こ う えい フ ォ ー ラ ム第 23 号 / 2015.3

こうえいフォーラム第 23 号＆日本工営技術情報 No.35 / 2014
こうえいフォーラム第 23 号＆日本工営技術情報 No.35 / 2014

3 次元 FEM 解析による既設シールド幹線の耐震診断
33 次元ＦＥＭ解析による既設シールド幹線の耐震診断
次元ＦＥＭ解析による既設シールド幹線の耐震診断
INVESTIGATION
OF SEISMIC PERFORMANCE OF AGING SHILED-DRIVEN TUNNEL USINGINVESTIGATIONSEISMIC PERFORMANCE OF AGING SHILED-DRIVEN TUNNEL USING
3D-FEM
ANALYSIS OFINVESTIGATION
OF SEISMIC PERFORMANCE OF AGING SHILED-DRIVEN TUNNEL USING
3D-FEM ANALYSIS
3D-FEM ANALYSIS
中谷 浩平 * ・ 王 剣宏 **Kohei NAKAYA and Jianhong WANG

脇本 景*・鈴木 英二郎**・中谷 浩平***・王 剣宏・****

脇本
景*・鈴木
英二郎**・中谷浩平***・王Seismic examination of a aging shield trunk
sewer
pipeline isusually a labor intensive
and 剣宏・****
Kei WAKIMOTO, Eijiro SUZUKI, Kohei NAKAYA, Jianhong WANG
time-consuming procedure. The oldestKei
trunk
sewer in Yokohama(I.D. 3600mm)NAKAYA,
was examined
WAKIMOTO,
Eijiro SUZUKI,
Kohei
Jianhong WANG
by performing nonlinear dynamic analysis of 3D Finite Element Model. As a result, the seismic
performance of the trunk sewer was rationally evaluated. The examination results suggest an easier
and本稿は新たに提案した耐震設計検討手法を用いて、シールド工法で施工された既設下水道幹線を
simpler way to effectively determine earthquake-proof countermeasures.
本稿は新たに提案した耐震設計検討手法を用いて、シールド工法で施工された既設下水道幹線を対象に、耐震性能を評価したものである。検討に当たっては横浜市で昭和３８年に施工されたシー
対象に、耐震性能を評価したものである。検討に当たっては横浜市で昭和３８年に施工されたシー
ルド幹線のＳ幹線（延長2,052m、管径φ3600mm、土被り約8.0ｍ）を対象に、3次元
FEMtrunk
モデmodel, dynamic analysis, seismic
examination,
shieldKeywords ： 3D ﬁnite element
ルド幹線のＳ幹線（延長2,052m、管径φ3600mm、土被り約8.0ｍ）を対象に、3次元
FEM モデルを用いて動的非線形解析を行った。その結果、その結果、既設シールド幹線の耐震対策を検討す
sewer, steel segment, L2 seismic event, seismic diagnosis
ルを用いて動的非線形解析を行った。その結果、その結果、既設シールド幹線の耐震対策を検討する上で重要な知見が得られ、その手法に基づく耐震診断が可能となった。
る上で重要な知見が得られ、その手法に基づく耐震診断が可能となった。
Keywords ： ３次元ＦＥＭモデル、動的非線形解析、耐震照査、シールド幹線、鋼製セグメント、Keywords ： ３次元ＦＥＭモデル、動的非線形解析、耐震照査、シールド幹線、鋼製セグメント、
レベル 2 地震動、耐震診断
レベル 2 地震動、耐震診断

1. はじめに
1. はじめに
1.我が国では兵庫県南部地震以後、はじめに
新潟県中越地震、 東日

我 が国 では兵 庫 県 南 部 地 震 以 後 、新 潟 県 中 越 地 震 、東我 が国 では兵 庫 県 南 部 地これらの地震は下水道施設に大震 以 後 、新 潟 県 中 越 地 震 、東本大震災等大地震が発生し、日本大震災等大地震が発生し、これらの地震は下水道施設
日本大震災等大地震が発生し、これらの地震は下水道施設
きな被害をもたらした。
これらを契機に下水道施設の耐震対策に大 きな被 害 をもたらした。これらを契 機 に下 水 道 施 設 の耐に大 きな被 害 をもたらした。これらを契 機 に下 水 道 施 設 の耐が近年積極的に進められている。
震対策が近年積極的に進められている。
震対策が近年積極的に進められている。
幹線下水道の破損は住民生活への影響とともに、 大きな道
幹線下水道の破損は住民生活への影響とともに、大きな道
幹線下水道の破損は住民生活への影響とともに、大きな道路陥没を招く危険性があり、その対策は契緊の課題となってい路陥没を招 く危険性があり、その対策は契緊 の課題となって路陥没を招 く危険性があり、その対策は契緊 の課題となってる。
幹線下水道の耐震対策は鉄筋コンクリート構造の管きょにいる。幹線下水道の耐震対策は鉄筋コンクリート構造の管きょいる。幹線下水道の耐震対策は鉄筋コンクリート構造の管きょ
おいては多くの対策工法（管更生等） があるが、シールドトン
においては多 くの対策工法（管更生等）があるが、シールドト
においては多 くの対策工法（管更生等 ）があるが、シールドト
ネルで構築された幹線（以下 「シールド幹線」 という） の耐
ンネルで構築された幹線（以下「シールド幹線」という）の耐震
ンネルで構築された幹線（以下「シールド幹線」という）の耐震
震検討手法、
耐震対策方法は十分に確立されていない1)1)。。
検討手法、耐震対策方法は十分に確立されていない検討手法、耐震対策方法は十分に確立されていない 1) 。
一般に軟弱地盤の地中構造物の地震時挙動に対しては、一般に軟弱地盤の地中構造物の地震時挙動に対しては、一般に軟弱地盤の地中構造物の地震時挙動に対しては、
図－に示すように、 表層地盤を均質一層にモデル化し、 表
図‐11に示すように、表層地盤を均質一層にモデル化し、表層
図‐1 に示すように、表層地盤を均質一層にモデル化し、表層層地盤の変位応答は
1 次せん断振動モードのみを考える。 し地盤の変位応答は１次せん断振動モードのみを考える。しか地盤の変位応答は１次せん断振動モードのみを考える。しかかし、
図－に示すような地盤急変部にシールド幹線が埋設され2 に示すような地盤急変部にシールド幹線が埋設し、図‐2し、図‐2 に示すような地盤急変部にシールド幹線が埋設されされていることも数多くあり、こうした地盤構成を考慮した地震ていることも数多くあり、こうした地盤構成を考慮した地震時挙ていることも数多くあり、こうした地盤構成を考慮した地震時挙
時挙動の評価が重要である。
シールド幹線の鋼製またはコン動の評価が重要である。シールド幹線の鋼製またはコンクリー
動の評価が重要である。シールド幹線の鋼製またはコンクリー
クリート製のセグメントの継手は、ボルトなどで縦横断方向に結ト製のセグメントの継手部は、ボルトなどで縦横断方向に結合
ト製のセグメントの継手部は、ボルトなどで縦横断方向に結合されているものの、その箇所の剛性は、鋼製セグメントよりも小合されているものの、その箇所の剛性は、 セグメント本体よりもされているものの、その箇所の剛性は、鋼製セグメントよりも小さい。そこで耐震検討に際 しては、多数の継 手による柔構造
小さい。 そこで耐震検討に際しては、多数の継手による柔構
さい。そこで耐震 検討 に際 しては、多数 の継 手による柔構造な特徴を反映したモデルを用いて、地盤と連成して地震時の造な特徴を反映したモデルを用いて、地盤と連成して地震時な特徴を反映したモデルを用いて、地盤と連成して地震時の2)、3),4),2),3),4),5)5)
挙動を再現し、耐震性能を評価する必要がある。
地の挙動を再現し、耐震性能を評価する必要がある 2)、3),4),5)。地。地挙動を再現し、耐震性能を評価する必要がある
中構造物であるシールド幹線は大きな内空を有しており、見中構造物であるシールド幹線は大きな内空を有しており、見か
中 構造物 であるシールド幹線は大 きな内空 を有 しており、見かけの単位体積質量は一般に周辺地盤に比べて小さい。まけの単位体積質量は一般に周辺地盤に比べて小さい。
また、かけの単位体積質量は一般に周辺地盤に比 べて小さい。ま山のせん断剛性よりも小さいことが多く、 トンネル自体も周辺地山に拘束されていることから、 地震時のトンネル挙動は周辺地
た、管きょを構成する覆工体の剛性はトンネル断面積に相当
2)
た、管きょを構成する覆工体の剛性はトンネル断面積に相当。 このため、 トンネル周辺地盤の動的盤の挙動に支配されるする地山のせん断剛性よりも小さいことが多く、トンネル自体もする地山のせん断剛性よりも小さいことが多く、トンネル自体も物性値を適切に評価して、地盤の地震時挙動を正確に推定
周辺地山に拘束されていることから、地震時のトンネル挙動は周辺地山に拘束されていることから、地震時のトンネル挙動はすることが重要である。
周 辺地盤 の挙動 に支配 される。このため、トンネル周辺地盤
周 辺地盤 の挙動 に支配 される。このため、トンネル周辺地盤
本稿は、 上述の特性を反映したシールドトンネルの新たな耐の動的物性値を適切に評価して、地盤の地震時挙動を正確の動的物性値を適切に評価して、地盤の地震時挙動を正確
震検討手法を提案し、既設のシールド幹線下水道の耐震性能に推定することが重要である。
に推定することが重要である。
を評価した事例を報告する。
提案した手法によって，
シールド
本稿は、上述の特性 を反映したシールドトンネルの新たな本稿は、上述の特性 を反映 したシールドトンネルの新たな幹線の耐震性を精度よく評価できるとともに、耐震対策実施の耐震検討手法を提案し、既設のシールド幹線下水道の耐震
耐震検討手法を提案し、既設のシールド幹線下水道の耐震判断に寄与することが可能となった。
U(x,z)
U(x,z)

見かけの波長見かけの波長(トンネル軸方向の位相差を(トンネル軸方向の位相差を正弦波でモデル化している)

L
L
トンネル深度

トンネル深度の応答変位の応答変位
地表面対応変位
地表面対応変位

正弦波でモデル化している)xx注)この模式図はトンネル軸直注)この模式図はトンネル軸直角方向に最大応答変位が生角方向に最大応答変位が生じている場合である。
じている場合である。

zz

最大応答変位が最大応答変位が生じている鉛直断面HH生じている鉛直断面

耐震検討上の耐震検討上の工学的基盤面
工学的基盤面図－1
図－ 1 均質一層地盤上の地震時の地盤変形モデル
均質一層地盤上の地震時の地盤変形モデル
図－1
均質一層地盤上の地震時の地盤変形モデル
複雑な地盤挙動で被害を生じやすい
複雑な地盤挙動で被害を生じやすい

管きょを構成する覆工の剛性はトンネル断面積に相当する地*
横浜市環境創造局管路整備課長*
横浜市環境創造局管路整備課長**
横浜市環境創造局管路整備課**コンサルタント国内事業本部
横浜市環境創造局管路整備課****
流域 ・ 都市事業部 上下水道部
流域・防災事業部 上下水道部***技術本部
流域・防災事業部
上下水道部
**
中央研究所
総合技術開発部
****
技術本部
中央研究所
総合技術開発部**** 技術本部 中央研究所 総合技術開発部

軟弱地盤
軟弱地盤

硬質地盤或は基盤層
硬質地盤或は基盤層

図‐2
変化地盤（地盤急変部）
図－
2 地盤急変部
図‐2変化地盤（地盤急変部）
図－2
地盤急変部
図－2

地盤急変部

151
1

3 次元 FEM 解析による既設シールド幹線の耐震診断
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22

やリング間の目地開き量は漏水しても止水が修復範囲内に抑耐震検討手法を提案し、既設のシールド幹線下水道の耐震
23 体 及 び継 手 は弾 性 範囲 内 にとどまり、設 計 流下 能 力 を確保
2. 3 次元 FEM 解析による耐震検討手法
性能能を評価を評価した事した事例
例を報告を報告する。提
する。提案
案した手
した手法
法によって，シによって，シ 24 えられる必要がある。
ル１の地震動に対 して、補修や補強等を必要とせずに、セグ
そのため、 レベル
1 に対して許容応力性することが要求される。一方、レベル
2 地震動に対する要求性（1）
検討手順
ールド幹線の耐震性を精度よく評価できるとともに、耐震対策
メント本体及び継手部は弾性範囲内にとどまり、設計流下能
レベル 2 は終局限界状態設計法により耐震照査をールド幹線の耐震性を精度よく評価できるとともに、耐震対策 25 度設計法、能は、地震動によってトンネル断面が崩壊せず、流下機能を
6)
実施の判断に寄与することが可能となった。
力を確保することが要求される。一方、レベル
2 地震動に対す
耐震検討手法の実施手順を図－
3
に示す。
図－
4
に示す
。
当該手法により、地盤と管きょ構造の相互作用を考慮行う
実施の判断に寄与することが可能となった。
26 確保すること、つまり、継手等の破断がなく、セグメントやリングる要求性能は、地震動によってトンネル断面が崩壊せず、流ように、 まずシールド幹線の土質資料を収集したうえで、 検討 27 でき、安全性の評価が可能となる。
間の目地開き量は漏水しても止水が修復範囲内に抑えること
下機能を確保すること、つまり、継手部等の破断がなく、セグ
2. 3 次元ＦＥＭ解析による耐震検討手法
範囲として、
軟弱地盤と硬質地盤の分布する地盤急変部と想 28 が必 要 である。そのため、レベル１に対 して許容 応力 度設計

2. 3 次元ＦＥＭ解析による耐震検討手法

シールド幹線のモデル化
メントやリング間の目 地開 き量は漏 水 しても止水 が修復 範囲
6)
定される地盤領域を選定し、 シールド幹線の構造特性を反映 29 （2）。
法、レベル２は終局限界状態設計法により耐震照査を行う
内に抑えることが必要である。そのため、レベル１に対して許シールド幹線の覆工はセグメントと継手によって組み立てらした構造物との連成系
3次元
FEM
解析モデルを作成する。
（1）検討手順
検討手順
30 当 該 手 法 により、地 盤 と管 きょ構 造 の相 互 作 用 を考 慮 でき、（1）
容 応 力 度 設計 法 、レベル２は終 局 限 界適切にモデル化する
状態 設 計法 により耐れた不連続な構造系となっているため、同時に、設定した入力地震動に対して等価線形剛性法により耐震検討手法の実施手順を図-3に示す。図-4に示すよう
耐震検討手法の実施手順を図-3 に示す。図-4 に示すよう 31 安全性の評価が可能となる。
震 照 査 を行 う。当該 手 法 により、地 盤 と管 きょ構 造 の相 互地
作
本提案では解析モデルの規模を抑えるため、地震時の地盤剛性を算定する。
次に、 地盤の固有値解析を 32 必要がある。
に、まずシールド幹線の土質資料を収集した上で、検討範囲に、まずシールド幹線の土質資料を収集した上で、検討範囲
用を考慮でき、安全性の評価が可能となる。
シェル－ばねモデ
実施し、シールド幹線における地震時挙動に対して、 3 次元 33 震時に応力集中が発生する領域に着目し、（2）
シールド幹線のモデル化
として、軟弱地盤と硬質地盤の分布する地盤急変部と想定さとして、軟弱地盤と硬質地盤の分布する地盤急変部と想定さ継手を非FEMモデルを用いた動的非線形解析によりシミュレーションを 34 ルによりシールド幹線覆工の構造特徴を表現する。
れる地盤領域を選定し、シールド幹線の構造特性を反映した
シールド幹線の覆工はセグメントと継手によって組み立てられる地盤領域を選定し、シールド幹線の構造特性を反映した（2）
シールド幹線のモデル化
構造物との連成系３次元 FEM
FEM 解析モデルを作成する。同時解析モデルを作成する。同時 35 線形ばね、セグメント本体を等価な板でモデル化する。 着目行う。
れた不連続な構造系となっているため、適切にモデル化する構造物との連成系３次元
シールド幹線は覆工本体であるセグメントと継手部によってに、設定した入力地震動に対して等価線形剛性法により地震本検討における部材の安全性照査の対象は、 セグメント本 36 部の両側のシールド幹線は等価な縦断方向剛性を持つ円筒必要がある。本提案では解析モデルの規模を抑えるため、地に、設定した入力地震動に対して等価線形剛性法により地震
組み立てられた不連続な構造系となっているため、適切にモ
時の地盤剛性を算定する。次に、地盤の固有値解析を実施
なお、
シェル－ばねモデルと円筒モデルの接体、セグメント継手およびリング継手とし、レベル 1、 2 の地震 37 に置き換える。
震時 に応 力集中が発生する領 域 に着 目 し、シェル－ばねモ
時の地盤剛性を算定する。次に、地盤 の固有値解析を実施
デル化 する必 要 がある。本 提案 では解 析 モデルの規模 を抑し、シールド幹線における地震時挙動に対して、3
次元
FEM
38
デルによりシールド幹線覆工の構造特徴を表現する。継手を続部は節点共有とする。
動に対する要求性能に照らし耐震性能を評価した。
レベル
1
し、シールド幹線における地震時挙動に対して、3 次元 FEMえるため、地震時に応力集中が発生する領域に着目し、シェモデルを用いた動
いた動的
的非
非
線形
形解
解析
析によりシミュレーションを行
によりシミュレーションを行の地震動に対しては、補修や補強等を必要とせずに、
セグメ 39 非 線形 ばね、セグメント本 体 を等 価 な板 でモデル化 する。着モデルを用
線
ル－ばねモデルによりシールド幹線 覆 工 の構 造 特徴 を表現
解析手法
う。
目部の両側のシールド幹線は等価な縦断方向剛性を持つ円
ント本体および継手は弾性範囲内にとどまり、設計流下能力を 40 （3）
う。
する。継
手
部
を非
線
形
ばね、セグメント本
体 を等筒モデルの価 な板 でモ
本検討における部材の安全性照査の対象は、覆工本体、に置 き換 える。なお、シェル－ばねモデルと円確保することが要求される。
一方、 レベル 2 地震動に対する 41 筒動的解析には地盤の非線形性を逐次非線形応答解析法に
本検討における部材の安全性照査の対象は、セグメント本
デル化する。着目部の両側 のシールド幹線 は等価な縦断方
鋼製セグメントの継手部及びリング継手部とし、レベル1、2の 42 より考慮する方法もあるが、接続部は節点共有とする。
今回は、 一般的にパラメータの設
要求性能は、地震動によってトンネル断面が崩壊せず、流下体、セグメント継手及びリング継手とし、レベル1、2 の地震動
向剛性を持つ円筒に置き換える。なお、シェル－ばねモデル
地震動に対する要求性能に照らし耐震性能を評価した。レベ
機能を確保すること、
つまり、継手等の破断がなく、セグメント 43 定が少なく簡便である等価線形化法により地震時の地盤の等に対する要求性能に照らし耐震性能を評価した。レベル１のと円筒モデルの接続部は節点共有とする。
（3）
解析手法 地盤の非線形を考慮する。 解析フローとして地震動に対して、補修や補強等を必要とせずに、セグメント本 44 価剛性を求め、45 は、動的解析には地盤の非線形性を逐次非線形応答解析法
まず、 地盤解析用ソフト （SHAKE） を用い、 地盤の低
（3） 解析手法
46 下剛性値を算出する。
により考慮する方法もあるが、今回は、一般的にパラメータの次に、 地盤の固有値解析により振動動的解析には地盤の非線形性を逐次非線形応答解析法
47 モード、設 定 が少固有振動数および有効質量比などの振動特性値を求なく簡 便 である等 価 線 形 化 法 により地 震 時 の地 盤
により考慮する方法もあるが、今回は、一般的にパラメータの48 め、の等価剛性を求め、地盤の非線形を考慮する。解析フローとその支配的な二つのモードの振動数とモード減衰比を用設 定 が少 なく簡盤
便解析である等
価 線 形 化 法 により地
震 時盤
の地
盤
49 いて、
しては、まず、地用 ソフト（SHAKE）を用い、地の低
質量マトリクスによる減衰係数αと剛性マトリクスによる減の等価剛性を求め、地盤の非線形を考慮する。解析フローと50 衰係数βを算出する。最後に、3下剛性値を算出する。次に、地盤の固有値解析により振動モ
次元動的解析では求めたレー
しては、まず、地用
ソフト（SHAKE）を用
い、地
盤を求
の低
51 リー減衰定数を用いて、ード、固有 振 動 数盤
及解析
び有
効
質
量
比 などの振 動
特性値
時刻履歴解析を行う。
解析は横断方下剛性値を算出する。次に、地盤の固有値解析により振動モ52 向と縦断方向に対して、め、その支配的な二つのモードの振動数とモード減衰比を用それぞれに 「道路橋示方書 ･ 同解説
ード、固 有 振 動 数 及 び有 効 質 量 比
動 特 性 値 を求
53 いて、質量マトリクスによる減衰係数αなどの振と剛性マトリクスによる
7)
V 耐震設計編」 のレベル 1 地震動とレベル 2 地震動を対象
め、その支配的な二つのモードの振動数とモード減衰比を用
54 減衰係数β を算出する。最後に、3 次元動的解析では求めとし行う。 ただし、 レベル 2 地震動は一次元地盤応答解析にいて、質量マトリクスによる減衰係数
α と剛性マトリクスによる
55 たレーリー減衰定数を用いて、時刻履歴解析を行う。解析はより管きょの上下端深度の地盤の相対変位が最も大きい 1 波を減衰係数βを算出する。最後に、3次元動的解析では求め
56 横断方向と縦断方向に対して、それぞれに「道路橋示方書･選定し、入力波とする。
たレーリー減衰定数を用いて、時刻履歴解析を行う。解析は57 同解説Ⅴ耐震設計編」7) のレベル 1 地震動とレベル 2 地震動①検討地盤選定・解析モデル化①検討地盤選定・解析モデル化②入力地震動の設定②入力地震動の設定③地震時の地盤等価剛性算定（等価線形剛性法）③地震時の地盤等価剛性算定（等価線形剛性法）④地盤と構造物の連成系３D モデルの固有値解析④地盤と構造物の連成系３D モデルの固有値解析⑤連成系３D モデルの動的解析⑤連成系３D モデルの動的解析⑥部材の安全性照査⑥部材の安全性照査

54
54

131
131

170
170

横断方向と縦断方向に対して、それぞれに「道路橋示方書･を対象とし行う。ただし、レベル2 地震動は一次元地盤応答
同解説 Ⅴ耐震設計編」のレベル 1 地震動とレベル 2 地震動

58

図－33 耐震検討手法
耐震検討手法図－
耐震検討手法
図－3

298
298

296
296

182
182

190
190

365
365

Ｓ幹線
Ｓ幹線
土質名

モデル１

埋土
砂質土
粘性土
泥岩

モデル１

記号

平均
Ｎ値

Bs

2.4

γ
粘着力 内部摩擦角32
φ(度)(kN/m ) C(kN/m )
18.0

15.0

0.0

変形係数
2
E(kN/m )モデル 21690.0γ
粘着力
0.020.5 内部摩擦角
1400.0 変形係数
3
2
2
φ(度)
(kN/m ) C(kN/m )E(kN/m )35.1
0.0
3740.0
18.0
15.0
0.0
263.9
21.1
65010.0 1690.0

As2.0
土質名 記号
Ac
0.7
埋土
Bs
Ka
50.0

17.0
平均
Ｎ値
16.1
2.4
19.7

砂質土

As

2.0

17.0

0.0

20.5

粘性土

Ac

0.7

16.1

35.1

0.0

3740.0

泥岩

Ka

50.0

19.7

263.9

21.1

65010.0

1400.0

図－ 4 地盤縦断図
地盤縦断図
図－4
図－4 地盤縦断図
2
16
2

モデル 2

132
132

Ｓ幹線
Ｓ幹線

こうえいフォーラム第 22 号＆日本工営技術情報 No.34 / 2013を対象とし行う。ただし、レベル 2 地震動は一次元地盤応答

こ う えい フ ォ ー ラ ム第 23 号 / 2015.3

こうえいフォーラム第 22 号＆日本工営技術情報 No.34 / 2013
工（写真-1）と無筋コンクリートの二次覆工から構成されていグメント） および継手（セグメントとリング） の再現構造を図－
解析により管きょの上下端深度の地盤の相対変位が最も大きる。竣工図及び参考文献
8), 9)から推定したセグメント、コルを対象とし行う。ただし、レベル2 地震動は一次元地盤応答工（写真-1）と無筋コンクリートの二次覆工から構成されてい3. 既設シールド幹線への適用
い１波を選定し、入力波とする。
ゲートパイプ及び継手（セグメントとリング）の再現構造を図‐55 に示す。 リング間の組立は C セグメントを左右 15°で振り、解析により管きょの上下端深度の地盤の相対変位が最も大きる。竣工図及び参考文献 8), 9)から推定したセグメント、コル（1） 地盤条件に示す。リング間の組立は
C セグメントを左右15°で振り、千千鳥組み構造とする。
また、 当該幹線のセグメントは日本下水い１波を選定し、入力波とする。
ゲートパイプ及び継手（セグメントとリング）の再現構造を図‐511）鳥組み構造とする。また、当該幹線のセグメントは日本下水
検討対象は横浜市で最も古く昭和
38
年にシールド工法でと異なり、縦リブとスキンプレー
道協会制定の標準セグメント
3. 既設シールド幹線への適用に示す。リング間の組立は C セグメントを左右 15°で振り、千道協会制定の標準セグメントと異なり、縦リブとスキンプレート
布設された S 幹線 （延長 2,052m、 管径φ 3,600mm、 土被トがなく、 外枠がライナープレートのような波筒で覆われている。
（1） 地盤条件
鳥組み構造とする。また、当該幹線のセグメントは日本下水
3. 既設シールド幹線への適用がなく、外枠がライナープレートのような波筒で覆われている。
り約 8.0m） である。 地盤条件は、 土質調査のボーリングデー
その横断方向と縦断方向の断面性能を標準セグメントと比較し検討対象は横浜市で最も古く昭和
38 年にシールド工法で道協会制定の標準セグメントと異なり、縦リブとスキンプレート（1） 8)地盤条件
その横断方向と縦断方向の断面性能を標準セグメントと比較
タ から図－ 4 に示す対象路線の縦断図をもとに推定した。
た結果を表－ 1 に示す。 鋼材材質は SS41 材であるが、 現在布設された S 幹線（延長 2,052m、管径φ3,600mm、土被り約がなく、外枠がライナープレートのような波筒で覆われている。
検討対象は横浜市で最も古く昭和した結果を表‐１に示す。鋼材材質は
SS41 材であるが、現在地盤は主に泥岩からなる基盤層とN 38
値 年にシールド工法で0.7 ～ 7)3 程度のシルトの SS400 にあたるため、 SS400の物性値を採用した。
8.0m）である。地盤条件は、土質調査のボーリングデータ か
その横断方向と縦断方向の断面性能を標準セグメントと比較
布設された
S
幹線（延長
2,052m、管径φ3,600mm、土被り約のSS400にあたるため、SS400の物性値を採用した。
層から構成され、 その物性値を図－ 4 に示す。
した結果を表‐１に示す。鋼材材質は SS41 材であるが、現在
ら図‐4 に示 す対象路線の縦断図をもとに推定 した。地盤は
7)か8.0m）である。地盤条件は、土質調査のボーリングデータ（3） FEM モデル
幹線全体の耐震性を照査するために、 軟弱地盤と地盤急の SS400 にあたるため、SS400 の物性値を採用した。
主に泥岩からなる基盤層と N 値 0.7～3 程度のシルト層から構（3） FEM モデル
ら図‐4に示 す対象路線の縦断図をもとに推定した。地盤は変部二つの区間に着目し、図－ 4 縦断図に赤枠で示すよう
本検討では汎用地盤解析ソフトウェア Soil Plus Dynamics
成され、その物性値を図‐4 に示す。
主に泥岩からなる基盤層とN 値 0.7～3程度のシルト層から構 本検討では汎用地盤解析ソフトウェア
を用い、に、 シルト層 （Ac） と泥岩層
（Ka） にまたがる地盤モデル
1
を用い、解析対象地盤は延長Soil-Plus
600m×幅100m×高 さ 18 ～（3） FEM モデル
幹線全体の耐震性を照査するために、軟弱地盤と地盤急成され、その物性値を図‐4に示す。
解析対象地盤は延長600m×幅 100m×高さの検（地盤急変部） と、 均一軟弱シルト層地盤 （Ac） に位置する
30m の検討モデルを設定し、3次元18～30m
FEM メッシュを作成した。
変部二つの区間に着目し、図‐4 縦断図に赤枠で示すように、
本検討では汎用地盤解析ソフトウェア Soil-Plus を用い、幹線全体の耐震性を照査するために、軟弱地盤と地盤急討モデルを設定し、3次元 FEM メッシュを作成した。シールド
地盤モデル 2 （軟弱地盤） を解析対象地盤とした。 各地盤モ
シールド管きょは地震時に応力集中が発生する領域に位置す
シルト層（Aｓ）と泥岩層（Ka）にまたがる地盤モデル１（地盤急
解析対象地盤は延長 600m×幅 100m×高さ 18～30m の検変部二つの区間に着目し、図‐4
縦断図に赤枠で示すように、
管きょは地震時に応力集中が発生する領域に位置する
30 リ
デルにおける耐震設計上の基盤面は、 道路橋示方書 （Ⅴ耐る 30 リングに着目し、 継手を非線形ばね、 セグメントを等価な変部）と、均一軟弱シルト層地盤（Aｓ）に位置する地盤モデル
討モデルを設定し、3 次元 FEM メッシュを作成した。シールド
シルト層（Aｓ）と泥岩層（Ka）にまたがる地盤モデル１（地盤急ングに着目し、継手部を非線形ばね、セグメントピースを等価
震設計編） による基盤面のせん断弾性波速度の値より Vs＝
板でモデル化した。 着目部の両側のシールド管きょは等価な
２（軟弱地盤）を解析対象地盤とした。各地盤モデルにおける
管きょは地震時に応力集中が発生する領域に位置する 30 リ変部）と、均一軟弱シルト層地盤（Aｓ）に位置する地盤モデル
な板でモデル化した。着目部の両側のシールド管きょは等価
300m/s を基準として、 表層地盤の下に広く分布している泥岩
縦断方向剛性を持つ円筒に置き換えた。 構造 FEM モデルを
耐震 設計上 の基 盤面は、道路橋 示方書（Ⅴ耐 震設計編）にングに着目し、継手部を非線形ばね、セグメントピースを等価
２（軟弱地盤）を解析対象地盤とした。各地盤モデルにおけるな縦断方向剛性を持つ円筒に置き換えた。構造
FEM モデル層 （Ka） とした。
図－ 6 に示す。 地盤モデルは図－ 7 を参照していただきたい。
よる基盤面のせん断弾性波速度の値より Vs＝ 300m/s とした。
な板でモデル化した。着目部の両側のシールド管きょは等価
耐震 設計上 の基 盤面は、道路橋 示方書（Ⅴ耐 震設計編）にを図‐6 に示す。地盤モデルは図-7を参照していただきたい。 側面は加振
地盤境界条件は、 底面は鉛直方向を固定し、その層は表層地盤の下に広く分布している Ka 層（泥岩層）とな縦断方向剛性を持つ円筒に置き換えた。構造 FEM モデル
よる基盤面のせん断弾性波速度の値より
Vs＝ 300m/s とした。
（2） 構造条件
地盤境界条件は、底面は鉛直方向に固定し、側面は加振方向を自由、 その直角方向を固定とした。 常時荷重 （自重とした。
を図‐6 に示す。地盤モデルは図-7 を参照していただきたい。
その層は表層地盤の下に広く分布しているKa 層（泥岩層）と方向に自由、その直角方向に固定とした。常時荷重（自重とシールド幹線の断面は鋼製コルゲートセグメントの一次覆工土水圧） による初期応力状態の下で、地震時荷重を作用させ地盤境界条件は、底面は鉛直方向に固定し、側面は加振した。
土水圧）による初期応力状態の下で、地震時荷重を作用させ（写真－ 1） と無筋コンクリートの二次覆工から構成されている。
た。 なお、 本解析では管きょに沿った位相差を考慮しない。
（2） 構造条件
方向に自由、その直角方向に固定とした。常時荷重（自重と9), 10)た。なお、本解析では管きょに沿って位相差を考慮しない。
から推定した覆工（コルゲートセ
竣工図および参考文献
土水圧）による初期応力状態の下で、地震時荷重を作用させシールド幹線の断面は鋼製コルゲートセグメントの一次覆（2） 構造条件た。なお、本解析では管きょに沿って位相差を考慮しない。
シールド幹線の断面は鋼製コルゲートセグメントの一次覆

図-5
表-1

覆工物性

覆工構造図
断面特性
鉛
直
断
面
管
軸
断
面

図-5
図－ 5覆工構造図
覆工構造図
コルゲートパイ 標準セグメント
（S66)
2
断面積
8.550E+03
5.958E+03
コルゲートパイ
標準セグメントA(mm ) 諸元
断面特性
プセグメント
断面2次ﾓｰﾒﾝﾄ I(mm4)1.823E+07
1.305E+07 （S66)2
断面積1.926E+055.958E+03
zo(mm3) A(mm ) 4.236E+058.550E+03
鉛
断面係数 断面2次ﾓｰﾒﾝﾄ431.823E+07
1.305E+07)I(mm直1.704E+05
1.521E+05
zi(mm )
3
断
4.236E+05zo(mm)
等価圧縮剛性(EA)eqC (kN)
1.536E+07
2.991E+071.926E+05
断面係数
面zi(mm3) 7.589E+051.704E+05
等価引張剛性 (EA)eqT(kN)
9.616E+051.521E+05
管
等価圧縮剛性(EA)eqC(kN)
1.536E+07
等価曲げ剛性 (EⅠ)eq（kN・㎡）
3.950E+06
5.298E+062.991E+07
軸等価引張剛性 (EA)eqT(kN)
7.589E+05
9.616E+05
断等価曲げ剛性3.950E+06
5.298E+06(EⅠ)eq（kN・㎡）
面
諸元

表－
1 プセグメント
覆工物性
表-1
覆工物性

3
3
17

3 次元 FEM 解析による既設シールド幹線の耐震診断

1
2

写真－1
写真－ 1 鋼製コルゲートセグメント
鋼製コルゲートセグメント
写真－1 鋼製コルゲートセグメント

3
4
4
5
5

A
A

A
A

A

A-A(拡大図)
A A A－A(拡大図)
A-A(拡大図)A A－A(拡大図)

600m

600m

全体メッシュ
全体メッシュ

18.3m
18.3m
18.3m
18.3m

100m

6
6

100m

拡大図

拡大図

着目区間(30リング)
30×0.75m= 22.5m

着目部(30 リング)
着目部

着目区間(30リング)
30×0.75m= 22.5m(30 リング)

600m

600m

甲リング
甲 A1甲リング
甲 A2
甲 A3
甲 B1
甲 B2

甲 A1
甲 A2
甲 A3
甲 B1

甲C

図－6 3D-FEM モデル（管きょ)図－6 3D-FEM モデル（管きょ)

7

7
8

乙C

図－ 6 3 次元 FEM モデル ( 地盤および管きょ )図－6 3D-FEM モデル(地盤及び管きょ)

9
8
10
9

10

甲 B2
乙リング
甲C
乙 A1
乙リング
乙 A2
乙 A1
乙 A3
乙 A2
乙 B1
乙 A3
乙 B2
乙 B1
乙C
乙 B2

図－6 3D-FEM モデル(地盤及び管きょ)
18

4

こ う えい フ ォ ー ラ ム第 23 号 / 2015.3
こうえいフォーラム第 22 号＆日本工営技術情報 No.34 / 2013

だと考えられる。
れる。
また、 最大地盤変位は非対称であり、 負方向変位が大きい。
29
また、最 大 地 盤 変 位 は非 対 称 であり、負 方 向 変 位 が大 き
2両地盤モデルに対して、縦断方向と横断方向の固有値解
両地盤モデルに対して、 縦断方向と横断方向の固有値解析
これは入力地震動波形の最大値が負であり、 地震時の地盤が30 い。これは入力地震動波形の最大値が負であり、地震時の地3 を行い、析を行い、振動特性値から選出した有効質量比が最も大きい
振動特性値から選出した有効質量比が最も大きい二地震動波形に追従することを示唆している。
31 盤が地震動波形に追従することを示唆している。
4 つのモードを支配的なモードとし、二つのモードを支配的なモードとし、レーリー減衰定数を求め
レーリー減衰定数を求めた。
2） 発生断面力
2) 発 生 断 面 力
5 た。レベル１とレベル２の地震動に対して、各地盤モデルのレ 32
レベル 1 とレベル 2 の地震動に対して、 各地盤モデルのレー
図－ 8 に示すトンネルの発生断面力から、 地盤モデル 1 で
図‐8 に示すトンネルの発生断面力から、地盤モデル１では
6 ーリー減衰定数を設定し、動的解析を行った。以下に解析結 33
リー減衰定数を設定し、 動的解析を行った。 以下に解析結果
は最大引張軸力と曲げモーメントは地盤変化点から離れて、
34
最大引張軸力と曲げモーメントは地盤変化点から離れて、泥7 果についてまとめた。
をまとめた。
泥岩層 （Ka） からシルト層 （Ac） へ進むにつれ、 大きくなる
35 岩（Ka）からシルト（Ac）へ進むにつれ、大きくなる傾向がある。
8
傾向がある。 また、 曲げモーメントはトンネルのスプリングライ
36 また、曲げモーメントはトンネルのスプリングラインより上の位置
9 （1）（1） 地盤変形および発生断面力
地盤変形及び発生断面力
ンより上の位置付近で最大となり、 軸力最大値は端部に近い
10地盤モデル１と地盤モデル２における縦断方向と横断方向 37 付近で最大となり、軸力最大値は端部に近い所で発生した。
地盤モデル 1 と地盤モデル 2 における縦断方向と横断方向所で発生した。 一方、 地盤モデル 2 では、 縦断方向の場合、11 の地 盤 変 形 及 び発 生 断面 力を確 認 するため、レベル２地震 38 一 方 、地 盤 モデル２では、縦 断 方 向 の場 合 、最 大 引 張 軸力の地盤変形および発生断面力を確認するため、 レベル 2 地震
最大引張軸力はトンネルの両端で最も大きく、 中央に近づく
12 動時の最大地盤変形を図‐7、最大断面力を図‐8 に示す。な 39 はトンネルの両端で最も大きく、中央に近 づくにつれて小さく
動時の最大地盤変形を図－ 7、 最大断面力を図－ 8 に示す。
につれて小さくなる傾向がある。 横断方向の場合、 地盤モデ
13 お、ここで着目 した断 面力 は縦 断方向 には本体 の最大軸力 40 なる傾向がある。横断方向の場合、地盤モデル１と同じく曲げ
なお、 ここで着目した断面力は縦断方向には本体の最大軸力
ル 1 と同じく曲げモーメントはトンネルのスプリングラインの上下
14 を、横断方向には最大曲げモーメントを対象とし、その応答値 41 モーメントはトンネルのスプリングラインの上下 45°の位置でを、 横断方向には最大曲げモーメントを対象とし、 その応答値 42 45°の位置で最大となった。
この結果は、 下水道で一般に用最大となった。この結果
は、下水道で一般に用 いられる応答
15 は地震動による増加量である。
12）と概ね一致している。
は地震動による増加量である。
いられる応答変位法による解析結果
43 変位法による解析結果と概ね一致している。
161) 地 盤 変 形
1） 地盤変形44
17
図‐7 から縦断方向と横断方向共に、地盤モデル１では地部材の安全性照査
図－ 7 から縦断方向と横断方向ともに、 地盤モデル 1 では 45 （2）（2） 部 材 の安 全 性 照 査
18 盤の変形は硬質地盤層（泥岩（Ｋａ）と定義する）で小さく、軟着目した地盤の変形は硬質地盤層 （泥岩 （Ka） と定義する） で小さく、着目した3030リングのセグメントと継手に発生した曲げモーメ
リングの覆工本体と継手に発生した曲げモーメ
19 弱層（シルト（Ac 層）と定義する）で大きい。しかし、地盤モデ 46
せん断力および軸力に対して、
レベル 1 では許容応力
軟弱層 （シルト層 （Ac） と定義する） で大きい。 しかし、 地 47 ント、ント、せん断力及び軸力 に対して、レベル１では許
容応力度
20 ル２では地盤の変形は両端で小さく、軟弱層が厚い中央で最レベル
2では限界状態法により安全照査を行い、その盤モデル 2 では地盤の変形は両端で小さく、 軟弱層が厚い中 48 度法、法 、レベル２では限 界状態法により安全 照査 を行 い、その結21 も大きい。また、軟弱地盤は層厚が大きくなるほど、変形が大
結果を表－ 2 と表－ 3 に示した。 なお、 断面力は着目部の両央で最も大きい。 また、 軟弱地盤は層厚が厚くなるほど、 変22 きい。これらは硬質地盤の拘束とともに、軟弱地盤の層厚にも 49 果を表‐2 と表‐3 に示した。なお、断面力は着目部の両端の２2 リングを無視したものとし、セグメント本体の終局耐力は、
形が大きい。 これらは硬質地盤の拘束とともに、 軟弱地盤の 50 端のリングを無視したものとし、セグメント本体の終局耐力は、二次23 起因することを示唆している。
二次覆工を考慮して、主断面の全塑性耐力とする。
層厚にも起因することを示唆している。
24
最大地盤変形は、縦断方向と横断方向両方ともに地盤モ 51 覆工を考慮して、主断面の全塑性耐力とする。
表－
地盤モデル 1 の本体は横断方向加振の場合、最大地盤変形は、 縦断方向と横断方向ともに地盤モデル 1
表‐22 から、から、地盤モデル１の本体は横断方向加振の場合、
25 デル１（縦断：-30.17cm,横断；-30.74cm）が地盤モデル２（縦 52
内側の最大圧縮応力は許容応力度を 17.4% 上回ったが、 実（縦断：－ 30.17cm, 横断：－ 30.74cm） が地盤モデル 2 （縦26 断：-25.91cm,横断；-24.15cm）より大きい。これは、地盤モデ 53 内 側の最大圧 縮応力 は許容応 力度 を 17.4％上回 ったが、次覆工があることで発生曲げモーメントの一部を分担す： － 25.91cm, 横 断 ： － 24.15cm） よ り 大 き い。 こ れ は、 54 際に
実 際2に２次
覆 工 があることで発 生 曲 げモーメントの一 部 を分
27 断
ル１の最も厚い軟弱層が地盤モデル２より厚いからだと考えら
28

1 4.4. 解析結果および考察
解析結果及び考察

地盤モデル 1 の最も厚い軟弱層が地盤モデル 2 より厚いからる こ と 13) と、 許 容 応 力 度 （160N/mm 2） が 降 伏 強 度 （245

モデル１

モデル２

最大変位δmax=-30.17cm

最大変位δmax=-25.91cm

縦断方向

管
軸
方
向

（+）

（+）
Ka

Ka

最大変位δmax=-30.74cm

最大変位δmax=-24.15cm

鉛

横断 方向

直
方
向

（+）

Ka

（+）

Ka

図－7 地盤最大変形（レベル 2）
図－ 7 地盤最大変形 （レベル 2）
519

3 次元 FEM 解析による既設シールド幹線の耐震診断

引張(+)
縦
縦

縦
断

断

断
方

方

方
向

向

向

引張(+)
引張(+)
地層変化部

横
断

断

断
方

方

方
向

向

向

表－2

引張(+)
引張(+)

地層変化部
地層変化部

最大引張軸力 Nt(kN)

最大引張軸力 Nt(kN)

最大引張軸力Nt(kN)
最大引張軸力Nt(kN)

最大引張軸力Nt(kN)
最大引張軸力Nt(kN)

地層変化部

横
横

引張(+)

地層変化部
地層変化部

最大正曲げモーメント

最大正曲げモーメント

M+(kN・m)
最大正曲げモーメント
最大正曲げモーメント

M+(kN・m)
最大正曲げモーメント
最大正曲げモーメント

M+(kN・m)M+(kN・m)図－8
地震動による最大増加断面力（レベルM+(kN・m)2） M+(kN・m)
図－ 8 地震動による最大増加断面力 （レベル 2）
図－8
地震動による最大増加断面力（レベル
図－8
地震動による最大増加断面力（レベル2） 2）
レベル 1 の耐震照査結果一覧
表－3 レベル 2 の耐震照査結果一覧

レベル
1 の耐震照査結果一覧
表－2
11 の耐震照査結果一覧
表－表－2
2 レベル
レベル
部材
部材 部材
セグメン

照査項目
照査項目
照査項目

圧縮応力

部材

モデル２
L1モデル１
耐震照査結果（応力/許容応力度）
L1 耐震照査結果（応力/許容応力度）
5.8%<1.0
/ OK
モデル１
モデル１

部材 部材

3.4%<1.0
/ OK
モデル２
モデル２

セグメン

9.1%<1.0/ OK
3.5%<1.0/ OK
5.8%<1.0/ OK3.4%<1.0
3.4%<1.0/ OK
5.8%<1.0
/ OK
/ OK

照査項目
照査項目
照査項目

圧縮軸力

管軸方向
鉛直方向

鉛直方向
鉛直方向

ト本体
引張軸力
縦セグメン
圧縮軸力
圧縮軸力
セグメン

管軸方向
管軸方向

縦
ト本体
引張応力
圧縮応力
圧縮応力
セグメン
管セグメン

表－3
2 の耐震照査結果一覧
表－3
レベル
2 の耐震照査結果一覧
表－
3レベル
レベル
2 の耐震照査結果一覧

L1 耐震照査結果（応力/許容応力度）

L2 耐震照査結果（断面力/終局耐力）

モデル 2
L2モデル１
耐震照査結果（断面力/終局耐力）
L2 耐震照査結果（断面力/終局耐力）
0.287<1.0
/ OK
モデル１
モデル１

0.071<1.0
OK
モデル
モデル
2 /2

0.295<1.0/ OK
0.070<1.0/ OK
0.287<1.0/ OK
0.071<1.0/ OK
0.287<1.0/ OK
0.071<1.0/ OK

縦 断
ボルト引張応力36.3%<1.0/ OK
20.0%<1.0/ OK
ト本体ト本体軸縦引張応力9.1%<1.0/ OK3.5%<1.0
3.5%<1.0/ OK 縦 断縦ト本体ト本体
引張応力
ボルト引張軸力
9.1%<1.0/ OK/ OK
0.708<1.0/ OK
0.226<1.0
/ OK
引張軸力
引張軸力
0.295<1.0/ OK
0.070<1.0/ OK
0.295<1.0/ OK
0.070<1.0
/ OK
管 管
方断
ボルトせん断応力
86.0%<1.0/OK
78.5%<1.0/OK
ボルト引張応力36.3%<1.020.0%<1.036.3%<1.0/ OK / OK
20.0%<1.0/ OK / OK
ボルトせん断力
断軸 方軸 リング継ボルト引張応力1.506>1.0/ NG
0.812<1.0/ OK
ボルト引張軸力 0.708<1.00.708<1.0/ OK
0.226<1.0/ OK/ OK
0.226<1.0/ OK
断 方断 リング継ボルト引張軸力
向方 手部
継手板引張り応力
35.2%<1.0/OK
19.4%<1.0/
OK
方 リング継ボルトせん断応力
手部
ボルトせん断応力
86.0%<1.0/OK
78.5%<1.0/OK
86.0%<1.0 / OK 78.5%<1.0 / OK
継手板引張り力1.558>1.0/ NG
0.498<1.0/ OK
ボルトせん断力 1.506>1.0
1.506>1.0/ NG
0.812<1.0/ OK
ボルトせん断力/ NG
0.812<1.0
/ OK
リング継
リング継
方 向方 リング継方 方
向 向手部 手部
継手板せん断応力
3.3%<1.0/ OK
1.8%<1.0/ OK
継手板引張り応力 35.2%<1.0
継手板引張り応力
35.2%<1.0/ OK
19.4%<1.0/ OK/ OK
19.4%<1.0/ OK
継手板引せん断手部 手部継手板引張り力
0.141<1.0/ OK
0.045<1.0/ OK
継手板引張り力 1.558>1.0
1.558>1.0/ NG
0.498<1.0/ OK/ NG
0.498<1.0/ OK
向 向
最大圧縮応力117.4%>1.0/ NG
94.0%<1.0/ OK
継手板せん断応力 3.3%<1.0
継手板せん断応力
3.3%<1.0/ OK1.8%<1.0
1.8%<1.0
/ OK
/ OK
/ OK
最大曲げモーメント
1.270>1.0/NG
0.960<1.0/
OK
継手板引せん断 0.141<1.0
セグメン継手板引せん断
0.141<1.0
0.045<1.0/ OK / OK
0.045<1.0/ OK / OK
セグメン
横最大引張応力82.8%<1.0/ OK
65.0%<1.0/ OK
最大圧縮応力 117.4%>1.0
横最大圧縮応力117.4%>1.0/ NG
94.0%<1.0/ OK/ NG
94.0%<1.0
/ OK
ト本体
鉛
最大せん断力0.380<1.0/OK
0.290<1.0/ OK
最大曲げモーメント
最大曲げモーメント
1.270>1.0
0.960<1.0/ OK
1.270>1.0/ NG / NG
0.960<1.0
/ OK
セグメン
セグメン
ト本体
セグメン
セグメン
横 断横
最大せん断応力18.4%<1.0/OK
14.2%<1.0/OK直最大引張応力最大引張応力82.8%<1.0
65.0%<1.0
82.8%<1.0/ OK / OK
65.0%<1.0/ OK / OK
横ト本体
最大曲げモーメント
鉛
ト本体
0.090<1.0/OK
0.100<1.0/
OK
鉛 断横
最大せん断力0.380<1.0/OK
0.290<1.0/ OK
最大せん断力0.380<1.0/OK
0.290<1.0/
OK
ト本体ト本体セグメン
方直ボルト最大引張
圧縮
圧縮
最大せん断応力
最大せん断応力18.4%<1.0/OK
14.2%<1.0/
OK 断 方断
18.4%<1.0/
OK/OK
14.2%<1.0/
OK/OK
直 断
最大せん断力0.980<1.0/ OK
0.720<1.0/ OK
最大曲げモーメント
最大曲げモーメント
0.090<1.0/ OK
0.100<1.0/ OK
0.090<1.0/ OK
0.100<1.0/ OK
断 方 セグメン
ト継手部
向
セグメン
セグメン
最大せん断応力94.9%<1.0
方 方ボルト最大引張/OK 54.4%<1.0/OK 方 向方ボルト最大引張圧縮 圧縮/OK/OK
圧縮 圧縮/OK/OK
目開き量(mm)
1.66<5.0/ OK
1.71<5.0/ OK
最大せん断力最大せん断力0.980<1.0/ OK
0.720<1.0/ OK
0.980<1.0/ OK
0.720<1.0/ OK
方 ト継手部
方 向セグメン
セグメン
ト継手部
ト継手部
向 向
目開き量(mm)0.911<5.0/ OK
0.799<5.0/ OK
最大せん断応力
最大せん断応力94.9%<1.0/OK
54.4%<1.0/OK 向 向94.9%<1.0/OK
54.4%<1.0/OK
目開き量(mm)
目開き量(mm)
1.66<5.0
1.71<5.0
1.66<5.0/ OK / OK1.71<5.0/ OK / OK
ト継手部
ト継手部
向 向
目開き量(mm)
目開き量(mm)0.911<5.0
0.799<5.0
0.911<5.0/ OK / OK
0.799<5.0/ OK / OK

1

担すること 10) と、許容応力度（160 N/mm 2 ）が降伏強度（2457

一方、レベル２の場合、セグメント本体及び継手に発生した

10)
2
2
N/mm
）に安全率
1.5
断 面力
に対 して、終 局限 界状態 法 より行 った照 査結果 （表‐担すること
1 N/mmと、許容応力度（160N/mm）が降伏強度（2457 8 7 した断面力に対して、終局限界状態法より行った照査結果
一方、レベル２の場合、セグメント本体及び継手に発生した
1 2担することと、許容応力度（160N/mm）が降伏強度（245
一方、レベル２の場合、セグメント本体及び継手に発生した） 10)に安全率1.5以上としたものであることを考慮すれば以上としたものであることを考慮すれば（表
2
2
トンネル構造は安全である。それ以外は、両モデルは縦断方3）から、地盤モデル２は縦断方向と横断方向ともに、セグメン
N/mm
2 トンネル構造は安全である。
）に安全率以上としたものであることを考慮すれば
8－
断
に対
して、終
界状態
法 より行
った照
査結果
2 3N/mm）に安全率
1.5 1.5以上としたものであることを考慮すれば
面力
に対
して、終
局限局限
界状態
法 より行
った照
査結果
（表‐（表‐
それ以外は、 両モデルは縦断方 8 9断
3）面力
から、
地盤モデル
2 は縦断方向と横断方向ともに、
セ22

向と横断方向ともに、セグメント本体及び継手に発生した応力
ト本体と継手部の発生断面力は終局耐力以下であり、シール
3 向と横断方向ともに、
トンネル構造は安全である。それ以外は、両モデルは縦断方
9 グメント本体と継手の発生断面力は終局耐力以下であり、3）から、地盤モデル２は縦断方向と横断方向ともに、セグメン
3 4トンネル構造は安全である。それ以外は、両モデルは縦断方
セグメント本体および継手に発生した応 9103）から、地盤モデル２は縦断方向と横断方向ともに、セグメン
シーは許容応力度以下であるため、耐震要求性能に満足すること
11
ド管きょの要求耐震性能を満足していることが分かった。しか4 力は許容応力度以下であるため、向と横断方向ともに、セグメント本体及び継手に発生した応力
10
ト本体と継手部の発生断面力は終局耐力以下であり、シール
4 5向と横断方向ともに、セグメント本体及び継手に発生した応力
10
ト本体と継手部の発生断面力は終局耐力以下であり、シール
耐震要求性能に満足するこ
ルド管きょの要求耐震性能を満足していることが分かった。 しが確認できた。
し、地
盤 モデル１では、縦断方
向 のリング継 手 と横 断 方 向の5 とが確認できた。
は許容応力度以下であるため、耐震要求性能に満足すること
ド管きょの要求耐震性能を満足していることが分かった。しか5 6は許容応力度以下であるため、耐震要求性能に満足すること111211
ド管きょの要求耐震性能を満足していることが分かった。しか
かし、
地盤モデル
1 では、 縦断方向のリング継手と横断方向
66 が確認できた。
し、地盤 モデル１では、縦断方
向 のリング継手 と横方 向のが確認できた。
し、地
盤 モデル１では、縦断方
向 のリング継
手 と横
断 方断
向の
一方、 レベル 2 の場合、 セグメント本体および継手に発生12 12の本体ともに、発生断面力は終局耐力を超えたため、
管きょ

6
20
6 6

こ う えい フ ォ ー ラ ム第 23 号 / 2015.3
こうえいフォーラム第2222
号＆日本工営技術情報
No.34/ 2013
こうえいフォーラム第号＆日本工営技術情報
No.34/ 2013とせん断力をそれぞれ図－ 10 と図－ 11 に示す。 ただし、 着の安全性を確保できず、 耐震要求性能を満たさなかった。
1 1 本本体体ともに、発生
断面
力力
は終局
耐耐
力力
を超
えたため、トンネル
ともに、発生断面は終局を超えたため、トンネル 1010 力とせん断力をそれぞれ図‐10
力とせん断力をそれぞれ図‐10と図‐11と図‐11に示す。ただし、着目に示す。ただし、着目
目区間以外の等価円筒でモデル化したトンネルの影響を除く
2 2 の安全性を確保できず、耐震要求性能を満たさなかった。
11
区間以外の等価円筒でモデル化したトンネルの影響を除くたの安全性を確保できず、耐震要求性能を満たさなかった。
11
区間以外の等価円筒でモデル化したトンネルの影響を除くた（3） 地盤の影響ため、 モデル境界にある両端部のリング （R1 と R30） の結果
3 3 （3）1212 め、モデル境界にある両端部のリング（R１と（3）地盤の影響
地盤の影響
め、モデル境界にある両端部のリング（R１とR30）の結果は無R30）の結果は無は無視した。
地盤の変化によるシールド管きょの挙動の影響を調べるため
13
視した。
13
視した。
4 4 地盤の変化によるシールドトンネルの挙動の影響を調べる
地盤の変化によるシールドトンネルの挙動の影響を調べる
1） セグメント本体の最大断面力に着目した区間 （30 リング） のトンネルに対して、 本体と継手セグメント本体の最大断面力
5 5 ために着目した区間（30ために着目した区間（30リング）のトンネルに対して、本体と継リング）のトンネルに対して、本体と継 1414 1)1)セグメント本体の最大断面力
図－ 9 から、 レベル 1 とレベル 2 ともに、 地盤モデル 1 のに発生した最大断面力を抽出して地盤モデル 1 と地盤モデル‐9‐9から、レベル１とレベル２共に、地盤盤
モデル１の場
合合から、レベル１とレベル２共に、地モデル１の場
6 6 手に発生した最大断面力を抽出して地盤モデル１と地盤モデ手に発生した最大断面力を抽出して地盤モデル１と地盤モデ 1515 図図
場合は、 トンネル本体に発生した最大断面力は泥岩層 （Ka）
2 と比較した。 セグメント本体に発生した最大軸力と曲げモーメ
16
は、トンネル本体に発生した最大断面力は泥岩（Ka）からシル
16は、トンネル本体に発生した最大断面力は泥岩（Ka）からシル
7 7 ル２と比較した。セグメント本体に発生した最大軸力と曲げモル２と比較した。セグメント本体に発生した最大軸力と曲げモからシルト層 (Ac) に行くにつれて大きくなる。 また、 完全に硬ントとの比較結果を図－ 9 に示す。 また、 セグメント継手に発
くにつれて大きくなる。また、完全
に硬質
地盤
にあ
ト(Ac)に行
くにつれて大きくなる。また、完全
に硬質
地盤
にあ
8 8 ーメントとの比較結果を図‐9ーメントとの比較結果を図‐9に示す。また、セグメント継手にに示す。また、セグメント継手に 1717 ト(Ac)に行
質地盤にあるトンネル部分以外の発生最大断面力は地盤モデ生した最大曲げモーメントとせん断力、 リング継手の最大軸力
るトンネル部分以外の発生最大断面力は地盤モデル２よりは
9 9 発生した最大曲げモーメントとせん断力、リング継手の最大軸発生した最大曲げモーメントとせん断力、リング継手の最大軸 1818 るトンネル部分以外の発生最大断面力は地盤モデル２よりは
モデル１
モデル１

モデル２
モデル２

Ac Ac

最大軸力 Nmax（ｋN/R)
最大軸力 Nmax（ｋN/R)

セグメント本体の最大軸力分布（管軸方向）（縦断方向）
セグメント本体の最大軸力分布（管軸方向）
L1(圧縮)
L2(圧縮)
L1(圧縮)
L2(圧縮)
5,000
5,000
4,000
4,000
L1(引張)
L2(引張)
L1(引張)
L2(引張)
3,000
3,000
2,000
2,000
1,000
1,000
0 0
-1,000-1,000-2,000-2,000-3,000-3,000-4,000-4,000-5,000-5,000
R2 R2
R4 R4
R6 R6
R8 R8
R10R10
R12R12
R14R14
R16R16
R18R18
R20R20
R22R22
R24R24
R26R26
R28R28最大力 Nmax（ｋN/R)
最大軸力
最大力 Nmax（ｋN/R)

Ka Ka

最大曲げモーメントMmax（ｋN・m/R)
最大曲げモーメントMmax（ｋN・m/R)

曲げモーメント
曲げモーメント

セグメント本体の最大曲げモーメント分布（横断方向）
セグメント本体の最大曲げモーメント分布（横断方向）
L1(Mmin)L2(Mmin)L1(Mmin)L2(Mmin)100100L1(Mmax)
L2(Mmax)
L1(Mmax)
L2(Mmax)
80 80
60 60
40 40
20 20
0 0
-20-20-40-40-60-60-80-80
-100
-100
R2 R2
R4 R4
R6 R6
R8 R8
R10R10
R12R12
R14R14
R16R16
R18R18
R20R20
R22R22
R24R24
R26R26
R28R28Ac Ac

セグメント本体の最大曲げモーメント分布（横断方向）
セグメント本体の最大曲げモーメント分布（横断方向）
L1(Mmin)L2(Mmin)L1(Mmin)L2(Mmin)100100L1(Mmax)
L2(Mmax)
L1(Mmax)
L2(Mmax)
80 80
60 60
40 40
20 20
0 0
-20-20-40-40-60-60-80-80R2 R2R4 R4
R6 R6
R8 R8
R10R10
R12R12
R14R14
R16R16
R18R18
R20R20
R22R22
R24R24
R26R26
R28R28最大曲げモーメントMmax（ｋN・m/R)
最大曲げモーメントMmax（ｋN・m/R)

軸力
軸力

セグメント本体の最大軸力分布（縦断方向）
セグメント本体の最大軸力分布（縦断方向）
L1(圧縮)
L2(圧縮)
L1(圧縮)
L2(圧縮)
5,000
5,000
L1(引張)
L2(引張)
L1(引張)
L2(引張)
4,000
4,000
3,000
3,000
2,000
2,000
1,000
1,000
0 0
-1,000-1,000-2,000-2,000-3,000-3,000-4,000-4,000-5,000-5,000
R2 R2
R4 R4
R6 R6
R8 R8
R10R10
R12R12
R14R14
R16R16
R18R18
R20R20
R22R22
R24R24
R26R26
R28R28図－
9 セグメント本体の最大断面力
セグメント本体の最大断面力図－9図－9セグメント本体の最大断面力
モデル２
モデル２

モデル１
モデル１

モモ
ーー
メメ
ンン
トト

4 4

L1(Mmin)L1(Mmin)L2(Mmin)L2(Mmin)

3 3

L1(Mmax)
L1(Mmax)

L2(Mmax)
L2(Mmax)

2 2
1 1
0 0
-1 -1
-2 -2
-3 -3
-4 -4
R2 R2
R4 R4
R6 R6
R8 R8
R10R10
R12R12
R14R14
R16R16
R18R18
R20R20
R22R22
R24R24
R26R26
R28R28Ac Ac

セグメント継手部の最大曲げモーメント分布（横断方向）
セグメント継手部の最大曲げモーメント分布（横断方向）
最大曲げモーメントMmax（ｋN・m/R)
最大曲げモーメントMmax（ｋN・m/R)

げげセグメント継手部の最大曲げモーメント分布（横断方向）
セグメント継手部の最大曲げモーメント分布（横断方向）
最大曲げモーメントMmax（ｋN・m/R)
最大曲げモーメントMmax（ｋN・m/R)

曲 げ モ ー メ ン ト

曲曲

力力

250250200200150150100100
50 50
0 0
R2 R2
R4 R4
R6 R6
R8 R8
R10R10
R12R12
R14R14
R16R16
R18R18
R20R20
R22R22
R24R24
R26R26
R28R28
Ac Ac

Ka Ka

L2(Mmin)L2(Mmin)L2(Mmax)
L2(Mmax)

2 2
1 1
0 0
-1 -1
-2 -2
-3 -3
-4 -4
R2 R2R4 R4R6 R6R8 R8
R10R10
R12R12
R14R14
R16R16
R18R18
R20R20
R22R22
R24R24
R26R26
R28R28Ac Ac

セグメント継手部の最大せん断力分布（横断方向）
セグメント継手部の最大せん断力分布（横断方向）
L2(S)
L2(S)

300300

最大せん断力 Nmax（ｋN/R)
最大せん断力 Smax
Nmax（ｋN/R)

断断

最大せん断力 Nmax（ｋN/R)
最大せん断力 Smax
Nmax（ｋN/R)

んん

3 3

Ka Ka

セグメント継手部の最大せん断力分布（横断方向）
セグメント継手部の最大せん断力分布（横断方向）
L1(S)
L2(S)
L1(S)
L2(S)
300300

せせL1(Mmin)L1(Mmin)L1(Mmax)
L1(Mmax)

4 4

L1(S)
L1(S)

25025020020015015010010050 50
0 0
R2 R2R4 R4
R6 R6R8 R8
R10R10
R12R12
R14R14
R16R16
R18R18
R20R20
R22R22
R24R24
R26R26
R28R28
Ac Ac

図－10
図－
10 セグメント継手部の最大断面力（横断方向）
セグメント継手部の最大断面力（横断方向）
図－10
セグメント継手部の最大断面力（横断方向）
77
21

24

変化はしなかった。しかし、せん断力については、地盤モデ

25

ル１の場合、地盤急変部の影響が大きく、その変化は激しく、

26

複雑となった。地盤モデル２の最大せん断力は端部以外に、3 次元 FEM 解析による既設シールド幹線の耐震診断以外に、3 次元の解析結果より小さく 5～9 割ぐらいになってい51る。せん断力は 3 次元解析の 3 割にしかならず、2 次元応答52

変 位 法 は管 きょの断 面 力 を過 小 評 価 することを示 唆 していモデル２

リング継手部の最大軸力分布（縦断方向）

リング継手部の最大軸力分布（縦断方向）

L1(引張)

5,000

L2(引張)
最大引張力 Nmax（ｋN/R)

最大引張力 Nmax（ｋN/R)

力

げモーメントと軸力はレベル 2 の正曲げの軸力が若干大きい

50

モデル１

5,000

軸

49

3,000
1,000
-1,000-3,000-5,000

3,000
2,000
1,000
0
-1,000R2 R4 R6 R8 R10 R12 R14 R16 R18 R20 R22 R24 R26 R28

Ka

リング継手部の最大せん断力分布（縦断方向）

ん断力

L1(Smax)

L2(Smax)

5,000
4,000
3,000
2,000
1,000
0
R2 R4 R6 R8 R10 R12 R14 R16 R18 R20 R22 R24 R26 R28

リング継手部の最大せん断力分布（縦断方向）

最大せん断力 Smax
Nmax（ｋN/R)

せ最大せん断力 Smax
Nmax（ｋN/R)

6,000

L2(引張)-2,000R2 R4 R6 R8 R10 R12 R14 R16 R18 R20 R22 R24 R26 R28
Ac

L1(引張)

4,000

6,000

L1(Smax)

L2(Smax)

5,000
4,000
3,000
2,000
1,000
0
R2 R4 R6 R8 R10 R12 R14 R16 R18 R20 R22 R24 R26 R28

図－11
リング継手部の最大断面力（縦断方向）
図－
11 リング継手部の最大断面力（縦断方向）
ル 28よりはるかに大きい。 これは地盤変化点において、 硬質

ほぼ一定であった。 この隣接リング間の変動が少ないのは千地盤 （Ka） の拘束によって大きな相対せん断ひずみが生じた

鳥配置によるセグメントの組合せの効果によるものと推定されためと考えられる。本体の軸力について、地盤モデル 1 の場合、る。

トンネルが完全に硬質地盤から出る箇所付近で発生最大軸力

3） リング継手

は最も大きい。 一方、 トンネル全体が軟弱地盤にある地盤モ

図－ 11 に示すリング継手の断面力について、 発生した最デル 2 では、 軸力は両端から中央に行くにつれて減少するが、大引張力はほぼ本体の軸力と同じく、 地盤モデル 1 では硬質

最後に中央付近で収束する傾向がある。

地盤から軟弱地盤へ進むにつれ大きくなり、 地盤モデル 2 で

また、 最大曲げモーメントは、 地盤モデル 1 の場合、 トンネ

中央が最小となる。 せん断力については、 地盤モデル 1 の場

ルが硬質地盤から出てからトンネルの上半分が出るまで徐々に合、 完全に硬質地盤から出る箇所で最も大きいが、 地盤モデ増大するが、 その後ほぼ一定となった。 一方、 地盤モデル 2

ル 2 の場合はほぼ一定である。

の場合、最大曲げモーメントが隣接リング間で多少変動するが、全体的に殆ど変化しなかった。 地盤モデル 1 の地盤変化点の影響範囲は、 縦断方向では 15 リングあることに対して、 横断
方向は 8 リングしかないことが分かる。

5. 提案手法の妥当性および有効性
本提案手法を検証するために、 「下水道施設の耐震対策指2） セグメント継手の最大断面力

針と解説 2006 年版」 1） （以後、指針と略称） のシールド管きょ

図－ 10 から、 セグメント継手の断面力の変化は地盤によっの耐震設計手法により検討を行い、 地盤モデル 2 の 3 次元耐て異なることが分かる。 地盤モデル 1 の場合、 曲げモーメント

震検討結果と比較した。 最大断面力の比較結果を表－ 4、 安の変化パターンは本体とほぼ同じく、 硬質地盤からトンネルの全照査の結果を表－ 5 に示す。 なお、 表－ 4 の 3 次元結果

上半分が出る箇所が最も大きい。 また、 急変部の影響範囲がは地盤モデル 2 の解析応答値である。

短く、 硬質地盤からトンネルの上半分が出る箇所から、 曲げモーメントがほぼ一定となった。 一方、 地盤モデル 2 の場合、

（1） 応答変位法との比較検討

セグメント継手に発生した最大曲げモーメントは両端部のリング

表－ 4 から、 横断方向の場合、 指針の応答変位法による曲以外に、 隣接リング間に小さい範囲で変動するものの、 殆ど

げモーメントと軸力はレベル 2 の正曲げの軸力が若干大きい以変化はしなかった。 しかし、 せん断力については、 地盤モデ

外に、 3 次元の解析結果より小さく 5 ～ 9 割ぐらいになっていル 1 の場合、 地盤急変部の影響が大きく、 その変化は激しく、る。 せん断力は 3 次元解析の 3 割にしかならず、 2 次元応答複雑となった。 地盤モデル 2 の最大せん断力は端部以外に、変位法は管きょの断面力を過小評価することを示唆している。

曲げモーメントと同じ隣リング間に若干変動するが、 全体的にこの傾向は 「シールドトンネルの耐震検討」 2） の試算結果と一22

こ う えい フ ォNo.34
ー ラ ム第23 号 / 2015.3
こうえいフォーラム第 22 号＆日本工営技術情報/ 2013

こうえいフォーラム第 22 号＆日本工営技術情報 No.34 / 2013

表－
4 最大断面力結果の比較（地盤モデル 2）
表－4
最大断面力結果の比較（地盤モデル２）
表－4 最大断面力結果の比較（地盤モデル２）
2D
下水道耐震指針
本提案手法
検討
方向
検討
方向
縦
断
縦
方
断
向
方
向
横
断
横
方
断
向
方
向

最大断面力
最大断面力

2D/3Dの比率(3D動的解析)本提案手法
2D/3Dの比率(3D動的解析)
レベル１ レベル２ レベル１ レベル２ レベル１ レベル２応答変位法
（2D応答変位法)
2D
下水道耐震指針
応答変位法（2D応答変位法)

レベル１ レベル２ レベル１ レベル２ レベル１ レベル２

圧縮軸力 Nc(kN/Ring) 5333.3

M(kN・m)M(kN・m)
N(kN)

22.3
22.3
156.7

9677.49677.44458.94458.9
46.8
46.8
134.9

N(kN)
M(kN・m)
負曲げ
M(kN・m)
N(kN)
負曲げ
N(kN)
せん断力
S(kN)
せん断力
S(kN)

156.7
-20.1
-20.1
216.2

134.9
-45.7
-45.7
222.0

171.7
-33.2
-33.2
264.7

122.5
-66.0
-66.0
416.3

0.91
0.61
0.61
0.82

1.10
0.69
0.69
0.53

216.2
22.4
22.4

222.0
46.6
46.6

264.7
86.5
86.5

416.3
176.5
176.5

0.82
0.26
0.26

0.53
0.26
0.26

圧縮軸力 Nc(kN/Ring) 5333.3
引張軸力 Nt(kN/Ring) 1511.4
引張軸力 Nt(kN/Ring) 1511.4

正曲げ
正曲げ

595.3
595.3
621.1
621.1
30.0
30.0
171.7

1224.81224.81196.31196.3
55.2
55.2
122.5

8.96
8.96
2.43
2.43
0.74
0.74
0.91

7.90
7.90
3.73
3.73
0.85
0.85
1.10

表－5 安全照査結果の比較（幹線全体の耐震照査）表－（幹線全体の耐震照査）
表－55 安全照査結果の比較
安全照査結果の比較（幹線全体の耐震照査）
本提案手法(3D動的解析)
下水道耐震設計指針
検討
部位
照査項目
(2D応答変位法)
方向
下水道耐震設計指針
検討(地盤変化点）Model1本提案手法(3D動的解析)
Mode2（軟弱地盤）部位
照査項目(2D応答変位法)
方向 セグメン 圧縮軸力
（軟弱地盤）（軟弱地盤）(地盤変化点）Mode12Model1Mode2
0.287<1.0/ OK
0.071<1.0/ OK
0.563<1.0 / OK
縦
断
縦
方
断
向
方
向
横
断
横
方
断
向
方
向

ト本体 圧縮軸力0.295<1.0 // OKOK
引張軸力
0.287<1.0
セグメン
0.708<1.0 // OKOK
ボルト引張軸力
ト本体 引張軸力
0.295<1.0
リング継 ボルト引張軸力
1.506>1.0 // OKNG
ボルトせん断力
0.708<1.0
手部
継手板引張り力1.558>1.0 // NGNG
リング継1.506>1.0
ボルトせん断力
0.141<1.0 // NG
OK
継手板引せん断手部
継手板引張り力1.558>1.0
1.270>1.0 // OKNG
セグメン 継手板引せん断
最大曲げモーメント 0.141<1.0
ト本体 最大曲げモーメント
最大せん断力0.380<1.0 // NGOK
1.270>1.0
セグメン
0.090<1.0 // OK
OK
最大曲げモーメント 0.380<1.0
ト本体 最大せん断力
セグメン
0.980<1.0 // OKOK
最大せん断力0.090<1.0
最大曲げモーメント
ト継手部
セグメン
1.66<5.0(mm)/ OK
目開き量(mm)0.980<1.0 / OK
最大せん断力ト継手部
1.66<5.0(mm) / OK
目開き量(mm)

1 る。この傾向は「シールドトンネルの耐震検討」 ２） の試算結果と 22２）1の試算結果と 22
2 る。この傾向は「シールドトンネルの耐震検討」
一致している。また、地盤モデル１の最大断面力は地盤モデ23致している。
また、地盤モデル
1の最大断面力は地盤モデル
2
一致している。また、地盤モデル１の最大断面力は地盤モデ
23
3 ル２より大きいから、横断方向の場合は基盤変化や縦断方向 24
2 より大きいから、 横断方向の場合は基盤変化や縦断方向の 24
34 ル２より大きいから、横断方向の場合は基盤変化や縦断方向の影響などを考慮できる 3 次元モデルのほうが妥当であると 25
影響などを考慮できる
3 次元モデルのほうが妥当であると考え
43 次元モデルのほうが妥当であると 25
5 の影響などを考慮できる考える。一方、同表から縦断方向の場合、指針の計算法によ
26
られる。
一方、
同表から縦断方向の場合、指針の計算法によ 26
5
考える。一方、同表から縦断方向の場合、指針の計算法によ6 る軸力は 3 次元動的解析結果より大きいことが分かる。これ 27
る軸力は 33次元動的解析結果より大きいことが分かる。
これは、 276次元動的解析結果より大きいことが分かる。これ
7 る軸力は
は、指針の計算法の地震波が正弦波のため周期、最大振幅
28
指針の計算法の地震波が正弦波のため周期、最大振幅およ7
は、指針の計算法の地震波が正弦波のため周期、最大振幅
28
8 及び位相が変化せず、地表面と平行に進行するものとしてお 29
び位相が変化せず、地表面と平行に進行するものとしており、 29
8
9 及び位相が変化せず、地表面と平行に進行するものとしており、管に発生する断面力は軸方向波による最大軸応力と直角
30

0.070<1.0 // OKOK
0.071<1.00.226<1.0 // OKOK
0.070<1.0
0.812<1.0 // OKOK
0.226<1.0
0.498<1.0 // OKOK
0.812<1.0
0.045<1.0 // OKOK
0.498<1.0
0.960<1.0 // OKOK
0.045<1.00.290<1.0 // OKOK
0.960<1.0
0.100<1.0 // OKOK
0.290<1.00.720<1.0 // OKOK
0.100<1.0
1.71<5.0(mm)/ OK
0.720<1.0 / OK

1.71<5.0(mm) / OK

0.259<1.0 // OKOK
0.563<1.0
0.689<1.0 // OKOK
0.259<1.0
0.037<1.0 // OKOK
0.689<1.0
1.516>1.0 // OKNG
0.037<1.0
0.137<1.0 // NGOK
1.516>1.0
0.640<1.0 // OKOK
0.137<1.0
0.080<1.0 // OKOK
0.640<1.0
2.01>1.0 // NG
0.080<1.0OK
0.17<1.0 // NGOK
2.01>1.0
24.14>5.0(mm)/ NG
0.17<1.0 / OK

24.14>5.0(mm) / NG線においては、地盤条件が様々で曲線部などの弱部もあ線においては、地盤条件が様々で曲線部などの弱部もあるので、条件によっては現行の耐震要求性能を満たさな
いては、地盤条件が様々で曲線部などの弱部もあるので、 条
るので、条件によっては現行の耐震要求性能を満たさないケースがあると考えられる。特に、既設幹線は延長が件によっては現行の耐震要求性能を満たさないケースがあるといケースがあると考えられる。特に、既設幹線は延長が長く、安全かつ経済的な耐震対策の策定には管きょの耐考えられる。
特に、 既設幹線は延長が長く、 安全かつ経済的長く、安全かつ経済的な耐震対策の策定には管きょの耐震性能をより正確に評価する必要がある。
な耐震対策の策定には管きょの耐震性能をより正確に評価す
震性能をより正確に評価する必要がある。
本稿の提案手法は、地震時の地盤ひずみが大きくなりる必要がある。
本稿の提案手法は、地震時の地盤ひずみが大きくなりやすい
2 箇所を選定し、その区間の管きょを詳細にシェ
本稿の提案手法は、
地震時の地盤ひずみが大きくなりやすやすい2箇所を選定し、その区間の管きょを詳細にシェ
ル－ばねモデルにより表現して、3次元地盤と構造物連い
2 箇所を選定し、 その区間の管きょを詳細にシェル－ばね
ル－ばねモデルにより表現して、3次元地盤と構造物連成のモデルを用いた動的非線形解析により耐震性能を評
モデルにより表現して、
3次元地盤と構造物連成のモデルを管に発生する断面力は軸方向波による最大軸応力と直角波
9 り、管に発生する断面力は軸方向波による最大軸応力と直角
10波 による最大曲げ応力 と合成したためである。地震時 、本来 30
31 成のモデルを用いた動的非線形解析により耐震性能を評価したものである。表‐4 及び 5 からわかるように、本用いた動的非線形解析により耐震性能を評価したものである。
による最大曲げ応力と合成したためである。
地震時、
本来の
10
波
による最大曲げ応力と合成したためである。地震時、本来
31価したものである。表‐4
及び 5 からわかるように、本11 の地中シールド管きょの挙動は長手方向に沿って異なる地盤 32 提案手法の結果では地盤変化点の地盤モデル１のみが耐4 および表－ 5 から分かるように、 本提案手法の結果で地中シールド管きょの挙動は長手方向に沿って異なる地盤条
11
提案手法の結果では地盤変化点の地盤モデル１のみが耐
12 の地中シールド管きょの挙動は長手方向に沿って異なる地盤
条 件 等 の影 響 で指 針で規定するような正 弦波 ではないはず 32
33 表－
震性能を満足しないが、指針の耐震設計手法の場合は管件等の影響で指針で規定するような正弦波ではないはずであ
12
件 等 の影 響11)
で指針で規定するような正 弦波 ではないはず
13 条
は動的解析法と指針の計算法について比較である。清宮14)11)
13は動的解析法と指針の計算法について比較である。清宮は動的解析法と指針の計算法について比較研究る。
清宮
14 研究し、本研究と同じく動的解析法による応答値がかなり小さ14
し、本研究と同じく動的解析法による応答値がかなり小さいこと
15 研究し、本研究と同じく動的解析法による応答値がかなり小さいことを結論づけている。これは、４章の（３）に示す解析結果
15を結論づけている。
これは、 による耐震評価手法
4 章の （3） に示す解析結果と併
16 いことを結論づけている。これは、４章の（３）に示す解析結果と併 せると、本提案の３次元
が妥当であ
16
と併
せると、本提案の３次元による耐震評価手法
が妥当であ
本提案の 3 次元による耐震評価手法が妥当であること
17 せると、ることを示唆しているものと考えられる。
17を示唆しているものと考えられる。
18 ることを示唆しているものと考えられる。

1 のみが耐震性能を満足しない
33
震性能を満足しないが、指針の耐震設計手法の場合は管34 は地盤変化点の地盤モデル
きょ全線の耐震性能が満足しない結果となった。本提案
34
きょ全線の耐震性能が満足しない結果となった。本提案
が、指針の耐震設計手法の場合は管きょ全線の耐震性能が
35 手法を用いたことで、当該幹線の耐震対策は地盤変化点
35
手法を用いたことで、当該幹線の耐震対策は地盤変化点
本提案手法を用いたことで、 当該幹
36 満足しない結果となった。
の周辺の管きょのみが対象となり、対策範囲を絞り込む

36の周辺の管きょのみが対象となり、対策範囲を絞り込む
37 線の耐震対策は地盤変化点の周辺の管きょのみが対象となり、ことが可能となった。また、３次元 FEM 解析に基づく
37ことが可能となった。また、３次元解析に基づくまた、
3 次元 FEM
38 対策範囲を絞り込むことが可能となった。
手法は従来の手法に比べ、断面力の 3FEM
次元分布や最大断38
手法は従来の手法に比べ、断面力の3 次元分布や最大断断面力の 3 次元分
39 解析に基づく手法は従来の手法に比べ、面力発生位置の変化を把握できる点で優れている。

18
39
面力発生位置の変化を把握できる点で優れている。
19 （2） 耐震検討手法の有効性
40 布や最大断面力発生位置の変化を把握できる点で優れてい
耐震検討手法の有効性
19（2）
耐震検討手法の有効性
40る。
20
シールド管きょは一般的には地震時の地盤変形に追従
20
シールド管きょは一般的には地震時の地盤変形に追従
シールド管きょは一般的には地震時の地盤変形に追従し、21 し、地震に強いと言われている。しかし、実際は幹線全21し、地震に強いと言われている。しかし、実際は幹線全地震に強いと言われている 15）。 しかし、 実際は幹線全線にお92393 次元 FEM 解析による既設シールド幹線の耐震診断

6. まとめおよび今後の課題
本稿では、 既設シールド管きょに対して、 3 次元 FEM 動的解析手法を用いた新たな耐震診断手法を提案し、 実務応用を試みた。 検討結果から、 均一な軟弱地盤の場合、 セグメン
ト本体と継手の最大断面力は解析区間 （L=600m） 内でほぼ

10) 池田、武田:「横浜市幹線下水道のシールド工法について」、下水道協会誌 Vol.1 No.6、1964
11) 社団法人 日本下水道協会、土木学会：「シールド工事用標準セ
グメント｣1973年
12) 社団法人 日本下水道協会：「下水道施設耐震計算例」－管路施設編 後編 11-1-149 2001年版

均一に分布することが分かった。 しかし、 硬軟地盤急変部の

13) 屋代 勉、 水野 光一朗、小泉 淳：二次覆工されたシールドトンネ

場合、 変化点周辺の断面力が大きく変化し、 地盤特性の不均

ル横断方向の耐震設計法について、土木学会論文集Vol. 2003

一性に起因した地震の影響が大きいことが分かった。 また、 セ

No. 736、pp.19-38

グメントの千鳥組合わせの効果は地盤モデル 2 の断面力結果から確認できた。 一方、 耐震性能について、 地盤モデル 2 ではレベル 1 およびレベル 2 地震動ともに満足するが、 硬軟地
盤急変部の地盤モデル 1 では要求性能を満たさないことが分かった。
本提案の検討手法は既設管きょの耐震性能評価手法として、 3 次元 FEM モデルを用いた動的非線形解析により、 管
きょの地震時の挙動や断面力の発生状況を忠実に再現することで、 耐震診断に大きく寄与できる。 また、 管きょ全体の安全性をより正確に評価できることによって、 長い延長を持つ管路構造の耐震対策範囲を限定することで対策費を低コストで実現することが可能となる。 したがって、 今後の既設管きょの維持管理に有用な耐震評価手法として期待できると考える。
今後は、 標準セグメントに対して解析し、 コルゲートセグメン
トの結果と比較検証することや、 耐力が劣る部位に対する具体的な耐震対策を検討する予定である。

参考文献
1)

社団法人 日本下水道協会：「下水道施設の耐震対策指針と解説」 2006年版

2)

社団法人土木学会：「シールドトンネルの耐震検討」、トンネルライ
ブラリー第19号、 2007年 p.39、pp.128-132、pp.235-236

3)

何 川、 小泉 淳: 地震動が軸直角方向に作用する場合のシール
ドトンネルの模型振動実験とその応答解析、土木学会論文集Vol.
1999 No. 624、 pp.145-164

4)

何 川、小泉 淳:地震動が軸方向に作用する場合のシールドトンネ
ルの模型振動実験とその応答解析、土木学会論文集 Vol. 1999
No. 624、pp.165-181

5)

川田 成彦、田嶋 仁志ら：地盤急変部におけるシールドトンネルの耐震検討、地震工学研究発表会講演論文集Vol. 26、2001

6)

社団法人土木学会：「トンネル標準示方書[シールド工法編]・同解説」 2006年7月

7)「道路橋示方書・解説」 V耐震編 平成14年 社団法人 日本道路協会

8)

横浜市環境創造局：「南部処理区S幹線下水道再整備工事に伴う土質調査委託設報告書」、H25年

9)

岩塚、松本：「下水道きょ工事におけるシールド工法」昭和43年
社団法人日本下水道協会

2414) 清宮理：海底セグメントラインの耐震設計法の検討、港湾空港技術研究所 資料 No.0307、1978
15) 社団法人土木学会：「地下構造物の耐震性能照査と耐震対策ガイ
ドライン（案）」2011、 p.84