土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.

上下併設の大断面シールドが既設トンネルに与える影響
奥要治1 ・土橋浩2 ・堀地紀行3 ・長屋淳一4 ・張升翼5 ・小泉淳6

1 非会員

サンワコムシス (株)（〒 166-0003 東京都杉並区高円寺南 2-12-34）
E-mail: famioku2013@dream.bbexite.jp
2 フェロー(一財) 首都高速道路技術センター（〒 105-0001 東京都港区虎ノ門 3-10-11 虎ノ門 PF ビル）
E-mail: dobashi@tecmex.or.jp
3 正会員 国士舘大学教授（〒 154-8515 世田谷区世田谷 4-28-1）
E-mail: horichinoriyuki@gmail.com (Corresponding Author)
4 正会員(株) 地域地盤環境研究所（〒 540-0008 大阪市中央区大手前 2-1-2 国民会館住友生命ビル 4F）
E-mail: nagaya@geor.co.jp
5 正会員 環境工学 (株)（〒 190-0022 東京都立川市錦町 2-6-5 立川三恵ビル 4F）
E-mail: Sijang@hotmail.com
6 正会員(株) 地下構造技術（早稲田大学名誉教授）（〒 120-0046 東京都足立区小台 1-8-2）
E-mail: koizumi@waseda.jp

地下約 40 m の硬質地盤中に建設された外径約 3.2 m の既設シールドトンネルに，新たに外径約 13.1 m の 2 本の大断面シールドが上下に併設して近接施工された．光ファイバー方式で計測された既設トンネルの内空変位とFEM 解析の結果を比較し，既設トンネルに与える近接の上下併設シールド施工の影響を考察した．また，シールド重量を考慮した一連の施工時荷重を，2 次元弾性 FEM に逐次入力し検証した結果，既設トンネルの内空変位の計測結果と解析結果は良好な整合性を示した．本研究では，計測結果から得られた知見について述べ，併せてシールド重量を考慮した上下併設シールド施工時の影響予測解析手法を提示した．

Key Words: twin large nearby shield tunneling, monitoring an existing tunnel, BOTDR (fiber optics), elastic 2DFEM, considering the weight of shield boring machine

1. 序論

はその嚆矢として知られる．その後も上下および左右併設など数多くの計測結果が報告2), 3) され，さらに，上

(1)

はじめに

下と左右の計 4 本のシールド施工4) の実績などもあり，

大都市の地下空間では，地下鉄，通信，上下水道，電現在，併設シールドの施工技術は，ほぼ完成の域に達力，ガスなどの社会基盤施設が輻輳し，中心部ではこしたと評価されている．ここで上下併設施工に関するうした施設が幾重にも交差，並行し，高密度に集積し知見を土木学会のトンネル標準示方書 [シールド工法]・ている．近年，これらの施設に道路トンネルも加わり，同解説（以下，「シールド示方書」という）から整理す地下インフラは一層過密化を呈している．こうした状ると，後続シールドを下に施工する場合，上段のトン

況のなか，2 車線を有する高速道路の大断面シールドト

ネルには後続シールドの掘削による地盤の隆起や緩み

ンネルが 2 本，用地の占用幅の制約から上下に併設しによる鉛直荷重の増加や不同沈下が発生し，上段トンて施工された．この上下併設トンネルの間に既設の通ネルは影響を受けることが指摘されている1), 2) ．一方，

信用シールドトンネルが近接して位置することとなり，後続シールドを上に施工する場合，下段のトンネルが施工時の影響が懸念された．このため，施工時の安全上段の後続シールドから受ける影響は，比較的小さい性等を確認する目的で，通信用トンネル坑内で内空変との知見2) が示されている．こうした理由から，上下併位計測が実施された．本研究では，計測結果から得ら設シールドの施工では，下段シールドを先行し，上段

れた既設トンネルに及ぼす影響について知見を述べる

シールドを後続させる施工が一般的とされている．

とともに，計測結果の検証を目的に FEM 解析を行い，計測結果と解析結果を比較検討し，考察を加えた．

次に，シールド施工の解析的な研究について概要を述べる．シールドの掘削にともなう周辺地盤や既設トンネルへの影響を評価する方法として，地盤を平面ひ(2)

本研究の位置付けと内容及び構成

ずみ要素とし，覆工をはり要素でモデル化し，施工ス

シールドの近接施工に関する研究は，従前より多くのテップを考慮した FEM による解析等によって評価する

論文が発表され，橋本の上下隣接シールド施工の研究1)

場合が多い2) ．さらに施工時の偏圧を評価した解析的研

261

土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.

P 㛫㝸࡛ィ ෆ✵ኚ఩ィ 図–1 既設トンネル内空変位計測の位置平面図

究5), 6) や，3 次元挙動の評価に低減係数を導入し，2 次

こうしたことから，上下併設シールドトンネル施工時

元 FEM 解析で併設トンネルの挙動を高精度に解析したの評価手法として，シールド重量を具体的に評価，適事例 も示されている．またシールド周辺地盤の変位を用した FEM 解析手法を提示した．

7)

解析的に求め，FEM 解析モデルにその値を入力する方
法8) も提案されている．

2. 現場計測

研究対象の既設トンネルは，大断面シールドの掘進(1)の影響を，近接して上下から併せて受ける数少ない事

計測現場の概況

例と言える．しかし，上下いずれかの大断面シールド

計測は，2 本の大断面シールドに上下から挟まれる状の掘進の影響を受ける場合を例とすると，すでに多例

況となる既設の通信用シールドトンネル内で実施されが散見され，今後も一定程度が想定される．本事例のた．影響が最も懸念された主計測断面の A 断面では，既設トンネルは，上下併設シールドトンネルの知見

1), 2)

離隔はともに 0.5D0（D0：上・下段のシールドの外径はによれば，はじめに影響が大きいとされる下段シール

約 13.1 m）の近接施工の範囲内となり，上段シールドかドの掘進の影響を受け，次に施工の影響が軽微とされら約 4.9 m，下段シールドから約 0.7 m の離間距離である上段シールドの掘進の影響を受けた．しかし上段トる．上下 2 本のトンネルは，ともに泥水式シールド工法

ンネルと既設トンネルの離隔が，下段トンネルとの離で掘削され，シールド外径の詳細は下段が 13.05 m，上隔に比べて数倍大きいにもかかわらず，既設トンネル

段が 13.06 m で，シールドの総重量はともに 20,580 kNで計測された内空変位は，上段シールドの影響と考えられる内空変位が，下段シールドの影響と考えられる(2100 tf) を超える．また，セグメント幅は，下段のトンネルで 1.2 m と 1.5 m が採用され，上段トンネルは 1.2 m

内空変位を上回った．2 章と 3 章では計測の概要とそのである．計測現場と計測位置の平面図を図–1 に示す．

結果について論述する．また，2006 年版シールド示方

主計測断面 A と補完計測断面 B2 , C3 の横断面図および書では，「FEM 解析が示すところによると後続トンネル

A 断面付近の地質柱状図を図–2 に示す．

が上方にある一般的な場合では，先行トンネルに対す(2)る除荷の傾向を示している．これらは硬質地盤での現計測方法

既設トンネルの内空変位計測には BOTDR（Brillouin

場計測で土圧や覆工断面力に関し定量的に整合した報告もある 」と記述されている．しかし，本研究の計測

Optical Time Domain Reflectometry）と呼ばれるレーザー

結果では，このような記述内容とは異なることから，新光を用いた計測手法を採用した．レーザー光を光ファ

たな施工時荷重の検討が必要と考えた．4 章では，計測

イバーケーブルに透過させると，レーザー光は，ブリル

結果の検証を目的に，シールド施工時の荷重として一アン (Brillouin) 散乱光を含む空間散乱光として反射す般的とされる切羽圧，シールドテール部の応力解放，裏る．光ファイバーケーブルにひずみが発生すると，ひ

込め注入圧といった一連の荷重に加え，新たにシール

ずみの大きさに比例して，ブリルアン散乱光の波長が変ド本体の重量を荷重として評価して，2 次元弾性 FEM化する．その特性を利用して，ひずみが読み取られる．

解析を実施した．これによると，既設トンネルの内空

また，この散乱光のサンプリングと同時に，入射光との変位の解析結果は，計測結果と良好な整合性を示した．

時間差を測定して位置を検知する．この技術は，OTDR

9)

262

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地質柱状図は A 断面の状況のみを示す．赤の数字は N 値
図–2 既設トンネルと上下シールドの位置関係（Optical Time Domain Reflectometry：光学的時差反射(3)法) と呼ばれ，これによりひずみの発生位置を検知する．

計測断面

既設トンネルの内空変位の計測は，図–1 に示すよう光ファイバーケーブル内のひずみの測定と，ひずみ発に A 断面を起点に 20 m 間隔の 14 断面（図中は 13 断面

生位置の検知を融合させた技術が BOTDR で，すでにを表示）で実施された．また図–2 として計測始点から多くのトンネル計測で実績10)–12) を有する．この方法では，光ファイバーケーブルを，構造物に所定の間隔で固100 m の中間点 B2 断面と，終端付近の C3 断面も主計
測断面の A 断面に加え，報告する．なお B 区間，C 区

定治具を用い，定着させて敷設する．ケーブルに適度な間は掘進日報等を保有していないため，切羽位置は概張力を導入することで，一定の圧縮ひずみも測定が可能

略の位置の把握に留まる．また計測断面に沿った地質となる．荷重変化などで構造物に変位が発生し，固定治

縦断図は保有していない．主計測の A 断面は，ほぼ直具間が伸縮すると，それに呼応して光ファイバーケーブ

上 4.9 m と，直下 0.7 m の離隔距離で 2 本の大断面シー

ルも伸縮するため，ひずみと発生位置の測定が可能となルドが施工された．この区間は，シールド掘削の影響る．BOTDR の最小測定ゲージ長（G.L.）は 1 m 以上

13)を大きく受けると想定されたため，主計測断面として，−5 14)

鉛直と水平の 2 方向の内空変位を測定した．この A 断とされ，計測されたひずみに対して，±20 µ (2 × 10 )程度の測定値の幅を有する．BOTDR に用いられるレー

面ではシールドの掘進時の施工データを反映した FEM

ザー光は民生用の光通信回線に使用される伝送損失のによる検証解析を行った．補完計測断面の B 断面と C

少ない波長 1,550 nm (nano; 10−9 ) 帯と同じレーザー光

断面は，トンネル縦断方向には新設の 2 本のシールド

例えば 15)．ひずみデータの採取にトンネルと並行する位置関係にあり，横断面的には，2

際し，このレーザー光を照射するが，レーザースペク

本のシールドトンネルに上下から斜めに挟まれる位置

トルの特性から，波長は 1,550 nm を中心に数 nm 程度関係となっている (図–2 参照)．これらの断面の内空変が一般的に用いられるのスペクトル幅を有する

例えば 16)．ひずみデータを運ぶ

位は，補完計測と位置づけ，光ファイバーケーブルのブリルアン散乱光の波長も同様にスペクトル幅を有し，敷設において，足場を必要とせず，敷設が鉛直方向に反射光の波長を読み取るアナライザーも分解能という比べて容易で低廉な水平方向のみとした．

幅を持つことから，BOTDR で計測されたひずみは，真値に対し測定値の幅 (約 ±20 µ) を有する．本計測事例

3. 既設トンネルの内空変位計測の結果と考察

では，内径約 2.80 m（外径約 3.2 m）の既設トンネルで，治具を除いたケーブル長約 2.60 m のトンネル内空変位(1)

下段シールドによる A 断面の内空変位の計測値には，レーザー光のスペクトル幅や計測器の図–3 に A 断面の内空変位の計測結果を示す．図中で分解能などによる ±0.05 mm 程度の測定値の幅（誤差）

赤色は水平方向の内空変位を，青色は鉛直方向の内空が確率論的に含まれる可能性がある．こうした理由で，変位を示している．上下 2 本のシールドは，下段シー

本報告で計測変位の読み値は 0.1 mm 単位で（小数点第ルドが先行し，上段シールドが後続した．各施工段階

2 位四捨五入）で表記した．

における既設シールドの内空変位の変化を以下に示す．
なお，変位の表記で + は伸張を意味し，− は収縮を意
味する．内空変位のデータは 1 時間ごとに放射された263

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図中の a), b), c), d), e) は 3. (1), (2) の説明に対応．赤は下段，黒は上段シールド．
図–3 A 断面の内空変位計測結果

レーザー光により採取された．図–3 の横軸の計測日は置に達した付近から，下段シールドの切羽圧などの施約 13 か月間が圧縮されて表記されている．このため，工時荷重が，既設トンネル下部の周辺地山に付加的な図中の個々の計測値は前後のデータと大変接近し，波応力を発生させた可能性が考えられる．その結果，既動して見えるが，横軸を拡張すれば，明確な折れ線とな

設トンネルが鉛直方向に圧縮され，断面は鉛直方向にる（付録 I, IV 参照）．同時刻，同一箇所を対象とした

収縮し，水平方向は相反的に伸張し，既設トンネルの測定の値に波動は無く，確定値として整理される．そ

断面が横長の楕円に変化したものと考えられる．水平の確定値は 2. (1) の説明のように，±20 µ 程度の真値と方向の変位の理由として，既設トンネルが，2 次覆工の幅（誤差）を確率的に有することになる．また測定を有するシールドトンネルで，比較的剛な閉合された値の温度補正は計測期間中，常に実施されていた．

円環構造と評価でき，かつトンネル断面の周長変化もa) 切羽接近から到達微小と考えられることから，鉛直方向の荷重による変掘進データから下段シールドの切羽が，A 断面の約位に対し，その直交方向に逆向きの変位を発生させる

30 m 手前の位置に接近した時点から，既設トンネルの内空変位に変化が現れ，鉛直方向が減少し，水平方向が増加する，横長楕円の変形となった．こうした傾向は下円環構造特有の挙動17) と理解できる．シールド掘削中段シールドの切羽が A 断面に到達するまで継続し，切図–4 は，地表面を自由境界面とした半無限弾性体に，地羽の到達時点で，初期の状態から鉛直方向は，−0.3 mm

表から d の深さに荷重 P を水平方向に作用させたもの

水平方向は，+0.4 mm 変位した．考察を加えると，既設で，トンネル掘削状況に近い弾性解析問題として知らトンネルに与えた影響として，下段シールドの切羽面

れる，Mindlin の第二解18) の境界条件を適用して，弾性に対し，地山側から側方土圧と地下水圧が作用し，切羽トに働く周面摩擦力を差し引いたシールドのジャッキ

FEM 解析モデルに切羽圧を作用させて得たものである．
解析の詳細を以下に記載する．施工対象である東京礫層や上総層など，硬質地盤を FEM 解析する場合，微小推力等が作用している．シールドの施工管理における変形の範囲で，地盤の変位を議論せず，切羽安定のため

泥水圧は，静止土圧と地下水圧に変動圧を加えた圧力の切羽圧による地盤内の応力増分とその方向を調べるとして設定 されるが，実際の施工では，こうした設定

に際し，地盤を弾性体と仮定することに疑義は殆ど無い

泥水圧に，ジャッキ圧の一部や切削時のカッター圧等と考える．図–4 の FEM 解析の要素数は 9,500，弾性係の施工時荷重が作用する．これを考慮すると，シール

数 E0 = 85, 000 kN/m2（弾性係数は E0 = 2, 800 N 適用，ド推進時における切羽前面の地山には，その深さにおN 値 30 以上の硬質地盤と評価)，切羽圧: 410 kN/m2 (下段シールドの切羽圧) とし，地盤の自重は考慮せず，切の接近で，既設トンネルに内空変位が発生する状況を説明するために実施した簡易 FEM 解析から得られた，側からは，泥水圧と，カッター圧に加え，スキンプレー

2)

ける静止土圧と地下水圧の合計を上回る圧力が作用することも想定される．下段シールドが A 断面の位置か羽圧による地盤内応力の増分などを解析した．FEM 解ら，シールド外径の約 2.5 倍（約 30 m）ほど手前の位

析の範囲は，3 辺固定，地表面自由の半無限地盤を対象

264

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c) テール通過
下段シールドのテール部付近が A 断面に達すると，
鉛直方向の内空変位は +0.2 mm，水平方向の内空変位は−0.2 mm となった．この結果，既設トンネルは切羽到
達時と相反する縦長楕円の形状を示した．既設トンネ
ルを上下から挟むシールドトンネルはシールド径が約13.1 m と大口径であることから，テールボイドへの裏込
め注入は，多くの注入ポートを設けた同時裏込め注入工法が採用されていたが，面板における地山の切削後，実ᘬᙇᛂຊᇦ
付録III参照

際に裏込め注入が行われるまでは，オーバーカット2) されたシールドの外周地盤はその間に応力解放される19) ．

N1P

計測された変形は，テールボイドやオーバーカット部の(楕円内は引張応力域，白丸は既設トンネルを示す．
なお，ベクトル矢印拡大のため，要素数を減じている)

応力解放の結果が影響したものと考えられ，シールド施

図–4 下段シールド切羽圧による最大主応力ベクトル図

合する．これにより，離間距離がわずか 0.7 m の既設ト工の多くの研究成果1), 4) によって確認された現象とも符
ンネルに，こうした応力解放が直接的に影響し，鉛直方に横 180 m，深さ 180 m とした．弾性 FEM 解析の結果

向の内空変位が切羽到達時の −0.4 mm から，+0.2 mmの最大主応力ベクトル図から，切羽到達前の計測断面の変位に変化したと考えられる．鉛直，水平の内空変に対し，斜め下方から押し上げる応力が切羽圧によっ位の振れ幅はともに 0.6 mm 程度であった．

て発生し，既設トンネル下部および側部周辺に作用しd) 裏込め注入から上段シールド接近までていることが読み取れる．これらが原因となり，既設テールボイドへの裏込め注入圧の影響により，既トンネルの内空に鉛直方向の圧縮変位を発生させたと設トンネルの内空は鉛直方向が +0.2 mm から一転し考える．

て −0.7 mm 変位し，−0.5 mm となった．水平方向は−0.2 mm から +0.6 mm 変位して +0.4 mm となり，大b) 切羽通過から中胴部通過
下段シールドの切羽が計測断面を通過し，シールドのきな内空変位の変化が生じた．下段シールドの裏込め

中胴部が通過中の間，既設トンネルの内空変位は，下段注入により，既設トンネルの内空は再び鉛直方向が収シールド接近時とは逆に，鉛直方向は急に伸張し，水平

縮し，水平方向が伸張して，再度，横長楕円となり，切方向は逆に収縮した．この傾向はシールドテール通過

羽到達時の形状に戻った．これは下段シールドの裏込の直前まで継続し，下段シールド施工前の初期の状態でめ注入材がボイドを満たし，注入圧力が地山を介してある鉛直および水平ともに内空変位 ±0 mm に，いった

上部に位置する既設トンネルの下部地盤に影響し，鉛ん戻った．さらにシールドの切羽が A 断面に到達し，中直上向きの応力増加を発生させたことなどが考えられ

胴部通過までの間，既設トンネルの断面は，下段シール

る．しかし本計測では地山応力に関するデータを取得

ド接近中の横長変形とは逆の縦長変形に移行する．このしていないため，次章の FEM 解析によってこうした現区間を考察する．図–4 に示す斜め下から押し上げる切象を確認する．下段シールドの裏込め注入以降は，内羽圧の影響は切羽到達直後，ほぼ消失している．また，

空変位は微小な変動をともなって水平方向はほぼ同じ

切羽後方では，一部に引張応力が確認できる（図–4 と値の +0.4 mm で推移し，鉛直方向は −0.4 mm 変位から

付録 III 参照）．これにより，地盤の水平方向の圧縮応−0.2 mm と緩やかな復元傾向を示した．既設トンネル

力が緩められ，鉛直方向への応力解放を促す効果が考えは横長楕円の形状を保持しつつ，次の上段シールドのられる．既設シールドの下部地盤には，下段シールド

掘削を迎える．

との間の中間地山を介して，下段シールドの姿勢に起因
上段シールドによる A 断面の内空変位した推力，下段シールドの切羽から天端付近に廻った(2)

泥水圧，下段シールドと地山間で生じた推進時の摩擦a) 切羽接近から到達

力によるポアソン比分の鉛直応力成分などが，作用し下段シールドが A 断面を通過してから約 100 日後に，ていたと推察される．こうした状況で，掘削時のオー

上段シールドの切羽が A 断面に到達した，上段シール

バーカットの影響等19) も加わり，下段シールド中胴部

ドの切羽が A 断面に到達する 2 日ほど前の 8 リング，通過中に，列挙した応力に変動が生じ，既設トンネル

約 10 m（図–3 参照）手前の位置から，急激な断面の変の下部周辺地盤において，一部で応力解放が発生した形が現れた．切羽到達の時点でピーク値を示し，初期可能性が考えられる．

の状態から鉛直方向は −1.1 mm の変位となり，上段到265

土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.

達直前の −0.2 mm から −0.9 mm 変位した．水平方向は(3)

下段シールドと上段シールドが既設トンネルに与+0.4 mm から +0.7 mm 変位して，+1.1 mm となった．

える影響の比較

とくに切羽が到達する前後，図–3 中に示す 2/24〜2/25

a) 下段シールドの影響にかけての横長変形の急激な進行は，既設トンネルに

下段シールドでは，切羽が計測断面に到達する約 30 m

対して，上載荷重など上部からの荷重の増加を示唆す（約 2D0：ここで D0 はトンネル外径）手前の位置から，る変化と推察される．

既設トンネルの A 断面に横長の変形が生じた．この主b) 切羽通過からシールド中胴部通過な理由として図–4 で先に述べたように，既設トンネル

切羽通過から中胴部通過の間，既設トンネルに作用

より深い位置で設定された泥水圧などの切羽圧が，切する鉛直方向の荷重が減少したかのように鉛直変位は羽前方の地盤を押し，その応力が三次元的に上部の既−1.1 mm から，+0.3 mm 変位して −0.8 mm に，同様に
水平変位は +1.1 mm から −0.3 mm 変位して +0.8 mm と設トンネル周辺地盤に伝播したものと推察できる．次なった．つまり，鉛直，水平それぞれ最大 ±1.1 mm 程も消散し，鉛直方向に押された既設トンネルは復元の度の変位から ∓0.3 mm 復元し，鉛直荷重の除荷的な挙傾向を示す．また下段シールドは既設トンネルの下部動を示した．この動きは重いと考えられるシールド機に位置するため，周辺地盤の初期応力も比較的大きく，の先頭部通過から，比較的軽い中胴部への移行との関したがって下段シールドのテールの解放応力も大きく連性を推測させる計測結果となった．

なると考えられ，これによって，既設トンネルは相応のc) テール通過

影響を受ける．さらに，下段シールドのテールボイドに，切羽が通過し，遠ざかる過程では，切羽圧の影響

既設トンネルの内空は初期状態に戻るような復元的への裏込め注入圧も既設トンネルに対して土被りが大な変形が進み，鉛直方向で −0.5 mm の変位，水平方向

きいことや，高い地下水圧との関係などで大きな注入で +0.5 mm の変位となった．この変形は，下段シール

圧を設定することとなり，この裏込め注入圧が既設ト

ド通過時同様，テールボイドの応力解放の影響による

ンネルに影響を与えたと考えられる．以上の様に，下ものと考えられる．

段シールドの施工においては，離隔にもよるが，既設d) 裏込め注入

トンネルは，切羽圧，テールボイドの応力解放，裏込め

2/28 の裏込め注入時の注入圧の影響により，再び大注入圧といった，下段シールドの一連の施工時荷重のきな横長の変形が生じた．その値は，切羽到達後のマ影響を受け，それらは，シールド示方書の通り十分にシン中胴部通過中の値と同程度の鉛直方向で −0.8 mm

考慮すべき事項と考える．

の変位，水平方向で +0.8 mm の変位となった．テールb) 上段シールドの影響

通過時から，鉛直方向で −0.3 mm，水平方向で +0.3 mm

上段シールドでは，図–4 の切羽圧による最大主応力

変位したことになる．

の角度から想定される，下段シールド時のような約 30 me) 裏込め注入から計測終了まで（約 2D0 ）前方からの切羽圧とみられる既設トンネルへ

既設トンネルの鉛直方向の内空変位は −0.8 mm からの影響は確認できなかった．本事例では，上段シール−0.6 mm に減少し，さらに復元傾向を示した．水平方向の内空変位は +0.8 mm を維持した．その後，計測値

小さい位置で設定されている．加えて既設シールドとの時間軸の圧縮や BOTDR 特有の微細な変位の変動をの離隔も下段シールドの約 0.7 m と比較して約 4.9 m とともないながら，この横長変形は計測終了までの約 4 か大きいため，上段シールドの施工では，泥水圧などの切月間にわたり継続した．この既設トンネルの内空変位

羽圧が既設トンネルに対して，ほとんど影響を与えるこの挙動は，先に記したように，下段シールド裏込め注となく掘進したと考えられる．一方，シールド重量と入以降の動きとほぼ同様の動きであり，上段，下段両の関係が推測される影響が，切羽到達の約 10 m 手前にシールド施工後の既設トンネルの挙動は，ともに鉛直接近した時点から現れたことが確認できる．この現象の内空変位は減少し，真円に向かって回復傾向を示し，の究明のため，簡易解析を行った．半無限弾性地盤の

水平方向は変位を維持する傾向を示した．この原因とBoussinesq20), 21) の解をトンネル形状で表現するため，境界条件を円形とし，荷重は施工で使用したシールド重量

ドの泥水圧は，下段シールドに比べて約 20 m 土被りがして，鉛直土圧と水平土圧の関係などが考えられるが，説明に必要な計測データを採取していないため，今後を適用した，弾性 FEM 解析の結果を図–5 に示す．要素の課題としたい．

数は 107,000，荷重であるシールド重量は，131.1 kN/m2（チャンバー内土荷重を含む）とした．また，荷重の作用範囲は 120 度 例えば 22), 23) とし，その根拠は付録 II に記載した．弾性係数は E0 = 85, 000 kN/m2 (N 値 30 以
上の硬質地盤)，地盤の自重は考慮せず，シールド重量266土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.
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図–6 B2 断面の水平方向内空変位計測の結果

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（図中の矢印の白円は既設トンネル，シールド重量は表–2 の Step-2 に同じ）

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図–5 上段シールド重量による鉛直増加応力 (FEM)ෆ✵ኚ఩㔞 PP % ᩿㠃
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による鉛直増加応力を解析した．解析の幅は 200 m，深さは 100 m．境界条件は 3 辺固定，地表面自由の半無限地盤とした．図–5 に示す鉛直増加応力は Boussinesq の解20) と同様に 3 次元的な圧力球根の形状を示すことと

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        なり，鉛直増加応力が比較的顕著と認められる図中のグレー（灰色）表示の 50 kN/m2 (土被り換算で約 3 m)ィ以上の圧力球根の直径が，概ねシールド外径の 13 m 程᪥㸦᭶᪥㸧

図–7 C3 断面の水平方向内空変位の計測結果

度と読み取れ，その圧力球根直径と，既設トンネルの内空変位の増加発生位置である，シールド切羽の到達(4) B 断面，C 断面の計測結果

前約 10 m とが距離的に概ね整合することから，シールド重量が既設トンネルの鉛直方向の内空変位の収縮とB2 断面，C3 断面の計測結果を図–6 ，図–7 に示す．両一定の関係性があると考えられる．計測結果では，切計測ともに下段シールドの到達と裏込め注入により内羽到達時に鉛直方向の内空変位は，上段シールド到達

空変位が進行し，上段シールドの到達と裏込め注入で，前の −0.2 mm から大きく変位し，−1.1 mm の変位 (水もう一段上がって内空変位が進行する類似の傾向を示し

平変位は +1.1 mm) となった（図–3 参照）．これは，上た．B2 断面では，下段シールドの切羽到達日に水平変段シールド重量が約 20,580 kN と大きく，かつ既設トン

位が +0.5 mm ほど変位し，その後の裏込め注入の影響

ネルとの離隔が約 4.9 m（0.38D0 ）と近接していたことで +0.8 mm となった．続く上段シールドの到達と裏込が既設トンネルに比較的大きな影響を与えたと考える．

め注入で +0.7 mm ほどの変位が加わり約 +1.5 mm の変上段シールド中胴部通過中の既設トンネルの内空変位位を計測した．C3 断面においても，下段シールド到達が回復する傾向は，重い先頭部のシールド重量通過完と裏込め注入の影響，および上段シールドの同様の影響

了による影響が大きいと考えられる．その後，テールにより，B2 断面の計測値と類似の傾向を示し，シールド

通過中はテールボイドの応力解放，裏込め注入など一相互の離隔や地盤の変化により最大変位で約 +1.8 mm

連の影響を比較的顕著に受ける．離隔にもよるが，下を計測した．

段シールド施工との相違点は，上段シールド施工では，
下段シールドの裏込め注入以降，既設トンネルの内空

4. FEM による数値解析的検証

変位は上段シールド接近 (10 m 程度) までほとんど変化(1)が計測されなかった．この点から切羽圧の影響は軽微

解析の目的と概要であったと考えられる．一方，シールド重量によると

上下 2 本の新設の併設シールドが，既設シールドト推察される影響を比較的顕著に受けたと考えられる．

ンネル本体に地山を介して与える影響を検証する目的
で，A 断面を対象に逐次施工時荷重を入力する 2 次元267

土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.

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P࠿ࡗࡇෆࡢᩘᏐࡣ1 ್㸧（かっこ内の数字は N 値．薄い層厚は表–1 の深度参照）
図–8 A 断面 FEM 解析メッシュ図P
表–1 FEM 解析に用いた地質定数/PȖ‵₶ Eᙎᛶಀᩘ(N1P

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(ただし上シールド外径 13.06 m)

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図–9 シールド機の概要図

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実行したため，高精細メッシュを使用している．メッ

水分離の弾性モデルで，境界条件は，側面を水平方向固定，鉛直方向自由とし，底面は水平方向および鉛直方
向ともに固定とした．解析領域は幅 174 m，深さ 87 m
で，メッシュは，節点数 17,358，要素数 17,322 である．
メッシュ図において上下シールドと既設トンネルの外シュが濃密なためグラデーションを生じ，色彩が濃く表示されるが，解析領域の層厚に応じ，周囲と同じ地質

弾性 FEM 解析を行った．また，A 断面から約 120 m 離れた補完計測断面の B2 断面については，地盤定数と施定数が入力され，特異な値は使われていない．図–9 に工データなどを保有していない．しかしシールド重量

シールドの概要図を示す．今回解析に適用したシールを考慮した本解析手法の適用性をさらに確認するため，

ド重量は，シールドの先端部の面盤，支持機構，隔壁，

A 断面付近のデータを準用することとして，B2 断面についても FEM 解析を実施した．このため，B2 断面のスキンプレート，内部機器類などの各重量とシールドの計測結果と解析結果については，具体的な数値の大小

位長の重量を求め，切羽到達時のシールド重量として解比較は行わず，変位の傾向の比較のみを議論するに留析に用いた．本研究の解析では Step-1，Step-3，Step-4

めた．

は文献 7) の解析手法を適用し，新たにステップ Step-2，

既知の重心位置からシールドを 3 分割して前胴部の単Step-6 でシールド重量を考慮した．各施工ステップにおける入力値の詳細を表–2 に示す．FEM 解析では，施

表–1 には解析に用いた地質定数を示す．図–8 には A
断面の FEM メッシュ図を示す．FEM 解析モデルは土

268

⾲㸱

土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.
表–2 FEM 各ステップでの荷重モデルと荷重入力値（表中の 2 段，3 段の Step-1, Step-2 などはスペースの関係で Step1, Step2 などと短縮表記）

Step-1

Step-3

Step-2

25)

7)

Step-425)

Ș= 0.15 7)(75% 7) )௜㘓 II ཧ↷⾲㸱࣐ࢩࣥ㔜㔞⿵ṇ್ 75% 7)⾲㸱
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表–4 既設トンネルの断面諸定数

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表中の +, − は A リングからの位置を示す．+1 は 1 リ
ング前方．平均値は，各 4 値の相加平均の小数第一位を四捨五入した値．

E *3D EI
1࣭P

析時の施工時荷重として入力した．表–3 に施工時デー
タの切羽圧と注入圧を示す．また既設トンネルの覆工は鋼製セグメントにコンクリートの 2 次覆工が施工さ工時の再現性を考慮し，下段および上段シールドのトれており，曲げ剛性は，重ね構造と評価し，完全剛性一ンネル掘削時に記録された泥水圧と裏込め注入圧を解様リングの梁要素として解析した (表–4 参照)．

269

土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.

a) 切羽の前方地盤への作用

用させた．

⾲㸱

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切羽圧の前方地盤への影響は，切羽中心の泥水圧に以上の a) から d) の 4 ステップを下段，上段の各トン

15%7) を乗じて円形トンネルの掘削面の全周放射方向に作用7) させた．

ネルの施工に対して逐次計算を実施した．そして，本b) 切羽到達時効果を考慮するため，2 次元応力状態への補正値とし

来の 3 次元応力空間でのトンネル軸方向への応力減衰

切羽到達時は，シールド前方部の重量にチャンバー内て 75%7) を適用した．また，テールの応力解放を除き，に充満した掘削土の重量を加えてシールド重量としてその他の荷重は掘削面に作用する荷重として入力した．

作用させた．チャンバー内の掘削土はスリットからの本研究の FEM 解析手法はシールド重量を施工時荷重と泥水や地下水侵入のため水中単位体積重量を適用した．

して評価し，シールド施工による影響を具体的に解析

また，シールド重量のチャンバー部分も同様に面盤スした事例となる．

リットから浸水があるため，密閉された中空とはならな(2)い．よって，チャンバー容積の浮力は考慮せず，シール

解析結果と考察

ドは地下水位以下のため，シールド重量は水中と評価

既設トンネルの A 断面における内空変位の計測結果

して鋼材の比重から水の比重を差し引いた値で換算しと FEM 解析結果を図–10 に示す．図中には，シールド重適用した．掘削土を含めたシールド重量の載荷分散角量を考慮しない解析ケースも併せて表示した．図–10 の度の 120◦ は，開削円形トンネルの基礎コンクリートのグラフが示すとおり，既設トンネルの内空変位の実測

打設範囲22), 23) と，分散角度を評価するために実施した値とシールド重量を考慮した場合の解析結果は，良いFEM 解析による結果を参考に適用した (付録 II 参照)．

整合性を示した．また，シールド重量の有無を比較す

c) 応力解放とセグメント設置時

ると，影響が大きいと考えられる Step-6（上段シールド

テール部の応力解放率は既往の論文中の硬質地盤に到達時）では，シールド重量を考慮した解析値は実測値

おける解析事例24)–26) を参考に，地山応力と，泥水圧のと比較して 4%程度の誤差で良い一致を示した．一方，差分に対し，20%25) の応力解放率を適用して解析を行っシールド重量を考慮しない場合，内空変位は約 25%（約ル内空を含めたトンネル横断面に対する浮力を考慮し0.3 mm）ほど小さく算出され，上段シールドが到達し，その自重が影響したと推察される特徴的な既設トンネている．

ルの変位挙動は表現できなかった．Step-2 の下段シーた．また，テール脱出後のセグメント重量にはトンネ

ルド到達時には，シールド重量を考慮した場合は，しなd) 裏込め注入その他（全般）い場合と比較して，内空変位はやや小さく算定された．

テールボイドへの裏込め注入は施工データをもとに

これは，連続体の弾性解析であるため，既設トンネルの計算の容易さから簡易的な放射状の全周同じ圧力7) を作
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図–10 A 断面の計測結果と FEM 解析結果の比較（既設トンネルの水平・鉛直内空変位）

270土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.

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図–11 B2 断面の計測結果と FEM 解析結果の比較（水平方向内空変位量）

下方付近の地盤が下段シールドの自重により鉛直下方

N1Pへ引き込まれ，既設トンネルも同様に引き込まれた結果，既設トンネルの鉛直方向も 0.1 mm ほど伸びたこと
で，シールド重量を考慮しない場合の値を下回ったと考えられる．しかし，この Step-2 における実測値との比
較でも，シールド重量を考慮した場合の解析値の方が一致度は高く，計測値との誤差は 5%程度であった．解析
結果を，全 8 Step で評価すると，下段シールド施工が対象の Step-4 までは，シールド重量考慮の有無で，両ケースの解析結果に大きな差は見られない．一方，Step-5 以降の上段シールド施工の影響を見ると，切羽到達時の図–12 最大主応力ベクトル図初期状態（step-0）

Step-6 ではシールド重量を考慮した解析値が実測値とより良い整合性を示したと言える．次の Step-7 のテール部の応力解放時は，シールド重量は解析結果に影響

特に上段シールドにおいては，シールド外径や離隔，地を与えず，シールド重量有無の両ケースとも内空変位

盤条件などにもよるが，シールド重量を考慮した解析

量が同じ値だけ減少して算定されるため，Step-6 で小さ手法について有用性があると考えられる．

く算定されたシールド重量を考慮しないケースが，結図–11 には B2 断面を対象とした解析結果と実測値の果として Step-7 では実測値に近くなった．また Step-8

比較を示す．前述のように詳細な施工情報を保有していでも同じ値の裏込め注入による影響が加算されるため，ないため，約 120 m 離れた A 断面のデータを準用した．

ここでもシールド重量を考慮しないケースの一致度がこのため，個々の値を直接比較すること自体の有意性は僅かに高い．しかしながら，解析手法の評価にあたり薄いと考えるが，上段シールド施工以降の特に Step-6 以重要と考えられる点として，解析全体を通した整合性

降の計測値の上昇傾向と比較すると，シールド重量を考と，個々の値の一致度が考えられるが，設計や施工の慮した解析は，実測値の傾向により良く呼応したと考え安全性の視点から見ると，最大変位付近のピーク挙動

る．補足的かつ限定的ではあるが，シールド重量を考慮をより的確に把握することが，特に構造物の安全側のすることで，上段シールドの影響を一定程度，評価でき

評価判定の観点から大変重要と考えられる．こうしたると考える．図–12 に初期状態（Step-0）の，図–13 に下点から評価すると，上下併設シールドの影響解析では，段シールド接近時（Step-1）の最大主応力ベクトル図を

271

土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.
N1P

図–13 最大主応力ベクトル図（step-1: 下段シールド接近）N1P





N1P

図–16 主応力増分ベクトル図（step-4: 下段裏込め）
図–14 最大主応力ベクトル図（step-2: 下段切羽到達）ኚ఩㸦㹫㹫㸧
N1P

図–17 主応力増分ベクトル図（step-6: 上段切羽到達）

鉛直方向に作用するため，その結果，最大主応力はわずかに増大したと考えられる．図–15 に Step-2 における鉛直変位を示す．図より，既設トンネル上部地盤は約1.2 mm 鉛直方向に変位し，既設トンネル下部地盤の変位は約 0.9 mm に留まった．この差分量の約 0.3 mm が図–15 FEM 鉛直変位図（step-2: 下段切羽到達）

既設トンネルの内空変位となって鉛直方向に収縮した．
示す．図–12 ，図–13 の白枠内の比較から，既設トンネ

この変位は，図–10 に示す既設トンネルに発生した内変

ルの下端で主応力の低下がみられる．これは下段シー位の計測結果とほぼ一致している．図–16 には，Step-4

ルドの接近にともない切羽圧の影響を受けて，既設トンの下段シールド裏込め注入時の主応力増分ベクトル図

ネル下部地盤に鉛直上向きの応力が作用したため，そを示す．図–16 から，下段シールドの裏込め注入圧によの相殺で鉛直方向の最大主応力が低下したものと考えり，既設トンネルと下段シールドとの間の地盤で，圧縮られる．図–14 に Step-2 の下段シールド切羽到達時に主応力の増加が顕著となり，これにより，既設トンネル

おける最大主応力ベクトル図を示す．既設トンネルのは縦に圧縮され内空が鉛直方向に収縮したと考えられ下部地盤の白枠内で，鉛直方向の最大主応力がわずかる．また，図–17 に上段シールドの切羽到達時におけるに増加している．これはトンネル離隔部分では，Step-1

主応力増分ベクトル図を示す．図–17 から，既設トンネの放射状の切羽圧と比べ Step-2 の切羽到達時の泥水圧

ルの上部地盤から側方地盤，下部地盤において鉛直方向の値は大きく，この理由だけでは，最大主応力はさらにの主応力の顕著な増加が確認できる．これは，上段シー相殺され減少するが，Step-2 ではさらにシールド重量がルドの先頭部付近のシールド重量が影響したと考えら

272

土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.

の課題としたい．

5. 結論
外径約 13.1 m の 2 本の大断面シールドが，外径約 3.2 mの既設のシールドトンネルを上下から挟んで下段先行，上段後続で併設施工された．近接施工区間において既設トンネルの内空変位を光学的測定方法（BOTDR）を用いて計測し，得られた結果について考察を加えた．また，既往の施工過程を踏まえた逐次弾性 FEM 解析に，
シールド重量を新たに施工時荷重として評価し，既設トンネルの内空変位について解析的検証を行った．本

N1P 

研究によって得られた知見と成果を以下に示す．

(1) シールド示方書に記載の一般的なシールドトンネ
ル施工では，上下併設シールド施工の場合，後続の上段シールドが，既設の下段トンネルに与える

図–18 主応力増分ベクトル図（step-7: 上段応力解放）

影響は，小さいと評価されている2) ．しかし，今回の大断面シールドの計測結果では，既設トンネルの内空変位（鉛直・水平方向）は下段シールド施工後の約 0.4 mm に比べ，上段シールド施工では単独で約 0.7 mm (累計で約 1.1 mm）となった．本研
究の事例は，一般的とは言い難い大断面の上下近接施工であるが，上段シールドの影響は必ずしも軽微とは言い難い結果と言える．今後の類似施工
では，後続する上段シールドの外径や相互の離間距離，地質状況等を十分考慮し，入念な検討や予測解析そして施工が必要と考えられる．
(2) 既設トンネルに対して，上下併設シールドが近接N1P

施工される際の解析的な評価方法として，従来の図–19 主応力増分ベクトル図（step-8: 上段裏込め注入）

遂次施工過程に，シールド重量 (チャンバー内掘削
土重量を含む) を考慮した弾性 FEM 解析を実施した．その結果，各施工ステップで既設トンネルのれる．これによって既設トンネルは鉛直方向に圧縮さ

内空変位を，一定程度の精度をもって解析するこれ，収縮した．図–18 に上段シールドテール通過時の応とができた．シールド重量を考慮しない場合と比力解放による主応力増分ベクトルを示す．上段シール

較すると，特に，上段シールドの影響による既設

ド応力解放により既設トンネル周辺では水平方向の主トンネル内空変位の最大値付近の値を，より良好

応力が減少し，鉛直方向の主応力がわずかに増加している．これは既設トンネルの内空が水平方向に収縮し，な精度で解析ができたと考える．

鉛直方向に伸長したことによる応力変化と考えられる．

謝辞:

図–19 に上段シールド裏込め注入時における主応力増分の津野和宏氏 (現：国士舘大学教授）と長田正光氏にはベクトル図を示す．図–19 から，上段シールドの下端かシールド施工データの取得に関し，御助力を頂いた．まら既設トンネルの周辺地盤の全域において，鉛直方向

た，当該区間のシールド工事を施工した鹿島建設 (株)の主応力の増加が確認できる．この影響により既設トと大成建設 (株) の関係者の方々にはシールド施工デー

ンネルは再度，鉛直方向に圧縮されて収縮した．また，タの整理に御協力を頂いた．そして，既設トンネルの本研究をまとめるにあたり，首都高速道路 (株)既設トンネルの曲げモーメントは今回の FEM 解析の結内空変位データの整理は，計測を担当した NTT インフ果によると，初期の最大曲げモーメント 47 kN·m に対ラネット (株) とアイレック技建 (株) の方々に大きな御して，Step-6 の上段シールド到達時には 84 kN·m とな支援を頂いた．ここに，関係各位に対し深く感謝の意

り，37 kN·m ほど増加した．曲げモーメントの増分の計を表します．

測は今回実施していないため，計測方法も含めて今後

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土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.

付録 I

上の硬質地盤) シールド重量 W = 490 kN/m (単位長さあBOTDR による計測値のグラフの波動についてたり 50 tf/m 相当)．シールド重量は図–II.1 に示すように，下部半円アーチ (鋼製，弾性係数 20,500 N/mm2 ) を構

BOTDR を用いた測定値に含まれる測定値の幅（誤差）については，2. (2)「計測方法」で説明を付した．実際造モデルとし，全シールド重量の 50%を上部半円から，の計測では，測定値はデジタルデータの確定値として部半円アーチの重量は半円を 120 分割して微小な鉛直方

エクセルファイルなどで整理，取得される．図–I.1 に本向の集中荷重として与えた．FEM 解析の結果を示す応

報告の図–3 の内空変位計測結果を示す．図–I.2 にエク

力分布図を図–II.2 に示す．図中の白破線は，シールド

セルデータから作成した図–I.1 の矢印の 2 月 25 日付近

重量による鉛直応力の増加が顕著となった，σ/p = 0.2の鉛直内空変位を示す．

程度の圧力球根20) に対する接線で，この角度を参考に，

下部半円アーチの左右 2 支点に集中荷重として与え，下

図–I.2 に示すように，BOTDR によって 1 時間間隔でシールド重量による鉛直増加応力域を示す分散角度を，採取された計測値は，確定値として採取され，既設ト

概ね 90 度から 120 度程度の範囲と評価した．ここで，pンネルの鉛直方向内空変位の最大値は 2 月 25 日の 22

は文献 20) における Boussinesq の解での地表面載荷応時 40 分の −1.14 mm である．またその前後の計測値は，力で，σ は，それに対する地中の鉛直増加応力を示す．

21 時 40 分の −1.07 mm，23 時 40 分の −1.03 mm であっなお，FEM で地盤解析を実施する際，境界面に作用た．レーザー光の波長幅や計測器に起因する測定値のする荷重の方向が必要となる．泥水については粘性流幅（誤差）は，確率的に存在する．本文中の図–3 の計体と扱い，圧力の作用方向は，加圧状態ではシールド

測値が波動的と見える理由は，約 13 か月，約 9000 回を中心とした放射状とした．またシールド重量の作用を超える計測値を幅約 20 cm に圧縮し，折れ線で表示

方向は，鋼材と地盤（砂礫）の摩擦係数 (0.5〜0.6)27) をしたことも一因と考える（付録 IV 参照）．

考慮のうえ，荷重入力の簡便さも考慮し，シールド中
心から放射状の作用方向としている．

付録 II

シールド重量の地盤中の分散角度

シールド重量の地盤中の分散角度を把握する目的で，
弾性 FEM 解析を実施した．地盤は半無限弾性体とし，3辺固定，上面自由，要素数 107,000，幅 200 m，深さ 100 m，

:

:

弾性係数 E0 = 85, 000 kN/m (E0 = 2, 800 N: N 値 30 以2

ここで p = 490 kN/20 m =24.5 kN/m, 20 m: 半円周相当
図–II.1 シールド重量の荷重入力状況（FEM）
㸰
㸰
ᛂຊᛂຊ
N1㹫
N1㹫

ᛂຊ N1㹫㸰ᛂຊ N1㹫㸰ᛂຊ N1㹫㸰図–I.1 本文中の図–3 の縮図

ෆ 0.000 ᭶  ᪥
᪥15$0
5 㹼
10
20  Ⅼ㸧25✵
ኚ -0.20
఩ -0.40㔞䥹 -0.60㖄┤ -0.80䥺(ߪΤ‫ ݌‬Ȫ N1P ࡢ
ỈⰍ࢚ࣜ࢔

PP 

-1.00

白破線は (ρ/p) = 0.2 程度の鉛直応力増加域に対する接線で，荷重分散角度と評価した．

-1.20

図–II.2 シールド重量影響範囲の FEM 解析結果
図–I.2 図–I.1 の拡大 (矢印上の赤丸内) 計測値

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Ȫ

Ȫ

Ȫ ȪVol.
Ȫ 2022.
Ȫ土木学会論文集C（地圏工学）,
78, No. 4, 261‐276,


付録 III

図中の左図 (a) は，水平方向に作用する引張の主応力 σ1

シールド切羽圧による切羽後方の引張応力の発生状況に対して，それに垂直に，
σ1 にポアソン比を乗じた σ2
Ȫ
⮬⏤ቃ⏺㠃

が作用する．次に右図 (b) の下面において，掘削面を想 㸦᥀๐㠃㸧

シールドの切羽圧の影響で，施工対象地盤を弾性地定し，境界条件として自由境界面とすれば，この境界盤と仮定した場合，切羽後方のシールド上下部の周辺地

面には，泥水式シールド工法ではスキンプレート背面

盤では引張主応力の発生が確認できる (図–III.1 参照)．

に周り込んだ泥水の圧力が作用する．仮に素掘りではこうした青色表示の引張応力を受ける地盤では，ポア

完全な応力解放状態 (下面の σ2 = 0) となり，上面からソン比に伴い引張主応力に直交して圧縮主応力が作用の σ2 のみが作用することになる．シールドの掘削によする．特にシールド上部に着目し，その地盤の上部にり，切羽圧が作用し，切羽後方の地盤中において，一部

近接する既設トンネルや，埋設管路などが存在すれば，に引張応力が確認された．この影響は，天端の掘削面

既設のトンネルや管路の下部地盤はほぼ鉛直下向に圧において，応力解放を助長させるものと考える．また，縮応力を受け，応力解放が促進されると考えられる．な重力場における解析においても，弾性地盤では，線形

お，図–III.1 は本文中の図–4 と同じ条件の解析結果で解の重ね合わせにより，右図 (b) の赤矢印の様に，土塊あり，出力方法を変えたものである．ここで，図中の要素の質量に重力加速度が作用する状態となり，切羽

赤色表示は切羽圧による圧縮の主応力（増分）ベクト

圧による切羽後方での影響は，重力場においても同様

ルである．

と考えられる (図–III.2 の m：質量，g：重力加速度)．

前述の応力解放が促進される理由を，図–III.2 に示す．

付録 IV

内空変位データの波動の原因の考察採取されたデータに過誤や偶然誤差が無いとした場
合，本報告以外でも，シールド掘進時の地盤等の変位᪤タࢺࣥࢿࣝ

データに波動19), 28) が見受けられる．その理由として以下が考えられる．

a) 切羽面の砂礫等とビットとの間の切削時の振動b) 掘進に伴う切羽の地盤構成の変化に起因した切羽
面の透水率の変化と，それに連動した地盤中の切ࢺࣥࢿࣝୖ㒊ࡢ
ᘬᙇᛂຊⓎ⏕ᇦ羽伝播圧力の変動
c) ジャッキ推進時のシールドと地盤との摩擦振動などが考えられる．本報告の計測時に，著者と計測員
は既設トンネル内で，シールド接近時の振動音を確認している．シールド掘削推進時の地盤振動が既設トンネル内壁に伝播し，音を発したと考えられる．こうした振動が，トンネル計測時の内空変位データに波動として影響を与えた可能性が考えられる．

  
 N1P 

参考文献
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図–III.1 主応力増分ベクトル図（1 ステップのみの解析であり，主応力ベクトル図と同義となる）

 

Ȫ 

Ȫ
Ȫ

Ȫ

Ȫ 

Ȫ
 mg

Ȫ
(a)

⮬⏤ቃ⏺㠃 㸦᥀๐㠃㸧(b)

図–III.2 切羽後方に発生する引張応力とその影響

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土木学会論文集C（地圏工学）, Vol. 78, No. 4, 261‐276, 2022.
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28) 足立紀尚 監修，小山幸則，鹿島豊，須賀武，高田正治，
木村宏 著：土圧式シールド工法―その理論と応用，pp.
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(Received April 19, 2021)(Accepted August 1, 2022)

MEASURED DEFORMATIONS AND EXPECTED ANALYSISCAUSED TO THE EXISTING TUNNEL DURING NEARBY CONSTRUCTION
OF UPPER AND LOWER PARALLEL SHIELD TUNNELS
Yawji OKU, Hiroshi DOBASHI, Noriyuki HORICHI, Junichi NAGAYA,
Seungik CHANG and Atsushi KOIZUMITwin large shield tunnels for highway services were excavated above and below an existed shield tunnel.
The deformations of the existing tunnel were measured during nearby shield tunneling. The vertical andhorizontal inner deformations of the existing tunnel were measured by specific fiber optics being called
BOTDR. The deformations of the cross-section of the existing tunnel were detected with an accuracy of
0.05 mm. This paper is described remarkable knowledge of the vertical and horizontal deformations of
the cross-section of the existing tunnel being influenced by upper and lower parallel shield tunneling. The
authors also proposed the simple 2D FEM with the inclusion of the self-weight of the shield machine in
the simultaneous excavation of vertical parallel shield tunnels. The construction data being corresponded
to the shield tunneling are applied to analyze the changes of the deformations of the existing tunnel andnearby ground stresses. The results of the calculation showed good agreement with the deformations of thecross-section of the existing tunnel. As the result, we could propose a predictive calculation method forvertically parallel shield tunneling.

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