フジタ技術研究報告第 49 号 2013 年

急曲線シールドトンネルにおけるリング間補強部材の開発

平野

概勝識

磯崎智史

*1

佐 藤工

*2

笹谷輝勝

藤本直昭

*1

春田俊哉

*2

要

都市部の下水道や雨水排水路のシールド工事において、立地条件等の制約から、急曲線の施工が必須事項となりつつある。
一方、二次覆工一体型セグメントは、工場生産により二次覆工コンクリートの品質が安定し、現場工期の削減、補修等の低減が期待でき、高品質・高耐久、維持管理費の低減が求められる昨今、都市部におけるシールド工事で多くの採用が見込まれている。一方、二次覆工一体型セグメントのリング間接合部にワンパス継手を採用する場合、スペースの関係で設置可能な継手数に制約がある。また、急曲線部では施工時にマシンテール部からリング間継手にせん断力を受ける。そのため、急曲線部では直線部・緩曲線部に対してリング間接合部がせん断耐力不足となることがあった。そこで、筆者らは二次覆工一体型コンクリート中詰め鋼製セグメントのリング間補強部材を開発し、実験による耐力検証を行うとともに、現場計測で実際の作用荷重とその要因となるマシン制御との相関を確認した。

Shear reinforcement of segment ring joint on sharply curving shield tunnel

Abstract
We have developed a reinforced component which is installed in a segment ring joint that is resistant toconstruction shear force from the machine tail. In order to clarify the structural performance of thereinforced component, we tested at full scale us-ing actual construction loads. Moreover, we had done thefield measurement of the strain of steel plate around segment ring joint, the tail clearance between machineand segment, and promotion jack load, and tried to estimate the actual construction load. As a result of theexperiment, we clarified the applicability of the reinforced component to design load. And from the fieldmeas-urements and frame analysis, we verified a correlation between the load from the shield machine andsegment behavior, and the factors generating construction load.

キーワード： 施工時荷重、二次覆工一体型コン＊１ 建設本部 土木エンジニアリングセンター

クリート中詰め鋼製セグメント＊2 東京支店 土木部－47－フジタ技術研究報告 第 49 号

§１．はじめに

表 1 シールド機仕様

都市部の下水道や雨水排水路のシールド工事において、立地条件等の制約から、急曲線の施工が必須事項となりつつある。一方、二次覆工一体型セグメントは、工場生産によ項 目
シールド外径シールドジャッキ
中折れジャッキ
最大中折れ角度
コピーカッタージャッキ

仕 様
φ8070mm2500ｋN×34.3MPa×1800mm×24本
3000ｋN×34.3MPa×650mm×16本
左右4.5度，上下0.5度
195ｋN×20.6MPa×120mm×2本

り二次覆工コンクリートの品質が安定し、現場工期の削減、補修等の低減が期待でき、高品質・高耐久、維持管理費の低減が求められる昨今、都市部におけるシールド工事で多くの採用が見込まれている。一方、二次覆工一体型セグメ
ントのリング間接合部にワンパス継手を採用する場合、スペースの関係で設置可能な継手数に制約がある。また、急曲線部では施工時にマシンテール部からリング間継手にせん断力を受ける。そのため、急曲線部では直線部・緩曲線部に対してリング間接合部がせん断耐力不足となることがあった。そこで、筆者らは二次覆工一体型コンクリート中詰め鋼製セグメントのリング間補強部材を開発し、実験による耐力
写真 1 雨水放流渠 急曲線区間（右 60R）検証を行い、現場計測で作用荷重とマシン制御との相関を確認した。

§３．施工時作用荷重§２．工事概要
下水道のシールド急曲線部の施工において、シールド本報の対象工事である雨水放流渠工事は最小土かぶり

マシンテール部からセグメントのリング間接合部に作用する

6.64m、延長 1539m、セグメント外径φ7900mm の低土土荷重は、図 1 に示すように切羽圧の合力と推進ジャッキ荷被り・大口径の泥水式シールド工事である。路線の大半は

重の O 点を中心とするモーメントの釣り合い（式 1）から幾何

砂町運河を横過するものであり、掘削地山は超軟弱な粘性的にせん断力（式 2）を算定し、施工時設計作用荷重として土地盤である。縦断線形は一定勾配であるものの、運河をいる。これらは、設計で考慮しているものの、実際にマシン横過することから、土かぶりが急激に変化する護岸部や、テール部から作用する施工時せん断力は、直接計測するこ土 か ぶ り が 1D を 切 る 水 底 直 下 で の 急 曲 線 部 施 工とが困難であり、既往の実験・解析例 5) 、現場で計測され(R=60m)など、難易度の高い工事である。

た事例 4)においてもせん断力の直接計測は難しい課題でシールドは発進後 46m で運河下に入り、土かぶり 6.6mあることが伺える。

程度で右 R=60m の急曲線を含む 900m の距離を水底下で掘進する。掘削土質は、全線が有楽町下部粘性土層でMj ＝ Σ(Pji・Lji) ＝ F・LG＋ST・LTあり、N 値=0～2 程度の非常に軟弱な粘性土である。

τ ＝ ST／A＝｛Σ(Pji・Lji) － F・LG }／(LT・A)

平面線形は R=60m 急曲線が 2 箇所、R=100m 曲線が2 箇所(S 字)であり、縦断線形は i=1‰の下り勾配である。
一般に軟弱な地盤における急曲線施工は、曲線外側の地山反力が確保できないためにオーバーランしやすく、シールド機を計画線に乗せるために片側のジャッキを偏重して使用し、セグメントに過大な負荷をかけることがないよう、厳格かつ適切な掘進管理が必要とされる。
以上のような、軟弱かつ低土かぶりの地盤条件を考慮し、掘進中の地山の崩壊・沈下対策として、中折れジャッキを16 本装備したシールド機を採用した。マシンの仕様詳細を
表 1 に示す。

図 1 マシンテール部から受けるせん断力 1)

－48－

(1)
(2)

急曲線シールドトンネルにおけるリング間補強部材の開発§４．リング間接合部の補強計測することは困難であるため、写真 4 に示すように、接合部周辺の鋼製セグメントの桁鋼板に放射状にひずみゲージを貼付した。ひずみゲージ貼付位置の決定に先立って、

4.1 補強概要
施工時の設計せん断力 2)、 3)、 4) を考慮したとき、ボルト本

写真 5 のような簡易な要素試験を行い、図 3 に示すような縁数の増加は施工性に課題があるため、せん断力をボルト断端からの距離と荷重の関係を確認した。施工時の現場計測面だけでなく、リング間接合部に補強リングを設置しせん断では、接合部の遊びから、ほとんどひずみが発生しないこと力を分担させるすることとした。写真２に、本工事で採用しも予想されたため、接触判断が可能で有効と思われるひず

た二次覆工一体型コンクリート中詰鋼製セグメントとリング間み量として、10ｋN で 200μ程度のひずみ量を発生する孔接合部せん断補強金物を、図 2 にリング間接合部のせん断中心でφ75mm となる位置にひずみゲージを貼付する計補強詳細を示す。

画とした。

写真２ 二次覆工一体型コンクリート中詰鋼製セグメントと

写真 3 実大せん断実験

リング間接合部せん断補強金物

ピンボルト

補強リング

写真 4 桁鋼板のひずみゲージ

写真 5 簡易要素試験

500

鋼板の発生ひずみ（×10-6)← ゲージ貼付位置：φ75mm
孔縁端からの距離 12.5mm

図 2 リング間接合部せん断補強詳細
4.2 実験計画

400
14.4ｋN載荷時
放射ゲージ貼付位置相当：275μ ↓300

発生ひずみ倍率275μ/44μ＝6.25倍

20014.4ｋN載荷時
平均ひずみ：44μ ↓1000

接合部のせん断補強リングが所要のせん断耐力を保有することを検証し、また別途実施する現場計測で得られたひずみデータから作用荷重に変換するため、リング間接合部の実大のせん断実験を行った。実験状況を写真 3 に示す。試験体は実大セグメントのリング間接合部 1 箇所を挟む

0102030405060708090100

桁ボルト孔縁端からの距離(mm)

図 3 鋼板縁端距離とひずみの関係
4.3 実験結果
実験に先立ってピンボルトと補強リングのない状態でリ1000mm を切り出した形状とした。鉛直ジャッキはシールド

ング間接合部の推進ジャッキ（軸力）による摩擦力を確認し機の推進ジャッキを、水平ジャッキはテールブラシからの反力を想定している。接合部材に作用する荷重を実験で直接－49－た（図 4）。摩擦係数は 0.32 であり、各軸力水準においても安定した値を示した。実験結果として、荷重～変位関係をフジタ技術研究報告 第 49 号

図 5 に示す。実験結果から継手 1 本あたりの耐力は§５．現場計測1,156kN であり、図 1 の設計モデルにより算定された設計

5.1 計測計画

施工時最大せん断力 746kN に対して、安全率 1.5 を確保

施工時にセグメントリング間に作用するせん断力を定量できた(安全率 Fs = 1,156÷746=1.54) 。実験時の桁鋼的に把握するために現場計測を行った。計測リングの詳細

板の発生ひずみ分布を図 6 に示す。設計荷重に対して、補な位置を図 7 に示す。計測は路線終盤の左 R60 の急曲線

強リングと鋼板の接触する点は部分的に高いひずみが発区間において、曲線の中間(1295 リング)と終了(1382 リン生するが、全体としては 1000μ以下の水準である。また、こグ)の 2 リングについて計測を実施した。
計測は実験で実施した方法と同様に、リング間ボルト 25のせん断力と鋼板ひずみの関係を、施工時計測の荷重算定に使用することとした。

箇所の桁鋼板に放射状に貼付したひずみゲージにより、ひずみを計測した（図 8）。計測は 1 分間隔とした。

6 00

5 00

最大摩 擦力 (kN)

4 00

3 00

y = 0.3194x + 2.2361

2 00

1 00

1382 リング

00

5 00

10 00

1 500

2 00 0軸力 (kN)

図 4 軸力と摩擦力の関係
1600
1400
最大耐力1156k N

1295 リング

1200
1000
800
水平力 (kN)

600
400↑ 補強リング接触

2000-1 0 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 - 1 0-200

123456789

10 11 12 13 14 1 5 1 6 17 18 19 20

掘進方向-400-600

N=1150kN↑ 補強リング接触-800
水平変位（mm)

図 5 荷重～変位関係

図 7 現場計測リング位置（左 60R)

150 0040 008230 00
20 00
10 00
073- 10 00-6鋼板の発生ひずみ（×10 ）
圧縮＋／引張－6

ひずみ＝0ライン
水平荷重 400ｋN
水平荷重 500ｋN
水平荷重 600ｋN
水平荷重 700ｋN
水平荷重 800ｋN

431

WFLA-3-11, size：17x8x1.5mm
ゲージ位置：φ75mm＠45度

095

嵌合リング：外径φ50mm9

図 6 桁鋼板の発生ひずみ分布（1 の方向に加力）

099

補強板：90x90mm
孔径φ28.5mm

図 8 計測箇所詳細図
図 8 計測箇所詳細図－50－急曲線シールドトンネルにおけるリング間補強部材の開発

5.2 ひずみ計測結果

これらの荷重分布を総合し、全体としての荷重合力と方計測結果の一例として、1295 リングの No.9 ボルトおよび向を示したのが図 12 であり、1295 リングは右上方へ 738ｋNo.10 ボルト周辺のひずみの経時変化を図 9 に、図 10 にN、1382 リングは左下へ 347ｋN であった。1295 リングと示す。テールブラシの接触時間を色付部で示している。

1382 リングは同じ曲線であるが、荷重の大きさ、作用する

No.9 ボルトは特にひずみが発生したボルトであるが、テー方向が異なっている。これは、後述する 1295 リング（曲線初ル接触開始時から一箇所のひずみが漸増し、テールブラ期）と 1382 リング（曲線終盤）の違いによる掘進制御の相違

シ接触後に最大値を示し、その状態を維持している。

が影響したものと考えられる。

その隣の No.10 ボルトは、ほとんどひずみが発生していないが、一旦発生したひずみは、そのままの状態を維持し500.0
24 25
23 250.0
220.0
21-250.0
20-500.0
1918171615 14ている。

ひずみ(×10-6 )
引張+/圧縮-) (hr)5000

テールブラシ
接触時-500

2221201918
1716
15-1000

1223 24 5234567814

13 1 2 11-1500

109-2000
0 0

51015

20
time (hr)

25

30

35

40（1）No.9 ボルト

ひずみ(×10-6 )
引張+/圧縮-) (hr)

5000

1

24 25
250.0
23
4
22
50.0
6 21-250.0
7 20-500.0
8 19
9 18
1710161115 14
13 12

2 3500.0

12 34513 12678
91011（1）屈伸開始（2）テール接触開始
11500.025
2500.0252243
243250.0234
23 250.0
4225
2250.00.021621
6-250.0-250.07207 20-500.0-500.08198 19189189171017101611161115 14
15 14 13 12
13 12（3）テール接触終了（4）最大時図 10 1295 リングの水平荷重分布（右方向正）-500

テールブラシ
接触時

2221201918-1000

1716-1500

2 25
23 4

15

12345678914

13 1 2 1110-2000
0 0

51015

20time (hr)25303540（2）No.10 ボルト

500.0
24 25
23 250.0
220.0
21-250.0
20-500.0
1918171615 14

図 9 桁鋼板ひずみの経時変化（1295 リング）12 3500.024 25
4
23 250.05220.0
6 21-250.0
7 20-500.08 199 181710161115 141213（1）水平方向

12 3（2）鉛直方向

得られたひずみを計測の事前に実施した実験結果にもとづき、荷重換算し荷重分布とした。結果の一例を図 10、図11 に示す。図 10 は 1295 リングの掘進開始から最大値のと347k

きまでの水平方向の荷重（右方向正）の経時変化を示して738k29°いる。全体としては低水準の荷重であるが、No.9、No.22 ボ108°

ルトで他よりも高い値を示しており、セグメント製造時、組み立て時の微小な誤差が計測値に影響を及ぼしていることも予想される。図 11 は 1382 リングの最大時の鉛直方向、水平方向の荷重分布である（右方向・上方向正）。1295 リング（1）1295 リング（2）1382 リング

図 12 各リングの最大時の荷重合力と方向より全体として低い荷重水準であることがわかる。

－51－56789101113 12

図 11 1382 リングの荷重分布（最大時）

5.3 換算荷重分布4フジタ技術研究報告 第 49 号

4.4°とし、左右の掘進ジャッキストローク差を有する掘進制

5.4 荷重の経時変化
図 13 に 1295 リングの水平方向、鉛直方向の荷重合力御を行った。一方、1382 リング（曲線出口）は中折れ角 0°、の経時変化を示す。テール接触手前の段階から荷重増加

左右の推進ジャッキストローク差をゼロとする掘進制御を行し、接触終了後しばらく後に最大値を示すことがわかる。

った。そのため、同一曲線区間内であっても、ひずみから算定したリング間せん断力の大きさ、作用する方向が異な総荷重（kN)700る結果となったものと考えられる。

600

これらの結果は、左右均等の掘進制御をすることにより、500

実際に生じるリング間せん断力を非常に小さく制御できるこ400とを示唆しているものと考えられる。

300

テール
接触開始

200

テール
接触終了

1

最大付近
232410019123456経過時間(hr)7891013001817620719818141256891610151114（1）R1295

実大実験時に、ジャッキ推力の 30％程度がリング間の摩1213135.5 施工時外力の推定

71387

1015417916

図 13 1295 リングの荷重経時変化

3215200222421

水平方向
鉛直方向

12423322

掘進開始

0211（2）R1382

図 14 掘進ジャッキパターン例（テールブラシ通過時）

擦力として作用することを確認したため、ジャッキ推力とひし、リング間接合部のせん断耐力と比較した。計測値と設計せん断力に一定の整合性が認められる。また、摩擦を考慮したリング全体の安全率は 5.5 であった。
【計測せん断力】
・桁ひずみからの推定外力
・摩擦力
・推定外力

738ｋN

14,000ｋN ×0.32 ＝ 4,480ｋN738ｋN ＋ 4,480ｋN ＝ 5,218ｋN

908070605040302010 230-10-7-20-300

左右ストローク差（mm）

ずみから換算した作用荷重から、施工時のせん断力を推定【設計せん断力】稼働ジャッキから式(2)より算出

6662483584797354391383R-5-750100-8150-7-8-9-9200 250 300 350 400
掘進ジャッキストローク（mm）

450-10-11500

550600

図 15 推進ジャッキ左右ストローク差（テールブラシ通過時、右－左）τ ＝｛Σ(Pji・Lji) － F・LG}／(LT・A) ＝ 5,211ｋN【せん断耐力】（実験値）
・ボルト 1 本の耐力

1296R

Pu ＝ 1,156kN

5.8 掘進時のテールクリアランス計測・ボルト 25 本の耐力 1,156×25 本 ＝ 28,900ｋN

計測対象セグメントについて、計測セグメント組立から【安全率】 Fs ＝ 28,900 / 5,218 ＝ 5.54

計測セグメントがマシンテール部を抜けるまでの間のテールクリアランス分布を図 16 に示す。計測セグメントのテール

5.6 掘進ジャッキパターン

ブラシへの接触などの作用せん断力に影響があると思われ本報のシールドマシンは、24 本のジャッキで推進している。
計測セグメントがテールブラシを通過する際に稼働させたる各段階毎にピックアップした。グラフは２つの計測セグメン
トを同じ図に示している。

ジャッキパターンを図 14 に示す。ジャッキは稼働、未稼働の切り替えのみの制御であり、総推力を稼働ジャッキ本数で割った値が一本当たりのジャッキ推力となる。

§６．セグメント組の影響評価
6.1 解析概要
リング間接合部に作用する荷重におけるセグメント千鳥

5.7 掘進ジャッキストローク配置の影響を検討するために、はり－ばねモデルによるフ稼働ジャッキの計測セグメントがテールブラシを通過するレーム解析を行った。セグメント間には”ばね”を設定した。

際の左右ジャッキのストローク差を図 15 に示す。

解析設定外力を図 17 に、解析荷重条件を表 2 に、解析モ

1295 リング（曲線途中）は、シールド機の中折れ角を－52－急曲線シールドトンネルにおけるリング間補強部材の開発

デルの考え方を図 18 に示す。
表 2 解析荷重条件

リング節点は 200 節点とし、リング間にばねを設定した。
節点間には、セグメント継手には回転ばね、リング間継手に空 水 状 態

単 位

はせん断ばね、地盤セグメント境界には半径方向に地盤反力ばねを設定している。荷重条件は施工時を想定し、管内は空水状態としたため、内水圧は作用しないものとした。その他の条件としては、側方土圧係数＝0.75、土の単位体積重量γ＝16ｋN/m3、粘着力 C＝54ｋN/m3 とした。
上左上

上

右上

左左上

右右上

左

右梁EI,EA

左下左下右下(セ グメン ト本体)

右下下下

リング1

地盤 反力ばね(半 径方向)（1）掘進開始時（2）テールブラシ接触時

回 転ばね K θ

リング2(セグメン ト継手)

上左上

せ ん断ばね Ksr,Kst

上右上左左上右下

図 18 解析モデルの考え方

右左下6.2 解析結果

右下

解析結果を図 19 に示す。図には半径方向の発生せん下下リ ング 1右上

右 左左下(リン グ継手)

リング 2断力を示している。荷重は±5kN 以内に収まっており、施（3）テールブラシ離脱時（4）掘進終了

工時の設計せん断力の 1％以内であった。これを図 10、図赤：1295 リング、青：1382 リング（１目盛＝20mm）

11 に示したリング間接合部の荷重分布と比較すると、荷重

図 16 テールクリアランス計測結果例（1295 リング)オーダーは異なるものの、荷重発生傾向が類似する箇所もあり、セグメントの千鳥組によって初期状態の変形が決定づけられている可能性がある。
12510242352340225-5-10216-15207-201981891710161115

図 17 解析設定外力

141312単位：kN（外向き正）図 19 半径方向のリング間接合部の発生せん断力－53－フジタ技術研究報告 第 49 号

§７．おわりに

参考文献

本報は、新たに開発したリング間接合部の補強部材の構造性能を確認するとともに、急曲線区間での施工時計測に

1) 東京都下水道局建設部：「シールド急曲線部」の設計検討の手引き、 平成 14 年 9 月

より、セグメントリング間に作用する施工荷重の推定を試み

2) 東京都下水道サービス株式会社：下水道シールド工事用た。テールせん断力の発生要因（テールクリアランス、稼働ジャッキ位置、左右ジャッキストローク、中折れ角、他）のうち、二次覆工一体型セグメント設計・施工指針、 平成 21 年 2月

カッターフェイス面の角度に直接影響するジャッキストロー
クと中折れ角の影響が大きいと推察された。“シールド急曲1）

線部の設計検討の手引き” による施工時荷重は、接合面摩擦力を考慮することで、現場計測結果と一定の整合性が

3) 土木学会：トンネル標準示方書（シールド工法編）・同解説、
平成 8 年
4) 小泉淳，村上博智，石田智朗，高松伸行：急曲線施工用認められた。詳細を以下に示す。

セグメントの設計法について, 土木学会論文集, No.448（1）リング間接合部の補強部材は局所的に大きな荷重を受／Ⅲ-19, pp.111-120, 1992.6
5) 木股浩孝、仲山貴司、津野究、粥川幸司、小西真治：シーける箇所があるものの、摩擦を考慮したリング全体としての安全率は 5.5 であった。

ルドテールとセグメントの接触を考慮した施工時荷重の解（2）荷重はテールブラシ接触中から漸増し、テール部抜け析的検討、 土木学会論文集 F1（トンネル工学）、 Vol.69,以降の段階で最大となる。

No.1, pp.73-88, 2013.

（3） 一旦作用した荷重は、その後も維持される。
（4） ほとんどの接合ボルトでのせん断力は小さく、方向と大きさに一定した傾向は認められない。

ひ と こ と（5）一部の大きなせん断力を受ける接合ボルトでは、マシン一見ランダムな現場データから、意制御による影響が認められる。

外なほど計算値との一致が見られま（6）荷重の大小のばらつきは、セグメント製作精度の範囲のした。安定した摩擦力を有効活用し、微小な初期条件に起因すると推定される。

施工時せん断力をゼロとするジャッキ（7）テールせん断力の要因（テールクリアランス、稼働ジャッキ位置、左右ジャッキストローク、中折れ角、他）のうち、カッターフェイス面の角度に直接影響するジャッキストロークと中折れ角の影響が大きいと推察される。
（8）左右ジャッキストロークに差を付けない制御で、テールせん断力を大幅に低減できる可能性がある。
（9）“シールド急曲線部の設計検討の手引き”による施工時荷重は、接合面摩擦力を考慮することで、一定の整合性が認められた。
（10）施工時のセグメントの千鳥組のリング間接合部への影
響は、はり－ばねモデルによる解析により荷重は軽微であるが、セグメントの千鳥組によって初期状態の変形が決定づけられている可能性がある。
謝辞：本研究を進めるにあたり、早稲田大学 小泉淳教授、日本シビックコンサルタント（株）大塚孝義氏から多大なるご指導を賜った。また、データ整理、数値解析にあたってフジ
タ 建設本部トンネルシールド部の片岡希誉司氏に協力いただいた。ここに感謝の意を表す。

－54－

平野 勝識

制御も可能になるかもしれません。