験
プレート⽌⽔設置
定着具設置
緊張･定着
頭 部 処 理機械搬出･後⽚付け
保全段階メンテナンス
図-5.1.1 EHD アンカーHP ⼯法の施⼯⼿順- 122 -

5.2 削 孔
アンカー削孔は、設計図書に⽰された打設位置･⽅向⾓･削孔⻑･削孔径などの設計仕様を満⾜し、かつ削孔の直線性が保持可能な適切な⽅法を⽤いて⾏い、アンカー体の外周地盤に乱れが⽣じないように実施する。
孔内洗浄は、地盤条件や施⼯条件に応じて清⽔またはエアなどの適切な⽅法により⾏う。
【解説】(1) アンカー削孔は、アンカー品質や⼯期･経済性に影響を与えるもっとも重要な作業⼯程であることから、設計仕様･地盤条件･施⼯条件･施⼯規模などを考慮して削孔機械を選定し、アンカー品質が⼗分満⾜なものとなるように適正な管理のもとに施⼯する。
削孔管理では、単なる施⼯管理のみに留まらず、周辺環境に対する影響や安全性の確保という点に配慮する。
(2) アンカー削孔でのおもな留意点は、以下に⽰す通りである。
①削孔⽅法は、孔壁崩壊などの外周地盤の乱れが防⽌でき、かつテンドン挿⼊･グラウト注⼊･
ケーシング加圧が確実に実施可能な、ロータリーパーカッション削孔機の⼆重管削孔を標準に選定する。
②削孔の打設位置と⽅向⾓は、デジタルスラント･デジタル⽅位計･トランシットなどを使⽤して適正に設定する。⽅向⾓精度は、±2.5 ﾟ以下を基本にして可能な限り⼩さくし、隣接アンカー体離れや設計アンカー⼒などへの影響をできるだけ抑える。なお、アンカー間隔 2.0m 以
下、かつ⾃由⻑ 20m 程度では、⽅向⾓精度±0.5 ﾟ以下が推奨される。
③削孔精度は、隣接アンカー体の設置間隔が 1.5m 以上確保できるように適正に管理する。斜めアンカーの⾵化岩での施⼯実績によれば、削孔精度は削孔⻑に依存することが明らかになっており、削孔⻑ 20m 以下で 1/200、40m 以下で 1/100、40m 超で 1/40 とされている(出典：清⽔建設⼟⽊クォータリ Vol.164,pp38-73)。削孔精度の関係で、所要のアンカー体間隔が確保できない場合は、アンカー体のアンカー⻑⽅向での千⿃配置が必要である。⼀⽅、削孔地
盤による削孔精度は、⽐較的均質な地盤で 1/100〜1/200、砂礫･崖錐･不均質互層地盤で 1/50以下とされている。
④アンカー体設置地盤の削孔では、削孔⻑位置と地盤種類･性状･層厚の確認と記録を⾏う。ア
ンカー体の地盤確認後に、設計仕様の地盤条件を満⾜しないと想定される場合は、協議の上、地盤再調査、引抜試験の実施、削孔径のランクアップ、アンカー体の⻑尺化、アンカー体設
置位置の深部化などで適正な対策を講じる必要がある。
⑤削孔終了後には、清⽔またはエアを⽤いてスライムなどを排除する孔内洗浄作業を⾏い、連続作業で、テンドン挿⼊･アンカー体注⼊を速やかに⾏う。泥岩や凝灰岩などのスレーキング性の軟岩では、掘置きで所要の摩擦強度が得られないこともあるので留意する。
⑥削孔段階で、構造物背⾯排⽔層の⽔抜き孔や⽔抜きボーリングなどから削孔⽔の漏出が⽣じた場合は、次作業のグラウト注⼊段階で排⽔層などの⽬詰りや河川･海などへの環境影響が懸念される。このグラウト漏出の防⽌対策には、⾃由⻑パッカーを使⽤する。なお、⾃由⻑パッカー使⽤の場合は、表-4.10.1 に⽰したように、削孔径がラックアップする場合があるので留意が必要である。

- 123 -

5.3 削孔機械
アンカーの削孔機械は、アンカー施⼯の地盤条件･施⼯条件･周辺環境条件を考慮して選定する。
【解説】(1) アンカーの削孔機械の分類は、削孔⽅法と機械型式によるものがあり、削孔⽅法がロータリ
ーパーカッションとロータリーの 2 分類、機械型式がスキッド型とクローラー型の 2 分類になっており、この組合せの 4 種類で構成される。
(2) 削孔⽅法のロータリーパーカッションは、回転⼒と打撃⼒での削孔、ロータリーは回転⼒または回転⼒とエアーハンマー打撃⼒で削孔するものである。アンカー施⼯では、地盤条件への幅広い適⽤範囲や施⼯性が良好という点から、ロータリーパーカッション⼆重管削孔が⼀般汎⽤的に適⽤されており、これを標準に使⽤する。
(3) 機械型式のスキッド型とクローラー型は、⾜場条件により使い分ける。スキッド型は吊上げ移動式で軽量性から単管⾜場で適⽤可能であり、狭隘な個所でも施⼯可能であることから汎⽤的に利⽤されている。クローラー型は⾃⾛式で⾼い施⼯能⼒を有するが、⼤重量なことから、新設切⼟のり⾯安定対策などの⼟⾜場状態で利⽤されている。
なお、スキッド型単管⾜場の平⾯形状は、アンカー打設位置を起点に算定されており、断⾯
幅 4.5m、端部⽚側⽔平幅 2.25m が標準的である。

5.4 テンドン組⽴加⼯
アンカーテンドンの組⽴加⼯は、テンドン仕様･アンカー⾃由⻑･アンカー体⻑･境界部⽌⽔性などが設計仕様に基づいたものとし、アンカー性能と機能が永続的に保持できるように実施する。
【解説】(1) アンカーテンドンは、アンカープレストレスを頭部側構造物とアンカー
体地盤の両側で⽀持させる、もっとも重要なものであることから、組⽴加

規格･⼨法確認

⼯では、テンドン仕様･アンカー⾃由⻑･アンカー体⻑･境界部⽌⽔性などが設計仕様に基づいたものとし、アンカー性能と機能が永続的に保持できるように実施する。アンカー体は、所要グラウトかぶりを確保し、アンカ
ー設置孔中央部に配置可能なように加⼯する。テンドン切断は、その特性を損なわないディスクカッターなどの⽅法で⾏う。
(2) 組⽴加⼯では、部材規格、加⼯組⽴後の形状⼨法、油脂･錆など有害物の無付着、頭部側緊張部テンドンの適正な保護、⽌⽔境界部の堅固性などについて、確実な検証を⾏う。

テンドン切断･検尺
⾃ 由 ⻑ 加 ⼯
頭部緊張部⻑加⼯
⽌⽔境界加⼯注⼊ホース加⼯(3) 図-5.4.1 に組⽴加⼯⼿順を⽰す。最初に、組⽴加⼯部材の規格･⼨法確認を⾏い、次にテンドン切断･検尺を⾏う。アンカーの各部位の加⼯は、⾃由⻑･頭部緊張部⻑･⽌⽔境界･注⼊ホース･アンカー体の順序で⾏い、最後

アンカー体加⼯
アンカー検尺のアンカー検尺を経て、巻取りでアンカー製品が完成となる。組⽴加⼯
は、⼯場加⼯を推奨するが、現場加⼯では適切な指導のもとで⾏う。

アンカー巻取り･梱包(4) 組⽴加⼯の詳細⼿順は、表-5.4.1 に⽰す通りである。

図-5.4.1 組⽴加⼯⼿順- 124 -

表-5.4.1 組⽴加⼯の詳細⼿順(1)① テンドン切断･検尺(a) テンドン引出し(b) テンドン切断(c) アンカー⻑検尺

テンドン⻑=頭部緊張部⻑+⾃由⻑+アンカー体⻑+先端部⻑
② ⾃由⻑加⼯(a) 境界位置設定(b) ⾃由⻑グリース塗布(c) ⾃由⻑シース被覆③ 頭部緊張部⻑加⼯(a) グラウト⽌キャップ設置(b) 接続部テーピング④ ⽌⽔境界加⼯(a) 弾性接着剤塗布(b) 1 本ごとに熱収縮チューブ設置 (c) テンドン束に熱収縮チューブ設置⑤ 注⼊ホース加⼯(a) 注⼊ホース定尺切断(b) 先端斜めカット- 125 -(c) ﾊﾟｲﾛｯﾄｷｬｯﾌﾟ上部カット

表-5.4.1 組⽴加⼯の詳細⼿順(2)⑥ アンカー体加⼯(a) スペーサ取付(b) パイロットキャップ取付⑦ アンカー検尺(a) 全⻑検尺

⑧ アンカー巻取り･梱包(b) アンカー体検尺──

5.5 テンドン取扱い
テンドンの取扱いは、損傷や過度な曲げがなく、被覆防⾷材の硅砂付着エポキシ樹脂や⾃由⻑シースが破損しないように⾏う。アンカー体は、グラウト付着部であることから、機能を阻害するものが付着しないようにする。
【解説】(1) テンドンは、アンカーのもっとも重要部材であることから、取扱いは機能損傷がないように⾏う。テンドンは、⼯場検査などで所要規格のものが出荷されており、その後の現場での挿⼊作業終了まで、損傷がないように取扱う。また、被覆防⾷材の硅砂付着エポキシ樹脂や⾃由⻑
シースは破損しないように取扱う。本⼯法のアンカー体は、硅砂付着で⾼付着強度となっており、グラウト付着の阻害が⽣じる異物付着がないものとする。
(2) テンドン運搬は、擦れや衝撃などで、テンドンや被覆防⾷材に損傷･変形が⽣じない⽅法で⾏う。現場でのテンドン保管は、巻ぐせや変形が⽣じないように直線状態が推奨され、地⾯設置
しない架台上などに⾏う。なお、⽌むを得ずコイル巻保管の場合は、直径 1.5m 以上とする。

- 126 -

5.6 テンドン挿⼊
テンドン挿⼊は、有害な損傷や変形を与えない⽅法を使⽤して、アンカー体が設計仕様の位置になるように適正に⾏う。
【解説】(1) テンドン挿⼊位置までの運搬では、テンドン損傷が⽣じないようにする。テンドンは、挿⼊
前仮置きで直接地⾯に置かないこととし、作業に伴う油･⼟砂などの異物付着がなく、よじれ･損傷がない状態で、アンカー体が設計仕様の位置になるように挿⼊する。
(2) ⻑尺テンドンや狭隘な施⼯場所での挿⼊作業では、テンドンを引き伸ばさずに挿⼊可能なよ
うに、回転装置やローラーを使⽤する。

写真-5.6.1 テンドン挿⼊状況

5.7 グラウト配合
グラウト配合は、設計仕様のグラウト設計基準強度が得られるものとし、試験練りを⾏って所要強度が得られる配合設定とフロー値の管理値設定を⾏う。
【解説】(1) グラウト配合は、設計仕様に則して⾏い、試験練りを⾏って設計基準強度が得られる現場配合設定とフロー値の管理値設定(P ロート：10〜18 秒)を⾏う。フロー値は混和剤種類･添加量･⽔温などにより変化するので留意する。練混ぜ⽔は⽔道⽔を標準とする。地下⽔･河川⽔などを使⽤する場合は、JSCE-B101 により適正なものであることを確認する。
(2) グラウトの配合例を表-5.7.1 に⽰す。グラウト注⼊量 Vg は、⼀般に式(5.7.1)で計算する。
Vg=π/4×DA2×(削孔⻑(=地盤部⾃由⻑+ｱﾝｶｰ体⻑+先端⻑))×(1+K)、K=2.2
ここに、DA：削孔径、K：割増係数である。
表-5.7.1 グラウト標準配合(例)
W/C
混和剤
普通ポルトランドセメント C
1,230kg
50%
C×0.2〜6.0%■1m3当り配合計算例(設計基準強度f'ck=24N/mm2)
混和剤(液体)普通セメント C
⽔W(ﾏｽﾀｰﾛｯｸFLC400)
1228kg
600kg
14kg- 127 -･･･（5.7.1）

5.8 グラウト注⼊･配列スペーサ取付･養⽣
グラウト注⼊･配列スペーサ取付は、置換注⼊･加圧注⼊･配列スペーサ取付･充填注⼊の 4 段
階で⾏い、初めの置換注⼊は、アンカー最深部から開始し、注⼊グラウトと同性状のものが孔⼝排出されるまで連続して⾏う。
加圧注⼊は、アンカー体造成のために実施するものであり、ケーシング加圧を標準とする。
加圧注⼊後の孔⼝のテンドン内包シースは、孔径中央部に位置して、プレート⽌⽔構造の⽌⽔ゴム孔･押え板孔･アンカーヘッド孔と正対する配列状態にして配列スペーサを取付ける。
配列スペーサ取付後は、⾃由⻑の空隙充填と地⼭緩みを抑えるため、孔⼝までの充填注⼊を実施して、テンドンが孔径中央部に位置するように、テンドン緊張作業まで適正な養⽣を⾏う。
【解説】(1) 置換注⼊は、テンドン挿⼊後に注⼊ホースを⽤いてアンカー最深部から開始し、注⼊グラウ
トと同性状のものが孔⼝排出されるまで連続して⾏う。本⼯法の置換注⼊は、テンドン挿⼊後にテンドン最深部注⼊ホースからのグラウト吐出によって実施するため、テンドンの挿⼊前地
下⽔浸⼊や挿⼊時エア捲込みの影響を防⽌できることから、グラウト品質確保の点で優位である。置換注⼊後は、注⼊ホース上部を配列スペーサ取付部と⽀障しないように切断する。
(2) 加圧注⼊は、アンカー体を対象にケーシング加圧注⼊により実施するもので、ケーシングを
1.5m 程度引抜きながら複数回に分けて⾏う。注⼊圧⼒は、⼀般に、現場の地下⽔圧の 1.5〜2.0
倍程度、かつ 0.3〜0.5MPa 設定での適⽤が多い。注⼊圧⼒は、グラウトが地盤内に圧⼒注⼊され、所要アンカー体が確実に造成できるように、適正な圧⼒設定と管理を⾏う必要がある。
(3) 加圧注⼊後の孔⼝のテンドン内包シースは、孔径中央部に位置して、プレート⽌⽔構造の⽌⽔ゴム孔･押え板孔･アンカーヘッド孔と正対する配列状態にして配列スペーサを取付ける。写真-5.8.1 に、グラウト注⼊･頭部洗浄･配列スペーサ取付を⽰す。
(4) 配列スペーサ取付後は、⾃由⻑の空隙充填と地⼭緩みを抑えるため、孔⼝部までのグラウトの充填注⼊を実施し、テンドンシースに取付けた配列スペーサは孔径中央に位置させる。アンカーテンドンは、テンドン緊張作業まで孔径中央に保持してグラウト硬化できるように、適正に養⽣する。テンドンの孔径中央への養⽣では、必要に応じて、配列スペーサと他の適切な部
材や⽅法などと組合せることで、より適切なテンドンの孔⼝元整列ができる場合もある。
なお、⾃由⻑からのグラウト漏出で河川や海などへの環境影響、既設構造物背⾯の排⽔層への影響が懸念される場合は、⾃由⻑パッカーを使⽤するなど適切な措置を⾏う必要がある。

(a) 加圧注⼊状況(b) 頭部洗浄状況
写真-5.8.1 グラウト注⼊･配列スペーサ取付- 128 -(c) 配列スペーサ取付状況

5.9 プレ緊張
プレ緊張は、最⼤緊張⼒を限界緊張⼒ PM とした 2 回サイクル緊張をいい、アンカー施⼯での適性試験、確認試験のアンカー緊張試験前に実施することを推奨する。この緊張速度は、特に規定しないが、作業の安全性が確保できる緊張速度範囲で⾏う。
【解説】(1) プレ緊張は、図-5.9.1 に⽰すように、最⼤緊張⼒を限界緊張⼒ PM(=min{0.9Tys , LA･min(τby･U , τgy･DA･π)/(安全係数 1.25)})とした 2 回サイクル緊張で、アンカー施⼯での適性試験、確認試験のアンカー緊張試験前に⾏うことを推奨する。すべてのアンカーに実施することにより、設計供⽤期間にわたって、適正なアンカー設計特性が確保できるようにする。これを実施しない場合は、5.10.2 と 5.10.3 で⽰す、施⼯管理での変位規定範囲に⼊らないなどの⽀障が懸念されるので留意する。
なお、プレ緊張の緊張速度は、特に規定しないが、作業の安全性が確保できる緊張速度範囲で⾏う必要がある。
(2) プレ緊張の⽬的は、受圧体背⾯地盤へのアンカー圧縮⼒付与による地盤クリープ影響低減、アンカー初期緩み除去、アンカー⾃由⻑部摩擦除去、および頭部アンカーテンドンのプレート
⽌⽔構造の⽌⽔ゴム孔･押え板孔･アンカーヘッド孔への適正な整列性確保などである。こうした観点を踏まえて、プレ緊張は確実な実施を推奨する。
(3) プレ緊張効果の確認事例を図-5.9.2 に⽰す。同図に⾒られるように、最初の緊張除荷サイク
ルではアンカーテンドン挿⼊･設置に伴う初期緩み影響が⼊っており、適正な変位挙動になっていないものを評価して、施⼯管理する懸念があることから、これを回避する⽬的でプレ緊張は有効となる。同図のプレ緊張 2 回サイクル後の本緊張は、式(4.11.8)に⽰した⾃由⻑摩擦なしの簡略化弾性線の勾配にほぼ⼀致した傾向を⽰しており、プレ緊張効果の良好性が明瞭に確認できる。
(4) プレ緊張は、アンカー⾃由⻑部摩擦除去に特に有効なものである。⾃由⻑ 20m を超えるアンカーで、施⼯管理の変位規定を満⾜しないなどで不充分な摩擦除去の結果が得られた場合は、必要に応じて、さらにサイクル回数を増やす増プレ緊張も⼀考である。⼀⽅、アンカー⾃由⻑
摩擦は、緊張･定着でのセットロス(テンドン緊張⼒低下)をより⼤きくするが、本影響をナット調整による増緊張で解消できる場合は、増プレ緊張が不要であり、プレ緊張 2 回サイクルで対応可能と考える。
1100

800

試験緊張力 P0 （kN）

頭部緊張力 P0 (kN)

900

1.25Td600

設計ｱﾝｶｰ力Td
Td=540kN

400

200

0
0

自由長Lf=24.0m

1000

PM=min(0.9Tys , 引抜耐力/1.25)

50

100

150

200

頭部変位 δ0 (mm)

800
700
600
500
400
300

弾性線

200

本緊張

100

プレ緊張

0
0

50

100

150

200

変位 δ0 （mm）

図-5.9.1 アンカー緊張試験前のプレ緊張 PM の概念- 129 -

図-5.9.2 プレ緊張効果の確認事例

250

5.10 アンカー緊張試験施⼯でのアンカー緊張試験には、引抜試験･適性試験･確認試験の 3 種類があり、アンカー体
グラウトが所要強度に達した後に、各試験⽬的を考慮して適正に⾏う。
引抜試験は、アンカー体設置地盤でのグラウトと地盤の摩擦強度を求めるもの、適性試験と確認試験は、アンカー施⼯管理を⽬的のアンカー挙動確認と、設計設定の定着プレストレスをもとに試験結果を反映した初期緊張⼒設定を⾏うために実施するものである。
【解説】(1) 施⼯で実施のアンカー緊張試験は、引抜試験･適性試験･確認試験の 3 種類があり、ここではおもにこれらを解説する。このほかには、アンカー⻑期挙動確認⽤の⻑期試験、アンカープレ
ストレスを確認する残存引張⼒確認試験(リフトオフ試験)や群アンカー試験などがあるが、これらのおもな試験⽬的は保全管理⽤や研究⽤で活⽤されるものである。なお、各種の試験は、アンカー体グラウトが所要強度に達した後に実施する必要がある。
(2) ⻑期試験は、図-4.7.7 の活⽤やロードセル設置で代替可能であること、試験結果がアンカー
毎でばらつきが⽣じること、前述 4.7 や 4.11 の⽅法による定着プレストレスの設計で⻑期試験の⽬的をある程度満⾜可能なことから、施⼯上で特に必要なものではないと考えられる。なお、
残存引張⼒確認試験は、定着後の経⽇経過で受圧体地盤変形が⾒られるなどで施⼯でのアンカー⼒低下が⼤きいと想定された場合のアンカープレストレスの確認⽤に活⽤が可能である。
(3) 表-5.10.1 に、引抜試験･適性試験･確認試験のアンカー緊張試験とプレ緊張の概要を⽰す。引
抜試験は、設計で仕様設定した前述 4.9 でのアンカー引抜試験計画をもとに⾏うものであり、⾃由⻑摩擦抵抗が⽣じないように、アンカー体と⾃由⻑境界に引抜試験パッカーを設置して⾃由⻑内グラウトが存在しない状態で試験実施することから、適性試験や確認試験とアンカー変位
挙動が異なるので留意が必要である。
プレ緊張は、受圧体背⾯地盤のクリープ低減、テンドン初期緩み除去、⾃由⻑摩擦除去、頭部テンドンの整列性確保に効果的なことから、前節の⽅法で適性試験や確認試験の実施前に⾏うことで、アンカーの品質向上が図れ、アンカー緊張除荷のループ挙動が伴う試験変位挙動への悪影響因⼦を事前に除外することができる。
適性試験は、緊張除荷を多段サイクルで⾏うものであり、サイクル毎にステップ増加する緊張⼒と変位のループ挙動が得られることから、緊張⼒ステップサイクル毎の変位挙動が評価できる。施⼯管理のアンカー変位管理は、緊張除荷ループ挙動の最終サイクルを対象に実施することとし、さらに本結果からアンカー⼒伝達係数 κf などの諸係数を求め、永続プレストレス P∞≧設計アンカー⼒ Td となる緊張･定着作業での初期緊張⼒ Pi をアンカー個々に算定する。同初
期緊張⼒ Pi をもとにして、各アンカーの緊張･定着を実施する。
確認試験は、緊張除荷を単サイクルで⾏うものであり、1 サイクルでのステップ増加する緊張⼒と変位のループ挙動が得られる。試験対象アンカーの個々の試験結果から、適性試験と同様に、施⼯管理となるアンカー変位管理を⾏い、さらに試験結果を反映した初期緊張⼒ Pi を個々に求め、これをもとに各アンカーの緊張･定着を実施する。
(4) 図-5.10.1 に、アンカー緊張試験の計測概念を⽰す。同図のジャッキと油圧ポンプは、緊張⼒作動装置であり、同装置は最⼤試験⼒または 0.9Tys の 1.2 倍程度まで緊張可能とし、ストロークに余裕を持たせる。受圧体は、最⼤試験⼒を⼗分に⽀持可能な安全性を有するものを選定する。
試験⼒計測は、油圧センサーやロードセルを⽤いて⾏う。アンカー頭部変位と受圧体変位の計- 130 -

測⽤変位計は、精度 0.1mm 以下とし、受圧体変位の影響を受けない位置からの固定梁に設置する。なお、アンカー頭部と受圧体の変位計は、アンカー傾⾓や⽔平⾓のアンカー軸⽅向に⼀致
させ、⽅向不⼀致による変位誤差が⽣じないように、変位計の設置⽅向を適正なものとする。
(5) 本⼯法のアンカー体設置地盤は、N 値 30 以上の堅固な地盤を対象としており、アンカー体でのせん断による地盤緩みやせん断クリープが発⽣しないことから、試験⼒保持時間は、⽐較的短くても良く、通常の砂質⼟･岩盤パターンでの試験時間程度を参考にして実施する。
表-5.10.1 アンカー緊張試験とプレ緊張の概要
引抜試験
プレ緊張
適性試験
確認試験
･同 左
･施⼯管理
･グラウトと地盤の摩 ･地盤クリープ低減
擦強度評価･ﾃﾝﾄﾞﾝ初期緩み除去 ･ 試 験 結 果 は 、 緊 張 ･ ･同 左
①⽬ 的･⾃由⻑摩擦除去
定着⼒設定に使⽤･テンドン整列性確保･緊張除荷の多段サイ ･緊張除荷の 2 回サイ ･緊張除荷の多段サイ ･緊張除荷の単サイク
クル
クル
ル
クル
②緊張除荷⽅法･ステップ試験⼒を設 ･ステップ試験⼒なし ･ステップ試験⼒を設 ･同 左ける
ける
･引抜⽤アンカー1 本 ･施⼯アンカー全数･施⼯アンカー全数の ･適性試験済アンカー
を除く、施⼯アンカ･アンカー体設置地盤
5%かつ 3 本以上③対象アンカーとー全数が 異 な る 場 合 や ､ 強 ･適性試験や確認試験 ･確認試験前に実施
本数度確認が必要な場合 前に実施
は、適宜追加･最⼤ 0.9Tys、かつ図- ･同 左4.11.8 で⽰した収束･式(4.9.1)〜(4.9.3)
解析による初期緊張･必要に応じて、1.1Td ･限界緊張⼒ PM
⼒以上④最⼤試験⼒ Tp･1.25T d ≧収束解析の ･同 左も考慮
初期緊張⼒の場合
は、1.25Td を採⽤･0.4Tp〜1.0Tp を 5〜10
･0.4Tp〜1.0Tp を 5 分割
･なし
･適性試験と同分割⑤試験⼒ステップ数 分割、標準 6 分割
以上、標準 5 分割
･同上分割でサイクル ･1 回
⑥試験⼒サイクル数 ･同上分割でサイクル ･2 回
･同 左･アンカー変位管理･現場アンカーのアン ･同 左･グラウトと地盤の摩カー⼒伝達係数 κf、⑦評価指標
──
下除荷剛性⽐ Sr0、上擦強度 τg
除荷剛性⽐ Sr1、初期摩擦⼒係数 κ0 の評価･設計摩擦強度 τg の安･上記の諸係数から、 ･同 左P∞≧Td となる初期緊
全性確認
張⼒ Pi を求めた後、⑧結果の利⽤⽅法 ･試験 τg＜設計 τg の場──
合は、アンカー体⻑
それをもとにした緊
⾒直し張･定着作業を実施
注)1. 記号定義：Tys：テンドン降伏耐⼒、Td：設計アンカー⼒、P∞：永続プレストレス

アンカー頭部
変位計
データロガー
試験⼒

油圧ポンプ

図-5.10.1 アンカー緊張試験の計測概念- 131 -

PC

5.10.1 引抜試験
引抜試験は、設計で仕様設定した試験計画をもとに⾏い、アンカー体設置地盤でのグラウトと地盤の摩擦強度を適正に求める。
【解説】(1) 引抜試験は、前述 4.9 のように⼀般に設計段階で計画されており、現場のアンカー体設置地
盤の地盤調査結果をもとに、アンカー規格･アンカー体⻑･アンカー体径･最⼤試験⼒の引抜試験
⽤仕様が設定されていることから、本試験はその内容を事前に照査して、実施する必要がある。
(2) 引抜試験のアンカー体施⼯と試験の⼀般的な⼿順は、①削孔･②孔内洗浄･③グラウト注⼊･④
引抜試験パッカー付テンドン挿⼊･⑤ケーシング引上げ･⑥ケーシング加圧注⼊･⑦引抜試験パッカー膨張･⑧⾃由⻑洗浄･⑨養⽣･➉引抜試験パッカー圧⼒解放･⑪引抜試験である。なお、引抜試験パッカーは、鋼管･ゴム･布の 3 層構造で、テンドンを被覆して、アンカー体と⾃由⻑を縁切りするものである。
(3) 引抜試験⽤アンカーの施⼯では、アンカー体が設計仕様の地層･地盤特性を有することを削孔
スライムから確認するとともに、アンカー体と⾃由⻑境界に引抜試験パッカーを設置してアンカー体のケーシング加圧注⼊後に、引抜試験パッカーの⽔注⼊膨張を⾏い、⾃由⻑内部を⽔洗浄して、アンカー⾃由⻑部の摩擦影響と⾃由⻑グラウトによる引抜抵抗をなくする。引抜試験
後の⾃由⻑部空孔範囲は、ベントナイトモルタルやセメントグラウトなどの充填性が良く、硬化強度を有する⾃硬性材料を孔⼝から充填注⼊して、地盤内空洞を閉塞する。なお、⾃由⻑空
孔範囲が無筋コンクリートなどで、かつ孔⼝元が必ず地下⽔位以上になり、構造物や周囲施設に影響がないケースでは、全体空孔を閉塞しないで孔⼝元のみの閉塞を⾏う場合もある。
(4) 引抜試験アンカーの本数は、地盤種類と地盤 N 値などによる設計摩擦強度の種類数に対応した数量となっており、⼀般にアンカー体設置地盤が 1 種類で設計することから、標準的には 1本である。数種類の摩擦強度による設計、広範囲のアンカー設置範囲に対して地盤調査数が不充分な設計、地層不陸が想定される設計では、試験本数が 2 本以上の場合がある。
試験の最⼤試験⼒ Tp は、テンドン･グラウトの降伏付着耐⼒ Pb がグラウト･地盤の摩擦耐⼒ Pf
以上、かつ 0.9×テンドン降伏耐⼒ Tys 以下で設定される。必要に応じて、設計アンカー⼒ Td の
1.1 倍以上を考慮する場合もある。なお、引抜試験実施の最⼤試験⼒ Tp 作⽤でアンカー体が引抜けない場合は、テンドン限界緊張⼒ PMt(=0.9Tys)まで、試験⼒をステップ増加で単調作⽤させた後に試験終了とする。
(5) 引抜試験の stp.0 の初期試験⼒ T0 は、ジャッキがアンカー軸⽅向に正対して整列設置可能な緊張⼒とし、0.10Tp〜0.10Tys の範囲で設定される。
試験の試験⼒ステップ数は、5〜10 分割であり、⼀般に stp.1〜stp.6 の 6 分割で実施されている。この場合の標準的な各ステップ分割は、最⼤試験⼒ Tp の⽐ RT で RT=0.40、0.55、0.70、
0.80、0.90、1.00 が⽬安である。試験⼒の緊張除荷サイクルは、ステップ数と同数でサイクル増加毎に順次試験⼒を最⼤試験⼒⽐ RT でステップ増加させ、サイクル毎の最⼤試験⼒到達後に逆順ステップで T0 まで除荷し、次の緊張除荷サイクルを繰返す。
例えば、6 段サイクルの試験⼒ステップ Tij は、1 サイクル：T11=Tp×(0.1,0.40,0.1)、2 サイクル：T2j=Tp×(0.1,0.40,0.55,0.4,0.1)、3 サイクル：T3j=Tp×(0.1,0.40,0.55,0.70,0.55,0.40,0.1)、･･･、6 サイクル：T6j=Tp×(0.1,0.40,0.55,0.70,0.80,0.90,1.00,0.90,0.80,0.70,0.55,0.40,0.1)の緊張除
荷の繰返しループパターンとなる。

- 132 -

試 験 ⼒ 保 持 時 間 は 、 各 サ イ ク ル 毎 の 最 ⼤ 試 験 ⼒ ス テ ッ プ で 5 〜 60min を ⽬ 安 と し 、
0.3mm/min 以下の変位安定が⾒られた場合は、そこから除荷ステップに⼊って T0 を経てサイクルを終了し、次サイクル以降を繰返す。サイクル毎の最⼤試験⼒を除く、サイクル内ステップの試験⼒保持時間は、0.5〜1min 程度を⽬安とする。また、緊張除荷での各ステップ間の試験
⼒増減時間も、0.5〜1min 程度を⽬安とする。
(6) 緊張除荷の多段サイクル試験により、引抜試験の試験⼒･頭部変位の挙動は、アンカー体⾃由
⻑進展を受け、ややループ形状の弾性挙動となり、各サイクルの stp.0 試験⼒ T0 の初期変位 δ0はやや残留変位傾向を⽰す。引抜け発⽣時には弾性挙動に⽐べて⼤きなすべり変位挙動となる。
(7) 試験結果の整理事例を、図-5.10.2、図-5.10.3 に⽰す。ここで、各図(a)の弾性線は 6-cy で直線性が得られている stp.2･stp.5 の線形化から stp.0 変位 δ0 を外挿で求め、弾性線勾配を式(4.11.11)による Ke = AE / ( Lfp+0.5･L0)、L0：試験アンカー体⻑、で⽰したものであり、引抜試験
の変位挙動は⾃由⻑グラウトがないことから、理論弾性にほぼ近似した挙動が得られる。
同図(b)は、同図(a)の引抜⼒ P0 を(π×試験アンカー体径 DA0×試験アンカー体⻑ L0)で除して引抜摩擦強度 τg で表⽰したものであり、本結果から頭部変位がほぼ安定の stp.5 の値を摩擦強度の降伏値 τgy として求めることができる。なお、試験結果の摩擦強度 τg は、試験アンカー体⻑
が 2.5m 以下の場合に、表-4.9.1 に⽰した⼨法効果考慮の引抜⼒低減係数 β1 を考慮し、式(4.9.4)を⽤いて、適正に低減評価したものを設計⽤値にする必要がある。
引抜試験の結果が、原設計の設計⽤摩擦強度 τg を満⾜しない場合は、試験結果を⽤いて摩擦抵抗安全係数 fsg=2.5 を考慮した設計アンカー体⻑を算定して、原設計を変更する必要があるので留意する。
0.60

500

引抜力 P0 （kN）

5-cy

350

3-cy

250

stp.4
stp.3

200

stp.2

150

stp.1

100

0

stp.5

4-cy

300

引抜摩擦強度 τg （N/mm2）

残留変位

400

50

stp.6 6-cy

6-cy

450

δ0

0.50

残留変位
stp.5 5-cy

0.40

摩擦強度 τgy=0.44N/mm2

0.30
0.20
0.10

stp.0
0.00

0

50

100

150

200

0

250

50

100

(a) 引抜⼒と変位挙動

200

0.35

stp.6 6-cy

6-cy
残留変位

700

5-cy
stp.5
stp.4
stp.3

4-cy

600

引抜摩擦強度 τg （N/mm2）

800

3-cy

500

stp.2

400
300

stp.1

200
100

δ0

0
0

10

250

(b) 引抜摩擦強度と変位挙動
図-5.10.2 引抜試験の事例 1

900

引抜力 P0 （kN）

150

変位 δ0 （mm）

変位 δ0 （mm）

stp.0

残留変位

0.30

stp.5 5-cy
0.25
0.20

摩擦強度 τgy=0.28N/mm2
0.15
0.10
0.05
0.00

20

30

40

50

60

70

80

(a) 引抜⼒と変位挙動

0

10

20

30

40

50

60

変位 δ0 （mm）

変位 δ0 （mm）(b) 引抜摩擦強度と変位挙動
図-5.10.3 引抜試験の事例 2- 133 -

7080

5.10.2 適性試験
適性試験は、確認試験に先⽴ち、施⼯アンカー全数の 5%かつ 3 本以上を対象に、全体的な施⼯アンカー特性が評価できるようにアンカー施⼯範囲･アンカー体設置地盤分布･アンカー⾃由⻑などを考慮して必要数の試験アンカー位置を選定して実施する。
本試験により、当該アンカーの緊張除荷特性を把握して適正に施⼯管理を⾏うとともに、緊張･定着作業に必要な諸係数を求める。なお、適性試験前にはプレ緊張実施を推奨する。
【解説】(1) 適性試験は、緊張除荷ループ漸増繰返しの多段サイクル試験を⾏うことで、各ステップの試
験⼒でのループ変位挙動が確認できることから、試験アンカーのアンカー体⾃由⻑の進展状況
や⾃由⻑摩擦影響などの状態をステップ段階のループ挙動で把握できる。さらに、適切な施⼯管理を⾏うことで、施⼯アンカーの品質特性の妥当性を調査･評価できる。この観点から、本試
験は、確認試験に先⽴ち⾏い、アンカー施⼯範囲の全体挙動を少ない数量で⼤まかに把握して、後続の確認試験の挙動評価に役⽴てる。
アンカー品質特性の施⼯管理は、緊張除荷挙動ループの最終サイクルを対象に頭部変位をもとに実施することとし、加えて本挙動結果からアンカー⼒伝達係数 κf などの諸係数を個々のアンカー毎に求める。アンカーの緊張･定着作業は、ここでの諸係数をもとに永続プレストレス
P∞≧設計アンカー⼒ Td となるアンカー個々の初期緊張⼒ Pi を算定して、実施する必要がある。
(2) 適性試験･確認試験のアンカー緊張試験後は、引続きアンカー緊張･定着作業となることから、試験前に⽀圧板天端でシースを切断する準備作業を⾏い、その後にプレート⽌⽔構造の⽌⽔ゴ
ム装着なしの⽀圧板上で、適性試験･確認試験の緊張試験を実施する。
(3) 適性試験アンカーの試験本数は、施⼯アンカー全数の 5%かつ 3 本以上であり、全体的な施⼯
アンカー特性が評価できるようにアンカー施⼯範囲･アンカー体設置地盤分布･アンカー⾃由⻑などを考慮して試験位置を選定する。
(4) 試験の最⼤試験⼒ Tp は、最⼤が限界緊張⼒ PM(=min{0.9Tys , LA･min(τby･U , τgy･DA･π)/(安全係数 1.25)})以下、かつ設計段階での前述 4.11 検討による収束解析結果の初期緊張⼒(予測初期緊張⼒と称する)Pi 以上とし、1.25×設計アンカー⼒ Td≧予測初期緊張⼒ Pi の場合は、1.25Tdとする。最⼤試験⼒ Tp≧予測初期緊張⼒ Pi の条件設定は、実施⼯の個別アンカーの除荷変位挙動をもとに、現場の初期緊張⼒ Pi が最⼤試験⼒ Tp 以下で、定着プレストレス Pt や永続プレスト
レス P∞の設定を外挿せずに適正に⾏うためである。なお、設計段階で予測初期緊張⼒ Pi が設定されていない場合は、前述 4.11 検討による収束解析などをもとに最⼤試験⼒ Tp 設定を⾏う。
(5) 適性試験の stp.0 の初期試験⼒ T0 は、ジャッキがアンカー軸⽅向に正対して整列設置可能な緊張⼒とし、0.10Tp〜0.10Tys の範囲で設定する。
試験の試験⼒ステップ数は、5〜10 分割であり、⼀般に stp.1〜stp.5 の 5 分割で実施されている。この場合の標準的な各ステップ分割は、最⼤試験⼒ Tp の⽐ RT で RT=0.40、0.60、0.80、
0.90、1.00 が⽬安である。なお、以降の試験でのサイクル i、ステップ j の変位、および緊張除荷の試験⼒はそれぞれ δij、Tij で表す。
ここで、各サイクル i の stp.1 試験⼒ Ti1 は、式(4.11.20)･式(4.11.21)の初期摩擦⼒係数 κ0 を考慮して強い摩擦影響を排除できるように、Ti1≧(0.29〜0.35)･Tys を推奨する。
緊張除荷サイクルの試験⼒ Tij は、ステップ数と同数でサイクル増加毎に順次試験⼒を最⼤試
験⼒⽐ RT でステップ増加させ、i サイクル毎の最⼤試験⼒ Tii 到達後に逆順ステップで Ti0(=T0)ま- 134 -

で除荷し、次の緊張除荷サイクルを繰返す。
例えば、5 段サイクルの試験⼒ステップ Tij は、1 サイクル：T11=Tp×(0.1,0.40,0.1)、2 サイクル：T2j=Tp×(0.1,0.40,0.60,0.4,0.1)、3 サイクル：T3j=Tp×(0.1,0.40,0.60,0.80,0.60,0.40,0.1)、･･･、5 サイクル：T5j=Tp×(0.1,0.40,0.60,0.80,0.90,1.00,0.90,0.80,0.60,0.40,0.1)の stp.0 をサイクル初期値とした緊張除荷の繰返しループパターンとなる。
試 験 ⼒ 保 持 時 間 は 、 各 サ イ ク ル 毎 の 最 ⼤ 試 験 ⼒ ス テ ッ プ で 5 〜 60min を ⽬ 安 と し 、
0.3mm/min 以下の変位安定が⾒られた場合は、そこから除荷ステップに⼊って Ti0 を経てサイクルを終了し、次サイクル以降を繰返す。サイクル毎の最⼤試験⼒を除く、サイクル内ステッ
プの試験⼒保持時間は、0.5〜1min 程度を⽬安とする。また、緊張除荷での各ステップ間の試験⼒増減時間も、0.5〜1min 程度を⽬安とする。
(6) 試験結果の整理事例を、図-5.10.4 に⽰す。アンカー施⼯管理と品質特性の評価は、同図(a)〜(f)の緊張除荷挙動ループの最終サイクル 5-cy を⽤いて⾏う必要がある。5-cy の stp.0 試験⼒ T50の変位 δ50 は、5-cy で直線性が得られている緊張段階の stp.1･stp.5 の変位･試験⼒関係(δ51,T51)(δ55,T55)の線形化から外挿で求めることを基本とする。この範囲が⾮線形の場合は、直線性が得られる範囲、例えば stp.2･stp.4 などの直線部などに適宜修正して、変位 δ50 を求める必要がある。
アンカー施⼯管理の緊張挙動の摩擦弾性 δt ･UCL(上限変位)δU ･LCL(下限変位)δL は、式(5.10.1)〜式(5.10.3)に⽰す通りであり、stp.0 変位 δ50 が基点である。5-cy、stp.5 の緊張変位 δ55
は δL〜δU 範囲内となる必要がある。なお、施⼯管理の δL〜δU 範囲は、アンカー施⼯条件･施⼯状
態のばらつきを考慮して、摩擦弾性 δt からで従来のアンカー施⼯管理と同じ±10%としている。
緊張変位 δ55 が δU 超の場合は、⾃由⻑摩擦がもっとも⼩さい条件の式(5.10.4)による最⼤上限
変位 δUmx と⽐較し、δ55≦δUmx ならば OK、δ55＞δUmx ならばアンカー体に付着切れや摩擦切れな
ど何らかの異常が想定されるので、供⽤アンカーとしての適⽤性を含めて検討が必要である。
緊張変位 δ55 が δL 未満の場合は、⾃由⻑摩擦が通常より⼤きく、定着作業でのアンカー⼒低下が
通常よりやや⼤きくなることから、この点に留意して適正にアンカー定着する必要がある。
■アンカー緊張挙動の頭部摩擦弾性変位 δtδt = δ50 + ( T55 − T50 ) / Kf･･･(5.10.1)

Kf = 2･AE / { Lfp･(1+κf )+κf 2･LfA0}･･･(5.10.1)-1

κf = min( exp( − 0.004Lf ) , 1+0.00012Lf ( 1 − Lf ) )･･･(5.10.1)-2■施⼯管理指標の UCL:上限変位 δU と LCL:下限変位 δLδU = δ50 + 1.10×( T55 − T50 ) / Kf･･･(5.10.2)

δL = δ50 + 0.90×( T55 − T50 ) / Kf･･･(5.10.3)■最⼤上限変位 δUmx
δUmx = δ50 + ( T55 − T50 ) / Kf･･･(5.10.4)

Kf = 2･AE / { Lfp･(1+κfu )+κfu 2･LfA0}･･･(5.10.4)-1

κfu = min( exp( − 0.002Lf ) , 1+0.00006Lf ( 1 − Lf ) )･･･(5.10.4)-2

ここに、
･δt
： 緊張⼒ T55 の頭部摩擦弾性変位 (mm)･Kf
： 式(4.11.10)と同等の緊張摩擦剛性 (kN/mm)･κf： 式(4.11.17)と同等のアンカー⼒伝達係数の実測式･κfu： 図-4.11.5 のアンカー⼒伝達係数の上限式･δU： 施⼯管理の上限変位 (mm)･δL
： 施⼯管理の下限変位 (mm)

- 135 -

(7) 5-cy の緊張除荷挙動ループの試験結果からは、後続施⼯の緊張･定着作業⽤に式(4.11.9)、式(4.11.13)、式(4.11.14)を⽤いてアンカー⼒伝達係数 κf、下除荷剛性⽐ Sr0、上除荷剛性⽐ Sr1 の諸係数を求める。なお、式(4.11.16)で初期摩擦⼒係数 κ0 と初期摩擦⼒ Pf0 を求め、図-4.11.7 に⽰したものとの程度を⽐較したり、stp.1 試験⼒での初期摩擦⼒ Pf0 影響を確認する。

900

900
自由長Lf=10.5m

600

5-cy

stp.5

4-cy

500

stp.4
除荷

3-cy
stp.3

400
300

stp.2

緊張

200

700

試験緊張力 P0 （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

700

600

stp.3

除荷

stp.2

緊張

200

stp.1

100

stp.0

0
0

20

40

60

80

100

0

120

40

80

120

160

変位 δ0 （mm）

変位 δ0 （mm）

(a) ⾃由⻑ Lf =10.5m(b) ⾃由⻑ Lf =25.5m

1200

200

240

1200

自由長Lf=33.5m

900
800

5-cy

stp.4

3-cy
緊張

400

除荷

stp.3

600
500

1000

stp.5

4-cy

700

stp.2

300

stp.1

200
100

900
800

0
100

150

200

250

300

stp.5

4-cy

700

stp.4
除荷

3-cy

stp.3

600
500

緊張

400

stp.2

300

stp.1

100

50

5-cy

200

stp.0
0

自由長Lf=40.0m

1100

試験緊張力 P0 （kN）

1000

残留変位

残留変位

1100

stp.0

0

350

0

50

100

変位 δ0 （mm）

150

200

250

300

350

変位 δ0 （mm）

(c) ⾃由⻑ Lf =33.5m(d) ⾃由⻑ Lf =40.0m
1200

1200
自由長Lf=64.5m

800

stp.5

4-cy

700

1000

試験緊張力 P0 （kN）

900

5-cy

stp.4
除荷

3-cy
stp.3

600
500

緊張

400

stp.2

300

stp.1

200
100

残留変位

1000

自由長Lf=72.5m

1100

残留変位

1100

試験緊張力 P0 （kN）

stp.4

3-cy

300

stp.0

stp.5

4-cy

400

0

試験緊張力 P0 （kN）

5-cy

500

stp.1

100

自由長Lf=25.5m

800

残留変位

残留変位

800

900
800

5-cy
4-cy

700

除荷

3-cy
stp.3

500

緊張

400

stp.2

300

stp.1

100

0

stp.4

600

200

stp.0

stp.5

stp.0

0
0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0

50

100 150 200 250 300 350 400 450 500

変位 δ0 （mm）

変位 δ0 （mm）(e) ⾃由⻑ Lf =64.5m(f) ⾃由⻑ Lf =72.5m

図-5.10.4 適性試験(多段サイクル)の事例- 136 -

5.10.3 確認試験
確認試験は、適性試験済アンカーを除いた施⼯アンカー全数を対象に実施することとし、本試験により緊張除荷特性を把握して適正に施⼯管理を⾏うとともに、緊張･定着作業に必要な諸係数を求める。なお、確認試験前にはプレ緊張実施を推奨する。
【解説】(1) 確認試験は、緊張除荷ループの単サイクルを最⼤試験⼒ Tp で実施して、ステップ試験⼒ごとの緊張除荷変位挙動の確認を⾏う。従来の確認試験 JGS4101-2012 は、プレ緊張しない⽅法のため、図-5.9.2 に⽰したアンカー初期緩み影響が含まれ、アンカーの緊張除荷ループ変位挙動の適正な評価が困難であった。本⼯法の確認試験や適性試験のアンカー緊張試験前にプレ緊張を⾏う試験⽅法は、試験変位挙動が適正に評価可能なように、本⼯法にて改善したものである。
本試験では、現場実態の緊張除荷変位挙動をもとに、適正な施⼯管理と緊張･定着作業に必要な諸係数を求めることができる。施⼯管理のアンカー品質特性は、単サイクルの緊張除荷挙動
ループの頭部変位により調査･確認でき、その妥当性が評価できる。加えて、本挙動結果からア
ンカー⼒伝達係数 κf などの諸係数を個々のアンカー毎に求める。アンカーの緊張･定着作業は、
ここでの諸係数をもとに永続プレストレス P∞≧設計アンカー⼒ Td となるアンカー個々の初期緊
張⼒ Pi を算定して、実施する必要がある。
(2) 確認試験の⽅法は、緊張除荷ループが単サイクルであることを除けば、事前のシース切断･最⼤試験⼒･試験⼒ステップ数･ステップ試験⼒保持時間などが、適性試験と同⼀の内容である。
確認試験の試験⼒ステップ数と試験⼒レベルは、実施済の適性試験のループ変位挙動と容易に⽐較できるように同⼀とし、最⼤試験⼒の保持時間は、2〜5min 程度を推奨する。なお、適性試験結果を踏まえて、本試験⽅法の修正･改善が必要な場合は、必要性に応じて適正に⾏う。
(3) 試験結果の整理事例を、図-5.10.5 に⽰す。アンカー施⼯管理と品質特性の評価は、同図の単サイクル緊張除荷挙動ループを⽤いて⾏う。stp.0 試験⼒ T10 の変位 δ10 は、ほぼ直線性が得られている緊張段階の stp.1･stp.5 の変位･試験⼒関係(δ11,T11)-(δ15,T15)の線形化から外挿で求めることを基本とする。この範囲が⾮線形の場合は、直線性が得られる範囲、例えば stp.2･stp.4 などの直線部などに適宜修正して、変位 δ10 を求める必要がある。
アンカー施⼯管理の緊張挙動の摩擦弾性 δt ･UCL(上限変位)δU ･LCL(下限変位)δL は、式(5.10.1)〜式(5.10.3)を⽤いて求める。stp.5 の緊張変位 δ15 は δL〜δU 範囲内となる必要がある。
なお、施⼯管理の δL〜δU 範囲は、適性試験と同⼀で、アンカー施⼯条件･施⼯状態のばらつきを考慮して、摩擦弾性 δt からで従来のアンカー施⼯管理と同じ±10%としている。
緊張変位 δ15 が δU 超の場合は、⾃由⻑摩擦がもっとも⼩さい条件の式(5.10.4)による最⼤上限
変位 δUmx と⽐較し、δ15≦δUmx ならば OK、δ15＞δUmx ならばアンカー体に付着切れや摩擦切れな
ど何らかの異常が想定されるので、供⽤アンカーとしての適⽤性を含めて検討が必要である。
緊張変位 δ15 が δL 未満の場合は、⾃由⻑摩擦が通常より⼤きく、定着作業でのアンカー⼒低下が
通常よりやや⼤きくなることから、この点に留意して適正にアンカー定着する必要がある。
(4) 適性試験と同様に、式(4.11.9)、式(4.11.13)〜式(4.11.16)を⽤いてアンカー⼒伝達係数 κf、下除荷剛性⽐ Sr0、上除荷剛性⽐ Sr1、初期摩擦⼒係数 κ0 の諸係数を求める。図-5.10.6 は、試験結果の除荷挙動を整理し、式(4.11.15)を⽤いて除荷挙動近似を⽰した事例であり、実測データに対する良好な近似状態が⾒られることから、本諸係数の適⽤が効果的であることが確認できる。

- 137 -

1200

1200
自由長Lf=24.0m

1100

1000

1000

stp.5

900

試験緊張力 P0 （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

自由長Lf=33.5m

1100

800
700

stp.4

600

除荷
stp.3

500
400

緊張

stp.2

300

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)

stp.1

200
100

stp.0

stp.5

900
800
700

stp.4

600

除荷
stp.3

500
400

stp.2

緊張

300
200
100

stp.0

0

0
-40

0

40

80

120

160

200

-40

240

0

40

80

120

160

200

240

280

変位 δ0 （mm）

変位 δ0 （mm）

(a) ⾃由⻑ Lf =24.0m(b) ⾃由⻑ Lf =33.5m
1200

1200
自由長Lf=47.0m

1100

自由長Lf=57.0m

1100
1000

1000

試験緊張力 P0 （kN）

stp.5

900
800
700

stp.4

600

除荷

stp.3

500
400

stp.2

緊張

300

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)

stp.1

200
100

stp.0

stp.5

900
800
700

stp.4

600

除荷

stp.3

500

緊張

400

stp.2

300

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)

stp.1

200
100

stp.0

0

0
-50

0

50

100

150

200

250

300

-50

350

0

50

100

150

200

250

300

350

400

変位 δ0 （mm）

変位 δ0 （mm）

(c) ⾃由⻑ Lf =47.0m(d) ⾃由⻑ Lf =57.0m
図-5.10.5 確認試験(単サイクル)の事例
1200

1200
自由長Lf=24.0m

1100
900

900

試験緊張力 P0 （kN）

1000

試験緊張力 P0 （kN）

自由長Lf=33.5m

1100

1000
800
700
600
500
400
300

800
700
600
500
400
300

200

試験変位δt200

試験変位δt100

除荷挙動近似100

除荷挙動近似

0

0
-40

0

40

80

120

160

200

-40

240

0

40

80

120

160

200

240

280

変位 δ0 （mm）

変位 δ0 （mm）(b) ⾃由⻑ Lf =33.5m(a) ⾃由⻑ Lf =24.0m
1200

1200
自由長Lf=47.0m

1100

自由長Lf=57.0m

1100
1000

900

900

試験緊張力 P0 （kN）

1000

試験緊張力 P0 （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)

stp.1

800
700
600
500
400
300

800
700
600
500
400
300

200

試験変位δt200

試験変位δt100

除荷挙動近似100

除荷挙動近似

0

0
-50

0

50

100

150

200

250

300

350

-50

変位 δ0 （mm）

0

50

100

150

200

250

変位 δ0 （mm）

(c) ⾃由⻑ Lf =47.0m(d) ⾃由⻑ Lf =57.0m
図-5.10.6 確認試験の除荷挙動近似の事例- 138 -

300

350

400

5.11 緊張･定着
アンカーは、施⼯管理⽬的の適性試験･確認試験によりアンカー挙動確認を実施後に、本試
験結果を反映させて、永続プレストレスが得られるように、地盤クリープとテンドン純リラク
セーションを考慮の定着プレストレスを設定し、さらに本⼯法のセット量を加味して初期緊張
⼒の設定を適正に⾏う。
緊張･定着作業は、ジャッキ緊張⽅向がアンカー軸に確実に⼀致するように、定着プレート上に設置したジャッキを⽤いて実施し、アンカー軸⽅向に初期緊張⼒を作⽤させた後にジャッキ除荷で定着を実施する。
【解説】(1) 緊張･定着は、適性試験や確認試験の緊張試験結果を踏まえたアンカー⼒伝達係数 κf、下除荷
剛性⽐ Sr0、上除荷剛性⽐ Sr1 の諸係数から、既述 4.11(6)に⽰した収束解析を⽤いて求めた、永続プレストレス P∞≧設計アンカー⼒ Td になる初期緊張⼒ Pi をもとに実施する。
緊張･定着作業は、図-5.11.1 に⽰すように、最初に緊張試験後の⽀圧板に、アンカー規格に対応した表-3.1.2 部材規格⼀覧の⽌⽔ゴムの所定規格を装着し、⽀圧板上部に押え板･定着具(くさび･アンカーヘッド･ナット)を取付け、アンカー緊張のくさび留め空間を有する定着プレートとともに、これら部材をアンカー軸⽅向に⼀致させて設置する。次に、定着プレート天端にジャッキを設置し、テンドンを緊張固定部に固着して、ジャッキがアンカー軸⽅向に正確に⼀致した設置状態で、ジャッキ伸⻑でテンドン緊張を⾏い、ジャッキ縮⻑でテンドン定着を実施する。定着後は、ジャッキ縮⻑でくさびがアンカーヘッドに引込まれた嵌合状態になり、テンドンがアンカーヘッドに固着されて、セット量 10mm によるセットロス ΔPst が⽣じる。
アンカー緊張･定着のアンカー⼒変位挙動は、図-5.11.2 に⽰すようになり、初期緊張⼒ Pi、
定着プレストレス Pt を経て、最終的に設計供⽤期間の⻑期のアンカー⼒は、アンカー構造物を地すべり⼒や地震⼒などの荷重作⽤から安定状態に保持可能な永続プレストレス P∞になる。

1200

セット量

アンカー力 Pa （kN）

最⼤点

0.9Tys1000

初期緊張⼒Pi

セットロス

定着プレストレスPt

背⾯地盤クリープと純リラクセーション

800

永続プレストレスP∞

設計アンカー⼒Td

600
400
200

起点
0
0

終点
100

200

300

400

頭部変位 δ0 （mm）
【緊張⾃由⻑ Lfp =⾃由⻑ Lf＋緊張余⻑ Lf0】

図-5.11.2 緊張･定着のアンカー⼒変位挙動

図-5.11.1 アンカーの緊張･定着作業の概念- 139 -

500

(2) 緊張･定着の緊張⾃由⻑ Lfp とアンカー規格に対応した本⼯法のジャッキ規格を、表-5.11.1 に⽰す。同表は、ジャッキの最⼤緊張⼒と最⼤ストロークをもとに、緊張⾃由⻑ Lfp とアンカー規格を選定可能にしたものであり、同時に図-5.11.1 の緊張部⻑ L1 も⽰している。同図の緊張余⻑
Lf0 は、ジャッキ⻑ Lj+⽀圧板･ジャッキ間の定着部材⻑ Lh0 を 50mm 単位で丸めたものとする。
表-5.11.2 は、ジャッキ規格のジャッキ⻑･質量と緊張余⻑ Lf0 を⽰しており、緊張･定着作業
での参考にされたい。表-5.11.3 は、定着プレート規格の仕様とアンカー規格対応を⽰したものであり、緊張･定着作業では、必ずアンカー規格に対応した定着プレートを使⽤する。
なお、アンカー緊張･定着⽅法で、くさび押込み装置やシャッター板装置を⽤いる⽅法は、ク
サビ刃が絞られながらテンドン表⾯を強制的に移動する影響で、硅砂付着 ECF テンドンのエポキシ樹脂が剥がれる懸念がある。この影響は、本テンドンの設計耐⽤年数 100 年の耐⾷性を低下させる要因になるため、本⼯法の定着⽅法では、これら⽅法を採⽤しないことを推奨する。
表-5.11.1 緊張⾃由⻑とアンカー規格に対応したジャッキ規格
ジャッキ規格項 ⽬

KJS100KJS150KJS250

SLP-50030

600kN

1,000kN

1,500kN

2,500kN

5,000kN≦ 24.0m KJS60-180

KJS100-180

──

──

──

180mm

≦ 27.0m KJS60-200

KJS100-200 KJS150-200

──

──

200mm

──

250mm

最⼤緊張⼒

適⽤可能な
≦ 34.0m KJS60-250
緊張⾃由⻑ Lfp1)≦ 40.0m KJS60-300

緊張部⻑ L1

KJS100-250 KJS150-250 KJS250-250

SLP-50030

300mm

KJS100-500 KJS150-500 KJS250-500

──

500mm

EHD5

〜EHD5-4H 〜EHD5-7H 〜EHD5-10H 〜EHD5-12H

──

EHD6

〜EHD6-3H 〜EHD6-5H 〜EHD6-7H 〜EHD6-12H 〜EHD6-14H≦ 68.0m
アンカー規格 2)

──

──

──

──

1.0

1.0

1.2

1.2

1.2

KJS60

KJS100KJS150KJS250

SLP-50030

MPa

63.7

67.4

65.1

68.1

68.9

ｼﾞｬｯｷ受圧⾯積

2

mm

9,425

14,84423,03236,70072,570

外 径
センター
ホール径

mm

164

218

260

340

510

mm

55

80

105

130

200

m

≪参考仕様≫
最⼤緊張圧⼒

最⼤
ストローク

KJS60

注）1. 適⽤可能な緊張⾃由⻑ Lfp は、⾃由⻑ Lf＋緊張余⻑ Lf0 をいい、アンカー弾性係数 E=0.195MN/mm2 で算出している。
2. アンカー規格は、最⼤緊張⼒ 0.9×アンカー降伏耐⼒ Tys と設定して、アンカー規格を算出している。

表-5.11.2 ジャッキ規格のジャッキ⻑･質量と緊張余⻑ Lf0
ジャッキ⻑ ジャッキ質量 緊張余⻑
ジャッキ規格 No.
Lj (mm)Wj (kg)Lf0 (mm)
KJS60-180
316
39
450
KJS60-200
338
42
500
KJS60-250
386
44
550
KJS60-300
455
50
600
KJS100-180
330
70
500
KJS100-200
349
75
500
KJS100-250
400
84
550
KJS100-500
680
142
850
KJS150-200
378
120
550
KJS150-250
430
135
600
KJS150-500
715
215
900
KJS250-250
465
340
650
KJS250-500
740
470
950
SLP-50030
650
950
900

- 140 -

表-5.11.3 定着プレート規格の仕様とアンカー規格対応
テンドン テンドン孔径 定着プレート 定着プレート ヘッド嵌合径 定着部材⻑
定着プレート
アンカー規格規格 No.
孔数(mm)
外径 (mm)
厚 (mm)(mm)
Lh0 (mm)
SP5-1

EHD5-1H

1

φ20

φ160

32

φ50

125

SP5-4

EHD5-2H

4

φ20

φ160

32

φ88

145

SP5-3

EHD5-3H

3

φ20

φ160

32

φ88

145

SP5-4

EHD5-4H

4

φ20

φ160

32

φ88

145

SP5-7

〜EHD5-7H

7

φ20

φ190

36

φ108

167

SP5-9

〜EHD5-9H

9

φ20

φ270

36

φ148

177

SP5-12〜EHD5-12H

12

φ20

φ270

36

φ148

177

SP6-1

EHD6-1H

1

φ23

φ160

32

φ65

125

SP6-4

EHD6-2H

4

φ23

φ160

32

φ88

145

SP6-3

EHD6-3H

3

φ23

φ190

36

φ108

157

SP6-4

EHD6-4H

4

φ23

φ190

36

φ108

157

SP6-7

〜EHD6-7H

7

φ23

φ270

36

φ148

167

SP6-9

〜EHD6-9H

9

φ23

φ340

45

φ180

196

SP6-12〜EHD6-12H

12

φ23

φ340

45

φ180

196

SP6-14〜EHD6-14H

14

φ23

φ510

60

φ200

231

(3) 表-5.11.4 に、適性試験や確認試験の緊張試験諸係数と永続プレストレス P∞から、収束解析を⽤いて求めた定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi の事例を⽰す。同表に⽰すように、収束解析
では、緊張試験で得られるアンカー個別の諸係数を⼊⼒することで、当該アンカーに応じた緊張除荷変位挙動を反映した状態で、テンドンの純リラクセーション･地盤クリープ変位･セットロスを考慮した、定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi が求解できる。したがって、本結果を⽤いて、現場施⼯にて、ジャッキ緊張での初期緊張⼒ Pi からジャッキ除荷を⾏い、アンカー定着することで、最終的な永続プレストレス P∞を考慮した定着プレストレス Pt が簡便に得られる。
なお、本収束解析⼿法は、従前検討では、アンカー除荷挙動曲線のもとの永続プレストレス
P∞考慮で、初期緊張⼒ Pi を数値的に求めることが困難と考えられていた課題である。本⼿法により、この課題が解決できたことから、アンカー定着での所要アンカー⼒の適正な保持確保が可能となり、現場でのアンカー緊張･定着作業の信頼性向上をより図ることができる。
(4) 図-5.11.3 は、図-5.10.5 に⽰した確認試験結果を⽤いて、収束解析を実施した結果である。同
図より、解析結果は、設定した永続プレストレス P∞=710kN をもとにして、アンカー除荷曲線
上で定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi を求解できることが確認できる。
⼀⽅、本解析では、⾃由⻑ 10m 未満の短いアンカー、⼟⽊分野のアンカー許容耐⼒ 0.6Tus に近い永続プレストレス設定、地盤クリープ沈下が⽐較的⼤きい設定などの⼊⼒条件で、初期緊張⼒ Pi が 0.9Tys 超過となるケースがある。当該ケースが⽣じた場合には、ナット調節やアンカ
ー規格アップなどで対処する⽅法や永続プレストレス P∞≦設計アンカー⼒ Td 設定により、初期
緊張⼒ Pi の 0.9Tys 超過を解消できる。ただし、永続プレストレス P∞≦設計アンカー⼒ Td 設定では、設計アンカー⼒の作⽤荷重時にアンカー構造物変位が⽣じるので、本影響を検討する。
なお、アンカー⾃由⻑の地盤状態が複合･互層などで複雑な場合、現場条件によりクリープ変位挙動推定が困難な場合などは、経験的⼿法により簡便的に、定着プレストレス Pt を 1.15〜
1.25 倍（平均 1.20）×設計アンカー⼒ Td 程度にして、セットロス分を加えて初期緊張⼒ Pi を設定することが推奨される。

- 141 -

表-5.11.4 定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi の収束解析結果(⾃由⻑ Lf =24.0m)
項

⽬

単位

δ(mm)

P (kN)

永続プレストレス P∞

mm,kN

144.81

710.0

リラクセーション考慮 P∞+ΔPrmm,kN

147.37730.4

純リラクセーション率γ0

──

──

収束判定

──

0.00

730.36──30

──

受圧体⾯積 Ac

2

m

4.30

──

クリープ変位係数αc

──

2.00

──

地盤クリープ変位δc

mm

5.52

──

収束判定

──

0.00

780.18

受圧体地盤の N 値

定着プレストレス Pt

摘

要

0.028
⇐ 710.0 (初期⼊⼒)

1.0〜3.0 範囲⇐ 781.0 (初期⼊⼒)

mm,kN

152.89780.18

セット量 St

mm

10.0

──

収束判定

──

0.00

946.22⇐ 852.0 (初期⼊⼒)

初期緊張⼒ Pimm,kN

162.96950.00収

0.9×降伏耐⼒ Tys(PM)の照査

──OK≦982.8

【

収

束

束

】

注）1. ⻩⾊セルは、数値の初期⼊⼒部、ピンク⾊は、収束解析結果である。

1000

1000

緊張力 P （kN）

800
700

⾃由⻑ Lf=24.0m

Pi=950kN

900

Td=700kN

Pt=780kN

800

P∞=710kN

700

緊張力 P （kN）

900

600
500

Pf0=379kN

400
300

100
0
0

40

80

120

160

200

P∞=710kN

Pf0=463kN

500
400

初期緊張⼒Pi
定着プレストレスPt
永続プレストレスP∞
設計アンカー⼒Td
初期摩擦⼒Pf0

300
200
100
0

240

0

40

80

120

160

200

頭部変位 δ （mm）

頭部変位 δ （mm）

(a) ⾃由⻑ Lf =24.0m(b) ⾃由⻑ Lf =33.5m

1000

240

280

1000

800

Td=700kN

700

Pi=900kN

900

Pt=768kN

800

P∞=710kN

700

緊張力 P （kN）

⾃由⻑ Lf=47.0m

900

緊張力 P （kN）

Pt=774kN

Td=700kN

600

初期緊張⼒Pi
定着プレストレスPt
永続プレストレスP∞
設計アンカー⼒Td
初期摩擦⼒Pf0200

Pi=930kN

⾃由⻑ Lf=33.5m

600

Pf0=460kN

500
400

初期緊張⼒Pi
定着プレストレスPt
永続プレストレスP∞
設計アンカー⼒Td
初期摩擦⼒Pf0

300
200
100
0

⾃由⻑ Lf=57.0m

Pi=910kN
Pt=768kN
P∞=710kN

Td=700kN

600

Pf0=514kN

500
400

初期緊張⼒Pi
定着プレストレスPt
永続プレストレスP∞
設計アンカー⼒Td
初期摩擦⼒Pf0

300
200
100
0

0

50

100

150

200

250

300

350

0

50

100

150

200

250

頭部変位 δ （mm）

頭部変位 δ （mm）

(c) ⾃由⻑ Lf =47.0m(d) ⾃由⻑ Lf =57.0m

図-5.11.3 緊張･定着の収束解析結果の事例- 142 -

300

350

400

(5) 表-5.11.5 に、アンカーの緊張･定着⼿順を⽰す。同表に⽰すように、本⼯法のプレート⽌⽔
構造は、⽀圧板･⽌⽔ゴム･押え板で構成し、押え板をアンカー定着によるナット押圧⼒で強く押え込むことで、⽌⽔ゴムとシース境界や⽌⽔板境界との強固な密着性を確保し、当該部での⾼い耐⽔圧の⽌⽔性確保を実現している。本機構は、押え板へのナット押圧⼒の均等性が重要であることから、緊張･定着ではアンカー軸⽅向への正確な据付とジャッキ⼒作⽤に⼗分に留意する必要がある。なお、アンカーヘッドのナット下端からの浮きは、標準 30mm である。
なお、同表(e)に⽰すように、押え板には切⽋き部が設けてあり、ここからファイバースコー
プを挿⼊することで、ナット内空間の確認が可能であり、必要に応じて、施⼯済みアンカーのナット内部の点検などに活⽤することができる。
表-5.11.5 アンカーの緊張･定着⼿順(a) 緊張･定着前(b) 受圧体･⽀圧板設置(c) ⽌⽔ゴム装着･配列スペーサは、⾃由⻑へのグラウト
充填注⼊前に装着して、テンドンは削孔中央に保持する･受圧体と⽀圧板は、テンドンを傷付けないように設置する･⽌⽔ゴムは、テンドン天端から挿通して⽀圧板に装着する(d) ⽌⽔ゴム取付後(e) 押え板･ナット取付(f) くさび装着･⽌⽔ゴムは、⽀圧板取付後に⽀圧板天端からやや⾶出す･シースは、必ず⽌⽔ゴム天端より上部に位置する･押え板･ナットは、テンドンに挿通して装着する･アンカーヘッドのナット下端からの浮きは、標準 30mm である･押え板切⽋き部は、ナット内空間確認が必要な場合に活⽤する･くさびは、各テンドンごとに装着して、アンカーヘッドの天端孔に⼿動⼒で軽く挿⼊する(g) 定着プレート設置(h) ジャッキでの緊張･定着(i) アンカー定着状況･ 緊張･ 定着 前 のテ ンド ン や ジャ ッキ
は、吊具を調整の上、アンカー軸⽅向に正確に⼀致させて据付ける･アンカー定着後のくさびは、アンカー
ヘッド天端孔に嵌合し、アンカーヘッ
ド⾯から数 mm 程度⾶出した状態になって、テンドンが固着される･定着プレートは、アンカーヘッド天端に設置し、アンカー軸⽅向に正対させる- 143 -

5.12 頭部処理
頭部処理は、アンカー頭部部材の耐久性能や防⾷性能を確保して、アンカー頭部の耐荷性能やプレストレス調整機能の維持を⽬的に実施するものであり、アンカー緊張･定着後に、頭部キャップを所要トルクのボルト緊結で⽀圧板に固定して定着具被覆を⾏うなどの、適正な⽅法を⽤いて速やかに実施する。
【解説】(1) 本⼯法のアンカー頭部グレードの頭部処理仕様と頭部処理⼿順は、表-5.12.1 に⽰す通りである。各頭部グレードで頭部キャップ種類が異なっており、それに応じて頭部処理仕様が異なるので、留意して施⼯を⾏う必要がある。
C グレード･W5 グレード･W1 グレードは、頭部キャップ種類を除き、同⼀頭部仕様であり、同表に⽰すように、頭部処理⼿順も同じである。当該グレードは、グリースレス(グリース無充填)となることから、定着具が Ni めっき防⾷である。頭部処理は、テンドンの余⻑切断⾯に防錆⽤のエポキシ樹脂(エポキシ補修塗料)を塗布して、定着具を含む頭部全体に防錆スプレー(AZ ⻑期防錆オイルスプレー)を噴霧し、次に、硅砂付着 ECF テンドンエポキシ樹脂を太陽光から保護する遮光⽤の余⻑キャップを取付ける。
G グレードは、頭部キャップが窓なしアルミキャップで、定着具が無めっきのキャップ内グ
リース充填型であり、定着具防⾷とテンドン余⻑切断⾯防錆、および硅砂付着 ECF テンドンエ
ポキシ樹脂への遮光は、従来アンカーの形態と同じアルミキャップとグリースにより実施する。
なお、頭部キャップ内充填のグリースは、JIS K 2220 で規定され、本グリースの防錆性能発揮を⽬的に、JIS K 2246 規定の防錆⽤添加剤(防錆油)が配合されている。JIS K 2246 では、グリ表-5.12.1 アンカー頭部グレードの頭部処理仕様と頭部処理⼿順
C グレードW5 グレードW1 グレード
G グレード頭部グレード(透明キャップ)(5 窓キャップ)(下 1 窓アルミキャップ)(アルミキャップ)①頭部キャップ①頭部キャップ①頭部キャップ①頭部キャップ･透明樹脂キャップ･透明樹脂キャップ･下 1 窓アルミキャップ ･窓なしアルミキャップ･キャップ固定具･5 窓キャップ固定具②キャップ内防⾷材②キャップ内防⾷材②キャップ内防⾷材②キャップ内防⾷材･グリースレス･同 左･同 左･グリース充填(グリース無充填)③キャップ境界⽌⽔③キャップ境界⽌⽔③キャップ境界⽌⽔③キャップ境界⽌⽔･キャップ O リング
･同 左
･同 左
･同 左
(材質：シリコンゴム)(材質：同
左)(材質：NBRゴム)(材質：同 左)
頭部処理仕様④⾃由⻑境界⽌⽔④⾃由⻑境界⽌⽔④⾃由⻑境界⽌⽔④⾃由⻑境界⽌⽔
･同 左
･同 左
･同 左
･プレート⽌⽔構造⑤定着具防⾷⑤定着具防⾷⑤定着具防⾷⑤定着具防⾷･同 左･同 左･無めっき(グリース)･Ni めっき⑥ECF テンドン遮光⑥ECF テンドン遮光⑥ECF テンドン遮光⑥ECF テンドン遮光
･同 左
･同 左
･グリース充填･余⻑キャップ⑦余⻑切断⾯防錆⑦余⻑切断⾯防錆⑦余⻑切断⾯防錆⑦余⻑切断⾯防錆･同 左･同 左･グリース充填･エポキシ樹脂塗布①テンドン余⻑部切断①テンドン余⻑部切断②切断⾯ｴﾎﾟｷｼ樹脂塗布②頭部キャップ取付③⽀圧板にボルト緊結③防錆スプレー噴霧同 左
同 左
頭部処理⼿順④余⻑キャップ取付④ｷｬｯﾌﾟ内グリース充填⑤頭部キャップ取付⑥⽀圧板にボルト緊結･積 雪 ：少ない･積 雪 ：⽐較的多い ･積 雪 ：同 左･積 雪 ：同 左
おもな適⽤環境･落⽯衝撃：⼩さい･落⽯衝撃：同 左･落⽯衝撃：同 左･落⽯衝撃：同 左注）1. ｢積雪：少ない｣は、のり⾯での積雪深 2.0m 程度以下を対象としている。

- 144 -

ース添加剤の防錆油の品質性能と試験⽅法が規定されており、本適⽤範囲で防錆油は⼀時的防⾷(防錆)効果に限定されている。このため、⼟⽊分野での 50 年耐久性をグリースに求めるのは困難であることから、本グレード適⽤の場合は、グリースの交換期間(5〜10 年程度)に留意が必要である。
(2) 頭部キャップのボルト緊結⽅法は、アルミ部材の頭部キャップを対象とすることから、締付けトルクを 0.5T 系列とし、仮締め･本締めの⼯程を設けた対⾓締め法を標準とする。締付ボル
トの締付トルクは、仮締め 3 段階、本締め 1 回の 4 ⼯程を締付⼿順とする。
M12 ボルト(頭部キャップ S･M･L 型)のトルクは、次の通りとする。
･仮締めトルク⇒①6.0Nm 程度、②13.0Nm 程度、③21.0Nm の 3 段階

･本締めトルク⇒

21.0Nm

M16 ボルト(頭部キャップ LL 型)のトルクは、次の通りとする。
･仮締めトルク⇒①12.0Nm 程度、②32.0Nm 程度、③53.0Nm の 3 段階

･本締めトルク⇒

53.0Nm(3) 図-5.12.1 に、頭部構造(C グレード)の事例、写真-5.12.1 に、頭部キャップ(C グレード)の設
置状況を⽰す。同写真に⾒られるように、C グレードの透明キャップの適⽤は、頭部キャップ
内の定着具視認が良好にでき、グリースレスによりグリース交換も不要になることから、供⽤段階のアンカー点検･調査が極めて簡便化できることが容易に確認できる。
なお、現場設置アンカーの透明キャップでは、外気温度の寒暖差影響を受けて、外気低温時の内⾯に結露⽔が付着することがある。これによる発錆対策として、本アンカーの頭部キャップ内の部材は、Ni めっき定着具とエポキシ樹脂の硅砂付着 ECF テンドンの仕様になっており、結露での防⾷効果が確保できるように⼯夫されている。

図-5.12.1 頭部構造(C グレード)の事例

写真-5.12.1 頭部キャップ(C グレード)の設置状況- 145 -

第6章 維持管理

6.1 耐久性能と維持管理
アンカーの耐久性能は、⼟⼯構造物や橋台･岸壁の⼀般構造物のアンカー適⽤分野の補強対
象構造物と同程度の設計供⽤期間にするとともに、アンカーのテンドン･定着具･頭部構造･⾃由⻑･アンカー体は、設計耐荷性能が適⽤環境の経年劣化のもとで適合安全性余裕に留まり、設計耐久期間が所要信頼性のもとで実現可能なように設計･施⼯･維持管理を⾏う必要がある。
⼀般にアンカー補強対象構造物の耐久性能確保は、維持管理の適切な実施が前提であることから、アンカーの維持管理は、同構造物と同様の頻度･仕様で適正に⾏う。さらに、アンカー
設計では、維持管理の確実性と容易性･簡便性を⼗分に考慮する必要がある。
【解説】(1) アンカー耐久性能は、保全段階の適切な維持管理が前提となる⼟⼯構造物や⼀般構造物などのアンカー適⽤分野の補強対象構造物と同程度で設計されることから、アンカー維持管理は、
設計供⽤期間にわたってアンカー耐荷性能が発揮可能なように、適正に実施する必要がある。
アンカーは、設置現場の地域性や環境性、地盤状態や適⽤状態などで設計供⽤期間にわたって種々の劣化因⼦作⽤の影響を受けるが、これらの不確実性のすべてを、地盤調査･設計･施⼯の段階で完全に解消することはほとんど困難と考えられる。本観点から、設計供⽤期間の適切な点検･調査･補修などの維持管理を通じて、アンカーの耐荷性能を維持しつつ、段階的な補修措置などにより、供⽤期間という保全段階での不確実性の低減を図ることが重要である。
(2) アンカー維持管理の確実性と容易性･簡便性とは、設計供⽤期間の通常点検･定期点検･地盤災
害などの被災有無確認点検などの点検作業、変状･損傷確認の場合の健全性調査作業、およびアンカー補修･更新作業という、維持管理の 3 要素作業が、確実かつ合理的に実施可能なことをいう。これらは、設計前提の耐荷性能･耐久性能･ライフサイクルコスト経済性とも、密接に関連するので留意する。
(3) アンカー設計での経済性は、単に建設段階コストを最⼩にするのみではなく、インフラ施設のライフサイクルコストを最⼩化する観点から、耐荷性能･耐久性能とともに、点検･調査･補修などの維持管理の保全段階コストを含めたものがより⼩さくなるように⼯夫する必要がある。
(4) アンカーの永続プレストレス保持に係る耐荷性能部材は、テンドン･定着具･⽀圧板･⾃由⻑･
アンカー体である。このうち地盤内に存在する、テンドン･⾃由⻑･アンカー体の部材は、保全段階の維持管理で交換不可能であることから、設計供⽤期間を考慮した合理的な仕様とする。
特に、テンドンは、アンカープレストレスの緊張⼒作⽤状態であり、アンカー体でグラウトひび割れ影響、頭部でキャップ内充填グリースの経年劣化影響などを受けやすく、耐荷性能と耐久性能(防⾷性能)の⻑期的な劣化が懸念されることから、設計での留意が必要である。
本⼯法のテンドンは、平均厚 0.6mm のエポキシ樹脂が PC 鋼より線に密着被覆で、かつ素線間充填状態であり、外部環境からの密封性に優れることから、図-3.2.4 で⽰したように、テン
ドン単体で塩分環境に対して設計耐⽤年数 100 年である。さらに、エポキシ樹脂表⾯の硅砂付
着でアンカー体グラウトとの降伏付着強度が普通 PC 鋼より線の 1.5 倍程度と極めて⾼く、グラ
ウトひび割れが⽣じ難いことから、アンカー体の地盤摩擦の⻑期安定性が優れたものとなっている。
(5) アンカーの定着具と⽀圧板の耐荷性能部材は、アンカーのプレストレス解放により交換可能- 146 -

である。ただし、定着具と⽀圧板は、き裂や変形などの何らかの変状が確認されない限り、耐荷性能が保持できることから、基本的に交換不要であり、プレストレス解放の必要がない。
頭部キャップは、アンカープレストレス解放なしでの交換可能部材であり、落⽯⼒や融雪沈降⼒などからの頭部テンドンや定着具の保護部材として⽤いる。なお、頭部キャップと⽀圧板
境界には⼀般に O リングが施され、内部鋼材を外部環境から密封遮断する機能を有することから、現場で頭部キャップの破損などが確認された際には可能な限り速やかなキャップ交換が必要である。グリース充填を⾏った頭部キャップから、グリース漏出が⾒られる場合は、O リン
グ劣化や頭部キャップ変形などの影響が考えられることから、これに配慮した措置を実施する。
(6) ⼟⼯構造物の点検は、国⼟交通省 道路⼟⼯構造物点検要領で規定されており、切⼟⾼おおむ
ね 15m 以上の⻑⼤切⼟、および盛⼟⾼おおむね 10m 以上の⾼盛⼟が特定道路⼟⼯構造物と定義され、これらは特定⼟⼯点検の対象になり、定期的な 1 回/5 年程度の点検頻度として、近接⽬
視、もしくは近接⽬視と同等程度の定期点検が基本となっている。
アンカー点検は、同要領を参考にすると、アンカー対策がのり⾯を含むすべり崩壊規模⾼ 10〜15m 以上を対象にした場合で、点検頻度が 1 回/5 年が⽬安と考えられる。この場合、アンカ
ー適⽤分野の特定道路⼟⼯構造物とアンカーとの維持管理が同等頻度になることから、アンカ
ー点検は適正なものとなる。すべり崩壊規模⾼ 10〜15m 未満ののり⾯対策のアンカーは、同要領と同様に、巡視などでの変状確認後の通常点検の対象と考えられ、これに対応した点検･調査が必要になる。なお、アンカーの点検と健全性調査などは、次節以降に⽰す仕様にて実施する。
(7) 表-6.1.1 に、アンカー維持管理でのアンカー⼒調査の調査種類と特性を⽰す。同表の①耐荷性能調査は、アンカープレストレス解放の必要がなく、⼀連作業で残存引張⼒からアンカー耐荷性能までが調査可能なことから、従来調査法の同表②〜④が必要なものに⽐べて、アンカー
⼒調査の経済性がもっとも⾼くなる⽅法である。本調査は、対象アンカーに限界緊張⼒ PM までを、ジャッキ緊張の単サイクルで作⽤させるものであり、簡便･的確に現場アンカーの残存引張⼒･設計アンカー⼒･テンドンとアンカー体の耐荷性能を調査できる特徴を有している。
表-6.1.1 アンカー維持管理でのアンカー⼒調査の試験種類と特性④アンカー多段サイクル①耐荷性能調査②残存引張⼒調査③設計アンカー⼒調査
挙動調査
調査種類
(統合リフトオフ試験)(リフトオフ試験)(簡易維持性能確認試験) (維持性能確認試験)･リフトオフ⼒ Pe0･リフトオフ⼒ Pe0･リフトオフ⼒ Pe0･設計アンカー⼒ Td 抵抗調査による ･設計アンカー⼒ Td 抵抗評価指標 ･テンドン耐荷性能･テンドン耐荷性能･アンカー体耐荷性能･アンカー体耐荷性能Ⓐプレストレス解放Ⓐプレストレス解放Ⓐプレストレス解放Ⓐプレストレス解放
･必要なし
･同 左
･同 左
･必要あり
Ⓑ調査対象
Ⓑ調査対象
Ⓑ調査対象
Ⓑ調査対象
･限界緊張⼒ P M までの ･リフトオフ時の残存引 ･設計アンカー⼒ Td まで ･限界緊張⼒ PM までのア
アンカー挙動張⼒ Pe のみのアンカー挙動
ンカー挙動
調査内容
Ⓒ試験⽅法
Ⓒ試験⽅法
Ⓒ試験⽅法
Ⓒ試験⽅法
･緊張除荷の単サイクル ･緊張除荷の単サイクル ･緊張除荷の単サイクル ･緊張除荷の多段サイクで、リフトオフ後の最 で、リフトオフ後の最 で、リフトオフ後の最 ルで、通常のアンカー
⼤⼒は限界緊張⼒ PM ⼤⼒はリフトオフ⼒超 ⼤⼒は 1.2×設計アン 適正試験と同様に実施
カー⼒ Td 程度
過の近傍値程度･リフトオフ⼒ Pe を超え ･リフトオフ⼒ Pe 近傍後 ･設計アンカー⼒ Td 近傍 ･リフトオフが伴わない後までの変位挙動状態の、耐荷性能まで
変位挙動評価 て、耐荷性能までの変 までの変位挙動
位挙動
の変位挙動
･施⼯段階のプレ緊張実
施は、⾃由⻑軟剛性影響が除去でき、本試験 ･同 左
･同 左
･同 左
備 考
でのアンカー剛性などが適正に評価可能- 147 -

6.2 点 検
アンカーは、適⽤分野の補強対象構造物と同様に、アンカーの耐荷性能損失に繋がる変状を事前に把握し、健全性を評価し、適切な措置を講じることで、補強対象構造物への影響を最⼩限に留めることを⽬的として、巡視などにより変状が⾒られた場合に通常点検を実施する。
のり⾯を含むすべり崩壊規模⾼ 10〜15m 以上の⼟⼯構造物や、橋台･岸壁などの⼀般構造物
は、アンカー耐荷性能損失に伴う補強構造物変状の際に社会的影響が⼤きいことから、当該補強部材のアンカーは定期点検を⾏い、健全性を評価する。
点検によりアンカー変状が確認された場合などは、その程度と必要性に応じて、アンカーの健全性調査を⾏い、健全性評価と必要な措置を適切に講じる。
【解説】(1) アンカーは、補強対象構造物の安定化を図る補強部材であり、同構造物の安全性や効率的な維持保全を図るため、アンカー点検などで耐荷性能損失に繋がる健全性評価を適正に⾏う。アンカー点検の⽬的は、適切な時期と⼿法により変状進⾏状況などの健全性情報を得て、必要に応じて適切な措置を講じることであり、同構造物の安全性向上と効率的な維持修繕の実施を図るとともに、豪⾬や地震災害などでの社会的な損失影響を最⼩限に留めることにある。
(2) アンカーの健全性評価は、耐荷性能の程度を把握するものであり、初めにアンカー全数を対象に網羅的に設置アンカーの変状状態を捉える⽬的で点検を⾏い、次に点検結果の必要性に応じて、健全性調査を実施して、健全性(耐荷性能)の評価を⾏うものである。点検は、巡視での変状確認後の通常点検と、点検頻度が 1 回/5 年程度の定期点検がある。点検での健全性は、アンカー頭部の近接⽬視や打⾳などをもとに概略的に診断するものであり、これをもとに健全性調査の実施を判断する。
なお、⼀般⼟⽊構造物は、｢国⼟交通省 ⼟⽊・建築にかかる設計の基本｣などを参考にすると、設計供⽤期間(安全性･使⽤性の基本的要求性能が補修のみで維持可能な期待期間)が 50〜100 年程度とされるものが多いようである。⼀⽅、アンカーに設計供⽤期間を満⾜する確実な防⾷仕様が規定されたのは､「地盤⼯学会 グラウンドアンカー設計･施⼯基準、同解説 1990 年 2 ⽉」である。このため、1990 年以前の施⼯アンカーは、既存不適格であり、基本的に更新対象になり得ることから、本章で対象とする維持管理は、1990 年以降に施⼯のアンカーになる。
(3) 表-6.2.1 は、アンカー点検内容と診断評価･診断措置を⽰しており、アンカー点検は、現場設置のアンカー全数を対象に、近接⽬視によりアンカーの頭部キャップ･⽀圧板･受圧体を点検部
表-6.2.1 アンカー点検内容と診断評価･診断措置
点検内容
診断評価
診断措置
点検部材
点検位置
点検項⽬
･⽀圧板境界･グリース漏出･漏 ･キャップ変形･健全性調査(⽀圧板上⾯部) 出跡･O リング劣化･環境影響不適合･進⾏定期把握･劣化･発錆
頭部キャップ･キャップ･変形･破損･孔⾷ ･落⽯･融雪⼒影響等 ･健全性調査･固定ボルト･緩み･打⾳異常 ･所要トルク不⾜･同 上･緩み･ゼロアンカー⼒･健全性調査･発錆･環境影響不適合･進⾏定期把握
･⽀圧板
⽀圧板
･腐⾷
･同 上
･健全性調査･受圧体境界･漏⽔･漏⽔跡･浸透⽔滞留･同 上(⽀圧板下⾯部)
受圧体･地⼭境界･浮き･基礎浸⾷ ･アンカー⼒低下･同 上- 148 -

適⽤対象
･グリース充填アンカー･全アンカー･同 上･同 上･全アンカー･同 上･同 上･背⾯⽌⽔構造アンカー･全アンカー

材として、外観から⽬視で変状確認を⾏う。
同表に⽰すように、グリース充填アンカーで、⽀圧板上⾯部からのグリース漏出や漏出跡の存在は、おもに O リングなし頭部キャップや⻑期間設置の頭部キャップに⾒られる事象であり、⽐較的早期に発⽣するシーリング材劣化、または⻑期間で発⽣の HDPE･PP 樹脂キャップの熱変形や O リング劣化に伴い発⽣するものが多い。O リング設置済みの頭部キャップの場合は、キャップ熱変形や O リング劣化が⽣じない限り、グリース劣化が基油分離状態でもグリース漏
出は基本的に⽣じないので、この点の原因考察は留意が必要である。点検でのグリース漏出･漏出跡確認の場合は、定着具やテンドンの発錆とグリース劣化の存在が懸念されることから、健全性調査が必要になる。
頭部キャップが落⽯･融雪沈降⼒影響などで変形･破損している場合は、所要仕様でのキャップ再設置が必要であり、アンカープレストレスへの影響も想定されることから、健全性調査を実施する。
背⾯⽌⽔構造アンカーで、⽀圧板下⾯からの漏⽔や漏⽔跡の存在は、⽌⽔板背⾯の背⾯⽌⽔構造内のエポキシ樹脂充填被覆がないテンドンや定着具などの部材で⽔分影響による発錆の懸念があることから、アンカープレストレス解放が必要な頭部背⾯調査を含む健全性調査が必要になる。⼀⽅、本⼯法は、プレート⽌⽔構造であり、背⾯⽌⽔構造がないことから、頭部背⾯調査は不要である。仮に、⽀圧板下⾯からの漏⽔や漏⽔跡が存在しても、本⼯法は、その⽔⾯上部での⽀圧板内部の⽔影響遮断構造となっており、従来アンカー⼯法と異なり、直接的な⽔影響を受けないものである。
なお、頭部キャップは⽇射影響を受けて最⼤温度 60℃程度になり、⽌⽔材料や防⾷材料の劣
化進⾏が⽐較的早いことから、キャップ部材の外周囲などのシール材劣化に伴うシーリング材
料補修やグリース定期交換の期間には留意が必要である。
(4) 写真-6.2.1 は、点検で健全性調査が必要なアンカーの事例を⽰す。同写真(a)はシール材劣化とともに、樹脂キャップの熱劣化変形に伴うグリース漏出が、同写真(b)はキャップ破損が、⽣じているものであり、次段階の健全性調査の結果にもよるが、補修措置によりアンカー耐荷性能の機能確保ができる可能性がある。⼀⽅、同写真(c)は、テンドン余⻑変形とナットネジ部破損が確認でき、アンカー⼒調査が困難であること、アンカー⼒調整機能が損失していることか
ら、補修措置がほぼ困難と想定され、アンカー更新が必要と考えられる。

樹脂キャップの熱劣化変形に伴うグリース漏出(a) グリース漏出

上部引張破壊と下部圧縮破壊の融雪沈降⼒に伴う樹脂キャップの破損

落⽯に伴うアルミキャップ･定着具･テンドンの破損(b) 融雪沈降⼒キャップ破損(c) 落⽯衝撃のキャップ破損

写真-6.2.1 点検で健全性調査が必要なアンカー- 149 -

6.3 健全性調査
健全性調査は、アンカー点検の診断措置をもとに所要アンカーに対して⾏うものであり、アンカー耐荷性能に関わる頭部キャップ内部の定着具、アンカープレストレスやテンドン耐⼒などの状態を把握して、より詳しく具体的にアンカー健全性評価を⾏う。
健全性調査により劣化･変状が確認された場合は、その程度と必要性に応じて、所要の補修措置などを実施する。
【解説】(1) アンカーの健全性評価は、補強対象構造物の⼀部材となるアンカーの、耐荷性能程度を把握するものであり、点検の診断措置で選択された所要アンカーを対象に健全性(耐荷性能)の評価を⾏う。アンカーの耐荷性能部材は、テンドン･定着具･⽀圧板･⾃由⻑･アンカー体である。こ
のうち地盤内に存在する、テンドン･⾃由⻑･アンカー体は、維持管理の補修措置で交換不可能な部材であることから、アンカー⼒調査により当該部材のテンドンやアンカー体の耐荷性能に、変状挙動が確認されたアンカーは、更新対象と評価する必要がある。なお、アンカー⼒調査には、表-6.1.1 に⽰した種類があることから、調査⽬的に応じて適正に選定して実施する。ここでは、アンカー⼒調査の調査コストの経済性が⾼く、テンドンやアンカー体の耐荷性能の評価指標がリフトオフ⼒と同時に得られる、耐荷性能調査(統合リフトオフ試験)の実施を推奨する。
表-6.3.1 に、アンカー健全性調査の調査内容･評価･必要措置を⽰す。同表のように、調査対
象は、頭部キャップ内部･⽀圧板背⾯･アンカーの耐荷性能やリフトオフ⼒などであり、これらの調査対象に応じて、調査名称は、頭部詳細調査(露出調査)･頭部背⾯調査･アンカー耐荷性能調査(統合リフトオフ試験)･リフトオフ⼒調査(リフトオフ試験)･設計アンカー⼒調査(簡易維持
性能確認試験)･アンカー多段サイクル挙動調査(維持性能確認試験)となっている。
頭部詳細調査では、グリース⾊相、テンドン･定着具(くさび･アンカーヘッド･ナット)･押え板･⽀圧板の腐⾷状態を調査する。頭部背⾯調査では、アンカープレストレスの解放後にグリー
ス⾊相、⽀圧板背⾯管･テンドンの腐⾷状態を調査する。頭部背⾯調査でテンドン腐⾷が広範に確認された場合はアンカー⼒調査が必要であるが、アンカープレストレス解放済みであることから、アンカー多段サイクル挙動調査を⽤いて、テンドンとアンカー体の耐荷性能を確認する。
アンカー⼒調査では、アンカープレストレス解放前に、アンカー耐荷性能調査により、リフ
トオフ⼒･設計アンカー⼒抵抗･テンドン耐荷性能･アンカー体耐荷性能を調査する。
アンカーの健全性調査結果から、同表の調査項⽬ごとに、個別の健全性評価を⾏い、その必要措置を検討する。なお、追加調査や補修措置などが必要と判断されたものが存在する場合は、
アンカー全体を対象にして、評価の適正な整合性と適確性が得られていることを再度確認し、アンカー健全性評価などの調査作業の追加などで⼿戻りが⽣じないようにする。
表-6.3.2 に、アンカー健全性調査の調査項⽬と標準歩掛を⽰す。同表には、同時に「グラウンドアンカー維持管理マニュアル 2020 年、⼟⽊研究所ほか編」による調査数量の⽬安を⽰す。
同表の調査歩掛をアンカー許容耐⼒ Ta=400kN/本で、調査項⽬ごとにまとめて、EHD アンカー
HP ⼯法の各グレードと他⼯法とを⽐較したものを表-6.3.3 に⽰す。同表に⽰すように、本⼯法の Ni めっき定着具採⽤のグリースレスの C グレード･W1 グレード･W5 グレードは、健全性調
査歩掛集計が従来他⼯法くさびナット式(100%)に⽐べて、アンカー1 本当りで 42.4%で、維持管理でのアンカー調査歩掛が軽減できることから、健全性調査の経済性が⾼いことが分かる。

- 150 -

なお、本⼯法でナット･アンカーヘッド嵌合部の内部空間調査が必要な場合は、ファイバース
コープを押え板切⽋き部から挿⼊して、同調査を実施することが可能である。
表-6.3.1 アンカー健全性調査の調査内容･評価･必要措置■調査名称：頭部詳細調査(頭部露出調査)
⽅ 法 ：頭部キャップとグリース除去後に、キャップ内部の定着具などを観察
調査対象
調査部材
調査項⽬
健全性評価
必要措置
適⽤対象アンカー
･正常
･薄⻩⾊
･グリース
･⾊相
･グリース充填アンカー･⾚褐⾊化･進⾏定期把握･⿊⾊化
･交換(熱影響)･⽩濁化･交換(⽔浸⼊)･基油分離化･交換(機能劣化)
･正常
･発錆なし
･テンドン
･腐⾷状態
･全アンカー･発錆
･進⾏定期把握･腐⾷･耐荷性能調査
･正常
･発錆なし
･くさび
･腐⾷状態
･同 上
･発錆
･進⾏定期把握･腐⾷･耐荷性能調査
頭部キャッ
･発錆なし
･正常
･アンカーヘッド
･腐⾷状態
･同 上
プ内部
･発錆･腐⾷･進⾏定期把握･天端⾯⻲裂･交換(応⼒腐⾷)
･正常
･発錆なし
･ナット
･腐⾷状態
･同 上
･発錆･腐⾷･進⾏定期把握･断⾯⽋損･交換(経年腐⾷)
･正常
･発錆なし
･押え板
･腐⾷状態
･EHD アンカーHP ⼯法･発錆･腐⾷･進⾏定期把握･断⾯⽋損･交換(経年腐⾷)
･⽀圧板
･正常
･発錆なし
･全アンカー･腐⾷状態(内外全体)･発錆･腐⾷･進⾏定期把握･断⾯⽋損･交換(経年腐⾷)■調査名称：頭部背⾯調査
⽅ 法 ：頭部キャップとグリース除去後に、プレストレス解放して⽀圧板背⾯部を観察
調査対象
調査部材
調査項⽬
健全性評価
必要措置
適⽤対象アンカー･グリース･⾊相･同上ｸﾞﾘｰｽ参照･同上ｸﾞﾘｰｽ参照･背⾯⽌⽔構造アンカー･⽀圧板背⾯管･腐⾷状態･同上⽀圧板参照･同上⽀圧板参照 ･同 上
⽀圧板背⾯ ･テンドン
･発錆なし
･正常
･腐⾷状態
･同 上
･発錆
･進⾏定期把握･腐⾷･維持性能試験■調査名称：アンカー耐荷性能調査(統合リフトオフ試験)
⽅ 法 ：頭部キャップとグリース除去後に、プレストレス解放せずに、耐荷性能試験を実施
調査対象
調査部材
調査項⽬
健全性評価
必要措置
適⽤対象アンカー･全アンカー･テンドン全⻑
･表-6.3.5 参照･同 左･ﾘﾌﾄｵﾌ⼒ Pe0･定着具耐⼒調査可能･アンカー定着具 ･設計ｱﾝｶｰ⼒抵抗
アンカー
･⽀圧板
･ﾃﾝﾄﾞﾝ耐荷性能
耐荷性能･アンカー⾃由⻑ ･ｱﾝｶｰ体耐荷性能･アンカー体⻑･緊張挙動･アンカー変位異常 ･措置不要･同 上■調査名称：リフトオフ⼒調査(リフトオフ試験)
⽅ 法 ：頭部キャップとグリース除去後に、プレストレス解放せずに、リフトオフ試験を実施
調査対象
調査部材
調査項⽬
健全性評価
必要措置
適⽤対象
･表-6.3.5 参照･同 左･全アンカー
リフトオフ⼒ ･アンカー⾃由⻑ ･ﾘﾌﾄｵﾌ⼒ Pe0(残存引張⼒)･緊張挙動･アンカー変位異常 ･措置不要･同 上■調査名称：設計アンカー⼒調査(簡易維持性能確認試験)
⽅ 法 ：頭部キャップとグリース除去後に、プレストレス解放せずに、簡易維持性能確認試験を実施
調査対象
調査部材
調査項⽬
健全性評価
必要措置
適⽤対象アンカー･アンカー⾃由⻑ ･ﾘﾌﾄｵﾌ⼒ Pe0･表-6.3.5 参照･同 左･全アンカー
設計ｱﾝｶｰ⼒･設計ｱﾝｶｰ⼒抵抗
抵抗･緊張挙動･アンカー変位異常 ･措置不要･同 上■調査名称：アンカー多段サイクル挙動調査(維持性能確認試験)
⽅ 法 ：プレストレス解放後に、多段ステップサイクルの適正試験を実施
調査対象
調査部材
調査項⽬
健全性評価
必要措置
適⽤対象アンカー･ﾃﾝﾄﾞﾝ耐荷性能 ･表-6.3.5 参照･同 左･全アンカー･テンドン全⻑
アンカー･定着具耐⼒調査不可･アンカー⾃由⻑ ･ｱﾝｶｰ体耐荷性能
維持性能
･緊張挙動
･アンカー変位異常 ･措置不要･全アンカー･アンカー体⻑- 151 -

表-6.3.2 アンカー健全性調査の調査項⽬と標準歩掛
調査項⽬①定期点検(近接点検･外観調査)･現場調査･データ整理②頭部保護撤去③頭部詳細調査(頭部露出調査)･現場調査･データ整理④頭部背⾯調査･除荷⼯(Ta<400kN/本)･除荷⼯(Ta<800kN/本)･現場調査･データ整理･再緊張定着⼯(Ta<400kN/本)･再緊張定着⼯(Ta<1,300kN/本)⑤頭部修復⼯
⑥アンカー⼒調査(a) 統合リフトオフ試験･リフトオフ試
験･簡易維持性能確認試験･単サイクル試験⼯(Ta<400kN/本)･単サイクル試験⼯(Ta<1,300kN/本)･データ整理(b) 維持性能確認試験･多段サイクル試験⼯(Ta<400kN/本)･多段サイクル試験⼯(Ta<1,300kN/本)

アンカー調査の 調査数量 プレストレス解放
摘 要
標準歩掛(全体⽐率)
必要性
10 %
不 要
0.05 ⽇/本
0.05 ⽇/本
0.10 ⽇/本10 %同 上･頭部キャップ
10 %同 上
0.20 ⽇/本
0.10 ⽇/本5%
必 要
0.15 ⽇/本･除荷⼯：くさび(0.10 ⽇/本)
ナット式を適⽤､
0.30 ⽇/本()内は､ナット式(0.12 ⽇/本)
0.20 ⽇/本
0.10 ⽇/本･再緊張定着⼯：
0.70 ⽇/本
くさび式を適⽤､(0.30 ⽇/本)()内は､ナット式
0.90 ⽇/本(0.50 ⽇/本)
0.08 ⽇/本10 %不 要･頭部キャップ
5%不要･試験⼯：くさび
ナット式を適⽤､ナット式は同⼀
歩掛

5%

必

要

･試験⼯：くさび式 を 適 ⽤ ､ () 内
は､ナット式0.80 ⽇/本
1.00 ⽇/本
0.30 ⽇/本
1.40 ⽇/本(1.20 ⽇/本)
1.60 ⽇/本(1.40 ⽇/本)
0.50 ⽇/本･データ整理（注）1. 調査項⽬と調査数量の⽬安は、「グラウンドアンカー維持管理マニュアル 2020 年、⼟⽊研究所ほか編」による。
2. アンカー調査の標準歩掛は、「2022 年版グラウンドアンカー積算ガイドブック、⽇本アンカー協会」による。

表-6.3.3 EHD アンカーHP ⼯法と他⼯法の健全性調査の調査歩掛⽐較■EHD アンカーHP ■EHD アンカーHP ■従来 EHD アンカー
調査歩掛
･C グレード･G グレード■従来他⼯法アンカー
単位：⽇/本
調査項⽬･くさびナット式･W1 グレード(Ta<400kN/本)･集計()内はナット式･W5 グレード①定期点検(近接点検･外観調査)
0.10
必 要
必 要
必 要
②頭部保護撤去
0.10
不 要
同 上
同 上
③頭部詳細調査(頭部露出調査)
0.30
同 上
同 上
同 上
④頭部背⾯調査
1.15 (0.70)
同 上
不 要
同 上
⑤頭部修復⼯
0.08
同 上
必 要
同 上
⑥アンカー⼒調査
1.10
必 要
必 要
同 上
(統合リフトオフ試験)
調査歩掛集計2.83 【100.0%】
2.83 (2.38)
1.20 【42.4%】
1.68 【59.4%】(単位：⽇/本)( 2.38 【84.1%】)（注）1. 調査歩掛集計欄の()内は､ナット式アンカー⼯法の歩掛である。

- 152 -

(2) アンカーの頭部キャップ内部のグリースは、JIS K 2220 で規定されるものが標準的に適⽤されており、本グリースの防⾷性能発揮には JIS K 2246 規定の防錆⽤添加剤(防錆油)が配合されている。JIS K 2246 では、グリース添加剤防錆油の品質性能と試験⽅法が規定されている。本
規定の適⽤範囲では、⾦属材料の⼀時的防⾷(防錆)効果に限定した記述になっていることから、
⼟⽊分野で⼀般の耐久性能 50 年の防⾷(防錆)効果をグリースに求めるのは困難と考えられる。
機械部品のグリースの劣化限界は、図-6.3.1 に⽰す JIS K 2580 の酸化劣化判定指標(⾊相変化)の⾚褐⾊(⾊相 2.5)で評価している。
アンカーの頭部露出調査からの現場実態で、⻑期経過のグリースは、⽇射熱の劣化影響を受けることから、新品の薄⻩⾊(⾊相 0.0)⇒⾚褐⾊(⾊相 2.5 程度)⇒⾚⾊(⾊相 5.0 程度)⇒⿊⾊(⾊相 8.0)に変化する。特に、頭部キャップ内の空気接触部グリースは劣化進⾏(⾊相変化)が早い傾向が⾒られる。
グリースメーカーによるグリースの保証防錆の耐⽤期間は 0.5 年〜1.0 年程度とされている。
しかし、現場実態からは、頭部キャップ内部定着具の発錆状態から 5〜10 年程度が実質的な耐久期間の防錆効果の熱劣化限界(⾊相 4.0〜6.0)と⾒られ、現場環境状態にもよるが、これを考慮した定期的な交換に留意が必要と考えられる。
さらに、アンカーの場合は、グリースが⽔影響を受けやすい状態にある。頭部キャップ内への⽔浸⼊は、図-4.12.1 に⽰したように、アンカー体せん断ひび割れに伴うテンドン素線間空隙からの地下浸透⽔の⽑管⽔移動によるものが多く、図-4.12.2(b)のように、テンドン周囲グリー
スの⽩濁⾊は本影響が原因である。グリースへの重量⽐ 0.1%の⽔混⼊は、グリース内添加の防錆剤が加⽔分解で分離して逆に腐⾷性を及ぼす劣化が⽣じることもあるので、⼗分な留意が必要である。
この観点から、頭部キャップ内グリース充填アンカーでは、キャップ内への⽔浸⼊を完全に遮断可能な構造が、グリース防⾷効果を維持する上で重要になる。頭部キャップ外周境界に⽤いるシーリング材の耐⽤年数は、頭部の直接⽇射状態にもよるが、現場実態からあまり⻑くはないと考えられることから、頭部キャップ境界部の⽔遮断は、シーリング材などの接着型⽌⽔材は避け、O リングなどの圧縮密封型の⽔遮断材を基本にすることを推奨する。
図-6.3.2 にグリース交換が必要な現場グリースの劣化形態の事例を⽰すので、健全性評価の参考にされたい。
酸化劣化限界新品OKNG図-6.3.1 JIS K 2580(ASTM ⾊簡易⽐⾊法)による酸化劣化限界
形態

⽩濁⾊劣化

⾚⾊劣化

⿊⾊劣化

⽔混⼊影響
(重量⽐ 0.1%⽔混⼊:NG)

⽇射熱影響(経過期間で⾊相変化)

過度な⽇射熱影響(下部は⽩濁劣化)

現場事例

図-6.3.2 グリース交換が必要な現場グリースの劣化形態- 153 -

基油分離漏出増ちょう剤劣化影響(経年や熱劣化)(3) 頭部キャップ内部の定着具(くさび･アンカーヘッド･ナット)は、グリース充填アンカーが無処理の鉄⾯状態、本⼯法のグリースレスは Ni めっき状態である。グリース充填アンカーの場合の鉄⾯状態の定着具は、前述のように防⾷性保持がグリースの耐久年数に依存するので留意が必要である。Ni めっき定着具は、頭部キャップ内の密封状態で表⾯ Ni めっきの消失状態が始まるため、図-3.3.1 に⽰したように、ほとんど錆が⽣じないか、図-3.3.2 に⽰したように、仮に密封性が弱くなっても、かなり⻑期間の防錆効果が期待できると考えられる。
本⼯法のテンドンは、平均厚 0.6mm の厚膜被覆を⽤いたエポキシ樹脂充填被覆構造となっており、アンカー体せん断ひび割れでも素線間が遮⽔状態で、アンカー体側から通⽔しない構造となっており、かつ海⽔⾶沫帯条件で発錆しない設計耐⽤年数 100 年の仕様のため、耐久性能
は⼗分なものである。なお、平均厚 0.6mm 樹脂テンドンのくさび嵌合部は、くさび刃が樹脂を貫通して PC 鋼より線を把持する密着圧⼒で固着されており、当該部に空気や⽔が⼊り込む余地がなく、当該部のテンドン腐⾷が⽣じないと考えられる。テンドンにくさび把持跡などが⾒られる場合は、エポキシ樹脂で補修する必要がある。⼀⽅、無被覆や薄被覆の PC 鋼より線は、防⾷性保持がグリースの耐久年数依存なので、グリース定期交換時期などに留意が必要である。
定着具の中でアンカーヘッドは、局所的な応⼒集中が⽣じやすく、発錆個所での⻲裂進⾏はテンドン破断に繋がるので留意する。図-6.3.3 に、FEM 解析によるアンカーヘッドくさび嵌合孔間の応⼒集中状況を⽰す。応⼒表⽰は Von Mises 応⼒であり、同図(b)から、くさび嵌合孔間で応⼒集中が⾒られ、ここに⻲裂が⽣じる可能性が⾼いので調査観察では留意が必要である。
本⼯法のプレート⽌⽔構造の⽌⽔ゴムや他⼯法の背⾯⽌⽔構造の⽌⽔ゴムは、頭部キャップ
⽌⽔⽤の O リングなどに⽐べて、部材厚さが⼤きく、かつ⽇射熱を直接受ける箇所に⽤いないことから、劣化影響が極めて⼩さいと考えられる。ただし、何らかの施⼯理由で、アンカー軸と⽌⽔ゴム孔⽅向が⼀致しない場合は、⽌⽔ゴムによる密封遮断効果が損なわれる可能性があることから、施⼯段階や補修作業での⽌⽔ゴム設置では、この点に留意が必要である。
頭部キャップ内部部材の調査結果で、定着具などの部材腐⾷が著しい場合は、アンカー⼒調
査により、限界緊張⼒ PM までのジャッキ緊張により、テンドン･定着具･⽀圧板･アンカー体の耐荷性能を把握し、各部材の健全性を評価する必要がある。
くさび嵌合孔間の局所応⼒集中⇒ 腐⾷で⻲裂が⽣じやすい箇所

拡⼤(a) アンカーヘッド全体の応⼒分布(b) くさび嵌合孔間の応⼒分布図-6.3.3 FEM 解析によるアンカーヘッドくさび嵌合孔間の応⼒集中状況- 154 -

(4) アンカー⼒調査で調査可能な最⼤⼒(限界緊張⼒ PM)は、設計アンカーTd の設定値に依存することから、これを考慮する必要がある。また、アンカー⼒調査の把持緊張法の種類には、アンカーヘッドとテンドン余⻑の 2 種類がある。これらをまとめて、表-6.3.4 に、アンカー⼒調査の調査最⼤⼒と把持緊張法の調査適性を⽰す。
同表に⽰すように、アンカー体引張型の調査最⼤⼒(限界緊張⼒ PM)は、PM=min{0.9Tys , LA･min(τby･U , τgy･DA･π)/(安全係数 1.25)}である。なお、限界緊張⼒ PM は、設計アンカー⼒ Td が0.45Tys=0.383Tus を下回る設定でない限り、アンカー体摩擦最⼤⼒とその設計安全係数 2.5 の関係から、上式より⼀般に 0.9Tys となる。最⼤⼒ 0.9Tys は、0.95Tys 超にすると現場アンカーでは各
PC 鋼より線間の緊張ばらつきによりアンカー破断発⽣が多くなることから、これを回避する⽬
的で、若⼲の余裕(0.05)を⾒込んで設定されている。
⼀⽅、同表に⽰すように、アンカー⼒調査の把持緊張法種類の選択によっては、調査可能な
項⽬が異なるので留意が必要である。テンドン余⻑を把持緊張する⽅法は、テンドン緊張に伴い定着具が浮上って緊張⼒が定着具に作⽤せず、定着具安全性と定着具テンドンすべりの耐荷性能調査が困難であることから、アンカー⼒調査では、アンカーヘッド把持緊張法にて⾏うことを推奨する。
調査項⽬の定着具安全性は、発錆などでアンカーヘッドの応⼒集中部に⻲裂が⼊るなどの脆弱部が存在せず、安定的にテンドンのプレストレス(緊張⼒)を保持できることである。当該部の⻲裂は、テンドン緊張に伴う、くさびのテンドン嵌合把持⼒が不均⼀になり、くさび先端部に局所的な嵌合⼒集中が⽣じて、テンドン破断に繋がる懸念があるので留意する。定着具テン
ドンすべりは、くさび部の発錆や異物混⼊でくさびがアンカーヘッドのくさび孔に固着され、緊張⼒増加に伴って⽣じるくさび嵌合⼒増加が発揮できなくなり、テンドン把持が機能不全になってテンドンがすべり抜ける事象をいう。本挙動の発⽣は、アンカー設計で定着具に求められる、耐荷性能の確実な発揮が維持不可能になるので留意する。
表-6.3.4 アンカー⼒調査の調査最⼤⼒と把持緊張法の調査適性
調査最⼤⼒(限界緊張⼒)PM
把持緊張法種類
調査項⽬(下記内の最⼩値を選択)
アンカーヘッド
テンドン余⻑
①定着具安全性･定着具テンドンすべり
0.9Tys
調査適性あり調査適性なし②テンドン限界緊張⼒ PMt
0.9Tys
同 上
調査適性あり引張型：2.25Tba0 / (安全係数 1.25)･付着最⼤⼒ Tby
同 上
同 上
圧縮型：1.50Tba0 / (安全係数 1.25)③アンカー体･摩擦最⼤⼒ Tgy
Tgy0 / (安全係数 1.25)
同 上
同 上(注) 1. 付着最⼤⼒⽤の許容付着⼒ Tba0 は、表-4.1.5 をもとにした下式により計算する。
･引張型：Tba0=LAb･τba･U(LAb：テンドン付着⻑、τba：引張型のグラウト許容付着強度、U：テンドン⾒掛け周⻑)･圧縮型：Tba0=LAb･τba･U(LAb：拘束具付着⻑(拘束⻑)、τba：圧縮型のグラウト許容付着強度、U：拘束具⾒掛け周⻑)

2. 摩擦最⼤⼒⽤の Tgy0 は、下式により計算する。
･Tgy0=LA･τgy･π･DA (LA：アンカー体⻑、τgy：地盤摩擦強度、DA：アンカー体径、または削孔径)(5) アンカー⼒調査の耐荷性能調査結果の整理事例を、図-6.3.4 に⽰す。同図に⽰すように、耐荷性能調査では、調査時点でのアンカー⼒であるリフトオフ⼒ Pe0 が得られるとともに、リフト
オフ後の直線的な変位挙動から、設計アンカー⼒ Td 抵抗、最⼤ 0.90Tys 緊張⼒作⽤でのテンドン
耐荷性能とアンカー体耐荷性能に対する安全性を確認できる。
リフトオフ⼒ Pe0 の算定点は、図-4.1.3 模式図に⽰したように、テンドンの調査緊張⼒ P0 がア
ンカープレストレス Pe 超過で急激変位が⽣じる挙動変化点をいい、⼀次･⼆次勾配の交点と定義される。急傾斜の⼀次勾配の変位は、受圧体沈下やテンションロッド伸び変位、緩傾斜の⼆- 155 -

次勾配は、アンカー⾃由⻑と図-4.11.3 のアンカー体⾃由⻑の伸び変位である。なお、図-6.3.4
では、リフトオフ⼒の事前確認作業であるプレ緊張(予備載荷)挙動の描画を省略している。
本調査で得られるリフトオフ⼒は、⼀般にアンカー荷重計測定値に⽐べて 5〜20%程度⼤きな値となる。これは、⼀次･⼆次勾配の交点をリフトオフ点とする現場試験特性上から⽣じるものであり、これを変位計データでの変位浮上り瞬間点とすれば、荷重計測定値に近付くがこの⽅法は評価の不偏性で実⽤性に⽋ける。⼀⽅、電気式荷重計の現場での実⽤耐⽤年数は、ほとんどが 5〜8 年程度であり、計測不能が早い場合は落雷の迷⾛電流影響などで使⽤不能になることもあるので、アンカー⼒調査は、リフトオフを利⽤する⽅法が維持管理上で確実である。な
お、今後の技術⾰新により、耐久性能がより⾼い荷重計の出現に期待したい。
1100

1100

1000

自由長Lf=14.5m

900

緊張

900

緊張

試験緊張力 P0 （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

0.60Tus

Td=760kN

700

除荷

500

Pe0=728kN

400

自由長Lf=17.0m

0.85Tys

800
600

1000

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)
Td
0.60Tus
0.85Tys

300
200
100

0.85Tys

800
600

除荷

500

Pe0=757kN

400
200
100
0

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0

5

10

15

変位 δ0 （mm）

20

25

30

35

40

45

50

変位 δ0 （mm）

(a) ⾃由⻑ Lf =14.5m(b) ⾃由⻑ Lf =17.0m
1100

1100
1000

自由長Lf=19.5m

900

緊張

自由長Lf=20.5m

900

緊張

0.85Tys

800
700

0.60Tus

Td=760kN

除荷

600
500

Pe0=766kN

400

1000

試験緊張力 P0 （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)
Td
0.60Tus
0.85Tys3000

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)
Td
0.60Tus
0.85Tys

300
200
100

0.85Tys

800
700
600
500

0.60Tus

Td=760kN

除荷
Pe0=806kN

400

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)
Td
0.60Tus
0.85Tys

300
200
100
0

0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0

50

5

10

15

変位 δ0 （mm）

20

25

30

35

40

45

50

変位 δ0 （mm）

(c) ⾃由⻑ Lf =19.5m(d) ⾃由⻑ Lf =20.5m
800

800
自由長Lf=10.5m

700

0.85Tys

600

緊張

500

0.60Tus

Td=540kN
除荷400

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)
Td
0.60Tus
0.85Tys300

Pe0=460kN

200

自由長Lf=15.5m

700

試験緊張力 P0 （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

0.60Tus

Td=760kN

700

100

0.85Tys600

Td=540kN
緊張

500

0.60Tus400

除荷試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)
Td
0.60Tus
0.85Tys300
200

Pe0=429kN

100
0

0
0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

変位 δ0 （mm）

0

5

10

15

20

25

30

変位 δ0 （mm）

35(f) ⾃由⻑ Lf =15.5m(e) ⾃由⻑ Lf =10.5m
図-6.3.4 耐荷性能調査(統合リフトオフ試験)の事例- 156 -

40

45

50

(6) リフトオフ⼒ Pe0 は、アンカー⼒調査時期の地盤表⾯温度の影響を受ける。荷重計測定値から温度影響を推定すると、アンカープレストレス(残存引張⼒)Pe が夏期温度の⾼温影響、または
冬期低温の凍結影響で数%〜5%程度増加するので、アンカー⼒調査時期による計測値ばらつきに留意する。さらに、寒冷地の地盤凍上発⽣地域では、凍結深度にもよるが凍上によりアンカープレストレスが 40%程度増加した事例もあることから、調査時期と同時に凍結深度の地域性や地盤凍上特性にも留意が必要である。リフトオフ⼒ Pe0 は、あくまでも調査時点のアンカー⼒であることから、アンカープレストレス(残存引張⼒)Pe の経時変化データの移動平均評価では、
温度影響などのばらつき変動がある程度含まれることに留意する。
表-6.3.5 にリフトオフ⼒ Pe0 の健全性評価を⽰しており、健全性評価のステージは、Ⅰ〜Ⅴの5 段階で表す。同表に⽰すように、ステージⅠは、リフトオフ⼒ Pe0 が Td＞Pe0 で設計アンカー
⼒ Td より⼩さいことから、図-4.10.3 に⽰したように、補強対象構造物の設計変位照査が必要であり、リフトオフ⼒ Pe0 から設計アンカー⼒ Td に到達した時点までの、設計増加⼒ ΔP(=Td – Pe0)に対して、4.6 プレストレスと構造物変位の式(4.6.3)、4.10 構造物補強の留意点の式(4.10.5)を参照のもとに、補強構造物変位 δg または δs の照査を実施する。さらに、アンカー⾃由⻑が異なる場合は、式(4.6.5)により、短い⾃由⻑側へのアンカー⼒増加影響に対するアンカー耐⼒の照査を実施する。補強構造物変位 δg または δs を所要変位以下にする場合は、アンカープレストレス(残存引張⼒)Pe を増加させる必要がある。なお、ナットによるアンカー⼒増調整⻑が不⾜する場合は、ナット下部にシム材を設置して、アンカー⼒増加を⾏う。
ステージⅡは、リフトオフ⼒ Pe0 が 0.70Tus(0.82Tys)≧Pe0≧Td の健全領域であり、アンカー⼒が正常範囲なのでアンカー⼒調査後は頭部修復⼯を⾏って、⼀般的な維持管理の点検を継続する。
なお、0.70Tus は、交通荷重(活荷重)作⽤の安全性に対するテンドン疲労試験(0.7Tus〜0.6Tus 振幅の 200 万回繰返し試験)の振幅上限値であり、⼟⽊学会コンクリート標準⽰⽅書や道路橋⽰⽅書によれば、使⽤性と防⾷耐久性能の限界値となる。振幅下限値 0.6Tus は、PC 橋梁の交通荷重(活荷重)の疲労作⽤を受ける構造物のテンドンの限界値である。
ステージⅢは、リフトオフ⼒ Pe0 が 0.72Tus(0.85Tys)≧Pe0≧0.70Tus(0.82Tys)のアンカー⼒減調整領域であり、ナットによるアンカー⼒減調整が可能なことから、4.8 プレストレス調整の式(4.8.3)を参照のもとに、減調整量を把握してアンカー⼒調整を適正に実施する。アンカー⼒減調整に伴い地すべり挙動などの誘発懸念がある場合は、適正な設計を⾏って、その必要に応じて、アンカー追加対策を実施する。なお、0.85Tys は、アンカー⼒減調整作業においてテンドン
緊張によるナット浮き状態でナット回転が必要なことから、この減調整⽤ナット浮き確保の限界値である。アンカー⼒減調整の作業を実施することで、維持管理でのアンカー修復性が確保
でき、経済的にアンカー増打ちなどに対応可能になるので留意が必要である。
ステージⅣは、リフトオフ⼒ Pe0 が 0.81Tus(0.95Tys)≧Pe0≧0.72Tus(0.85Tys)のアンカー⼒減調整困難領域であり、ナットによるアンカー⼒減調整が不可能なことから、後述 6.5 短いテンドン
余⻑のアンカー再利⽤に⽰す、特殊除荷のゼロ余⻑除荷⼯法を適⽤する。これにより、アンカ
ー⼒が強制的に解放でき、かつ図-6.5.1 に⽰す特殊定着具を⽤いてテンドンの背⾯定着を⾏う
ことで、アンカー再利⽤を図ることができる。
ステージⅤは、リフトオフ⼒ Pe0 が Pe0＞0.77Tus(0.90Tys)〜0.81Tus(0.95Tys)のテンドン緊張限界
超過〜テンドン破断近傍の領域にある。アンカー⼒の調査最⼤⼒が 0.90Tys であることから、リフトオフ⼒ Pe0 は 0.90Tys になるが、アンカー破断が⽣じていない場合はリフトオフ⼒ Pe0 が- 157 -

0.90Tys〜0.95Tys 範囲と評価するのが適正と考えられる。図-6.3.5 にアンカー⼒挙動と各種制限値の関係を⽰す。同図に⽰すように、0.95Tys 付近から塑性ひずみが急激に⽣じ始めるのが分かる。
現場設置のアンカーは、PC 鋼より線を⼀束にしたものであり、それらのテンドン緊張⼒には必然的にある程度の現場ばらつきが⽣じることを考慮すると、リフトオフ⼒ Pe0 が 0.95Tys 付近以
上ではアンカー破断に繋がる懸念があるので留意が必要である。⼀⽅、0.90Tys は、同図から弾性変位の直線性が得られる限界付近であり、これが緊張作業中のテンドン限界値となっている理由である。
なお、表-4.1.2 の地震時許容耐⼒ 0.90Tys は、前述のように、アンカー⼒が⼀時的に増加した場合の規定である。換⾔すると、地震時の⼀時的な荷重作⽤の終了後は、アンカー⼒には地震による影響が残留せず、もとの状態にほぼ完全に戻ることを前提に、0.90Tys が設定されたものである。このことから、補強対象構造物に地震後の背⾯⼟圧増加などで残留変位が⽣じてアンカー⼒が増加する、待受け型アンカーのケースでは、地震後のアンカー⼒(残存引張⼒ Per)がス
テージⅡ状態であることの確認が必要になる。
表-6.3.5 リフトオフ⼒ Pe0 の健全性評価
ステージ

リフトオフ⼒ Pe0 状態

健全性評価

摘

V

Pe0 ＞ 0.81Tus (0.95Tys)⑤テンドン破断領域･テンドン破断、または破断近傍である

V

Pe0 ＞ 0.77Tus (0.90Tys)⑤テン ドン 緊 張限界
超過

Ⅳ

0.81Tus (0.95Tys)≧ Pe0 ＞ 0.72Tus (0.85Tys)④アン カー ⼒ 減調整
困難領域

Ⅲ

0.72Tus (0.85Tys)≧ Pe0 ＞ 0.70Tus (0.82Tys)③アン カー ⼒ 減調整
領域

Ⅱ

0.70Tus (0.82Tys)≧ Pe0 ≧ Td

②健全領域

･緊張作業中のテンドン緊張⼒限界を超過、またはテンドン弾性変位限界を超過･アンカー追加対策が必要･ゼロ余⻑除荷⼯法の特殊除荷が必要･0.85Tys は、減調整⽤ナット浮き確保の限界値･ナットでの減調整が必要･必要に応じて、アンカー追加対策･0.70Tus は、使⽤性と防⾷耐久性能の限界
値、かつ疲労試験 200 万回振幅上限値･正常範囲のアンカー⼒･点検継続･設計増加⼒ ΔP(=Td – Pe0)に対して、補強
構造物変位 δs の照査を実施

Ⅰ①補強 対象 構 造物の設計変位照査Td ＞ Pe0(注) 1. 表中記号は、次に⽰す⽤語で⽤いる。
･Tus：極限耐⼒、･Tys：降伏耐⼒、･Td：設計アンカー⼒、･Pe0：リフトオフ⼒
1.0

破断伸び
εu=7.0%程度

アンカー力比 (κ=Pe/Tus)

降伏耐⼒ 1.00Tys
0.95Tys

0.8

0.90Tys

0.70Tus0.6PC鋼より線
0.2%永久伸びεy

0.4

0.85Tys■JIS 規定(テンドン 1 本)
φ12.7
φ15.2
極限耐⼒ Tus 183kN 以上 261kN 以上
156kN 以上 222kN 以上
降伏耐⼒ Tys(0.85Tus)(0.85Tus)

0.2
0.0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

伸び ε (%)
図-6.3.5 アンカー⼒挙動と各種制限値の関係- 158 -

3.0

要

(7) アンカー耐荷性能の健全性評価は、アンカー⼒調査をアンカーヘッド把持緊張法により実施
して、定着具安全性･定着具テンドンすべり･テンドン限界緊張⼒･アンカー体の付着耐⼒と摩擦耐⼒に対する安全性を確認する必要がある。アンカー体の圧縮型や分散型では、さらに、式(4.1.2)に⽰したように拘束具始点グラウトの圧縮⼒安全性も確認する必要がある。
アンカー⼒調査の緊張⼒増加過程中で、定着具テンドンすべりやアンカー体付着切れなどの影響で、増加変位に対してジャッキ緊張⼒増加傾向がない状態が⽣じた場合は、アンカー耐荷
性能が完全に失われないように、速やかにジャッキ緊張⼒を解放して当該アンカーの調査を中断し、設計上からの必要な措置を講じる。引抜け挙動で、アンカー体付着切れは、急激な緊張
⼒低下挙動を伴い、アンカー体摩擦切れは、緊張⼒増加勾配の緩慢な低下挙動になることが多い。
図-6.3.4 に⽰した、アンカー⼒調査結果の緊張⼒･変位関係で、リフトオフ後の変位挙動が直線性を有して、調査最⼤⼒ PM までジャッキ緊張できたアンカーは、アンカー耐荷性能が健全であると評価する。リフトオフ後の変位挙動の直線勾配は、特に健全性評価の対象とする必要はないが、アンカー設置年時によっては、対象とした⽅が良い場合がある。
地盤⼯学会アンカー基準 2000 年改訂以降の施⼯アンカーは、施⼯管理で必ず単サイクル試験や多段サイクル試験が実施されており、これにより、表-4.11.1 や表-4.11.2 に⽰した、アンカー
変位挙動の⽀配因⼦が緩和または除去できている可能性がある。⼀⽅、アンカー基準 2000 年改訂前の施⼯アンカーは、現場設置の全アンカー数に対して、多段サイクル緊張試験がアンカー
数⽐で 10%、単サイクル緊張試験がアンカー数⽐で 10%であり、残りアンカー80%が単純な緊張･定着作業であったことから、アンカー変位挙動にテンドン初期緩みなどの何らかの施⼯影響が残っている可能性がある。
リフトオフ後の変位挙動の直線勾配の健全性を評価する場合は、次に⽰す⽅法で実施する。
図-6.3.4 に⽰したように、リフトオフ後の変位挙動の直線勾配の健全性評価は、リフトオフ点(δe0,Pe0)を原点として、
式 (6.3.1) 〜 式 (6.3.3) の摩擦弾性 δt ･UCL(上限
変 位 )δU ･ LCL( 下 限 変位 )δL で ⾏ う 。 UCL ･
LCL や式(6.3.4)の最⼤
上限変位δUmx を超えた
場合は、異常と評価する。ただし、当該アンカーは、表-6.3.5 による評価で耐荷性能に異常がなければ、補修措置などは不要である。

■アンカー緊張挙動の摩擦弾性変位 δtδt = δe0 + ( PM – Pe0 ) / Kf･･･(6.3.1)
Kf = 2･AE / { Lf･(1+κf )+κf 2･LfA0}･･･(6.3.1)-1
κf = min( exp( − 0.004Lf ) , 1+0.00012Lf ( 1 − Lf ) )･･･(6.3.1)-2■健全性評価指標の UCL:上限変位 δU と LCL:下限変位 δLδU = δe0 + ( 1.0 + αLF )×( PM − Pe0 ) / Kf･･･(6.3.2)
δL = δe0 + ( 1.0 − αLF )×( PM − Pe0 ) / Kf･･･(6.3.3)■最⼤上限変位 δUmx
δUmx = δe0 + ( PM − Pe0 ) / Kf･･･(6.3..4)
Kf = 2･AE / { Lf･(1+κfu )+κfu 2･LfA0}･･･(6.3.4)-1
κfu = min( exp( − 0.002Lf ) , 1+0.00006Lf ( 1 − Lf ) )･･･(6.3.4)-2
ここに、･δt： 緊張⼒ PM の摩擦弾性変位 (mm)･δe0,Pe0： リフトオフ点の変位とリフトオフ⼒ (mm、kN)･PM： 調査最⼤⼒ (kN)･Kf
： 緊張摩擦剛性 (kN/mm)･κf： アンカー⼒伝達係数の実測式･A,E： アンカーテンドン断⾯積と弾性係数 (mm2、≒0.195MN/mm2)･Lf： ⾃由⻑ (m)･LfA0
： 式(4.11.4)による基本アンカー体⾃由⻑ (m)･κfu： 図-4.11.5 によるアンカー⼒伝達係数の上限式･δU： 健全性評価の上限変位 (mm)･δL
： 健全性評価の下限変位 (mm)･αLF
： 健全性評価の変位限界係数 (=0.10〜0.20)･δUmx： 最⼤上限変位 (mm)- 159 -

6.4 補修措置
アンカーは、点検や健全性調査の結果をもとに、必要性に応じて、適正に補修措置などを講じる。
【解説】(1) アンカー補修措置は、地盤内埋設部材を除く、頭部キャップ･⽀圧板･キャップ内部材･⽀圧板
背⾯を含む、アンカー頭部部材を対象に、現場部材の劣化･変状箇所や必要性に応じ、適合措置を計画して、補修･交換などを講じるものとし、適正に実施する必要がある。ここで、厳密にいえば、補修は、部材の劣化･変状の進⾏抑制や耐久性能の回復･向上が⽬的であり、劣化･変状部
材の交換は、耐荷性能の回復･向上も⽬的になることから、これは⽤語上で補強に類する。しかし、アンカー頭部の交換部材が軽微な⼩物部材であり、⽐較的簡単なものが対象のため、ここでは補修措置と称して⽤語分離せずに広義で使⽤する。なお、劣化は、供⽤後の時間経過に伴い部材に進⾏する性能低下、変状は、外観やアンカー⼒挙動などでの変化状態の異常をいう。
地盤内埋設部材のテンドンや⾃由⻑･アンカー体･アンカー体境界⽌⽔性などの変状は、補修措置が不可能である。このため、当該部材のアンカー⼒調査による耐荷性能挙動での変状は、アンカー更新措置が必要になる場合もある。⼀⽅、地すべり対策アンカーや構造物地震対策アンカーなどで、リフトオフ⼒ Pe0 に過度な増加が発⽣した場合は、アンカー⼒の減調整措置が必要になるが、この際には、設計上でアンカー増設などを含めた検討を⾏う必要がある。
(2) 表-6.4.1 に、アンカー劣化･変状程度と補修措置を⽰す。同表は、調査⼤項⽬を、頭部キャップ･⽀圧板･キャップ内部などとして、調査⼩項⽬でこれらを分類し、その横列を、劣化･変状程
度、補修措置等、適⽤対象アンカーとして、それぞれを対応表にしたものである。
表-6.4.1 アンカー劣化･変状程度と補修措置
調査⼩項⽬
劣化･変状程度
補修措置等
適⽤対象アンカー･キャップ⽀圧板境界 ･グリース漏出･漏出跡 ･キャップと O リング交換 ･グリース充填アンカー
頭部キャップ ･キャップ･孔⾷･変形･破損･キャップ交換･全アンカー･固定ボルト･極腐⾷･ボルト交換･同 上
⽀圧板･⽀圧板(ｷｬｯﾌﾟ内外) ･極腐⾷･⽀圧板交換･全アンカー･⾊相 (⾚褐⾊･⿊⾊･⽩濁･グリース･グリース交換･グリース充填アンカー
化･基油分離)･テンドン･極腐⾷･アンカー更新･全アンカー･極腐⾷･くさび交換･同 上
キャップ内部 ･くさび･アンカーヘッド･極腐⾷･アンカーヘッドとナット
･同 上
交換
･ナット
･極腐⾷
･押え板
･極腐⾷
･押え板交換･EHD アンカーHP ⼯法･著しいひび割れ･受圧体補修または更新 ･全アンカー･のり枠など受圧体･鋼製受圧板
･極腐⾷
･同 上
･同 上
･T d 未満、かつ照査結果 ･ナット･シムでのアンカ･リフトオフ⼒･同 上が構造物許容変位超過 ー⼒増調整･ナットでのアンカー⼒減･同 上･0.70Tus (0.82Tys)超過･同 上
調整･ゼロ余⻑除荷⼯法でのア･同 上･0.72Tus (0.85Tys)超過･同 上
ンカー⼒解放と再利⽤
アンカー ･耐荷性能･定着具安全性･鋼材変形･き裂発⽣･定着具交換･同 上･定着具ﾃﾝﾄﾞﾝすべり ･すべり発⽣
･同 上
･耐荷性能
･ﾃﾝﾄﾞﾝ限界緊張⼒ ･耐荷性能未満･アンカー更新･同 上･ｱﾝｶｰ体付着耐⼒･耐荷性能異常･同 上･ｱﾝｶｰ体摩擦耐⼒
･同 上
･同 上
調査⼤項⽬

- 160 -

(3) 同表の頭部キャップの劣化･変状は、キャップ⽀圧板境界部からのグリース漏出･漏出跡がおもなものとなり、キャップ種類の中でも HDPE･PP 樹脂製キャップでの発⽣が多い。補修措置
は、キャップと O リング交換であり、内部充填のグリースも必然的に交換になる。本事象が⽣じたアンカー頭部キャップでは、HDPE･PP 樹脂製キャップ以外のものに交換する必要がある。
キャップ変形や破損などの事象が⽣じた場合も、キャップ交換になるが、本事象の発⽣原因を明らかにして、それに対する対策も別途⾏う必要がある。
キャップの孔⾷、固定ボルトや⽀圧板の極腐⾷が⽣じた場合は、酸性⼟地盤や⾶来塩分影響など、これら事象による進⾏程度を検討した上で、適正な補修措置を講じる必要がある。酸性⼟地盤は、⻩鉄鉱含有⼟(泥岩･シルト岩･⾴岩･⽕砕岩･⽕⼭岩･⽚⿇岩･⽚岩･蛇紋岩など)による硫酸⽣成の影響を受けて、のり⾯･斜⾯の地盤⾯が pH=2.0〜5.0 の酸性を呈するものなので、これに留意する。塩分影響地域は、図-4.1.5 に⽰した海岸線近傍地などが該当するので、これに留意する。当該影響での補修措置は、外気露出するキャップなどの頭部部材の防⾷構造レベルが的確に向上するように、現場環境に適合した防⾷⽅法と部材を⽤いて、適正に実施する必要がある。
(4) キャップ内部のグリースは、⽇射熱影響を受けて徐々に劣化進⾏して、5〜10 年程度で劣化が⼤きくなるので、これを考慮に⼊れて、定期交換の必要性を判断する。⽇射熱影響によるグリース劣化は、⾊相が⾚褐⾊から⿊⾊に変化するものであり、キャップ内残留空気との接触⾯で⾊相変化が⼤きく、本接触⾯からグリース内部に進⾏する劣化傾向になる。
グリース⽩濁化は、重量⽐ 0.1%以上の浸⼊⽔影響を受けたものであり、⽩濁化グリースは鋼
材腐⾷を早める作⽤があるので留意するとともに、浸⼊⽔遮断が⼗分に可能な補修措置を採⽤して確実な⽌⽔を⾏う必要がある。頭部テンドンの PC 鋼より線周囲グリースの⽩濁化は、PC
鋼より線の素線間通⽔影響であり、原因はアンカー体側からの浸⼊⽑管⽔である。本事象は、テンドン劣化がアンカー⻑のどこかで⽣じている懸念があることから、アンカー⼒調査でアンカー体やテンドンなどの耐荷性能確認を⾏う必要がある。
(5) くさびやアンカーヘッドなどの定着具の極腐⾷は、アンカー⼒解放で定着具交換を実施する。
アンカー⼒解放は、アンカー⼒増加くさび除去法による場合に、テンドン余⻑ 110mm 程度以上
でマルチカプラー、テンドン余⻑ 50mm 程度以上でシングルカプラーを使⽤して⾏う。アンカ
ー⼒増加くさび除去法は、テンドン余⻑の把持･緊張･引張り上げで、くさびを外すものである。
鋼製受圧板の極腐⾷は、酸性⼟地盤や⾶来塩分影響などの因⼦が考えられることから、これを考慮した補修または更新措置とする。テンドンの極腐⾷は、アンカー更新措置を基本とし、本⼯法で⽤いている設計耐⽤年数 100 年の硅砂付着 ECF テンドンのアンカー⼯法採⽤を推奨する。
(6) アンカー⼒増調整の補修措置は、ジャッキ緊張でアンカーヘッドを持上げた後に、ナット回転やナット下部シム挿⼊で実施する。アンカー⼒減調整の補修措置は、同様にジャッキ緊張でアンカーヘッドを持上げた後に、ナットの緩め回転で実施する。
アンカー再利⽤を⾏う場合で、テンドン余⻑ 50mm 未満、またはアンカー⼒増加くさび除去法が適⽤不可の場合は、次節に⽰すゼロ余⻑除荷⼯法を⽤いて補修措置を実施する。
なお、ゼロ余⻑除荷⼯法やアンカー⼒減調整の補修措置を実施する場合は、既設アンカー効
果を的確に評価して設計不⾜分の必要アンカー⼒などを求め、アンカー増設などを含めた検討
を適正に⾏う必要がある。

- 161 -

6.5 短いテンドン余⻑のアンカー再利⽤
短いテンドン余⻑のアンカー再利⽤、またはアンカー⼒増加くさび除去法が適⽤不可のアンカー再利⽤は、ゼロ余⻑除荷⼯法を使⽤して実施する。
【解説】(1) アンカーのテンドン余⻑ 50mm 程度未満で短いテンドン余⻑の場合、またはアンカープレス
トレス 0.85Tys 超の場合は、アンカー⼒増加くさび除去法を適⽤するアンカー⼒解放が不可能なことから、テンドン余⻑を把持･緊張しない⼿法が求められる。⼀⽅、単にアンカー⼒解放を⾏う場合は、アンカーヘッドガス切断法やアンカーヘッド切削切断法があるが、これらの切断作
業時にはくさび嵌合部のテンドン均等保持ができず、テンドンへのくさび嵌合⼒の局所集中で、過度な嚙込み傷によるテンドン損傷懸念がある。このため、アンカーヘッド切断法は、本設アンカー再利⽤のためのアンカー⼒解放の適⽤に不向きとされている。
こうした課題を解決したのが、ゼロ余⻑除荷⼯法である。本⼯法は、アンカー⼒解放時に既設アンカーヘッドでのくさび位置のズレが⽣じず、かつ、くさびのテンドン嵌合位置を保持したまま、PC 鋼より線 1 本ごとにドリル切削を⾏いながら、順次アンカー⼒解放して、最終的にすべてを完全解放するとともに、その後に、受圧体内部でアンカー定着可能な特殊定着具を⽤いてアンカー緊張･定着を⾏うことで、既設アンカーの再利⽤を図るものである。
特に、アンカープレストレスが過⼤となった既設アンカーの再利⽤を図る場合には、本⼯法を⽤いることで、新設アンカーの増設低減が可能なことから、のり⾯安定対策などでの設計の経済性をより⾼めることができる。
(2) 図-6.5.1 にゼロ余⻑除荷⼯法によるアンカー再利⽤概念を⽰す。同図は、既設アンカーテン
ドン切削のアンカー⼒解放後に、特殊定着具を⽤いて緊張･定着を実施した概念図であり、特殊定着具は、上部体と下部体からなっている。上部体内部には、緊張･定着⽤くさび押え板付属のアンカーヘッドが内包され、下部体内部には、⽌⽔ゴムが内包される構造である。なお、特殊定着具を使⽤する場合の標準防⾷仕様は、特殊定着具(上部体･下部体･ナット･くさび押え板･ア
ンカーヘッド)がアルミナイズ処理、⽀圧板が溶融亜鉛めっき HDZT77 である。
特殊定着具の構造仕様は、ナット･アンカーヘッドが、上部体へのねじ嵌合結合、下部体がアンカーヘッド下部凸部でのねじ嵌合結合と⽌⽔ゴム嵌め込みであり、これらにより⼀体化構造が成⽴している。⽌⽔ゴムは、下部体の最下部でテンドンシースを圧縮することにより下部体内部での⽌⽔性を確保する。上部体と下部体は、連通構造であり、残空間をグリース充填できることから、残空気排除と防⾷性確保が可能な構造となっている。
アンカー緊張･定着は、特殊定着具上部の内ねじ嵌合でジャッキ緊張を実施して、くさびをテンドンに嵌合させ、設計アンカー⼒ Td への定着⼒調整は、ナット回転調整により実施する。
(3) 図-6.5.2 にゼロ余⻑除荷⼯法の施⼯⼿順を⽰す。施⼯⼿順は、①余⻑切断(同図(a))、②補助
くさび設置、③ドリル設置(同図(b))、④テンドン切削(同図(c))、⑤定着具設置位置確認(同図(d)･(e))、⑥特殊定着具設置(同図(f))、⑦緊張･定着(同図(g)･(h))、⑧頭部処理、である。同図(c)に⽰すように、テンドン切削前にすべてのくさび隙間に補助くさび貫⼊することで、テンドン切削でのくさびズレが⽣じない⼯夫をしている。同図(g)に⽰すように、定着後は、くさび押え板が除去された状態になる。頭部処理は、頭部キャップを⽀圧板にボルト緊結して、特殊定着具を被覆し、その後に、キャップ内部にグリース充填して施⼯作業終了となる。

- 162 -

ナット
⽀圧板

特殊定着具

くさび押え板(ねじ取付)

アンカーヘッド

上部体

テンドン
下部体

シース
⽌⽔ゴム

受圧体
図-6.5.1 ゼロ余⻑除荷⼯法によるアンカー再利⽤概念
補助くさび
切削済くさび

切削ドリル
切削先端(a) 余⻑切断

(b) ドリル設置(c) テンドン切削

くさび押え板ナット

支圧板(d) アンカーヘッド撤去(f) 特殊定着具設置(e) 定着具設置位置確認

特殊定着具
上部体
アンカーヘッド
連通隙間

ナット

特殊定着具
(g) 定着後の内部(h) 特殊定着具側部

図-6.5.2 ゼロ余⻑除荷⼯法の施⼯⼿順- 163 -

参考資料参 1. アンカープレストレスの設計⽅法
アンカーのプレストレスは、設計供⽤期間で地盤クリープ沈下などにより漸減することから、
定着プレストレス Pt は、永続プレストレス P∞(設計アンカー⼒ Td 以上で 5〜10kN 単位で丸めたもの)から設計供⽤期間の減少分を割増して設計する。なお、定着プレストレス Pt は、参表1.1 に⽰す⻑期耐久限界 PLE 以下とする。
プレストレス Pe と作⽤荷重 P0e の関係によるアンカー挙動は、参図-1.1 に⽰す通りであり、
本挙動とアンカー適⽤構造物の設計前提や設計⽅法を考慮して、適正に設計する。
参表-1.1 アンカープレストレス Pe の上限
アンカー状態

極限耐⼒ Tus 降伏耐⼒ Tys
に対する係数 に対する係数

摘

要･アンカー現場施⼯での経験的な破断限界値･適性試験･確認試験などを含むジャッキ緊張作業中のテンドン緊張限界値
0.77Tus
0.90Tys①テンドン限界緊張⼒ PMt※1※2※3･テンドン弾性変位限界値･アンカー⼒減調整限界であり、減調整⽤ナ②限界プレストレス PL
0.725Tus
0.85Tys
ット浮き確保⽤値･活荷重変動作⽤⽀配状態のない、使⽤性と防⾷耐久性能の限界値③⻑期耐久限界 PLE※2※3
0.70Tus
0.82Tys･疲労試験 200 万回振幅上限値･活荷重変動作⽤⽀配状態の疲労耐久性能の限界値④疲労耐久限界 PLF※2※3
0.60Tus0.704Tys･疲労試験 200 万回振幅下限値(注)1. 地盤⼯学会：JGS4101 グラウンドアンカー設計･施⼯基準、同解説(2012 年)
2. ⼟⽊学会：コンクリート標準⽰⽅書設計編(2017 年)
3. ⽇本道路協会：道路橋⽰⽅書･同解説Ⅲコンクリート橋･コンクリート部材編(H29 年)⓪テンドン破断限界 PLR

0.81Tus

0.95Tys

挙動状態 ⇒ 増加アンカー⼒とアンカー変位の発⽣なし(a) プレストレス Pe ≧ 作⽤荷重 P0e

挙動状態 ⇒ 増加アンカー⼒とアンカー変位の発⽣あり(b) プレストレス Pe ＜ 作⽤荷重 P0e
参図-1.1 プレストレス Pe･作⽤荷重 P0e 関係によるアンカー挙動- 164 -

プレストレス設計は、参表-1.2 に⽰すように、アンカーの適⽤構造物の設計前提や設計⽅法を踏まえ、プレストレス Pe 程度に応じた適切な設計⽅法を選択して実施する。
なお、初期緊張⼒ Pi は、定着プレストレス Pt にセットロスΔPst を加えたものとし、参式(1.1)の限界緊張⼒ PM 以下とする。初期緊張⼒ Pi が限界緊張⼒ PM を超過する場合は、その超過分を
初期緊張⼒ Pi から減じたもので、新たに緊張･定着する。これに伴う定着プレストレス Pt の不⾜分は、定着後のナット調整により､アンカー⼒を増加させることで補⾜する。
参表-1.2 適⽤構造物のプレストレス Pe 程度に応じた設計⽅法
適⽤分野

適⽤構造物

ﾌﾟﾚｽﾄﾚｽ P e ･
作⽤荷重 P0e
Pe ≧ P0e

1. ⼟⼯構造物①のり⾯･斜⾯
Pe ＜ P0e
Pe ≧ P0e2. ⼀般構造物①橋梁下部⼯(既設橋台補強)②その他⼟⽊構造物(既設逆 T 型擁壁補強)③港湾･漁港構造物(既設岸壁補強など)④建築構造物(新設⾼層建物など)

Pe ＜ P0e
Pe ≧ P0e
Pe ＜ P0e
Pe ≧ P0e
Pe ＜ P0e
Pe ≧ P0e
Pe ＜ P0e

設計⽅法･すべり⼟塊は、不動⼟塊になる･増加アンカー⼒やアンカー頭部せん断変位の検討が不要･増加アンカー⼒ΔPa をもとに、すべり⼟塊変位を求め、短い⾃由⻑のアンカー⼒を照査･アンカー頭部せん断変位の照査･⼟⼯排⽔施設変位の照査･上部⼯の設計前提は、⼀般に下部⼯が不動点仕様のため、⻑期的に下部⼯変位のない設計にする･下部⼯変位発⽣条件なので、それを考慮した上部⼯設計とし、上部⼯･下部⼯の設計整合性を図る･基礎浮上りあり(1/3≧e/B＞1/6)は、増加アンカ
ー⼒の照査･構造物変位とアンカー頭部せん断変位の照査･基礎浮上りなし(e/B≦1/6)で、変位検討不要･基礎浮上りあり(1/3≧e/B＞1/6)は、増加アンカ
ー⼒の照査･構造物変位とアンカー頭部せん断変位の照査･基礎浮上りなし(e/B≦1/6)で、変位検討不要･基礎浮上りあり(1/3≧e/B＞1/6)は、増加アンカ
ー⼒の照査･構造物変位とアンカー頭部せん断変位の照査･建物完成沈下のアンカー⼒低下考慮で、Pe 設定･基礎浮上りなしで、変位検討不要･建物完成沈下のアンカー⼒低下考慮で、Pe 設定･基礎浮上りによる、増加アンカー⼒と建物最上階
偏⼼変位の照査■限界緊張⼒ PM (kN)
PM=min{PMt , PMp / (安全係数 1.25)}･･･(1.1)■テンドン限界緊張⼒ PMt と降伏引抜耐⼒ PMp (kN)
PMt= 0.90･Tys･･･(1.2)

PMp = min( Pb , Pf )･･･(1.3)■降伏付着耐⼒ Pb と降伏摩擦耐⼒ Pf (kN)Pb= LA･τby･U･･･(1.4)

Pf= LA･τgy･DA･π･･･(1.5)

ここに、･Tys： テンドン降伏耐⼒ (kN)･LA
： アンカー体⻑ (m)･τby： 降伏付着強度 (式(4.1.4)参照、N/mm2)･U： ⾒掛け周⻑ (表-4.4.2 参照、mm)･τgy： 降伏摩擦強度 (表-4.1.6 参照、N/mm2)･DA： アンカー体径 (表-4.4.2 参照、mm)- 165 -

参 2. 待受け型アンカーの必要プレストレス⽐の設計事例
待受け型アンカーとは、アンカープレストレス Pe＜設計アンカー⼒ Td 状態のものをいうが、表-4.6.2 で⽰したように、プレストレス⽐(待受け⽐)Rp=Pe/Td を 0.6 程度(Fs=1.10)にすると、所要(Fs=1.20)の設計アンカー⼒が作⽤した際に、短⾃由⻑アンカーで 0.9Tys(90%降伏耐⼒)を超えることから、設計での留意が必要になる。
この問題を解決するには、参式(2.1)により、必要プレストレス⽐(必要待受け⽐)Rpreq を求めて、当該プレストレス Pe 以上のものを作⽤する必要がある。
本設計事例は、参表-2.2 に⽰す通りであり、設定した計画プレストレス限界 Pp=384.3kN に対して、参式(2.1)より Rpreq=0.810 が算定でき、待受けプレストレスは Pe=255.4kN と求まる。
当該結果を⽤いると、所要(Fs=1.20)の設計アンカー⼒が作⽤した際の、短⾃由⻑の No.01 アン
カー残存引張⼒は、Peri=383.9kN と求まり、計画プレストレス限界 Pp 以下にできる。
以上の設計⼿法により、適切な待受け型アンカー設計が可能になる。

参図-2.1 必要プレストレス⽐の検討モデル■必要プレストレス⽐(必要待受け⽐)Rpreq
Rpreq =ceiling( (A0 − Pp / Td) / (A0 – 1.0) , 0.01)
A0=N･cosβ0 / Lf0 / Σ(cosβi / Lfi)･･･(2.1)-1･･･(2.1)-2■アンカー残存引張⼒ Peri のプレストレス限界照査
Peri =Pe+ΔPi≦

Pp=β･Tus･･･(2.2)

ここに、･Rpreq ： 必要プレストレス⽐(必要待受け⽐) (kN/本)･P p： 計画プレストレス限界 (=β･Tus：kN/本)･β： 極限耐⼒⽐ (=0.60~0.70)･Tus： アンカー極限耐⼒ (kN/本)･Td： 設計アンカー⼒ (kN/本)･N： アンカー段数 (段)･β 0： 最短⾃由⻑アンカー合成⾓(=α0+θ0：°)･α 0： 最短⾃由⻑アンカー傾⾓ (°)

･θ 0： 最短⾃由⻑アンカーすべり⾓ (°)

･Lf0： 最短⾃由⻑アンカー⾃由⻑ (m)･β i： i 段アンカー合成⾓(=αi+θi：°)･α i： i 段アンカー傾⾓ (°)

･θ i： i 段アンカーすべり⾓ (°)

･Lfi： i 段アンカー⾃由⻑ (m)･P e： プレストレス (=Rpreq･Td：kN/本)･ΔPi： i 段アンカー増加⼒ (kN/本)- 166 -

参表-2.1 待受け型アンカー照査の設計条件
項 ⽬

単位

諸元

kN/m

450.0

すべり⾯内部摩擦⾓ φ

°

25.0

アンカー⽔平間隔 apm

2.5

アンカー段数 N

段

5

設計アンカー⼒ Td

kN/本

315.3

アンカー規格──EHD5-3H

断⾯積 A

mm2

必要抑⽌⼒ Pr

アンカー弾性係数 E

296.1
2

MN/mm

0.195

アンカー段 No.

──

No.01

No.02

No.03

No.04

No.05

⾃由⻑ Lfi

m

4.5

5.5

6.5

8.0

9.0

すべり⾓θi

°

17.50

23.71

29.65

35.43

41.11

アンカー傾⾓αi

°

44.70

44.70

44.70

44.70

44.70

合成⾓βi

°

62.20

68.41

74.35

80.13

85.81

参表-2.2 必要プレストレス⽐と計画プレストレス限界の照査結果
項 ⽬

単位

諸元

極限耐⼒⽐β──

0.70

計画プレストレス限界 Pp=β･Tus

kN/本

384.3

必要プレストレス⽐(待受け⽐)Rpreq

──

0.810 =Pe/Td

プレストレス Pe

kN/本

255.4

平均超過⼒ΔP=Td‒Pe

kN/本

59.9

アンカー段 No.

──

地盤(構造物)剛体変位 δg

mm

21.5

21.5

21.5

21.5

21.5

アンカー変位 δai

mm

10.0

7.9

5.8

3.7

1.6

アンカー増加⼒ ΔPi

kN/本

128.5

82.9

51.5

26.6

10.1

アンカー残存引張⼒ Peri=Pe+ΔPi

kN/本

383.9

338.3

306.8

281.9

265.4

プレストレス限界照査

──

OK

OK

OK

OK

OK

No.01

- 167 -

No.02

No.03

No.04

No.05

参 3. 定着プレストレスの施⼯管理⽅法の事例

3.1 概説アンカー緊張･定着では、アンカー頭部でアンカーテンドンを初期緊張⼒ Pi まで緊張し、ジャッキ除荷により定着具にテンドンを定着することで、アンカーや構造物に定着プレストレス(定着アンカー⼒)が作⽤する。この確実性により、構造物の耐荷性能が確保でき、構造物の品質が向上する。
⼀⽅、アンカー施⼯の緊張･定着前には、必ず各アンカー毎にアンカー緊張試験となる適正試験(多段サイクル試験)、または確認試験(単サイクル試験)を実施する。適正試験は、アンカー
全数の 5%かつ 3 本以上、確認試験は、適正試験済アンカーを除いた全数が対象になる。
本アンカー緊張試験の結果事例を参図-3.1.1 に⽰す。同図に⾒られるように、適正試験や確認試験の挙動は、緊張除荷段階でループ挙動が⾒られ、緊張と除荷が線形挙動の同⼀履歴を通過せず、ループ挙動最⼤点からアンカー⼒急低下挙動になる。この挙動は、アンカー⾃由⻑摩擦の影響により⽣じるものであり、アンカー緊張･定着の定着プレストレスの施⼯管理は、この考慮が重要になる。
本観点から、緊張･定着は、緊張試験結果を反映させ、連係することで適正な施⼯管理ができる。すなわち、施⼯管理は、参図-3.1.2 に⽰すように初期緊張⼒のループ挙動最⼤点からセッ
ト量影響を受けた除荷挙動、かつアンカー定着後の定着プレストレスから設計供⽤期間で⽣じる受圧体背⾯地盤クリープと純リラクセーションを考慮して永続プレストレス P∞(≧設計アン
カー⼒ Td)になるように⾏うのが適正である。従来技術は、当該施⼯管理がなされておらず、構造物耐荷性能の確保という品質向上の課題になっていた。
1200

1200

800
700

stp.
ループ挙動

3-cy

600

stp.

500

除荷

stp.

緊張

400

1000

stp.

4-cy

300

stp.

200

800

50

ループ挙動

stp.

700
600

stp.

500
400

試験変位δtUCL(×1.10)
摩擦弾性
LCL(×0.90)

stp.

100

100

150

200

250

300

stp.

0

350

-40

0

40

80

変位 δ0 （mm）

(a) 適正試験

参図-3.1.1 アンカー緊張試験の結果事例
最⼤点

初期緊張⼒Pi

セットロス

定着プレストレスPt

背⾯地盤クリープと純リラクセーション

永続プレストレスP∞

設計アンカー⼒Td

600
400
200

起点
0
0

160

(b) 確認試験

セット量

0.9Tys800120

変位 δ0 （mm）

1200
1000

終点
100

200

除荷

stp.

緊張

300

0
0

stp.

900

200

stp.

100

アンカー力 Pa （kN）

試験緊張力 P0 （kN）

900

5-cy

試験緊張力 P0 （kN）

残留変位

1000

自由長Lf=33.5m

1100

自由長Lf=40.0m

1100

300

400

500

頭部変位 δ0 （mm）

参図-3.1.2 初期緊張⼒(最⼤点)からのアンカー⼒低下概念- 168 -

200

240

280

3.2 アンカー緊張試験の実施とデータ整理
3.2.1 緊張試験の実施
アンカー緊張試験は、アンカー緊張･定着前に実施する、適正試験と確認試験であり、これらは参表-3.2.1 に⽰す仕様で実施する。
参図-3.2.1 にアンカー緊張試験でのアンカー構成を⽰す。アンカー頭部側から、ジャッキ緊張部の緊張余⻑ Lf0、⾃由⻑ Lf、アンカー体⻑ LA で構成され、この内、アンカー⼒ P0 による頭部変位 δ0 に関係する部位は、緊張⾃由⻑ Lfp と基本アンカー体⾃由⻑ LfA0 である。基本アンカー
体⾃由⻑は、頭部でのアンカー⼒が増加するに伴い、テンドン･グラウトの付着切れやグラウト･地盤の摩擦切れが⽣じて進展するものであり、履歴最⼤アンカー⼒ Pmh に依存した⻑さになる。
参表-3.2.1 アンカー緊張試験の実施仕様
適正試験
確認試験
･アンカー⼒と頭部変位の施⼯管理
･同 左
①⽬ 的
･結果は、緊張･定着の施⼯管理に活⽤･同 左･施⼯アンカー全数の 5%かつ 3 本以上･適性試験済アンカーを除く、施⼯アン②対象アンカーと本数
カー全数･確認試験前に実施･適正試験後に実施･プレ緊張(限界緊張⼒ PM※2 で 2 回)の実施 ･同 左③緊張除荷⽅法･試験は緊張除荷の多段サイクル(5cy)･試験は緊張除荷の単サイクル(1cy)･サイクル毎にステップ試験⼒で実施･5 ステップ試験⼒で実施･最⼤は 0.9Tys、かつ限界緊張⼒ PM 以下･同 左④最⼤試験⼒ Tp･1.25Td≧限界緊張⼒ PM の場合は、1.25Td を ･同 左採⽤
⑤初期試験⼒ P0･0.10Tp〜0.10Tys の範囲で設定･同 左･適性試験と同分割･Tij=Tp×(0.4,0.6,0.8,0.9,1.0)の 5 分割
⑥試験⼒ステップ数･stp.1 試験⼒ Ti1≧(0.29〜0.35)･Tys を推奨･同 左⑦試験⼒サイクル数･同上分割の 5cy での多段サイクル･1 回の単サイクル･cy 最⼤：5〜60min･cy 最⼤：2〜5min⑧試験⼒保持時間(変位安定 0.3mm/min 以下で除荷開始)(変位安定 0.3mm/min 以下で除荷開始)･stp 間：0.5〜1min･stp 間：0.5〜1min･同 左･アンカー変位管理･現場アンカーのアンカー⼒伝達係数 κf、下 ･同 左⑨評価指標
除荷剛性⽐ Sr0、上除荷剛性⽐ Sr1、初期摩擦⼒係数 κ0 の評価･上記の諸係数から、P∞≧Td となる初期緊張 ･同 左
⼒ Pi を求めた後、それをもとに緊張･定着➉結果の利⽤⽅法
作業を実施し、適正な定着プレストレス管理を⾏う注)1. 記号定義：Tys：テンドン降伏耐⼒、Td：設計アンカー⼒、P∞：永続プレストレス
2. 限界緊張⼒ PM=min{0.9Tys ,LA･min(τby･U ,τgy･DA･π)/(安全係数 1.25)}
項⽬

参図-3.2.1 アンカー緊張試験のアンカー構成- 169 -

3.2.2 試験結果のデータ整理
緊張試験結果のデータ整理は、適正試験で最終 5cy 段階の緊張除荷挙動、確認試験で単サイ
クル(1cy 段階)の緊張除荷挙動を使⽤して⾏う。参図-3.2.2 に⽰す適正試験の挙動を事例に、緊張･定着で定着プレストレスの施⼯管理を実施するための、事前のデータ整理⽅法を記述する。
初めに、同図の緊張除荷挙動結果は、起点 stp.0(δ0,P0)⇒最⼤点 stp.i(δi,Pi)⇒終点 stp.0r(δ0r,P0r)に整理し、緊張挙動は起点 stp.0(δ0,P0)〜最⼤点 stp.i(δi,Pi)、除荷挙動は最⼤点 stp.i(δi,Pi)〜終点
stp.0r(δ0r,P0r)とする。P0 と P0r は初期試験⼒、Pi は最⼤試験⼒ Tp である。δ0 は、stp.i と stp.b の線形勾配から求める起点 stp.0 の変位とする。stp.b は緊張挙動で適切な直線性が得られる範囲の任
意の試験⼒ステップを選定する。
緊張試験結果から求めるアンカー⼒パラメータは、緊張挙動からのものと、除荷挙動からのものに分かれるので、各パラメータの求め⽅を以下に⽰す。
参式(3.2.1)は、起点 stp.0〜最⼤点 stp.i の変位 δi である。アンカー緊張挙動パラメータは、緊張摩擦剛性 Kf とアンカー⼒伝達係数 κf であり、参式(3.2.2)、(3.2.3)で表せる。緊張摩擦剛性 Kf
は、起点 stp.0〜最⼤点 stp.i の勾配である。アンカー⼒伝達係数 κf は、アンカー体へのアンカー
⼒の伝わりやすさを表すもので、⾃由⻑⻑摩擦が存在するので 1.0 未満の値を⽰
す。

1100

最⼤点

1000

stp.i(δi,Pi)
stp.i-1

900

試験緊張力 P0 （kN）

摩擦ゼロで κf=1.0 であり、⼀般的には⾃由

Kr1 :上除荷剛性

stp.i-1r

800
700

stp.b(δb,Pb)

600
500

除荷摩擦
(非線形剛性)

stp.2

400

Pf0 :初期摩擦力

300

stp.1

起点 200

stp.0(δ100
0,P0)
0
0

stp.1r
Kr0 :下除荷剛性

stp.0r(δ0r,P0r)

50 終点
100 150 200 250 300 350 400 450 500

頭部変位 δ0 （mm）

参図-3.2.2 アンカー緊張除荷挙動(適正試験)■アンカー緊張挙動パラメータ Kf、κf の算定
δi = δ0 + ( Pi – P0 ) / Kf･･･(3.2.1)
Kf = (Pi – P0) / (δi – δ0) = 2･A･E / { Lfp･(1+κf )+κf 2･LfA0}･･･(3.2.2)
κf = ( − Lfp+{Lfp 2 − 4･LfA0 (Lfp − 2･A･E / Kf ) } 0.5 ) / (2･LfA0 )･･･(3.2.3)
Ke = A･E / ( Lfp+0.5･LfA0)･･･(3.2.4)
Lfp = Lf0 + Lf･･･(3.2.5)
LfA0 = Pmh / min( τby･U , τg･DA･π )･･･(3.2.6)
ここに、･δi： 最⼤点 stp.i の変位 (mm)･Pi
： 最⼤点 stp.i の緊張⼒ (kN)･δ0
： 最⼤点 stp.i と stp.b の線形勾配からの、起点 stp.0 の変位 (mm)･P0
： 起点 stp.0 の緊張⼒(初期試験⼒) (kN)･Kf
： 緊張摩擦剛性 (kN/mm)･κf： アンカー⼒伝達係数･Ke： 弾性剛性 (kN/mm)･A： アンカー断⾯積 (mm2)･E ： アンカー弾性係数 (=0.195MN/mm2)･Lfp： 緊張⾃由⻑ (m)･LfA0 ： 基本アンカー体⾃由⻑ (m)･Lf0： 緊張余⻑ (m)･Lf ： ⾃由⻑ (m)･τby： テンドンとグラウトの降伏付着強度 (N/mm2) ･U： テンドン⾒掛け周⻑ (mm)･τg
： アンカー体設置地盤の摩擦強度 (N/mm2)･DA ： 設計アンカー体径 (mm)- 170 -

アンカー除荷挙動パラメータは、最⼤点の上除荷剛性 Kr1 と終点の下除荷剛性 Kr0 であり、参式(3.2.7)、(3.2.8)で表せる。なお、参式(3.2.9)の初期摩擦⼒係数 κ0 は、アンカー⼒初期段階の
⾃由⻑摩擦抵抗のパラメータを表し、図-4.11.7 で整理したように、0.20〜0.45 の範囲であればその抵抗が標準的なものと考えることができる。参式(3.2.10)に⽰すように、stp.1 点の初期ステ
ップ⼒ T1=0.4･Tp が、κ0･Tys より⼤きい場合に、stp.1 点を stp.b と適⽤して、起点 stp.0 の変位 δ0を求めることができる。
■アンカー除荷挙動パラメータ Kr1、Sr1、Kr0、Sr0 の算定
Kr1 = ( Pi − Pi-1r ) / ( δi − δi-1r ) = Sr1･ Ke･･･(3.2.7)
Kr0 = ( P1r − P0r ) / ( δ1r − δ0r ) = Sr0･ Ke･･･(3.2.8)■初期摩擦⼒係数 κ0 の算定
κ0 = Pf0 / Tys = 2･{P0r + 2･( δ0r − δ0 )･A･E / ( Lfp+κf ･LfA0)} / Tys･･･(3.2.9)
P10 = κ0･Tys ≦ T1 = 0.4･Tp を満⾜で stp.1 点が stp.b に適⽤可･･･(3.2.10)
ここに、
･Kr1
： 上除荷剛性 (kN/mm)･Pi ,δi： 最⼤点 stp.i の緊張⼒ (kN)と変位 (mm)･Pi-1r ,δi-1r ： 最⼤点次点 stp.i-1r の緊張⼒ (kN)と除荷変位 (mm)･Kr0
： 下除荷剛性 (kN/mm)･P1r ,δ1r ： 終点前点 stp.1r の緊張⼒ (kN)と除荷変位 (mm)･P0r ,δ0r ： 終点 stp.0r の緊張⼒ (kN)と除荷変位 (mm)･Sr1
： 上除荷剛性⽐･Sr0： 下除荷剛性⽐･κ0： 初期摩擦⼒係数･Pf0： 初期摩擦⼒ (kN)･Tys
： テンドン降伏耐⼒ (kN)･δ0
： 最⼤点 stp.i と stp.b の線形勾配からの、起点 stp.0 の変位 (mm)- 171 -

3.3 アンカー⾃由⻑摩擦考慮のアンカー⼒設計モデル
アンカー頭部の緊張除荷挙動は、参図-3.1.1 のようにループ挙動を⽰し、施⼯段階の緊張･除荷とその後の設計供⽤期間では、参図-3.1.2 のようにアンカー⼒が変化する。本アンカー⼒設計モデルは、次のようにモデル化する。
まず、起点〜最⼤点のアンカー緊張変位 δt は、任意のアンカー⼒ P に対して、起点 stp.0(δ0,P0)から緊張摩擦剛性 Kf を⽤いて、参式(3.3.1)で表す。次に、最⼤点〜終点のアンカー除荷変位 δr
は、最⼤点 stp.i(δi,Pi)から終点 stp.0r(δ0r,P0r)までをアンカー⼒P の 3 次曲線の参式(3.3.2)で表す。
これにより、アンカー⼒設計モデルは、最⼤点 stp.i(δi,Pi)での参式(3.3.1)と式(3.3.2)の連成結合により、アンカー⾃由⻑摩擦を考慮した緊張除荷挙動の解析式として確定できる。
■アンカー⼒設計モデル：アンカー⼒ P の緊張除荷挙動の解析式
δt = δ0+(P–P0)/Kf
δr = P/Kr(P)=δi+A1･(P−Pi)+A2･(P−Pi)2+A3･(P−Pi)3
A1 = 1.0/(α1･Kr1)
A2 = 0.5･{(1.0/(α0･Kr0)−1.0/(α1･Kr1))/(P0r−Pi)−3.0･A3(P0r−Pi)}
A3 = {(P0r−Pi)･(1.0/(α0･Kr0)+1.0/(α1･Kr1))–2.0･(δ0r−δi)}/(P0r−Pi)3
ここに、･δt： 緊張変位 (mm)･δr
： 除荷変位 (mm)･P
： アンカー⼒ (kN)･δ0 ,P0： 起点 stp.0 の変位 (mm)と緊張⼒ (kN)･δi ,Pi： 最⼤点 stp.i の変位 (mm)と緊張⼒ (kN)･δ0r ,P0r ： 終点 stp.0r の変位 (mm)と緊張⼒ (kN))
･α1： 上剛性補正係数 (推奨値：2.0〜5.0、平均 3.5)･α0： 下剛性補正係数 (推奨値：0.7〜1.0、平均 0.85)- 172 -･･･(3.3.1)･･･(3.3.2)･･･(3.3.3)･･･(3.3.4)･･･(3.3.5)

3.4 厳密法による定着プレストレスの施⼯管理
アンカー施⼯の緊張･定着は、補強構造物の安全性が設計供⽤期間にわたって保持できるように、緊張試験結果を反映したアンカー⼒パラメータとアンカー⼒設計モデルを⽤いて、定着プ
レストレスと初期緊張⼒を求め、これらを施⼯管理することで、適正に実施する必要がある。
参表-3.4.1 に、厳密法による定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi の算定⼿順と⽅法を⽰す。
定着プレストレスは、アンカープレストレスが定着直後から背⾯地盤クリープと純リラクセーションの影響を受けて⻑期低下することから、設計供⽤期間で設計アンカー⼒ Td 以上の永続
プレストレス P∞が作⽤するように事前に求めるとともに、初期緊張⼒は、定着プレストレスからくさび嵌合のセット量 10mm を考慮したセットロス分を割増したものとする。定着プレスト
レス⼒ Pt と初期緊張⼒ Pi の設定は、アンカー⼒設計モデルを⽤いた多重収束解析にて求める。
定着プレストレス⼒ Pt と初期緊張⼒ Pi の設計式を参式(3.4.1)〜(3.4.6)に⽰す。参図-3.1.2 で⽰したように、定着プレストレス Pt は、永続プレストレス P∞をもとに、地盤クリープ低下⼒
ΔPc とリラクセーション低下⼒ ΔPr を割増したものである。くさびナット定着具を⽤いた初期緊張⼒ Pi は、参式(3.4.5)によりくさび嵌合のセットロス ΔPst 分を割増したものである。
P∞･Pt･Pi は、起点 stp.0(δ0,P0)と終点 stp.0r(δ0r,P0r)が既知、最⼤点 stp.i(δi,Pi)で参式(3.3.1)、参式(3.3.2)が⼀致という、緊張除荷挙動曲線上の解として求めることに帰着する。アンカー⼒設計
モデルは参式(3.3.1)と参式(3.3.2)の連成結合の状態で、制約条件が参式(3.4.1)〜(3.4.6)であり、各プレストレスが数値的に⼀意に定まらないので、永続プレストレス P∞を開始点、緊張試験結
果の起点 stp.0(δ0,P0)と終点 stp.0r(δ0r,P0r)を既知点として、これらを緊張除荷挙動曲線上での多重収束解析にて求める。これが厳密法による施⼯管理プレストレスの設定法である。
収束解析での与条件は、永続プレストレス P∞、始点 stp.0(δ0 ,P0)、終点 stp.0r(δ0r ,P0r)に加えて、アンカー仕様や緊張試験結果の各種のアンカー⼒パラメータの参式(3.2.2)〜(3.2.8)の値である。
参表-3.4.2 に厳密法による多重収束解析の Pt , Pi 求解の設定事例、参図-3.4.1 に求解した緊張
除荷挙動曲線と施⼯管理⽤ Pt , Pi を⽰す。同図の初期緊張⼒ Pi〜定着プレストレス Pt 間にはセ
ット量 10mm が考慮されており、縦軸の緊張⼒差分はセットロスになる。定着プレストレス Pt〜永続プレストレス P∞間には地盤クリープ変位による低下⼒と純リラクセーション低下⼒が考慮された収束解が求まっている。なお、本定着プレストレス Pt 解析⼿法は、EXCEL マクロ化されており、希望者には提供可能なので、弘和産業㈱にお問合せ頂きたい。
ここでの定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi の設定により、施⼯段階でこれらを適正に施⼯管理できる。これにより、保全段階の設計供⽤期間にわたり設計アンカー⼒を上回る永続プレ
ストレスが保持できることから、従来技術で困難であった施⼯管理が可能になり、補強構造物の設計供⽤期間の⻑期的な耐荷性能の保持で、品質がより向上できる。
参表-3.4.1 厳密法による定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi の算定⼿順と⽅法
算定⼿順
⽅法
設計段階で、補強構造物の必要抑⽌⼒から計算①設計アンカー⼒ Td の設定するものであり、施⼯段階では既知となる。
②永続プレストレス T∞の設定
Td を 5〜10kN 単位で丸める。
③地盤クリープ低下⼒ΔPc の算定
Pr 状態での、ΔPc を求める。
④リラクセーション後プレストレス Pr の算定 Pr=T∞+ΔPc⑤リラクセーション低下⼒ΔPr の算定
Pt 状態での、ΔPr を求める。
⑥定着プレストレス Pt の算定
Pt=T∞+ΔPc+ΔPr
くさび嵌合のセット量 St(10mm)から、セットロ⑦セットロスΔPst の算定
スΔPst を求める。
⑧初期緊張⼒ Pi の算定
Pi=Pt+ΔPst- 173 -

■定着プレストレス⼒ Pt と初期緊張⼒ Pi の設計式
Pt = P∞+ΔPc+ΔPr【P∞≧Td】
ΔPc = Kr(P)･Pt･αc/{Ac･2.8･N/0.3･(Ac0.5/0.3)−3/4}
ΔPr = Pt0･γ0
γ0 = r1･Pt0/Tus･(Pt0/Tus−1.0)+r2【Pt0/Tus≧0.5、Pt0/Tus＜0.5：=0.5】
Pi = Pt+ΔPst【Pi≦PM(=min(0.9･Tys , LA･min(τby･U , τg･DA･π)/1.25】
ΔPst = Kr(P)･St
ここに、･Pt： 定着プレストレス (kN)･P∞
： 永続プレストレス (kN)･ΔPc
： 地盤クリープ低下⼒ (kN)･ΔPr
： リラクセーション低下⼒ (kN)･Pi
： 初期緊張⼒ (kN)･ΔPst
： セットロス (kN)･St
： セット量 (=10mm)･Td： 設計アンカー⼒ (kN)･αc
： クリープ変位係数 (推奨値：1.0〜3.0、平均 2.0)
･Ac
： 受圧体⾯積 (m2)･N
： 受圧体⽀持地盤 N 値･Pt0： リラクセーション⽤プレストレス (kN)･γ0
： 純リラクセーション率 (%)
･Tus： テンドン極限耐⼒ (kN)･PM
： 限界緊張⼒ (kN)･Tys
： テンドン降伏耐⼒ (kN)･LA
： アンカー体⻑ (mm)･τby： テンドンとグラウトの降伏付着強度 (N/mm2)･U： テンドン⾒掛け周⻑ (mm)･τg
： アンカー体設置地盤の摩擦強度 (N/mm2)･DA： 設計アンカー体径 (mm)･r1,r2： PC 鋼より線の純リラクセーション係数(下表)r2
PC 鋼より線の種類
r1
普通リラク PC 鋼より線
1.92
0.51
ECF リラク PC 鋼より線
1.60
0.42
低リラク PC 鋼より線
0.48
0.13

･･･(3.4.1)･･･(3.4.2)･･･(3.4.3)･･･(3.4.4)･･･(3.4.5)･･･(3.4.6)

参表-3.4.2 厳密法による定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi の設定事例
単位

δ(mm)

P (kN)

永続プレストレス P∞

mm,kN

144.81

710.0

リラクセーション考慮 P∞+ΔPrmm,kN

147.37730.4

純リラクセーション率γ0

──

──

収束判定

──

0.00

730.36──30

──

受圧体⾯積 Ac

2

m

4.30

──

クリープ変位係数αc

──

2.00

──

地盤クリープ変位δc

mm

5.52

──

収束判定

──

0.00

780.18

項 ⽬

受圧体地盤の N 値

定着プレストレス Pt

摘 要

0.028
⇐ 710.0 (初期⼊⼒)

1.0〜3.0 範囲⇐ 781.0 (初期⼊⼒)

mm,kN

152.89780.18

セット量 St

mm

10.0

──

収束判定

──

0.00

946.22⇐ 852.0 (初期⼊⼒)

初期緊張⼒ Pimm,kN

162.96950.00収

0.9×降伏耐⼒ Tys(PM)の照査

──OK≦982.8【 収 束 】
注）1. ⻩⾊セルは、数値の初期⼊⼒部、ピンク⾊は、収束解析結果である。

- 174 -

束

1000

1000

緊張力 P （kN）

800
700

⾃由⻑ Lf=24.0m

Pi=950kN

900

Td=700kN

Pt=780kN

800

P∞=710kN

700

緊張力 P （kN）

900

600
500

Pf0=379kN

400
300

100
0
0

40

80

120

160

200

P∞=710kN

Pf0=463kN

500
400

初期緊張⼒Pi
定着プレストレスPt
永続プレストレスP∞
設計アンカー⼒Td
初期摩擦⼒Pf0

300
200
100
0

240

0

40

80

120

160

200

頭部変位 δ （mm）

頭部変位 δ （mm）

(a) ⾃由⻑ Lf =24.0m(b) ⾃由⻑ Lf =33.5m

1000

240

280

1000

800
700

⾃由⻑ Lf=47.0m

Pi=900kN

900

Td=700kN

Pt=768kN

800

P∞=710kN

700

緊張力 P （kN）

900

緊張力 P （kN）

Pt=774kN

Td=700kN

600

初期緊張⼒Pi
定着プレストレスPt
永続プレストレスP∞
設計アンカー⼒Td
初期摩擦⼒Pf0200

Pi=930kN

⾃由⻑ Lf=33.5m

600

Pf0=460kN

500
400

初期緊張⼒Pi
定着プレストレスPt
永続プレストレスP∞
設計アンカー⼒Td
初期摩擦⼒Pf0

300
200
100
0

⾃由⻑ Lf=57.0m

Pi=910kN
Pt=768kN
P∞=710kN

Td=700kN

600

Pf0=514kN

500
400

初期緊張⼒Pi
定着プレストレスPt
永続プレストレスP∞
設計アンカー⼒Td
初期摩擦⼒Pf0

300
200
100
0

0

50

100

150

200

250

300

350

0

50

100

150

200

250

頭部変位 δ （mm）

頭部変位 δ （mm）

(c) ⾃由⻑ Lf =47.0m(d) ⾃由⻑ Lf =57.0m

参図-3.4.1 施⼯管理⽤プレストレス Pi , Pt の厳密法による求解- 175 -

300

350

400

3.5 簡便法による定着プレストレスの施⼯管理
前述の厳密法は、アンカー緊張試験を厳密にトレースして、緊張･定着のプレストレス(アンカー⼒)を正確に評価できるが、やや煩雑になることから、ここでは別法として簡便法を⽰す。
本⼿法は、現場地盤状態が複合･互層などの複雑な場合、現場条件により地盤クリープ挙動推定が困難な場合などに活⽤できる。本⼿法は、簡便的に、経験的⼿法により定着直後の定着プ
レストレス Pt を設定するものであり、永続プレストレス P∞をもとに、その 1.15〜1.25 倍（平均1.20）程度を⽬安値とする。
参図-3.5.1 に現場実測に基づく、設計供⽤期間で変化するプレストレス Pe の残存⽐ β の挙動傾向を⽰しており、施⼯数年にわたりアンカープレストレスは⾃由⻑部地盤のクリープ影響やテンドンの純リラクセーション影響を受けたものになる。
本プレストレス低下挙動の現場地盤条件は、のり⾯からアンカー体までの全体が換算 N 値
100 程度の DH〜CL 級の⾵化岩である。同図の個別データは、荷重計付アンカーの各経時挙動、
データ平均は、同⼀経過⽇数が得られたアンカーデータのみを平均化したもの、中央推定はデータ平均の回帰式であり、相関係数 r は r=0.884 である。なお、下限推定は、中央推定をもとにして設定している。
プレストレス Pe の経時挙動は、同図に⾒られるように、定着後の 10 ⽇程度で急激に低下し、その後緩慢であるが徐々に低下している。本現場でのプレストレス低下挙動は、岩盤地すべりのアンカー対策で、部分的な緩み地盤帯もやや含まれることから、おもにのり⾯近傍地盤のクリープ剛性影響とのり⾯近傍から深部地盤の応⼒伝播分布のクリープ剛性影響が複合して発⽣したものと考えられる。いずれにしても、DH〜CL 級の⾵化岩地盤であっても地盤クリープ影
響により、アンカープレストレス低下が発⽣することから、これに留意して定着プレストレスを設定することが重要である。
したがって、簡便法による定着プレストレスは、前述のように、永続プレストレス P∞の 1.15
〜1.25 倍（平均 1.20）程度を⽬安値に施⼯管理することを推奨する。

定着プレストレス Pt

プレストレス残存比 β1.0

プレストレスはおもに地盤クリープ影響で低下する

自由長Lf=22.0～72.5m

0.9

個別データ
データ平均
中央推定
下限推定

0.8

0.7
0

20

40

60

80

100

120

140

経過日数 t （日）参図-3.5.1 プレストレス Pe の残存⽐βの挙動傾向- 176 -

160

180

200

簡便法による定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi の設定式を、参式(3.5.1)、(3.5.2)に⽰す。
初期緊張⼒は、セット量 10mm と除荷剛性 Srs を考慮した、参式(3.5.3)のセットロス ΔPst を加えて、初期緊張⼒を設定する。簡便法では、これらの値を⽤いて、アンカー緊張･定着の施⼯管理を⾏う。参表-3.5.1 に簡便法を⽤いたプレストレスの設定事例を⽰す。
なお、参式(3.5.5)の除荷剛性 Srs に替えて、現場の各アンカーの緊張試験結果から、除荷挙動のアンカー⼒パラメータの上除荷剛性 Kr1 となる参式(3.2.7)を⽤いることで、個別アンカーの定着プレストレスの施⼯管理精度が上がることから、補強構造物の⻑期的な品質向上ができる。
以上より、簡便法を⽤いても、従来技術で困難であった施⼯管理が可能になり、補強構造物の設計供⽤期間の⻑期的な耐荷性能の保持で、品質がより向上できる。
■アンカー緊張挙動パラメータ Kf、κf の算定
Pt = αp×P∞【P∞≧Td】
Pi = Pt+ΔPst【Pi≦PM(=min(0.9･Tys , LA･min(τby･U , τg･DA･π)/1.25】
ΔPst = St×Ke×Srs
Ke = A･E / ( Lf+0.25･LA)
Srs = 1.0+0.08･Lf
ここに、･Pt： 定着プレストレス (kN)･P∞
： 永続プレストレス (kN)･αp
： 低下⼒割増係数 ( =1.15〜1.25)･Pi： 初期緊張⼒ (kN)･ΔPst
： セットロス (kN)･St
： セット量 (=10mm)･Srs： 除荷剛性係数･Ke： 弾性剛性 (kN/mm)･A： アンカー断⾯積 (mm2)･E： アンカー弾性係数 (=0.195MN/mm2)･Lf： ⾃由⻑ (m)･LA
： アンカー体⻑ (m)･Td： 設計アンカー⼒ (kN)･PM
： 限界緊張⼒ (kN)･Tys
： テンドン降伏耐⼒ (kN)･τby： テンドンとグラウトの降伏付着強度 (N/mm2)･U： テンドン⾒掛け周⻑ (mm)･τg
： アンカー体設置地盤の摩擦強度 (N/mm2)･DA： 設計アンカー体径 (mm)･･･(3.5.1)･･･(3.5.2)･･･(3.5.3)･･･(3.5.4)･･･(3.5.5)

参表-3.5.1 簡便法による定着プレストレス Pt と初期緊張⼒ Pi の施⼯管理値の設定事例
項

⽬

アンカー規格アンカー弾性係数 E

単位CASE01

CASE02

──

EHD5-7H

EHD5-7H EHD5-7H EHD5-7H

MN/mm2

CASE03

CASE04

0.195

0.195

0.195

0.195

アンカー断⾯積 A

mm

690.9

690.9

690.9

690.9

⾃由⻑ Lf

m

24.00

33.50

47.00

57.00

アンカー体⻑ LA

m

8.50

8.50

8.50

8.50

弾性剛性 Ke

2

kN/mm

5.157

3.782

2.743

2.279

除荷剛性係数 Srs

──

2.92

3.68

4.76

5.56

セット量 St

mm

10.0

10.0

10.0

10.0

低下⼒割増係数αp

摘 要参式(3.5.4)

──

1.15

1.15

1.15

1.15

永続プレストレス P∞

kN

710.0

710.0

710.0

710.0

定着プレストレス Pt

kN

816.5

816.5

816.5

816.5

参式(3.5.1)

セットロスΔPst

kN

150.6

139.2

130.5

126.7

参式(3.5.3)

kN

970.0

960.0

950.0

945.0

参式(3.5.2)

初期緊張⼒ Pi

- 177 -

参 4. 引抜試験計画の事例

4.1 概説アンカー引抜試験は、現場条件やアンカー体地盤に応じて、適切に設計･施⼯･試験を実施す
る必要がある。引抜試験のアンカー構成を参図 4.1.1 に⽰す。
試験計画のおもなポイントは、次の通りである。
①アンカー摩擦強度は、参図 4.1.2 に⽰すように、アンカー体⻑ LA で変化する、「⼨法効果」があるので、引抜試験ではこれを考慮する②引抜試験のアンカー体⻑は、可能な限りアンカー体⻑ LA=3.0m(基準⻑)が望ましい③アンカー体⻑ LA=3.0m 未満の場合は、最⼤試験⼒ Tp や引抜摩擦強度τgy で係数調整を⾏う④受圧板設置の地盤は、短期許容⽀持⼒を確保する⑤アンカー体境界には、引抜試験パッカーを設置する⑥アンカー体造成後は、⾃由⻑グラウトを洗浄する⑦試験後は、⾃由⻑部をグラウトなどで充填する

参図-4.1.1 アンカー引抜試験のアンカー構成≪摩擦強度⽐ Rβ=0.192+LA^(-0.09×LA0.7)≫
摩擦強度⽐ Rβ増加
低下

基準⻑ LA=3.0m
摩擦強度⽐ Rβ=0.546
逆数 1.83

アンカー体⻑ LA (m)(JGS4101-2012p160 付録図-6.9(b) 加筆転載)
参図-4.1.2 摩擦強度のアンカー体⻑による⼨法効果- 178 -

4.2 引抜試験の設計
引抜試験の設計は、参式(4.2.1)〜(4.2.5)により実施する。参式(4.2.1)、(4.2.2)は、最⼤試験
⼒ Tp 設計の必要条件である。最⼤試験⼒ Tp は、参式(4.2.3)のように、計画摩擦耐⼒ Pf を 10kN
単位で丸めたものとする。
引抜試験結果の降伏摩擦強度 τgy は、参式(4.2.4)を⽤いて、試験結果の試験摩擦耐⼒ Pf1 を試験アンカー体⻑とアンカー体径周⻑で除したものとする。参式(4.2.5)により、検証⽤降伏摩擦強度 τgy0 と照査する。
なお、下表の試験⼒割増係数 β0 と引抜⼒低減係数 β1 は、参図 4.1.2 に⽰した摩擦強度⽐ Rβから求めたものであり、これら係数は試験アンカー体⻑ L0 に応じたものを選択する。
参表 4.2.1 に、引抜試験のアンカー体径 DA0 をφ90、φ115、φ135 に設定した場合の引抜試
験仕様事例を⽰す。本設地盤アンカーは、最⼩削孔径φ90 なので、同表(a)の適⽤を標準とする。
仮設残置アンカーの摩擦耐⼒調査の場合は、最⼩削孔径φ115 なので、同表(b)を適⽤する。仮設除去アンカーの摩擦耐⼒調査の場合は、最⼩削孔径φ135 なので、同表(c)を適⽤する。

■引抜試験の最⼤試験⼒ Tp 設計の必要条件
Tp ≦ PMt かつ Tp ≦ Pb=τby･L0･U･･･(4.2.1)

Tp ≦ 1.5･qa ･ A0･･･(4.2.2)■最⼤試験⼒ Tp (kN)の設計
Tp= ceiling(β0･τgy0･L0･π･DA0 , 10.0 )･･･(4.2.3)(Tp：計画摩擦耐⼒ Pf=β0･τgy0･L0･π･DA0 を 10kN 単位で丸めたもの)■引抜試験結果の降伏摩擦強度 τgy の評価

τgy= β1･Pf1 / (L0･π･DA0)･･･(4.2.4)■降伏摩擦強度の試験値 τgy の照査τgy ≧ τgy0 ⇒ OK･･･(4.2.5)

ここに、
･Tp
： 引抜試験の最⼤試験⼒ (kN)･PMt
： テンドン限界緊張⼒ (=0.9Tys kN)･Tys： テンドン降伏耐⼒ (kN)･Pb
： 降伏付着耐⼒ (kN)･τby ： 降伏付着強度 (EHD アンカーHP ⼯法：τby=4.41N/mm2)･L0： 試験アンカー体⻑ (m)･U： 試験アンカー規格の⾒掛け周⻑ (mm)･q a
： 受圧板設置地盤の⻑期許容⽀持⼒ (kN/m2)･A0： 引抜試験⽤の受圧板⾯積 (m2)･β0
： 試験⼒割増係数 (下表参照)･τgy0 ： 検証⽤降伏摩擦強度 (N/mm2)･DA0： 試験アンカー体径 (mm)･τgy ： 引抜試験結果の降伏摩擦強度 (N/mm2)･β1： 引抜⼒低減係数 (下表参照)･Pf1： 引抜試験結果の試験摩擦耐⼒ (kN)
表 試験⼒割増係数 β0･引抜⼒低減係数 β1
試験アンカー体⻑ L0 (m)
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
試験⼒割増係数 β0
1.05
1.10
1.15
1.20
1.25
引抜⼒低減係数 β1 1.000 0.955 0.913 0.874 0.839- 179 -

参表-4.2.1 試験アンカー体径 DA0 別の引抜試験仕様事例(a) DA0 =φ90mm の引抜試験仕様
降伏摩擦強度 アンカー体⻑ アンカー
アンカー体地盤 τ (N/mm2)
L0 (m)
規格
gy
硬 岩
軟 岩
⾵化岩
50
砂礫 Ｎ値
30
50
砂 Ｎ値
30
岩盤

1.50
1.00
0.60
0.45
0.25
0.30
0.23

1.0
1.5
3.0
3.0
3.0
3.0
3.0

最⼤試験⼒
限界緊張⼒
Tp (kN)
PMt=0.9Tys (kN)

EHD5-4H
EHD5-4H
EHD5-4H
EHD5-3H
EHD5-2H
EHD5-2H
EHD5-2H

540.0
510.0
540.0
410.0
230.0
270.0
210.0

561.6
561.6
561.6
421.2
280.8
280.8
280.8

(b) DA0 =φ115mm の引抜試験仕様
降伏摩擦強度 アンカー体⻑ アンカー
アンカー体地盤 τ (N/mm2)
L0 (m)
規格
gy

最⼤試験⼒
限界緊張⼒
Tp (kN)
PMt=0.9Tys (kN)

硬 岩
軟 岩
⾵化岩
50
砂礫 Ｎ値
30

1.50
1.00
0.60
0.45
0.25

1.0
1.5
3.0
3.0
3.0

EHD5-6H
EHD5-5H
EHD5-5H
EHD5-5H
EHD5-5H

680.0
660.0
690.0
520.0
290.0

842.4
702.0
702.0
702.0
702.0

50
30

0.30
0.23

3.0
3.0

EHD5-5H
EHD5-5H

350.0
270.0

702.0
702.0

岩盤

砂 Ｎ値

(c) DA0 =φ135mm の引抜試験仕様
降伏摩擦強度 アンカー体⻑ アンカー
アンカー体地盤 τ (N/mm2)
L0 (m)
規格gy
硬 岩
岩盤 軟 岩
⾵化岩
50
砂礫 Ｎ値
30
50
砂 Ｎ値
30

1.50
1.00
0.60
0.45
0.25
0.30
0.23

1.0
1.5
3.0
3.0
3.0
3.0
3.0

EHD5-7H
EHD5-7H
EHD5-7H
EHD5-7H
EHD5-7H
EHD5-7H
EHD5-7H

最⼤試験⼒
限界緊張⼒
Tp (kN)
PMt=0.9Tys (kN)
800.0
770.0
810.0
610.0
340.0
410.0
310.0

982.8
982.8
982.8
982.8
982.8
982.8
982.8

4.3 引抜試験体の施⼯
引抜試験体の施⼯は、次の⼿順で実施する。
①削孔
②孔内洗浄
③グラウト注⼊④引抜試験パッカー付テンドン挿⼊⑤ケーシング引上げ⑥ケーシング加圧注⼊(圧⼒ 0.3〜0.5MPa)⑦引抜試験パッカー⽔膨張⑧⾃由⻑部グラウト洗浄⑨養⽣➉引抜試験パッカー圧⼒解放≪引抜試験パッカー：鋼管･ゴム･布の３層構造とする≫【特⻑】
・⾃由⻑･アンカー体境界の⽔膨張･解放で、引抜抵抗がゼロ
・パッカー移動がなく、適正･確実な縁切り効果が得られる

参図-4.3.1 引抜試験パッカー⑪引抜試験
⑫⾃由⻑空孔の充填- 180 -

4.4 引抜試験の実施とデータ整理
4.4.1 引抜試験の実施
引抜試験の実施仕様は、参表-4.4.1 に⽰す通りとする。
参表-4.4.1 アンカー引抜試験の実施仕様
項⽬
引抜試験
･試験により、アンカー体設置地盤の摩擦強度を求める①⽬ 的･結果は、検証⽤値の照査に活⽤･現場の適切な位置で、施⼯前に実施②対象アンカーと本数 ･⼀般に 1 本が標準
･広範囲の場合などは、必要に応じて増数･試験は緊張除荷の多段サイクル(6cy)③緊張除荷⽅法･サイクル毎にステップ試験⼒で実施･参式(4.2.3)による、計画値を採⽤④最⼤試験⼒ Tp･計画値で引抜けない場合は、最⼤ 0.9Tys まで緊張
⑤初期試験⼒ P0･0.10Tp〜0.10Tys の範囲で設定⑥試験⼒ステップ数･Tij=Tp×(0.4,0.55,0.7,0.8,0.9,1.0)の 6 分割
⑦試験⼒サイクル数･同上分割の 6cy での多段サイクル･cy 最⼤：5〜60min (変位安定 0.3mm/min 以下で除荷開始)⑧試験⼒保持時間･stp 間：0.5〜1min⑨評価指標･摩擦耐⼒ Pf1
➉結果の利⽤⽅法･摩擦耐⼒ Pf1 から、Pf1≧Tp を照査する

4.4.2 試験結果のデータ整理
引抜試験結果のデータ整理は、参図-4.4.1 のように⾏い、試験摩擦耐⼒ Pf1 から、Pf1≧Tp を照査して、降伏摩擦強度 τgy が検証⽤降伏摩擦強度 τgy0 以上であることを確認する。τgy＜τgy0の場合は、原設計のアンカー体⻑の変更設計が必要なので留意する。
なお、引抜試験の変位挙動は、⾃由⻑部グラウト洗浄により⾃由⻑摩擦がない状態であり、同図の多段サイクル繰返し毎の stp.0 点での変位移動は、アンカー体内で⽣じるアンカー体⾃由⻑の進展影響によるものである。
引抜直前の変位挙動は、同図に⽰した理論弾性剛性 Ke = AE / ( Lfp+0.5･L0)、L0：試験アンカー
体⻑、とほぼ⼀致した勾配になる。これにより、試験アンカー体が適正に造成されたことが確認できる。

(a) 引抜⼒と変位挙動(b) 引抜摩擦強度と変位挙動

参図-4.4.1 引抜試験の整理結果- 181 -

■注意事項1. EHD アンカーHP ⼯法は、KJS 協会会員のグラウンドアンカー施⼯会社により施⼯を⾏うものです。この施⼯技術の専⾨性により、本⼯法の施⼯品質は、安全･安⼼、かつ適正に確保できます。
2. グラウンドアンカーの設計･施⼯･維持管理にあたっては、本マニュアルの建設⼯学上の理論･⽬的･設計の考え⽅などを考慮のもと、関連する最新の法規･⽰⽅書･基準･指針･要領などを準拠･参考の上、適正に実施することをお願いします。
3. 本マニュアルの記載内容は、設計･施⼯･維持管理の最新の技術･改善などに対応するため、必要に応じて、予告なく変更する場合があります。あらかじめご了承をお願いします。
4. 本マニュアルの記載内容、および設計⽅法に関するご質問、または本⼯法に関するお問合
せは、弘和産業(株)までお願いします。

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