SENS における切羽周辺の一次覆工挙動に関する数値解析
長岡技術科学大学

1. はじめに地盤工学研究室

岩田諒介

指導教員

杉本光隆

地盤の間にインターフェイス要素を設定した．解新しいトンネル構築工法である SENS は東北新析モデルを図 1 に示す．ここで，LS はシールドマ幹線(八戸～新青森間)の三本木原トンネルで世界シンの長さ，LGROUT は一次覆工コンクリート未固で初めて採用され，シールド機を用いて高速掘進結区間の長さ，LGROUND は一次覆工コンクリート硬を行いながらも，全体的に大きなトラブルはなく，化区間である．
地盤節点工事費を NATM と同程度に抑えられたことから， シールドジャッキ力

地盤ばね

インターフェイス要素

安全性，施工性，経済性に優れた工法であることが実証された．1)しかし，三本木原トンネルでは，ライニング縦断方向に斜めひび割れが内型枠脱型時からすでに発生しており，さらに，ひび割れからの地下水が漏水が確認された．2)ひび割れ発生の原因は，未固結の一次覆工コンクリート中にある内型枠が，シールド機から離れるに従って浮上

LS

LGROUT

テールシールばね

リング継手ばね(軸方向，せん断方向)

LGROUND

セグメント

図 1 逐次解析用モデル概要図

がることと考えられている．
ひび割れの発生を極力抑え，より健全な覆工を2.2 SENS の施工過程構築するためには，内型枠とライニングの挙動メ(1)全周地盤ばねモデル

カニズムおよびひび割れ発生メカニズムを解明す

覆工をはり－ばねでモデル化し，覆工は全周にる必要がある．そこで，本研究では，SENS にお配置された法線方向地盤ばねで支えられるようにける内型枠とライニングの挙動メカニズムの解明モデル化を行う．したがって，内型枠の上方へのを目的として，上記の特徴を有した三次元解析モ

剛体変位を表現できる．

デルを開発する．そして，津軽蓬田トンネルの施(2)地盤反力曲線による主働側の土圧の評価

工条件をもとに三次元解析を行い，現場計測結果

周辺地盤は軟岩であることから，トンネル掘削と比較検討を行うことによって，その妥当性を検面の初期変位やトンネル掘削面と覆工の相対変位討する．

により土圧が減少したり，地山が自立し，土圧が0 となることもある．そこで，地盤変位と土圧係

2. 解析モデル

数を 2 本の双曲線関数により表すことで主働側の2.1 解析モデル概要土圧を評価する．

本解析モデルでの内型枠および内型枠間継手の(3)一次覆工コンクリートの硬化過程

要素構成は，内型枠を地盤ばねによって支えられ

SENS はシールド工法と異なり，場所打ちコンるシェル，内型枠のリング間継手を軸方向ばねとクリートを打設することで覆工を構築する．打設

せん断ばね，内型枠間継手を回転ばね，シールド直後の一次覆工コンクリートは液体とみなせるが，マシンと内型枠間のテールシールを圧縮ばね，ま時間経過とともに硬化が始まる．このような一次た，内型枠の周面摩擦を表現するために，一次覆覆工の硬化過程を逐次解析で表現するために，コ工コンクリートが固体状態の区間には，内型枠とンクリートが打設されてからの経過時間に応じた

ヤング係数を設定できるモデルを構築する．
(4)コンクリート打設圧(3)土水圧作用区間
一次覆工コンクリートが硬化を始めると，内型枠内型枠の浮き上がりの要因は，覆工コンクリーに土圧が作用する．土水分離方式(砂質土)の場合は，ト打設後から硬化までの間に，コンクリート比重地盤ばね要素に有効土圧をプレストレスとして作用による内型枠上下端での圧力差が生じ，この圧力させ，別途，内型枠要素に水圧を荷重として作用さ差が上向き荷重として内型枠に作用すると考えらせる．土水一体方式(粘性土)の場合は，地盤ばね要れている．そこで，未固結の一次覆工コンクリー

素に全土圧をプレストレスとして作用させる．

ト中の内型枠に打設圧を作用させることができるモデルとする．

一次覆工コンクリートが固体状態の場合の内型枠には，一次覆工コンクリートを介して周辺地盤からの土水圧が作用する．そこで，内型枠要素の外側に2.3 逐次解析設置した地盤ばねには，一次覆工コンクリートの打SENS のトンネル覆工は，セグメントを用いる代設からの経過時間に応じたヤング係数を考慮しなくわりに，一次覆工コンクリートを内型枠と地山とのてはならない．そこで，打設からの経過時間に応じ間に打設し構築する．一次覆工コンクリートは打設た一次覆工コンクリートばねと地盤ばねを直列に配されると，水和反応により凝結が始まり，液体状態置したと仮定して，両者のばね値を足し合わせるこから固体状態に移行し，硬化に伴い強度が増加してとで，一次覆工コンクリートの硬化過程を考慮した．

いく．本解析モデルでは， シールド機の掘進に伴うそして，施工ステップが進むごとに，それぞれの一一次覆工コンクリートの硬化過程を表現するために次覆工コンクリートのヤング係数を更新することで逐次解析を行った．

逐次解析を行った．なお，津軽蓬田トンネルの施工逐次解析モデルのモデル概要図を図 2 に示す．図

データより，覆工 1 リングの掘進・組立時間が 2 時

中の経過時間はコンクリートが打設されてからの時間であることより 1 ステップごとの経過時間は 2 時間を，数字は覆工のリングナンバーを示している．

間と設定した．

本解析では，未固結のコンクリートおよび硬化が始一次覆工コンクリートのヤング係数の経時変化は，まったコンクリート中にある内型枠の挙動を表現す

コンクリート試験の結果より求めた近似式(ヤングるために，図中に示すように，一次覆工コンクリー係数-材齢関係)より設定することとした．この近似

トの性状を固体状態と液体状態の 2 つに分けてモデ式より求まるコンクリートのヤング係数をばね値にル化を行い，解析を行った．

換算し，内型枠全周に配置した地盤ばねのばね値に足し合わる．

(2)打設圧作用区間
一次覆工コンクリートが液体状態の内型枠には，固体状態

液体状態

１）初期状態周辺地盤からの有効土圧が作用せずコンクリート打打設圧設圧のみが作用するため，地盤ばね要素は設置して切羽いない．液体区間の内型枠要素には，トンネル半径1514131211---12h

14h

方向にコンクリート打設圧を作用させた．
経過時間

本解析モデルでは，シールド機が連続掘進している状態でのモデルを表現している．そこで，施工ステップが進むごとに一次覆工コンクリートが液体状

地盤ばね追加2）2時間後

ばね値
更新

打設圧態の区間を切羽側に進めている．一次覆工コンクリ
切羽ートの硬化が始まるまでの時間である 12 時間であ1514131211--12h14h16hるため，打設圧が作用する液体区間は内型枠 6 リング分とした．この打設圧作用区間 6 リング分より切経過時間

羽側の内型枠は，組立て前であるため自重を 0 とし
図 2 逐次解析モデル概要図た．

3.現場への適用

図 3，図 4 より以下のことがわかる．

本研究で開発した SENS の施工過程を考慮した①最後尾の内型枠リング(トンネル軸方向距離 0m

三次元解析モデルに，津軽蓬田トンネルの現場デ地点)では，天端および底部に 1.5mm 内側の変位ータを用いて解析を行った．津軽蓬田トンネル施が生じた．

工条件の諸元は以下のとおりである．

②内型枠が切羽側に進むにつれて，上方に剛体変1)トンネル外径：φ11,300mm

位し，施工ステップが進むごとにその傾向は大2)シールド機外径：φ11,300mm

きくなる．

3)施工延長：L=6,190m

4)平面線形：直線型枠天端および底部では，トンネル切羽に近づ

5)縦断線形：最大勾配 20.8‰

くにつれて緩やかに上方に変位する．

6)土被り：約 90m

7)地下水位：土被りとほぼ同じ③一次覆工コンクリートが固体区間において，内④また，固体区間では内型枠天端および底部で内側に変位し，スプリングラインではほとんど変位はみられない．

4.解析結果⑤ スプリ ングラ インでは ，液体 区間で 内側 に4.1 内型枠法線方向変位1.5mm 変位する．

図 3(天端)および図 4(スプリングライン)に施工

これらは，以下のためと考えられる．

ステップごとの内型枠法線方向変位を示す．横軸①施工ステップの進捗に伴い，一次覆工コンクリは内型枠最後尾からのトンネル軸方向距離である．

ートの性状が液体状態から固体状態に変化する

なお，施工ステップは，1 ステップ 2 時間とし，と，天端と底部でトンネル内側に変形し，スプ一次覆工コンクリート打設直後から打設 12 時間

リングラインではほとんど変形しない傾向を示

後の 6 ステップ分を示している．また，内型枠外

す．これは，液体区間と固体区間での内型枠に側への変位を+としている．

作用する荷重の分布形状の違いに起因する．液体区間では，静水圧と同様の分布形状を示すコ

6

ンクリート打設圧が作用するため，内型枠は真円に近い形状を示す．固体区間では，周辺地盤4U n(mm)からの土水圧が作用するが，今回の解析では，N 値から非常に密な砂質土として水平土圧係数

2step=0
step=1step=2
step=3
step=4
step=5step=60を 0.45 と設定しており，鉛直方向の土圧に対し，水平方向の土圧の値が小さいため，内型枠は横長となり，内型枠は天端と底部でトンネル内側-20.0

5.0

10.0 Distance(m)15.0

20.025.0に変形し，スプリングラインではほとんで変形しなかった．したがって，施工過程の進捗に伴

図 3 法線方向変位(天端)う，施工時の荷重の変化を三次元的に表現でき
step=0step=1step=2step=3step=4step=5step=64

U n(mm)2るモデルである．
②天端および底部とスプリングラインで法線方向変位の挙動を比較すると，スプリングラインの液体区間では，打設圧による内側への変位が生0じたあと一定となるのに対し，天端および底部-2では，上方への変位が連続的に生じている．さらに，この上方への変位はコンクリート打設圧

-40.0

5.0

10.0

15.0Distance(m)20.025.0が作用する区間から顕著となる．したがって，コンクリート打設圧の天端と底部の差圧による

図 4 法線方向変位(スプリングライン)浮き上がりが表現できている．

③一次覆工コンクリートが固体の区間において，計測値と解析値の比較を表 1 に示す．これらは，内型枠天端および底部で，トンネル切羽側に近以下のためと考えられる．

づくにつれて緩やかに上に変位している．これ①内型枠に作用するコンクリート打設圧の天端とは，一次覆工コンクリートが液体の区間におい底部の差圧によって，内型枠の上方への剛体変て，一次覆工コンクリート打設圧の天端と底部位を表現できた．の差圧により，内型枠が上方に剛体変位したま②現場計測値から算出したジャッキ推力を考慮すまで，次のステップにおいて，周辺の一次覆工ることによって，左側への剛体変位を表現できコンクリートが固化したことを表している．した．

たがって，本解析では前のステップの変位等の③鉛直方向，水平方向ともに解析値が計測値より影響を次のステップに取り込むことができてい小さくなったことから，地盤ばねが実現場よりる．

も大きく設定されていた可能性がある．

参考文献

4.2 計測値との比較津軽蓬田トンネルの現場現場計測値は，比較対1) 飯田廣臣：含水未固結地山におけるシールドを10)

象断面(1617 リング)組立時を初期計測値とし，テール脱出 6 リング後の経時変化である．また，現場計測データの総推力とジャッキパターンか用いた場所打ち支保システムに関する研究，
pp.89~90，2008．
2) 社団法人日本トンネル技術協会：北海道新幹線

ら，ジャッキ推力を算出し，各施工ステップの先(本州方)トンネルの設計施工の研究

端にジャッキ推力を荷重として作用させた．さら

pp.3-40~41，2009.に，テールシールばねは，非線形ばねで表すことにより，シールドマシンと内型枠の相対変位を考慮できるので，相互作用をより正確に評価できる．
比較対象断面の計測値と解析値を図 5 に示す．
なお，変位は 100 倍して表示している．
65

変形前43

解析値

2

計測値

10-6-5-4-3-2-1

単位：m0123456-1-2-3-4-5-6

図 5 計測値との比較

表 1 計測値と解析値の比較

1617リング
天端変位量
鉛直方向
剛体変位
水平方向

解析値
+1.5mm+2.2mm-1.0mm

計測値+7.0mm+3.5mm-4.5mm報告書，