(57)【要約】【課題】既設トンネルの強度の適正さを簡単かつ精度良く評価する方法を提供すること。【解決手段】既設トンネル３の壁部３１に所定深さの無端溝３３を形成し、該溝３３の形成により壁部３１に島部２を形成し、島部２にひずみゲージ５を載置し、ひずみの測定結果に基づいて島部２に生じていた応力度を求め、トンネル３の構造解析モデルＭｄを作成し、モデルＭｄのうち島部相当箇所の応力度を算出し、モデルＭｄに基づいて算出した構造計算による応力度σｉ及び実測ひずみから求めた応力度σcalの差分δαλｋを求め、差分δαλｋが最小になるように土圧係数α，λ，ｋの組み合わせを行うシールドトンネルの強度評価方法。【選択図】図２
2005258569.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
既設のＲＣ製地中内中空構造物の実測ひずみから応力度を求めるステップと、
前記ＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルについて応力度を求めるステップと、
両応力度の差分を求めるステップと、
当該差分が最小になるように土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行うステップとを有するＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項２】
既設のＲＣ製地中内中空構造物の壁部に所定深さの無端溝を形成し、当該無端溝の形成により前記壁部に周囲から孤立した領域である島部を形成するステップと、
この島部にひずみ計を載置するステップと、
前記ひずみ計によるひずみの測定結果に基づいて前記無端溝の形成前に前記島部に生じていた応力度を求めるステップと、
前記ＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルを作成し、当該モデルのうち島部相当箇所の応力度を求めるステップと、
前記構造解析モデルに基づいて求めた構造計算による応力度及び実測ひずみから求めた応力度の差分を求めるステップと、
当該差分が最小になるように土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行うステップとを有するＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項３】
既設のＲＣ製地中内中空構造物の壁部に所定深さの無端溝を形成し、当該無端溝の形成により前記壁部に周囲から孤立した領域である島部を形成するステップと、
この島部にひずみ計を載置するステップと、
前記ひずみ計によるひずみの測定結果に基づいて実際に前記無端溝の形成前に前記島部に生じていた応力度を測定するステップと、
前記ＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルを作成し、当該モデルのうち島部相当箇所の断面力を算出するステップと、
当該算出して求めた断面力に基づいた応力度及び前記島部に実際に生じた応力度との差分を求めるステップと、
当該差分が最小になるように、土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行うステップとを有するＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項４】
前記島部を形成しても前記ひずみの残留率が０となる範囲に前記所定深さを形成し、前記無端溝の直径は、ＲＣ製地中内中空構造物中に含まれる砕石径に基づいて定められることを特徴とする請求項２〜３のいずれかに記載のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項５】
前記差分が最小になった時の土圧係数を既設のＲＣ製地中内中空構造物の土圧係数として適用した場合に前記既設のＲＣ製地中内構造物に作用する土圧を差分最小時土圧として算定するステップを有することを特徴とする請求項１〜４のいずれかに記載のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項６】
前記差分最小時土圧に基づく応力度を差分最小時応力度として算定するステップを有することを特徴とする請求項５に記載のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項７】
前記差分最小時応力度を所定の基準と比較することで、ＲＣ製地中内中空構造物の強度を評価することを特徴とする請求項６に記載のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項８】
前記島部の形成箇所は、その軸方向延長線上にＲＣ製地中内中空構造物の鉄筋のない箇所に形成されることを特徴とする請求項２〜７のいずれかに記載のＲＣ製地中内中空構造
物の強度評価方法。
【請求項９】
ＲＣ製地中内中空構造物における１〜ｎの分散した箇所にてひずみ測定を行うことを特徴とする請求項１〜８のいずれかに記載のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項１０】
前記ＲＣ製地中内中空構造物は、シールドトンネル，開削トンネル又は立坑であることを特徴とする請求項１〜９のいずれかに記載のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項１１】
前記ひずみ計により測定される計測ひずみは、トンネルの軸方向におけるトンネル軸方向ひずみ及びトンネルの横断方向におけるトンネル横断方向ひずみを含むことを特徴とする請求項２〜１０のいずれかに記載のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【請求項１２】
前記トンネル軸方向ひずみ及び前記トンネル横断方向ひずみは、前記ひずみ計の構成要素であるひずみゲージをそれぞれトンネルの軸方向及び横断方向に配置して検知し、これら軸方向及び横断方向の中間方向に前記ひずみゲージを配置して、トンネルのねじれ具合を測定することを特徴とする請求項１〜１１のいずれかに記載のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は鉄筋コンクリート製（以下、ＲＣ製）地中内構造物の強度評価方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
ＲＣ製地中内構造物、例えばトンネルの構造形式には、横断面円形のシールドトンネルや矩形状をした開削トンネルその他のトンネルが周知である。これらのトンネルのうち、ＲＣ製セグメントによって構築されたトンネルの内壁面となる円筒形構造物の建造にあたっては、土中にあるトンネル壁面に作用する土の力（特に土と構造物が接しているとき、構造物の境界面に作用する土の圧力）である土圧や、構造物に水が及ぼす圧力である水圧を設計上算出する。この場合、水圧はパスカルの法則に基づいて比較的正確に求められるが、土圧は、地中内土粒子の大きさが場所によって異なるため、正確性に欠ける傾向にある。
【０００３】
なお、周知のごとくシールドトンネルとは、シールド掘削機で地山を掘削した後にＲＣ：Reinforced Concrete Construction（鉄筋コンクリート）製のセグメント（ＲＣ製地中内中空構造物内壁面を構成する、正面矩形状、側面弧状のブロック体のこと）を多数組んで形成されたトンネルのことをいい、 開削トンネルとは、一度土砂を掘り出した後にトンネルを造り、その上に土砂を埋め戻すことで構築されたトンネルをいう。
【０００４】
図１８及び図１９は、それぞれシールドトンネルおよび開削トンネルの設計上の土圧（設計土圧）の算定方法についての説明図である。
これらの図における各記号の示す意味は、次の通りである。
【０００５】
（土圧係数）
α：鉛直土圧係数
λ：側方土圧係数
ｋ：地盤反力係数
（荷重算定条件）
Ｈ：地表面からトンネルまでの距離（土被りともいう。）
ｈ：トンネルの高さ（トンネルの外径のこと）
γ：土の単位体積量
（トンネルの設計土圧）
σｖ：トンネル頂部に掛かる土の重さによる圧力（全土被り圧といい、算式：γ・Ｈで示される。）
σｖ１：トンネル頂部において鉛直方向に作用する土圧（鉛直土圧といい、算式：α・σｖで示される。）
σｖ２：全土被り圧に対して底盤で生じる反力（底盤反力といい、算式：σｖ１＋トンネルの自重で示される。）
σｈ１：水平方向において生じる最小の土圧を意味し、最小側方土圧（λ・α・σｖ）という。
【０００６】
σｈ２：水平方向において生じる最大の土圧を意味し最大側方土圧（λα（σｖ＋γ・ｈ）という。
なお、図１８に示される地盤反力係数ｋは、トンネル横断面の水平方向における外径部分の数値が最大であり、ｋ値はその最大値となる箇所からトンネル周方向に進むにしたがって、換言すればトンネル外周面の頂点方向に進むに連れて次第に小さくなる。
【０００７】
前記土圧係数α，λ，ｋは、社団法人土木学会が定める各種設計基準類（トンネル標準示方書〈シールド工法編，開削工法編〉および解説書）に準拠する周知の数値であり、これらの数値は、トンネルを構成するセグメントの厚み寸法やその骨材の強度等、トンネルを構築するための基本設計の元となる。
【０００８】
水平方向において生じる土圧（σｈ１やσｈ２を含む側方土圧のこと）は、鉛直方向下方に進む程高圧になる。
ところで、上記土圧係数α，λ，ｋによって算定した前記トンネルの設計土圧σｖ，σｖ１，σｖ２，σｈ１，σｈ２は、既述のように、地中内土粒子の大きさが場所によって異なることに起因したり、施工の状態に起因したりしてばらつきを生じる。そして、前記設計土圧のばらつきが大きいと次のようなことが考えられる。
（１）既存トンネルの設計土圧が実際にトンネルに作用している土圧に比して過大に設定されている場合、既存トンネルはその強度や耐久性に余裕がある一方、材料の無駄やコストアップを招来する虞がある。
（２）反対に既存トンネルの設計土圧が実際にトンネルに作用している土圧に比して過小に設定されてしまった場合、既存トンネルはその強度や耐久性に余裕がない。このため、補強工事を要する場合が考えられる。
【０００９】
なお、従来よりトンネルその他の地中内構造物の地山面に土圧計を配置して、土圧を計測する技術が周知であるが、土圧計等の計測機器が高価であることと、それ故、当該機器が普及してないことにより、取得したデータの数が十分でないという理由から、これまでの土圧計測技術はその信頼性に乏しいということができる。また、地中内構造物の強度評価方法として簡単で確実な技術の提案が望まれている。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
本発明はこのような実情に鑑みて為されたものであり、その解決しようとする課題は、既設のトンネルその他のＲＣ製地中内中空構造物の強度が適正に設定されているか否かを簡単かつ精度良く評価できるＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
そこで、本発明では、次の手段を採用した。
すなわち、本発明のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法は、既設のＲＣ製地中内中空構造物であるトンネルの壁部に所定深さの無端溝を形成し、当該溝の形成により壁部に周囲から孤立した領域である島部を形成し、島部にひずみゲージを載置し、ひずみの測定結果に基づいて、島部に生じていた応力度を求め、トンネルの構造解析モデルを作成し、当該モデルのうち島部相当箇所の応力度を算出し、前記モデルに基づいて算出した構造計算による応力度及びひずみゲージで実際に測定したひずみ（実測ひずみ）から求めた応力度の差分を求め、差分が最小になるように土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行い、当該組合わせによって求めた差分最小時の土圧係数を既設のＲＣ製地中内中空構造物の土圧係数として適用した場合にＲＣ製地中内構造物に作用する土圧を差分最小時土圧として算定し、差分最小時土圧に基づいて応力度を算定し、当該算定された応力度（差分最小時応力度）を所定の基準１に基づいて判断することで、ＲＣ製地中内中空構造物の健全性を評価するようにした。
【００１２】
応力度とは応力と同義であって、ＲＣ製地中内中空構造物又は構造解析モデルの単位面積あたりの土圧に対して物体内部に生じる内部抵抗力である。
土圧には、
・σｖ：全土被り圧（γ・Ｈ）
・σｖ１：鉛直土圧（α・σｖ）
・σｖ２：底盤反力（σｖ１＋ＲＣ製地中内中空構造物の自重）
・σｈ１：最小側方土圧（λ・α・σｖ）
・σｈ２：最大側方土圧（λα（σｖ＋γ・ｈ）が挙げられる。
【００１３】
但し、符号α：鉛直土圧係数，λ：側方土圧係数，ｋ：地盤反力係数は、土圧係数を意味し、符号Ｈ：土被り，ｈ：ＲＣ製地中内中空構造物高さ，γ：土の単位体積量は、荷重算定条件を意味する。
【００１４】
よって、実測したひずみから求めた応力度と、ＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルについて演算により求めた応力度との差分が最小になるように土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行い、当該差分が最小である時の土圧係数を既設ＲＣ製地中内中空構造物の土圧係数として既設のＲＣ製地中内中空構造物に適用した場合の土圧を算定する。そして、当該算定された土圧を実際に既設ＲＣ製地中内中空構造物に適用された設計土圧と比較することで、既設ＲＣ製地中内中空構造物の健全性を判断する。
【００１５】
当該健全度の判断をするための所定の基準として、次の（イ）及び（ロ）を挙げる。
（イ）既設のＲＣ製地中内中空構造物に実際に適用された設計土圧に基づいた応力度の絶対値＞差分最小時応力度の絶対値→この場合、ＲＣ製地中内中空構造物の補強は不要である。
（ロ）既設のＲＣ製地中内中空構造物に実際に適用された土圧（設計土圧）に基づいた応力度の絶対値≦差分最小時応力度の絶対値→この場合、ＲＣ製地中内中空構造物の補強の必要性を検討する。
【００１６】
なお、計算上、設計土圧に基づいた応力度の絶対値と差分最小時応力度の絶対値に基づいた応力度の絶対値とが等しければ補強は不要になるが、安全性を考慮してこの場合は補強の必要性を検討するものとする。
【００１７】
無端溝とは、ＲＣ性地中内中空構造物の壁部に対して直交方向に形成されかつ壁表面で当該溝が延びる方向において途切れのない状態の溝をいう。ＲＣ性地中内中空構造物に形成される無端溝は、例えば、剛性の高い中空円筒体を壁部に垂直に宛い、これを回転しながら圧入することで形成する。このようにすることで、当該中空円筒体の肉厚分に相当する幅寸法を有し、かつ横断面形状でリング（ｒｉｎｇ）状の無端溝を壁部に確保できる。なお、無端溝であればその形状に限定されないのはいうまでもない。無端溝を形成することで、無端溝に囲繞されることにより周囲から孤立した状態にある領域（すなわち、本明細書でいう島部）と、非囲繞領域（すなわちＲＣ製地中内構造物本体のうち島部の形成されていない部分）とに区分される。無端溝がリング状であると、囲繞領域は、横断面が円形の円柱体になり、その底部でのみＲＣ製地中内構造物本体に接続された状態、すなわち、片持ち梁状に囲繞領域は非囲繞領域に対して支持されるようになる。無端溝の大きさ（当該大きさは、無端溝の深さと長さとによって決まる。）の度合いに応じて、囲繞領域の自由度は高まり、非囲繞領域と一体であった時に受けた土圧等の外力から解放されるようになる。この結果、囲繞領域にはひずみを生じるようになる。ひずみを求めることで、応力度を演算により簡単に求められることは周知であり、実測して求めたひずみに基づいて演算により求めた応力度を差分最小時応力度と比較し、その際に既述した（イ）項および（ロ）項を参酌すれば、既設のＲＣ製地中内構造物の応力度の適正さがわかる。
【００１８】
より詳しくは、次の通りである。
（１）既設のＲＣ製地中内中空構造物の実測ひずみから応力度を求めるステップと、前記ＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルについて応力度を求めるステップと、両応力度の差分を求めるステップと、当該差分が最小になるように土圧算定用の係数である土圧係
数の組み合わせを行うステップとを有するＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（２）既設のＲＣ製地中内中空構造物の壁部に所定深さの無端溝を形成し、当該無端溝の形成により前記壁部に周囲から孤立した領域である島部を形成するステップと、この島部にひずみ計を載置するステップと、前記ひずみ計によるひずみの測定結果に基づいて前記無端溝の形成前に前記島部に生じていた応力度を求めるステップと、前記ＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルを作成し、当該モデルのうち島部相当箇所の応力度を求めるステップと、前記構造解析モデルに基づいて求めた構造計算による応力度及び実測ひずみから求めた応力度の差分を求めるステップと、当該差分が最小になるように土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行うステップとを有するＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（３）既設のＲＣ製地中内中空構造物の壁部に所定深さの無端溝を形成し、当該無端溝の形成により前記壁部に周囲から孤立した領域である島部を形成するステップと、この島部にひずみ計を載置するステップと、前記ひずみ計によるひずみの測定結果に基づいて実際に前記無端溝の形成前に前記島部に生じていた応力度を測定するステップと、前記ＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルを作成し、当該モデルのうち島部相当箇所の断面力を算出するステップと、当該算出して求めた断面力に基づいた応力度及び前記島部に実際に生じた応力度との差分を求めるステップと、当該差分が最小になるように、土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行うステップとを有するＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（４）前記島部を形成しても前記ひずみの残留率が０となる範囲に前記所定深さを形成し、前記無端溝の直径は、ＲＣ製地中内中空構造物中の砕石径に基づいて定められることを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（５）前記差分が最小になった時の土圧係数を既設のＲＣ製地中内中空構造物の土圧係数として適用した場合に前記既設のＲＣ製地中内構造物に作用する土圧を差分最小時土圧として算定するステップを有することを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（６）前記差分最小時土圧に基づく応力度を差分最小時応力度として算定するステップを有することを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（７）前記差分最小時応力度を所定の基準に基づいて判断することで、ＲＣ製地中内中空構造物の強度を評価することを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（８）前記島部の形成箇所は、その軸方向延長線上にＲＣ製地中内中空構造物の鉄筋のない箇所に形成されることを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（９）ＲＣ製地中内中空構造物における１〜ｎの分散した箇所にてひずみ測定を行い、それらの平均値を前記ＲＣ製地中内中空構造物の実測ひずみとすることを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（１０）前記ＲＣ製地中内中空構造物は、シールドトンネル，開削トンネル又は立坑であることを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（１１）前記ひずみ計により測定される計測ひずみは、トンネルの軸方向におけるトンネル軸方向ひずみ及びトンネルの横断方向におけるトンネル横断方向ひずみを含むことを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
（１２）前記トンネル軸方向ひずみ及び前記トンネル横断方向ひずみは、前記ひずみ計の構成要素であるひずみゲージをそれぞれトンネルの軸方向及び横断方向に配置して検知し、これら軸方向及び横断方向の中間方向に前記ひずみゲージを配置して、トンネルのねじれ具合を測定することを特徴とするＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法。
【発明の効果】
【００１９】
本発明のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法によれば、トンネルその他の既存のＲＣ製地中内中空構造物に作用している実際の土圧と、設計上求めた土圧とを定量的に比較でき、もって既設のトンネルその他のＲＣ製地中内中空構造物の強度が適正に設定されているか否かを評価できる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２０】
以下、本発明の実施の形態（以下、実施形態）を添付した図面を参照して説明する。
図１は、本発明に係る既設のＲＣ製地中内中空構造物の強度評価方法で用いられる島部２を形成する島部形成装置１を用いて、ＲＣ製地中内構造物であるシールドトンネル３に島部２を形成している状態を示す斜視図である。
【００２１】
シールドトンネル３は、その構成要素である多数のセグメント４により形成されており、トンネル３の周方向及び長手方向（トンネル軸方向）に各セグメント４は配列されている。また、トンネル長手方向において隣接するセグメント４は、相互にトンネル周方向に変位されている（図５参照）。なお、周方向におけるセグメント４のグループは、長手方向において一つおきに同位置になるように配置されている。
【００２２】
島部形成装置１については、本願出願人による特願２００３−３４３０７１号で述べているので、本明細書での詳細な説明は省略するが、図１を参照して簡単に述べれば、先端が開口された中空円筒形状をした円筒形カッター１ａを駆動モータにて回転させて、ＲＣ製地中内中空構造物に当該カッター１ａを進入させることにより、島部２をシールドトンネル３の壁部３１に形成する装置である。
【００２３】
図２，図３及び図４は、それぞれ、島部２が形成されたトンネルの横断面，要部拡大断面図及び正面図である。
島部２は、壁部３１に形成された特定の領域のことである。詳述すると、島部２は、島部形成装置１が有する円筒形カッター１ａをシールドトンネル３の壁部３１に垂直に宛い、当該状態で円筒形カッター１ａを回転しながら壁部３に圧入することにより壁部３１に形成される無端溝（当該溝が延びる方向において途切れのない状態の溝）３３により、壁部３１に囲繞されてなる領域のことである。
【００２４】
前記円筒形カッター１ａで無端溝３３を形成すれば、円筒形カッター１ａが中空円筒形状をしているので、無端溝３３は、円筒形カッター１ａの肉厚分に相当する溝幅Ｗ（図３，図４参照）を有するリング（ｒｉｎｇ）状の溝になる。なお、無端溝３３の形状がリング状に限定されないのはいうまでもない。無端溝３３を形成することで、無端溝３３に囲繞された領域である島部２と、非囲繞領域（すなわちトンネル本体のうち島部２の形成されていない部分）３ａとに区分できる。囲繞領域である島部２の形状は円柱状である。そして、島部２は、その底部でのみトンネル本体に接続された状態、すなわち、片持ち梁状で非囲繞領域３ａに対して支持される。
【００２５】
また、島部２の形成箇所は、その軸方向延長線上に、ＲＣ製地中内中空構造物の鉄筋のない箇所にする。鉄筋に円筒形カッター１ａがぶつかってしまうのを防止するためである。鉄筋がトンネル内のどこに埋設されているかを知るには、トンネルの設計図面に従ってもよいが、超音波探知機その他の鉄筋探査計を用いてもよい。
【００２６】
島部２の大きさは、無端溝の深さＤｅと島部の直径Ｄｉとによって決まる。この実施形態では、共に５０ｍｍである（図３及び図４参照）が、当該寸法に限定されないのは勿論であり、トンネルの規模によってそれらの寸法は変化する。要するに島部２を形成してもひずみの残留率が０となる範囲にその所定深さを形成し、前記無端溝の直径は、ＲＣ製地中内中空構造物中に含まれる砕石径に基づいて定めると好適である。例えば、無端溝はその深さを、大凡、５０ｍｍ〜１００ｍｍの範囲に形成し、同直径を、大凡、５０ｍｍ〜１００ｍｍの範囲に形成すると、応力度を求めるに好適である
その根拠は次の通りである。
（深さについて）
（最小深さ）
図２０はＲＣ構造における溝の形成に伴う島部の応力ひずみの一般的な変化の傾向を示し、縦軸に応力ひずみの残留率（％）をとり、横軸に島部形成にあたって切削される無端溝３３を島部２の直径で除した値（比）をとってなる、応力ひずみの残留率（％）−切削深さ／直径線図である。図２０のグラフは、ＲＣ構造体に予め既知の応力を生じさせた後に溝を形成し、島部の応力の残留度合いを確認した解析及び実験より得られたものである。島部の応力ひずみは、無端溝３３の深さが１．０程度以上、すなわち島部２の直径程度以上で、予め与えた応力が解放されていることがわかる。したがって，島部２に生じている応力ひずみの正確な値を得るためには、無端溝３３は少なくとも島部２の直径以上に形成する必要があることがわかる。
（最大深さ）
最小深さの検証より、無端溝３３が深いほど実測ひずみは安定し、信頼性を得る。しかし、対象構造物はトンネルであり、これには通常背面に水圧が作用している。つまり、無端溝が深すぎると背面からの漏水などの不具合が生じることが考えられる。つまり、最大深さには、対象トンネルのＲＣ構造の厚さを考慮する必要がある。経験的には、トンネル壁厚寸法の１／２程度と考えている。最小深さと最大深さの検証よりわかるように、前記深さの５０ｍｍ〜１００ｍｍの数値は、トンネルに漏水等の損傷を与えない範囲を示唆する。よって当該損傷が与えられないのであれば、当該数値範囲に限定されない。
【００２７】
（直径について）
（最小直径）
最小直径は、ひずみゲージの測定精度に基づいて５０ｍｍとしている。つまり、園１０に示すひずみゲージの計測精度は、コンクリート中の砕石径に影響を受ける。この砕石の径は約２０ｍｍ程度である。影響を受けないようにするためには、ひずみゲージの長さはこの径の２．０〜３．０倍が必要である。したがって，無端溝の最小直径は、５０ｍｍ程度が最小になる。
（最大直径）
最大直径は、鉄筋の配置状況より１００ｍｍとしている。一般的なＲＣ構造物の鉄筋は１５０ｍｍ程度の間隔で配置される。よって鉄筋を避けて島部２を形成する必要があるため最大直径は１００ｍｍ程度になる。
【００２８】
無端溝３３の深さが大きい程、島部２の自由度は高まり、非囲繞領域３ａと一体であった時に受けた土圧等の外力から解放されるようになる。この結果、島部２にはひずみを生じるようになる。ひずみがわかれば応力度を求められる。応力度とは外力が材料に加わった場合に当該材料内部に生じる内部抵抗力である。島部２をＲＣセグメント４に形成することで、島部２がＲＣセグメント４から解放されて島部２には外力が加わらないようになるため、島部２には応力度が生じなくなる。そして、島部２の形成前に島部２にどれだけの応力度が作用していたかは、ひずみから演算によって求めることができる。島部２を形成することでひずみを計測する方法を応力解放法という。なお、ひずみ測定の終了後に無端溝３３は塞ぐ。
【００２９】
当該応力解放法により求めたひずみに基づいて演算により求めた応力度を、ＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルについて演算して求めた応力度と比較する。そして、その際に所定の基準を参酌して、既設のＲＣ製地中内構造物の応力度の適正さを判定する。
【００３０】
図５〜図８は、島部形成箇所の一例を示すものである。図５はシールドトンネル３の側面図であり、図６は図５のVI−VI線断面図，図７は図５のVII−VII線断面図，図８は図５のVIII−VIII線断面図である。
【００３１】
図６〜図８に示す箇所（イ）〜（レ）の１７の箇所は、シールドトンネル３における島
部形成箇所である。図５において斜線を引いて示すセグメントＭ，Ｌ，Ｒのうち、中央部のセグメントグループＭは、図６に示すように、天井のセグメントＫ型、底部のセグメントＢ型−２、側周部のセグメントＡ型−１，Ａ型−２，Ｂ型−１，Ｂ型−３からなる。そしてこれらのセグメントのうち、セグメントＡ型−１，Ａ型−２，Ｂ型−１，Ｂ型−３には、それらの境界部近傍及び中央部寄り箇所に島部２が形成され、底部セグメントＢ型−２にはその中央部に島部２が形成されている。
【００３２】
また、セグメントグループＭの両側の一方のセグメントグループ（図５に正対して右側のグループ）Ｒには、図７に示すようにセグメントＫ型およびＡ型−１を除き、他のセグメント４の中央に島部２が形成されている。
【００３３】
そして他方のセグメントグループ（図５に正対して左側のグループ）Ｌには、図８に示すようにセグメントＫ型およびＢ型−３を除き各セグメント４の中央に島部２がそれぞれ形成されている。
【００３４】
これら箇所（イ）〜（レ）にある各島部２には、その先端面２ａに、図９及び図１０に符号５で示す、ひずみ計の構成要素（ひずみ計の一部）であるひずみゲージ５をそれぞれシールドトンネル３の軸方向、横断方向及びこれら軸方向及び横断方向の中間方向（４５度方向）に配置してある。なお、４５度方向に配置されたひずみゲージ５により、シールドトンネル３のねじれ具合を測定できる。ひずみ計を貼り付けるにあたり当該島部２の先端表面２ａを平らにする。その後、周知の弾性波法によりセグメント４の弾性係数Ｅｃを計測する。当該計測後、島部形成装置１を設置して各島部毎にひずみを計測する。ひずみゲージ５によって計測したひずみを実測ひずみという。
【００３５】
本実施形態に係るシールドトンネルの強度評価方法にあっては、前記ひずみ計による横断方向及び軸方向のひずみ（以下、それぞれのひずみをトンネル横断方向ひずみ及びトンネル軸方向ひずみという）の測定結果に基づいて、当該実測ひずみから前記島部２にて生じていた応力度を求める。そして、シールドトンネル３の構造解析モデルを作成し、当該モデルのうち前記島部相当箇所の応力度を算出し、前記構造解析モデルに基づいて算出した構造計算による応力度及び実測ひずみから求めた応力度の差分を求め、当該差分が最小になるように土圧算定用の係数である土圧係数（α：鉛直土圧係数，λ：側方土圧係数，ｋ：地盤反力係数）の組み合わせを行う。そして、差分が最小時の場合の土圧係数を用いてその場合に既設のシールドトンネルに作用する土圧を算定する。当該算定した土圧を差分最小時土圧とし、この差分最小時土圧に基づいて算定された応力度（以下、差分最小時応力度）と既設シールドトンネルに実際上用いた土圧係数に基づく土圧（以下、実質設計土圧）に基づいて算定された応力度（以下、実質設計応力度）とを比較することで、シールドトンネルの健全性を判断する。
【００３６】
応力解放法により得られる、すなわち実測して得られるトンネル横断方向ひずみII１及びトンネル軸方向ひずみII２には、荷重（土圧）に起因して生じる応力ひずみε１と、温度乾燥収縮ひずみε２とが含まれている（温度乾燥収縮ひずみとは、トンネルのうち地山側は温度及び湿度が一定であるのに対し、内側はそれらが不定であることより、トンネル内側の温度及び湿度の変化に伴うセグメントのひずみの変化をいう。）。
【００３７】
したがって、応力ひずみε１を得るためには、トンネル横断方向ひずみII１及びトンネル軸方向ひずみII２に温度乾燥収縮ひずみε２を考慮した補正が必要になり、応力ひずみε１及び温度乾燥収縮ひずみε２とトンネル横断方向ひずみII１との関係、並びに応力ひずみε１及び温度乾燥収縮ひずみε２とトンネル軸方向ひずみII２との関係は、それぞれ（式１）及び（式２）で示される。
【００３８】
II１，II２，ε１及びε２は、次の（式１）〜（式４）で示され、（式１）及び（式２）の連立方程式を解くと応力ひずみε１を得る（式３）が得られる。なお、（式１）〜（式４）においてνはコンクリートのポアソン比である。
【００３９】
なお、（式１）及び（式２）は、次（ｉ）〜（ｉｉｉ）で示す仮定に基づき成立する。（ｉ）トンネル横断方向には荷重の作用があるので、応力ひずみが生じる。そして、周知のポアソン効果により、トンネル軸方向にもひずみが生じる。
（ｉｉ）トンネル軸方向には荷重の作用がないので、応力ひずみは生じない。
（ｉｉｉ）トンネル横断方向とトンネル軸方向とで温度乾燥ひずみは同値となる。
【００４０】
【数１】
2005258569.tif 000003
【００４１】
【数２】
2005258569.tif 000004
【００４２】
【数３】
2005258569.tif 000005
【００４３】
【数４】
2005258569.tif 000006
【００４４】
なお、式４は応力ひずみを直接求めることには影響しないが、連立方程式を解くとしたため記述する。
応力ひずみε１からシールドトンネル３のコンクリート応力度σｉを得るには、（式５）より算定する。ε１が、トンネルの荷重作用により横断方向に生じるひずみであり、これに弾性波法により計測したセグメントの弾性係数Ｅｃを乗じて、計測位置である島部２のコンクリートの応力度σｉを求めるのである。
【００４５】
【数５】
2005258569.tif 000007
【００４６】
先の１７箇所の島部２に対して応力解放法によるひずみ計測で計測した場合のトンネル横断方向ひずみII１及びトンネル軸方向ひずみII２の計測結果と応力ひずみε１及び温度乾燥収縮ひずみε２並びにコンクリートの応力度σｉを表１に示す。
【００４７】
【表１】
2005258569.tif 000008
【００４８】
なお、表１には、シールドトンネル３のねじれについてのデータは省略してある。
次に構造計算によるシールドトンネル３のコンクリート応力度σcalの算定について説明する。当該説明にあたり、シールドトンネルの構造解析モデルを図１１及び図１２を参照して説明する。
【００４９】
シールドトンネル３は、周知のごとく主にＲＣ製セグメント４を多数の継ぎ手（例えば回転ばねからなるセグメント継ぎ手３ｂ，剪断ばねからなるリング継ぎ手３ｃや図示しない多数のボルトで連結して構成される（図１１及び図１２参照）。
【００５０】
そして、図１２に示すようなシールドトンネル３の構造解析モデルＭｄでは、ＲＣセグメント４，継ぎ手３ｂ，３ｃをモデル化した、周知のはり−ばねモデル計算法を用いる。モデルＭｄの諸元は、ＲＣセグメント４の厚さ、ボルトやバネの大きさによって異なった値を用いる。構造計算によるトンネルのコンクリートの応力度σcalは、このモデルに設計荷重を入力することでコンピュータソフトにより計算する。構造計算によるトンネルのコンクリートの応力度σcalは、前記作成したＲＣ製地中内中空構造物の構造解析モデルＭｄのうち、前記島部相当箇所の断面力を算出し、当該算出して求めた断面力に基づいた応力度として演算できる。断面力に基づいた応力度の演算方法については周知事項であるのでここでは説明を省略する。また、シールドトンネル３の設計荷重の求め方（設計上求めた設計土圧の算定方法）については、既述した図１８と同等であるため説明を省略する。
【００５１】
次に前記ｎ箇所に分散して形成された島部２の応力度σｉと構造計算によるシールドトンネルのコンクリート応力度σcalとの差分（誤差）δαλｋから最適なトンネル荷重条件の検索を行う。当該検索を行うためには次の（式６）を用いる。
【００５２】
【数６】
2005258569.tif 000009
【００５３】
但し、δαλｋは、σiの平均に対する偏差（Ｎ／ｍｍ２）であり、ｎは、シールドトンネル及び構造解析モデルにおける島部の数（本実施形態の場合、島部２は既述のように箇所（イ）〜（レ）までの１７箇所にある。）である。σｉ−σcal.ｉは、まさしく実測ひずみから求めた応力度σｉと、構造解析モデルＭｄについて演算により求めた応力度σcal.ｉとの差分を示す。島部を分散して形成することで、島部に生じていた応力度の平均化がより適切になる。
【００５４】
（式６）の意味するところは、シールドトンネル３における１〜ｎ箇所にてひずみ測定を行い、計測応力度（σ）を求め、それらと対応した箇所の構造計算による応力度σcalとの差の相乗平均を土圧係数（α，λ，ｋ）の精度とするということである。
【００５５】
（式６）よりδαλｋが大きいと土圧係数（α，λ，ｋ）の精度が悪くなり、δαλｋが小さいと土圧係数（α，λ，ｋ）の精度が良いことになる。例えば，計測応力度（σ）の絶対値の平均は３Ｎ／ｍｍ２程度であるが、δαλｋが３Ｎ／ｍｍ２程度ならば、土圧係数（α，λ，ｋ）の精度は１００パーセントになり、この場合の土圧係数（α，λ，ｋ）の実測に対する精度は悪い。けれども、δαλｋが１Ｎ／ｍｍ２程度ならば、土圧係数（α，λ，ｋ）の実測に対する精度は３３パーセントになり精度は比較的良いといえる。
【００５６】
次に最適トンネル荷重条件の検索について述べる。
土圧係数αとλを下記のように変化させて２５００ケース（＝５０×５０）の構造解析を行う。現場計測と同一箇所（１７箇所）での応力度σcalを求める。なお、ここではｋ＝０を仮定している。（ｋを考慮する場合は、設定したｋの値に対して、同様に２５００ケースの計算を行う。）
０．０２≦α≦１．０（０．０２間隔で設定したもの５０ケース）
０．０２≦λ≦１．０（０．０２間隔で設定したもの５０ケース）
間隔が０．０２であるから、２５００ケースになる。したがって、上記間隔次第でケース数は限定されることなく自由に選択が可能である。
【００５７】
この２５００ケースのδαλｋの中で、最小となるαとλの組合わせを抽出して、これを検討地点での土圧定数（α：鉛直土圧係数，λ：側方土圧係数，ｋ：地盤反力係数）の最適値とする。
【００５８】
２５００ケースの推定イメージを図１３に示す。図１３は、X 座標、Y 座標及び Z 座標がそれぞれ鉛直土圧係数α、誤差δαλｋ及び側方土圧係数λを示す。図１３からわかるように２５００ケースの組み合わせを行うと、お椀型の軌跡（グラフ）になる。なお、図１３はイメージ図であって、必ずしもこのような形態になるわけではない。
【００５９】
図１４は、縦軸に鉛直土圧係数を取り、横軸に側方土圧係数をとってなる鉛直土圧係数−側方土圧係数線図であってシールドトンネル３の作用荷重を推定した結果を示す。
また、シールドトンネル３に対しては、図１４に示すδαλｋ＝０．８４となる組み合わせ（α＝０．７２，λ＝０．９８，ｋ＝０．０）が最適値（δαλｋが最小値）である
ことがわかる。図１４中の各領域は、δαλｋの区分領域を示しており、０〜２０Ｎ／ｍｍ２の範囲で２Ｎ／ｍｍ２ごとに区分してある。
【００６０】
次に当該最適値を用いて、シールドトンネル３の健全性について図１５−図１７を参照して例示する。図１５−図１７は、シールドトンネル３のセグメントグループＬ，Ｍ，Ｒについて、それぞれ縦軸に応力度を取り、横軸にシールドトンネル３の周方向における角度（０°〜３６０°）をとってなる、応力度−角度線図である。そして、これらの線図のうち、記号（黒丸）は、応力解放法により実測して求めたひずみから求めた応力度σｉを意味し、破線で示す破線軌跡（グラフ）は、シールドトンネル３の周方向における０°〜３６０°の範囲に亘り構造計算によって求めた最適値（α＝０．７２，λ＝０．９８，ｋ＝０．０）を適用した場合の応力分布を示す軌跡（構造計算最適値に基づく軌跡）である。
【００６１】
また、実線で示す実線軌跡（グラフ）は、シールドトンネル３を設計した時の設計荷重（この例の場合α＝１．００，λ＝０．７０，ｋ＝０．０）の構造計算結果の応力分布をシールドトンネル３の周方向における０°〜３６０°の範囲に亘って示す軌跡（シールドトンネル設計時の荷重条件に基づく軌跡）である。
【００６２】
シールドトンネル３の健全性の評価は、これらの記号（黒丸）及び各軌跡を比較して判断する。
本例の場合、どのセグメントグループＬ，Ｍ，Ｒにあっても破線軌跡の絶対値より実線軌跡の絶対値の方が大凡大きいことが分かる。よって、本実施形態に係るシールドトンネル３は、設計段階で想定した応力よりも小さい応力しか発生しないといえるので、少なくとも応力に関しては安全な状態にあると判断できる。反対に破線軌跡の絶対値より実線軌跡の絶対値が小さい場合には、シールドトンネル３はその強度や耐久性に余裕がないと考えられる。なお、当該矢印は、実測ひずみから求めた応力度σｉと、構造解析モデルＭｄについて演算により求めた応力度σcal.ｉとの差分を示し、矢印が長いほど差分は大きい。
【００６３】
次の（イ）及び（ロ）が、シールドトンネル３の健全性を評価するための判断基準（所定の基準）となる。
（イ）既設のＲＣ製地中内中空構造物に実際に適用された設計土圧に基づいた応力度の絶対値＞差分最小時応力度の絶対値→この場合、ＲＣ製地中内中空構造物の補強は不要である。
（ロ）既設のＲＣ製地中内中空構造物に実際に適用された土圧（設計土圧）に基づいた応力度の絶対値≦差分最小時応力度の絶対値→この場合、ＲＣ製地中内中空構造物の補強の必要性を検討する。
【００６４】
上記した本実施形態に係るシールドトンネルの強度評価方法は、次に示すシールドトンネルの強度評価方法といえる。
（１）
（１−１）ひずみゲージ５により測定した既設のシールドトンネル３の実測ひずみから応力度を求めるステップと、
（１−２）シールドトンネル３の構造解析モデルについて演算により応力度を求めるステップと、
（１−３）両応力度の差分を求めるステップと、
（１−４）当該差分が最小になるように前記演算に係る土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行うステップとを有するシールドトンネルの強度評価方法。
（２）
（２−１）既設のシールドトンネル１の壁部３１に所定深さの無端溝３３を形成し、無端
溝３３の形成により壁部３１に島部２を形成するステップと、
（２−２）島部２にひずみ計のひずみゲージ５を載置するステップと、
（２−３）ひずみ計によるひずみの測定結果に基づいて島部２に生じていた応力度σｉを演算により求めるステップと、
（２−４）シールドトンネル３の構造解析モデルＭｄを作成し、当該構造解析モデルＭｄのうち島部相当箇所の応力度σcalを求めるステップと、
（２−５）前記構造解析モデルＭｄに基づいて求めた構造計算による応力度σcal及び実測ひずみから求めた応力度σｉの差分δαλｋを求めるステップと、
（２−６）当該差分δαλｋが最小になるように土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行うステップとを有するシールドトンネルの強度評価方法。
（３）
（３−１）既設のシールドトンネル３の壁部３１に所定深さの無端溝３３を形成し、無端溝３３の形成により壁部３１に島部２を形成するステップと、
（３−２）この島部２にひずみ計のひずみゲージ５を載置するステップと、
（３−３）ひずみ計によるひずみの測定結果に基づいて実際に島部２に生じていた応力度を測定するステップと、
（３−４）シールドトンネル３の構造解析モデルＭｄを作成し、当該モデルＭｄのうち島部相当箇所の断面力を算出するステップと、
（３−５）当該算出して求めた断面力に基づいた応力度σcal及び島部２に実際に生じた応力度σｉとの差分δαλｋを求めるステップと、
（３−６）当該差分が最小になるように、土圧算定用の係数である土圧係数の組み合わせを行うステップとを有するシールドトンネルの強度評価方法。
（４）シールドトンネルの強度評価方法では、前記差分δαλｋが最小になった時の土圧係数（α：鉛直土圧係数，λ：側方土圧係数，ｋ：地盤反力係数）をシールドトンネル３の土圧係数として適用した場合に、シールドトンネル３に作用する土圧を差分最小時土圧として算定するステップを有する。
（５）また、前記差分最小時土圧に基づく応力度を差分最小時応力度として算定するステップを有するシールドトンネルの強度評価方法。
【００６５】
尚、本発明は、上述の図示例にのみ限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々変更を加え得ることは勿論である。例えば本実施の形態では、シールドトンネルについて開示したが、開削トンネル又は立坑であってもよい。
【００６６】
本実施形態に係るシールドトンネルの強度評価方法によれば、トンネルその他の既存のＲＣ製地中内中空構造物に作用している実際の土圧と、設計上求めた土圧とを定量的に比較でき、もって既設のトンネルその他のＲＣ製地中内中空構造物の強度が適正に設定されているか否かを評価できる。
【図面の簡単な説明】
【００６７】
【図１】本発明に係る島部形成装置を用いて島部を形成している状態を示す斜視図である。
【図２】島部が形成されたシールドトンネルの横断面図である。
【図３】図２の要部拡大図であって、島部の縦断面を示す図である。
【図４】図３の矢印ＩＶ方向から見た図である。
【図５】シールドトンネルの側面図であって、本発明に係るシールドトンネルの強度評価方法が適用されたセグメントを強調して示す図である。
【図６】図５のＶＩ−ＶＩ線断面図である。
【図７】図５のＶＩＩ−ＶＩＩ線断面図である。
【図８】図５のＶＩＩＩ−ＶＩＩＩ線断面図である。
【図９】島部表面にひずみゲージを取り付けた状態を示す縦断面図である。
【図１０】図９の矢印Ｘ方向から見た図である。
【図１１】シールドトンネルとその構成部材であるセグメントの斜視図である。
【図１２】シールドトンネルの構造解析モデルの斜視図である。
【図１３】島部の応力度と構造計算によるシールドトンネルのコンクリート応力度との差分を多数、三次元座標においた場合に形成される座標体のイメージ図である。
【図１４】縦軸に鉛直土圧係数を取り、横軸に側方土圧係数をとってなる鉛直土圧係数−側方土圧係数線図である。
【図１５】シールドトンネルのセグメントグループＬについて、縦軸に応力度を取り、横軸にシールドトンネルの周方向における角度（０°〜３６０°）をとってなる、応力度−角度線図である。
【図１６】シールドトンネルのセグメントグループＭについて、縦軸に応力度を取り、横軸にシールドトンネルの周方向における角度（０°〜３６０°）をとってなる、応力度−角度線図である。
【図１７】シールドトンネルのセグメントグループＲについて、縦軸に応力度を取り、横軸にシールドトンネルの周方向における角度（０°〜３６０°）をとってなる、応力度−角度線図である。
【図１８】シールドトンネルの設計上の土圧（設計土圧）の算定方法についての説明図である。
【図１９】立坑および開削トンネルの設計上の土圧（設計土圧）の算定方法についての説明図である。
【図２０】応力ひずみの残留率（％）−切削深さ／直径線図である。
【符号の説明】
【００６８】
１  島部形成装置
２  島部
３  シールドトンネル（ＲＣ製地中内中空構造物）
３ａ  非囲繞領域
３ｂ  セグメント継ぎ手
３ｃ  リング継ぎ手
４  セグメント
５  ひずみゲージ
３１  壁部
３３  無端溝
II１  トンネル横断方向ひずみ
II２  トンネル軸方向ひずみ
ε１  応力ひずみ
ε２  温度乾燥収縮ひずみ
σｉ  シールドトンネル応力度
Ｅｃ  弾性係数
α  鉛直土圧係数
λ  側方土圧係数
ｋ  地盤反力係数
δαλｋ  応力度σｉと応力度σcalとの差分
Ｈ  地表面からトンネルまでの距離（土被りともいう。）
ｈ  トンネルの高さ
γ  土の単位体積量
σｖ  トンネル頂部に掛かる土の重さによる圧力
σｖ１  トンネル頂部において鉛直方向に作用する土圧
σｖ２  全土被り圧に対して底盤で生じる反力
σｈ１  最小側方土圧
σｈ２  最大側方土圧
Ｍｄ  構造解析モデル
ν  コンクリートのポアソン比
【図１】
2005258569.tif 000010
【図２】
2005258569.tif 000011
【図３】
2005258569.tif 000012
【図４】
2005258569.tif 000013
【図５】
2005258569.tif 000014
【図６】
2005258569.tif 000015
【図７】
2005258569.tif 000016
【図８】
2005258569.tif 000017
【図９】
2005258569.tif 000018
【図１０】
2005258569.tif 000019
【図１１】
2005258569.tif 000020
【図１２】
2005258569.tif 000021
【図１３】
2005258569.tif 000022
【図１４】
2005258569.tif 000023
【図１５】
2005258569.tif 000024
【図１６】
2005258569.tif 000025
【図１７】
2005258569.tif 000026
【図１８】
2005258569.tif 000027
【図１９】
2005258569.tif 000028
【図２０】
2005258569.tif 000029