軟弱粘性土地盤中のシールドトンネルにおける地震後の圧密沈下による影響
小山幸則1・長屋

1フェロー会員

京都大学大学院

2正会員

淳一2・粥川幸司3・劉遹剣2・浦野

工学研究科社会基盤工学専攻（〒615-8530
E-mail:koyama.yukinori.3c@kyoto-u.ac.jp

和彦4京都市西京区京都大学桂）株式会社 地域地盤環境研究所 地盤解析部（〒550-0012 大阪市西区立売堀四丁目3-2）
E-mail:nagaya@geor.co.jp
E-mail:liu@geor.co.jp

3正会員

株式会社 地域地盤環境研究所 東京事務所（〒113-0034 東京都文京区湯島1-8-4）
E-mail:kayukawa@geor.co.jp
4正会員 株式会社 間組 技術･環境本部（〒305-0822 茨城県つくば市苅間515-1）
E-mail:ab8601@hazama.co.jp

東北地方太平洋沖地震のような巨大地震が発生した場合，粘性土地盤においても過剰間隙水圧が発生し，地震後に過剰間隙水圧の消散による圧密沈下が生じる．この様な圧密沈下が生じる軟弱粘性土地盤中にあるトンネルは，上下方向に押しつぶされる変形が発生し，将来的に支障を来たすことが懸念される．本研
究では，地震時に軟弱粘性土層に発生する過剰間隙水圧を一次元有効応力解析により求め，得られた過剰間隙水圧の消散による圧密沈下を二次元有限要素法(FEM)で解析することにより，軟弱粘性土層の圧密沈下に伴うシールドトンネルへの影響について検討する．解析は，沖積粘性土層の層厚，トンネルの土被り等の条件をパラメータとして行い，各種条件における地震による圧密沈下の影響を検討する．

Key Words : shield tunnel, earthquake, consolidation, segment, FEM analysis

1．はじめに場合，軟弱粘性土地盤中のトンネルへの影響が懸念され，トンネルの長期的な維持管理を考えるとこれらの影響を念頭に入れた設計が必要あると考えられる．本研究では，地震時に軟弱粘性土層に発生する過剰間隙水圧を一次元有効応力解析により求め，得られた過剰間隙水圧の消散による圧密沈下を二次元有限要素法(FEM)で解析することにより，軟弱粘性土層の圧密沈下に伴うトンネルへの影響について検討する．解析は，沖積粘性土層の層厚，トンネルの土被り等の条件をパラメータとして行い，各種条件における地震後の圧密沈下によるトンネルへの影響を検討する．

軟弱粘性土地盤中に構築されたシールドトンネルは，粘性土層の圧密沈下が生じた場合，地盤の収縮とともにトンネルにも上下方向に押しつぶされる変形が生じ，将来的に支障を来たすことが懸念される．実際に地下水の汲み上げに伴う軟弱粘性土地盤の圧密沈下によりトンネルが変形し，セグメントにひび割れが発生し，トンネル内への漏水が生じた事例もあり，有泉ら1),2)により，周辺地盤の圧密沈下に伴うトンネルの変形および作用荷重の変化メカニズムについて研究されている．このような軟弱粘性土層の圧密沈下は，地下水の汲み上げによるものばかりでなく，地震により発生する圧密沈下も考えられ，
松田ら3)は，メキシコにおいて発生した地震による粘性
2.検討の手順と条件の設定
土層の圧密沈下の事例を踏まえて，地震によるランダムなひずみの時刻歴と等価な一様ひずみ振幅および繰返し(1)検討の基本手順回数を求め，それを基に沈下予測を行う手法を考案して本検討の基本的な手順を図-1 に示す．本検討では，いる．また，日本においても2007年に発生した中越沖地
粘性土地盤中に構築されるシールドトンネルを対象とし，震後，柏崎市の新橋地区において地震によると考えられ土被りや粘性土層厚などの様々な条件において，地震時
4)る長期的な圧密沈下が発生しており ，地震が発生したに発生する過剰間隙水圧が消散する過程で圧密沈下が発1

生した場合のシールドトンネルの変形挙動を検討する．

ルにどのような影響があるかをトンネルの土被り等をパラメータとして，次のような相互比較を行うものである．
(2)解析条件の設定①トンネル下沖積粘性土層厚の相違による比較
a) シールドトンネルと地盤の幾何学条件
粘性土層の層厚が一定，すなわち，過剰間隙水圧の消シールドトンネルと地盤の幾何学条件を図-2 に示す． 散に伴う圧密沈下量は一定であるが，トンネルにとってここでは，鉄道単線シールドトンネルが粘性土地盤中には，過剰間隙水圧の排水条件（排水層までの距離）が異構築されている状況を仮定し，地震時に粘性土に過剰間なる場合を比較する．
②沖積粘性土層厚の相違による比較
隙水圧が発生し，これが消散する過程でシールドトンネ
粘性土層に発生する過剰間隙水圧の排水距離は一定であるが，粘性土層厚そのものが異なる場合を比較する．
ﾓﾃﾞﾙ地盤の設定
動的特性の既知な
なお，共通の条件として地盤では表層に沖積砂層（層地盤材料の選定
厚 3m），トンネル下部に基盤として洪積砂層（層厚5m）を配置し，地下水位は GL-0m とした．また，シー地震動加速度波形の選定
幾何学ﾓﾃﾞﾙの選定
ルドトンネルについては次のとおりとした．
地表面設計地震動波形 5)ｼｰﾙﾄﾞﾄﾝﾈﾙ・図心径：7m
ｽﾍﾟｸﾄﾙⅠ，ｽｹｸﾄﾙⅡ
地盤構成
・セグメント材料 ：平板型コンクリートセグメント・セグメント厚さ ：30cm
逆応答解析 6),7)
・コンクリート設計基準強度：f’ck＝42N/mm2
等価線形化手法 DYNEQ を利用しb) 材料物性
た一次元有効応力解析入力用の本検討では，沖積粘性土のモデルに実地盤を想定する加速度波形の算出が，ここではその動的変形特性が一般に明らかとなっている東大阪の沖積粘性土層 11)を用いることとした．
一次元有効応力解析 8),9)
東大阪における沖積粘性土層は N 値が 0 を示す超軟おわんﾓﾃﾞﾙを利用した粘性土地盤
弱な鋭敏粘土であり， GL-8～14m 程度に分布している．の過剰間隙水圧の算出
一次元有効応力解析に用いるパラメータを設定するための情報として，その動的変形特性の試験結果を図-3 に，その他の物性を表-1 に示す．なお，コンクリートの物
二次元弾塑性圧密解析
10)
性値を次のとおりとした 12)．
関口太田ﾓﾃﾞﾙ を利用した過剰間隙水圧の消散に伴う圧密沈下量，ﾄﾝﾈﾙ挙動の算出
・ヤング係数 Ec 33kN/mm2・ポアソン比 νc 0.17

1D5m 3m

3D21m
5m 3m7m

沖積粘性土層7m5m 3m28m14m

2D

2D

1D

沖積砂層

7m4m 3m

図-1 検討の手順(c)Ac 層 層厚 14m モデル(b) Ac 層 層厚 21m モデ

洪積砂層(a) Ac 層 層厚 28m モデ

トンネル下の沖積粘性土層厚の相違の比較(沖積粘性土層厚 一定)

トンネル土被り(沖積粘性土層被り)の相違の比較(トンネル下の沖積粘性土層厚 一定)

図-2 検討モデルケース
2600
最大加速度 181gal

加速度(gal)400
2000-200-400(a)スペクトルⅠ-600050時 刻 (s)1001501200
最大加速度 463gal

加速度(gal)800
4000-400-800(ｂ) スベクトルⅡ-120001020時 刻 (s)3040

図-4 地表面入力加速度5)600

最大加速度 407gal

加速度(gal)400

図-3 東大阪沖積粘性土層の動的変形特性 11)
表-1 地盤物性値

沖積砂層
As
沖積粘土層
Aｃ
洪積砂層
Dc

P波速度 S波速度

密度

Vp(m/s)Vs(m/s)ρ(t/m3)

1500

120

1.8

25920

0.4968

1500

100

1.5

15000

0.49781940

620

20-200-400

せん断動的弾性係数 ﾎﾟｱｿﾝ比G (=ρ･Vs2)
νd(kN/m2)

768800(a) Ac層 層厚28mモデル-600
050時 刻 (s)100150最大加速度 311gal

600400加速度(gal)

土層

2000.4431

2000-200-400(b) Ac層 層厚21mモデル-6000時 刻 (s)100150最大加速度 238gal

600

3．一次元有効応力解析

50加速度(gal)400(1)解析手法
地表面加速度波形ならびに地盤条件から当該の粘性土の過剰間隙水圧を算出するに際しては，「地表面地震動から工学的基盤の波形を求める逆応答解析」6),7)と，「おわんモデルを用いた一次元有効応力解析」8),9)を行うこととした．なお，一次元有効応力解析は，トンネルの有無には依存しないものの地盤構成には依存するので，図-2に示した Ac 層の層厚 28m モデル，層厚 21m モデル，層厚 14mモデルの 3 モデルで行うこととした．

2000-200-400(c) Ac層 層厚14mモデル-600
050時 刻 (s)100150

図-5 スペクトルⅠ基盤加速度で考慮された弾性加速度応答スペクトルである．
スペクトルⅡは内陸型地震を対象とし，既往の地震観測記録に基づいて統計解析等により設定した弾性加速度応答スペクトルである．これらを用いて有効ひずみの周波数依存性を考慮した等価線形解析による逆応答解析を行った．当該の深度の基盤加速度の結果を図-5，6 に示す．スペクトルⅠでは地表面加速度が約 181gal であるのに対して，およそ 240～400gal，スペクトルⅡでは 463galに対して，およそ 600～1000gal となった．

(2)地表面地震動と逆応答解析結果
ここでは，地震加速度に鉄道構造物等設計標準・同解説 10)に示される液状化地盤における地表面設計地震動波
形 2 種（図-4）を用いることとした．
スペクトルⅠは海洋型地震を対象とし，これまでの設計
3

1200

最大加速度 1025gal

表-2 おわんモデルのパラメータ 9)

加速度(gal)

800
4000

沖積砂層
As
沖積粘性土層Ma13
洪積砂層
Ds-400-800(a) Ac層 層厚28mモデル-1200012001020
時 刻 (s)3040ACD

Xl-4.0±1.05±230±50.16±0.04-1.0±0.58±530±20.11±0.02-8.0±1.012±450±100.30±0.10

最大加速度 663gal

800
加速度(gal)

パラメータ

層0400

C最大C基本
C最小0-10-400-800

C最大C基本C最小(b) Ac層 層厚21mモデル-1200-2001020時 刻 (s)

3040

C 最大

C 最小C 最大-301200

最大加速度 597gal

C 基本

C 基本

800
加速度(gal)C 最小-40

4000020 40 60 80 100
過剰間隙水圧(kPa)

-400
-800

0.00.2 0.4 0.6 0.8
過剰間隙水圧比

1.0(a) Ac層 層厚28mモデル(c) Ac層 層厚14mモデル
0-120001020
時 刻 (s)3040

図-6 スペクトルⅡ基盤加速度-10C 最小C 最大-20

C 最大C 最小(3)過剰間隙水圧算出結果
C 基本C 基本過剰間隙水圧の算定は，おわんモデルを用いて有効応C最大C最大-30
C基本
C基本
力解析を行い，代表的な値を選定することとした．おわC最小C最小んモデルのパラメータを設定するに際し，材料の非排水-400.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0020 40 60 80 100
繰返しせん断試験結果がない場合には，表-2 を準用し過剰間隙水圧比
過剰間隙水圧(kPa)9)てよいとされている ．なお，パラメータ B，ならびに(b) Ac層 層厚21mモデル
Cs/(1+e0)（Cs：膨張指数，e0：初期間隙比）はほぼ一定と0されている．
本検討では，表-2 で示した A，C，D，Xl の中央値を-10
C 最小
C 最大
C 最小
C 最大基本値とし，それぞれの振れ幅をとってパラメータスタディを行い，算出される過剰間隙水圧の代表値を求める-20
C 基本
C 基本こととした．その結果を図-7，8 に示す．
C最大C最大-30
パラメータを基本値とした場合，沖積粘性土ではいずC基本C基本
れの断面も過剰間隙水圧比が 40～70%となった．次に，C最小C最小-40パラメータを最大，最小とした場合，A（ダイレイタン
020 40 60 80 1000.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0
シーの膨張成分 εΓ を表す）と D（1/D はダイレイタンシ
過剰間隙水圧(kPa)
過剰間隙水圧比ーの圧縮成分 εG を表す双曲線の漸近線で最大圧縮量を(c) Ac層 層厚14mモデル
図-7スペクトルⅠにおける過剰間隙水圧と過剰間隙水圧比表す）では，ほとんど変化がなかったものの，C，Xl での深度分布は変化があり，特に C ではその変化が大きかった．C を変化させた場合の過剰間隙水圧比の分布を図-7，8 に併る．
記した．C はダイレイタンシーの圧縮成分 εG を表すパ以上より，過剰間隙水圧については，地盤構成とともラメータで，その値が大きいほどせん断初期の圧縮成分に，土質の性状によっても変化するものと思われる．今または過剰間隙水圧が小さくなり（逆にその値が小さい
程せん断初期の圧縮成分または過剰間隙水圧は大きい）， 回の検討では，詳細な地盤の情報がないので一般に考えられる条件のもとでこれらの結果の範囲内で過剰間隙水せん断初期においてパラメータとして感度がよいと言え
40C最大C基本
C最小-10C最大C基本
C最小表-3 圧密沈下解析の解析ケース
ｹｰｽ
C 最小-20

Ⅰ-3-30C 基本-40
020 40 60 80 100
過剰間隙水圧(kPa)

0.00.2 0.4 0.6 0.8
過剰間隙水圧比2D (14m)

10m

土被り厚28ｍ

Ⅰ-2

C 最大

C 基本

1D (7m)

ﾄﾝﾈﾙ下部の粘土層厚17m

粘土層厚

Ⅰ-1

C 最大

C 最小

想定地震動

スペクトルⅠ3D (21m)

3m

Ⅰ-421m2D (14m)

3m

Ⅰ-514m1D (14m)

3m

1D (7m)

17m

28ｍ

2D (14m)

10m

3D (21m)

3m

Ⅱ-1

1.0

Ⅱ-2(a) Ac層 層厚28mモデル

スペクトルⅡ

Ⅱ-300.

-10

5.

10.

15.

20.

25.

30.

35.

40.

45.

50.
X

0.

As

C 最大
C 最小

C 最小
C 最大-20

C最大C基本C最小-30-5.

(kPa)

-10.

47.5

-15.

42.5

50.

C 基本

C 基本

C最大C基本C最小45.

Aｃ

40.

-20.

37.5

-40020 40 60 80 100
過剰間隙水圧(kPa)

0.0

0.2 0.4 0.6 0.8
過剰間隙水圧比

1.0

35.

-25.

32.530.

-30.

(b) Ac層 層厚21mモデル

27.5

Ds0-35.

25.

Y(a) 層厚 28m モデル（ｹｰｽⅠ-1～Ⅰ-3）-10

C 最小C 最大C 最大

22.5
20.

C 最小0.

C 基本

5.

10.

15.

20.

25.

30.

35.

40.

45.

50 17.5
X0.

As-20-5.

10.
7.5

C最大
C基本
C最小C最大C基本
C最小-30

15.

12.5

C 基本

-10.

5.
2.5

Aｃ-15.

0.

-40
020 40 60 80 100
過剰間隙水圧(kPa)

0.0

0.2 0.4 0.6 0.8
過剰間隙水圧比-20.

1.0-25.

(c) Ac層 層厚14mモデル

DsY

図-8 スペクトルⅡにおける過剰間隙水圧と過剰間隙水圧比の深度分布(b) 層厚 21m モデル（ｹｰｽⅠ-4）0.

圧が発生する可能性のあるものと考えた．

5.

10.

15.

20.

25.

30.

35.

40.

45.

50
X

0.

As
-5.

-10.

Aｃ

4．二次元有限要素法(FEM)による圧密沈下解析-15.

(1)解析条件と解析ケース
解析は，一次元有効応力解析により地震による過剰間隙水圧の分布を算定した東大阪をモデル地盤とし，沖積粘性土層と上下の砂層をモデル化した．また，粘性土層中のトンネルは，外径 7m と仮定し，沖積粘性土層の層厚およびトンネルの位置による圧密沈下の影響の違いを調べるために図-2 に示したケースについて解析を行った．また，地震後の過剰間隙水圧は，一次元有効応力解析結果のうち，基準値における過剰間隙水圧分布を初期

Ds-20.
Y(c) 層厚 14m モデル（ｹｰｽⅠ-5）
図-9 有限要素メッシュ図と初期過剰間隙水圧分布条件とした．表-3 に解析ケースを示す．
図-9 に有限要素解析メッシュ図と初期条件として与えた過剰間隙水圧分布を示す．図-9 に示す初期過剰間隙水圧分布は，一次元有効応力解析により算定された過剰間隙水圧を各深度の要素に与えたものである．
5変化を示す．過剰間隙水圧の消散による 5 年後の地表面(2)解析パラメータ
沈下は地震動スペクトルⅠで約 34cm，スペクトルⅡで圧密解析では，粘性土層を弾塑性体（関口･太田モデ約 41cm 発生する．この沈下によりトンネルの内空変位ル），砂層は弾性体とし，トンネルは厚さ 300mm のコは上下方向に圧縮されるが，1 年後以降はほぼ横ばい状ンクリートセグメントと仮定して梁要素によりモデル化態となる．1 年後におけるトンネルの内空変位は，地震を行った．表-4 に解析に用いたパラメータを示す．Ac動スペクトルⅠで上下方向に 6.7mm の縮み，水平方向層のパラメータの内，圧縮指数 λ，膨潤指数 κ，基準間に 6.8mm の伸び，スペクトルⅡでは上下方向に 9.0mm
隙比(1kN/m2 時の間隙比)e1 は，図-10 に示す東大阪基準ボの縮み，水平方向に 9.0mm の伸びである．また，表-5ーリング調査で実施された圧密試験 11)のうち，GL-7～に各ケースにおける１年後の地表面沈下量，トンネル変13m の平均的な値より設定した．トンネルの梁要素は，解析上，継手のない剛性一様リングでモデル化するため， 形および内空変位を示す．粘性土層厚が同じでトンネルの深度が異なる場合（ケースⅠ-1～Ⅰ-3 およびケースⅡ継手による曲げ剛性低下率η=0.8 として断面二次モー1～Ⅱ-3）を比較すると，地表面沈下量は同じであるが，メントを低減した値を用いる．
トンネルが深いほど内空変位は大きくなる．これは，トンネルが浅い場合，粘性土層の沈下とともにトンネル全(3)圧密沈下解析結果体が変位するが，トンネルが深い場合，トンネル下部の図-11 に層厚 28m モデルの地震動スペクトルⅠ，Ⅱに沈下が小さくなるため，沈下による上部地盤からの押しおけるトンネル直上および周辺地盤の地表面沈下の経時
表-4 圧密沈下解析パラメータ

経過日数 （日）200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 200000
沈下量 （cm）

圧縮指数
λ0.61
膨潤指数
κ0.0434
基準間隙比e12.4
弾粘塑性体 限界応力比
M1.3
Ac層 (関口･太田ポアソン比
ν0.33ﾓﾃﾞﾙ）3
単位体積重量 γt (kN/m )15過圧密比OCR1
透水係数k (cm/sec) 1.0×10-7
変形係数
7000
E (kN/m2)
ポアソン比
ν0.33
弾性体
As層
単位体積重量 γt (kN/m3)18
透水係数k (cm/sec) 3.0×10-3
変形係数
42000
E (kN/m2)
ポアソン比
ν0.33
弾性体
Ds層
単位体積重量 γt (kN/m3)20
透水係数k (cm/sec) 3.0×10-3
ヤング係数
E (kN/m2) 3.3×107トン
断面積0.3梁要素A (m2)ネル
断面二次ﾓｰﾒﾝﾄ0.0018
I (m4)

スペクトルⅠ
スペクトルⅡ-10-20-30-40

内空変位 （mm）-50
121086420-2-4-6-8-10-12＋：伸張ｽﾍﾟｸﾄﾙⅠ 上下方向
ｽﾍﾟｸﾄﾙⅠ 左右方向
ｽﾍﾟｸﾄﾙⅡ 上下方向
ｽﾍﾟｸﾄﾙⅡ 左右方向

層厚 28m モデル－：圧縮

図-11 地表面沈下およびトンネル内空変位の経時変化

0Cs=0.1
κ=0.434

10051.7mm

0

上下方向：9.0mm 縮み
水平方向：9.0mm 伸び

３日後
１ヶ月後
１年後

想定地震動
・スペクトルⅠ

文献 11)の図に加筆
10100
1000
圧 密 圧 力ｐ(kN/m2)

45.0mm10000

図-10 東大阪の Ac 層における e-logp 関係 11)10085.9mm

上下方向：6.7mm 縮み
水平方向：6.8mm 伸び

Cc=1.4
λ=0.61(mm)
200

３日後
１ヶ月後
１年後

想定地震動
・スペクトルⅡ

76.9mm

図-12 トンネルの変形図（層厚 28ｍモデル）
6(mm)
200

れるセグメント応力増分を併記してあり，圧密沈下によりセグメント応力増分は，ケースⅡ-3 で 4.72N/mm2 である．これは，ここで設定したコンクリートセグメント（設計基準強度：f’ck＝42N/mm2）の許容応力度 16N/mm2の約 30％であり，セグメント設計において無視できない値である．トンネルの長期的な維持管理を考慮すると付け荷重が大きくなることによると考えられる．また，トンネル下の粘性土層厚が同じで粘性土層厚が異なる場合（ケースⅠ-3～Ⅰ-5）を比較すると，粘性土層厚が厚く，圧密沈下量が大きいほどトンネルの内空変位も大きくなる．すなわち，粘性土層厚が厚く，トンネルが粘性土層の下端に近いほど，圧密沈下に伴うトンネルの内空変位は大きくなる傾向にある．

表-5 １年後のトンネル変形および内空変位

5．圧密沈下によるトンネルへの影響
図-13 に圧密沈下によるトンネルに作用する軸力，曲げモーメント分布を示す．トンネルが上下方向に潰れる
ことにより，軸力は側部で圧縮力，上下部で引張力が作用し，曲げモーメントは側部で内側圧縮・外側引張，上下部で内側引張・外側圧縮となる曲げモーメントが作用する．また，図-13 にトンネル下部の断面力から算出さ
内側圧縮
外側引張

圧縮

20.3
050

軸力増分0(kN・m/m)
50 100

軸力増分

曲げモーメント増分

ｹｰｽⅠ-1：粘土層厚28m，土被り厚1D，スペクトルⅠ

31.7

内側引張
外側圧縮

38.8

29.5
050(kN/m)
100

軸力増分

00
軸力増分

曲げモーメント増分

ｹｰｽⅠ-4：粘土層厚21m，土被り厚2D，スペクトルⅠ

24.6

050(kN・m/m)
100

曲げモーメント増分(kN・m/m)
100Ⅰ-1Ⅰ-2Ⅰ-3Ⅰ-4Ⅰ-5
Ⅱ-1
Ⅱ-2
Ⅱ-3

ﾄﾝﾈﾙ下端の断面力
ｾｸﾞﾒﾝﾄ応力
軸力
曲げﾓｰﾒﾝﾄ(N/mm2)（ｋN/m) (kN・m/m)
20.3
27.4
1.89
32.9
37.9
2.64
35.4
50.9
3.51
29.5
38.8
2.69
15.9
20.5
1.42
25.6
32.3
2.24
35.7
42.9
2.98
48.4
68.4
4.72

内側圧縮
外側引張34.8
内側引張
外側圧縮49.3

内側引張
外側圧縮

24.3

30.0

内側圧縮
外側引張

圧縮

42.9
引張13.350

曲げモーメント増分

圧縮

28.1
引張

18.6

20.5

0

ｹｰｽⅠ-5：粘土層厚14m，土被り厚1D，スペクトルⅠ

内側圧縮
外側引張

圧縮50(kN/m)
100

50

ｹｰｽⅠ-3：粘土層厚28m，土被り厚3D，スペクトルⅠ

ｹｰｽ

9.8

15.9(kN・m/m)
50 10050.9

トンネル下部の断面力と応力

内側引張
外側圧縮37.2

内側引張
外側圧縮49.1(kN/m)
100

軸力増分

18.4
引張20.049.3

0

内側圧縮
外側引張

圧縮37.3
引張0

曲げモーメント増分

16.8

内側圧縮
外側引張35.4(kN・m/m)
50 100

ｹｰｽⅠ-2：粘土層厚28m，土被り厚2D，スペクトルⅠ

内側圧縮
外側引張

圧縮

50

水平方向
3.2
5.06.8
5.2
2.6
2.6
5.2
9.0

30.9

37.9
0

上下方向
3.2
4.9
6.7
5.1
2.7
2.6
5.3
9.0

引張36.5(kN/m)
100

内空変位 (mm)側部
水平0.160.25
0.340.26
0.13
0.13
0.26
0.45

37.0

19.8

32.927.4

下部
鉛直12.25
9.024.50
4.57
3.74
17.71
14.387.69

圧縮

内側引張
外側圧縮26.0(kN/m)
100

19.7
19.7
19.7
17.3
10.3
24.3
24.4
24.3

34.8
引張11.0

Ⅰ-1
Ⅰ-2
Ⅰ-3
Ⅰ-4
Ⅰ-5
Ⅱ-1
Ⅱ-2
Ⅱ-3

トンネル変位 (cm)
上部
鉛直
12.57
9.51
5.17
5.08
4.01
17.97
14.91
8.59

内側圧縮
外側引張26.6
内側引張
外側圧縮

引張地表面
変位(cm)

圧縮

24.4

23.2

ｹｰｽ

63.9 内側引張

引張

外側圧縮36.6

43.8

64.5
68.4

25.6
0
軸力増分

50(kN/m)
100050(kN・m/m)
100

曲げモーメント増分

ｹｰｽⅡ-1：粘土層厚28m，土被り厚1D，スペクトルⅡ

48.4

46.1

35.732.3

0軸力増分50(kN/m)
100050(kN・m/m)
100

曲げモーメント増分

ｹｰｽⅡ-2：粘土層厚28m，土被り厚2D，スペクトルⅡ

図-13 圧密沈下によるトンネルに作用する断面力70
軸力増分50(kN/m)
100050(kN・m/m)
100

曲げモーメント増分

ｹｰｽⅡ-3：粘土層厚28m，土被り厚3D，スペクトルⅡ日下部 治：周辺地盤の圧密沈下に伴う既設シールドト
ンネル作用荷重の変化メカニズム，土木学会論文集 ,No.750/Ⅲ-65, pp.115-134, 2003,12.
2) 有泉 毅，金子俊輔，塩冶幸男，山崎 剛，日下部 治：
軟弱粘性土地盤の圧密に伴うシールドトンネルの長期荷重に関する解析的研究，土木学会論文集 No.799/Ⅲ72, pp.89-108, 2005.9.

地震あるいは地下水位低下による圧密沈下によるトンネルへの影響を考慮した余裕のあるセグメント設計が必要であると考えられる．

6．まとめ

3) 松田 博，星山英一：地震に起因した粘性土層の沈下
本検討では，東大阪の沖積粘性土層を対象として，一次元有効応力解析により地震時の過剰間隙水圧を算定し， 予測に関する研究，山口大学工学部研究報告 Vol.41,
No.1, pp.33-40, 1990.
圧密沈下によるシールドトンネルへの影響について解析
4) 小石悠介，友淵真寛，大塚 悟，磯部公一：沖積粘性を行い，以下の知見を得た．
土地盤の地震による長期地盤沈下に関する研究，第 47①一次元有効応力解析を行い，鉄道構造物等設計標準・
回地盤工学研究発表会，C-07, pp.265-266, 2012.7.
同解説に示される地震動による東大阪の沖積粘性土層
5) 鉄道総合技術研究所：鉄道構造物等設計標準・同解説に発生し得る過剰間隙水圧を想定した．
（耐震設計），pp.374--375，丸善，1999.10②一次元有効応力解析により得られた過剰間隙水圧の消6) 吉田望：地盤の地震応答解析入門，pp.84～91，2005.5
散に伴う圧密沈下により，シールドトンネルは上下方(http://www.civil.tohoku向に潰れ，左右方向に拡がる内空変位が発生する．
gakuin.ac.jp/yoshida/inform/document/eqresp.pdf#search='地盤③圧密沈下によるシールドトンネルへの影響は，粘性土の地震応答解析入門')層厚が厚く，トンネルが粘性土層の下端に近いほど大7) 吉田望：DYNEQ(http://www.civil.tohokuきい．
gakuin.ac.jp/yoshida/computercodes/Japanese_02.htm)④このトンネル変形により軸力は側部で圧縮力，上下部
8) 吉田望：地盤の地震応答解析，鹿島出版会，2010.10で引張力が作用し，曲げモーメントは側部で内側圧
9)福武毅芳：土の多方向繰返しせん断特性を考慮した地縮・外側引張，上下部で内側引張・外側圧縮となる曲盤・構造物系の三次元液状化解析に関する研究，名古げモーメントが作用する．
屋工業大学博士論文，1997.9.
⑤ここで試算した圧密沈下によるセグメント応力増分の2210) Sekiguchi, H. and Ohta, H.：Induced anisotropy and time
最大値 4.72N/mm は，許容応力度 16N/mm の約 30％であり，セグメント設計において無視できない値である． dependency in clays, Constitutive Equation of Soils, Proc. Specialty
Session 9, 9th Int. Conf. Soil Mech. & Found. Engrg. Tokyo, ed. S.
トンネルの長期的な維持管理を考慮すると地震あるい
Murayama and A.N. Schofield, pp.306～315, 1977
11) 新関西地盤 2007，pp.297～330，2007.12
12) 土木学会：トンネル標準示方書シールド工法･同解説，
p.62，平成18年7月は地下水位低下による圧密沈下によるトンネルへの影響を考慮した余裕のあるセグメント設計が必要であると考えられる．

参考文献
1) 有泉 毅，五十嵐寛晶，金子俊輔，水谷英基，山崎 剛，(2012. 9. 3 受付)

EFFECTS OF CONSOLIDATION AFTER EARTHQUAKE ON SHIELD TUNNELIN SOFT CLAY GROUND
Yukinori KOYAMA, Junichi NAGAYA, Koji Kayukawa Yujian LIU and Kazuhiko
URANO
A great earthquake could cause pore water pressure arising, even in cohesive soil ground. Accompany
by it dissipated, consolidation settlement of the cohesive soil would take place and cause the structure oftunnel settled in this ground being compressed in vertical direction. In consequence, troubles in functionof the tunnel could happen. In this research, excess pore water pressure was obtained by 1-dementional
effective stress analysis, and was used as initail condition of a 2-dementional FEM analysis on theconsolidation settlement of the cohesive soil ground with a tunnel settled in. The effect on tunnel
structure is studied by different parameters on thickness of cohesive soil and the coverage of the tunnel.
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