トンネル工学報告集，第27巻，Ⅱ-1，2017.11.

大断面・超近接・併設シールドトンネルにおける後行シールド掘進時の併設影響に関する検討
平野1正会員正大1・藤原勝也2・出射知佳3・譽田

孝宏4・紀伊吉隆5

阪神高速道路（株）経営企画部 経営管理課（〒541-0056 大阪府大阪市中央区久太郎町4-1-3）
E-mail: masahiro-hirano@hanshin-exp.co.jp
2正会員

阪神高速道路（株）建設・更新事業本部 堺建設部 設計課（〒590-0075 大阪府堺市堺区南花田口町2-3-20）
E-mail: katsuya-fujiwara@hanshin-exp.co.jp
3正会員(株) 地域 地盤 環境 研究所 地盤解析部（〒540-0008 大阪市中央区大手前2-1-2 國民会館・住友生命ビル4F）
E-mail: idei@geor.co.jp
4正会員(株) 地域 地盤 環境 研究所 地盤解析部（〒540-0008 大阪市中央区大手前2-1-2 國民会館・住友生命ビル4F）
E-mail: konda@geor.co.jp
5正会員

鹿島・飛島建設工事共同企業体 大和川線シールドJV工事事務所（〒590-0001 大阪府堺市堺区遠里小野町4丁5-3）E-mail: kii@kajima.com

大和川線シールドトンネルは，大断面，超近接の併設，曲線および縦断線形変化区間を含む道路トンネルである．これらの特徴を有する大和川線シールドトンネルにおいて，シールド掘進に伴う周辺地盤や併設トンネルの挙動を的確に把握し，大和川線シールドトンネルで独自に設定した設計手法の検証を目的として計測断面を設定し，トンネル覆工計測を実施した．本稿では，各計測断面で得られた計測結果に基づき，後行シールド掘進に伴う先行トンネルへの併設影響について検討した．その結果，後行シールド通過中および通過後で先行トンネル覆工作用圧や発生断面力へ与える影響が異なっており，後行シールド掘進条件に依存する傾向が強いことが明らかになった．

Key Words : shield tunnel, large cross section, long distance and high proximity shield

1. はじめに面シールドトンネルにおいて，類似地盤での施工を考慮した応力解放率の設定は困難であった．そこで本工事で阪神高速大和川線は，阪神高速道路4号湾岸線と同14は，シールド掘進過程毎の地山にける応力解放を考慮し号松原線を結ぶ延長約9.7[km]の自動車専用道路であり， た独自の手法を大和川線シールドトンネル設計マニュア
その大部分にシールドトンネルや開削トンネルの地下構ル1),2)にて制定し，詳細設計を行った．本マニュアルにお造形式を採用している（図-1参照）．このうち阪神高速

ける併設影響の設計上の規定では，設計対象断面を後行道路（株）が施工する大和川線シールドトンネルは，セシールドが通過した後，長期経過後の覆工挙動を対象とグメント外径D＝12.23[m](シールド外径：12.47[m])，した．しかしながら，対象断面の直近を後行シールドが最小離隔約1.0[m]程度( トンネル外径比で約0.08×D，D：トンネル外径)の大断面かつ超近接施工により長距通過する際，先行トンネル覆工は，後行シールドの切羽離掘進する，既往事例の少ないトンネルである．

考慮している併設影響と異なる影響を受けることが考え圧，裏込め注入圧等の施工時荷重の影響を受け，設計上従来，併設トンネルの覆工設計には，応力解放率を用られる．そのため，設計上想定している以上の覆工断面いた2次元FEM解析を用いることが多い．しかしながら， 力が発生する可能性も否定できない．以上から，大和川
本工事のように既往事例の少ない離隔距離の小さな大断線シールドトンネルにて得られたトンネル覆工計測結果
1- 1 -

図-1 大和川線路線概要図
計測断面①

計測断面②
後行トンネル 343 リング(RC セグメント)

後行トンネル 29リング(RC セグメント)
No.2立坑先行トンネル 1048 リング(RC セグメント)

先行トンネル 718 リング(嵌合方式合成セグメント)

中間立坑

計測断面①

計測断面②

土被り厚：27.26[m]

土被り厚：16.12[m]B
地下水位：DL+4.0[m]Dsg

地下水位：DL+3.2[m]

Ds

転回立坑

Dc

Ds

Dc

Ds
Dc
図-2 計測断面①および②の平面図および土質縦断図

2. 計測断面および計測項目の概要

および施工条件を示すマシンデータなどに基づいて，実施工時の挙動を分析し，安全性の確認を行う必要がある．
そこで本稿では，阪神高速道路（株）施工区間において図-2に，本稿にて対象とした計測断面①および②の平設定した2つの計測断面（計測断面①および②）におけ面図および土質縦断図を示す．両計測断面付近の地質条る先行トンネル覆工計測結果と施工条件を反映した再現

件は，洪積層を主体とする大阪層群の砂質土，礫質土お設計計算結果を基に，後行シールド通過中および通過後よび粘性土の互層であり，全体的に硬質な地盤である．の先行トンネル覆工挙動について考察を行ったので，その結果を報告する．

(1) 計測断面①の概要
図-3に計測断面①の断面図を示す．計測断面①は，阪2- 2 -神高速道路（株）施工の大和川線シールドトンネル区間の自動計測により行い，後行シールドの通過に伴う影響における最深部（土被り厚約27.3[m]，併設離隔約1.0[m]（≒0.08×D））かつ曲線施工区間（R≒400[m]）が出現する前に初期値を計測し，併設影響分のみを抽出した．の本掘進区間に位置しており，先行トンネル覆工のセグメントは嵌合方式合成セグメント（桁高：325[mm]）である．掘進土層は，上半は洪積砂層（Ds7層，N値46以上），下半は洪積粘土層（Dc6層，N値15程度）で，地下水位はGL-7[m]程度である．
(2) 計測断面②の概要
図-4に計測断面②の断面図を示す．計測断面②は転回・発進立坑直近の直線に近い後行掘進時には初期掘進区間となる断面（土被り厚約16.1[m]，併設離隔約1.23[m]（≒0.1×D））であり，先行トンネルのセグメントはRCセグメント（桁高：455[mm]）である．掘進

約 1.0[m]土層は，上半は洪積礫層（Dg3層，N値25程度），SL付
近は洪積粘土層（Dc3層，N値15程度），下半は洪積砂層（Ds5層，N値41程度）で，地下水位はGL-4[m]程度である．

図-3 計測断面①の断面図

3. 計測概要
図-5に計測断面①および②における計測機器の計測位
置図および計測項目を示す．計測断面①には，後行シー
ルド掘進時の先行トンネルへ与える影響を確認するため，作用圧を確認する土圧計，発生断面力を確認するためのひずみ計，変位状況を確認するための内空変位計（ユニバーサル変位計）を設置した．加えて，狭い区間を複数
約 1.23[m]回掘削することに伴う上部地盤の緩み範囲を確認するため，鉛直変位計を設置した．また，曲線施工に伴う地中の水平変位を確認するため，多段式傾斜計を配置した．
計測断面②には，計測断面①との比較を行うため，土圧計，ひずみ計，内空変位計および鉛直変位計を設置した．先行トンネル覆工計測の各項目は，計測頻度1～5分

図-4 計測断面②の断面図

P-1P-2σ-7σ-3σ-4σ-6P-6

トン
ネル
覆工

σ-2σ-8P-7対象

σ-1P-8σ-5P-4P-3

計測項目
トンネル覆工作用圧
トンネル覆工作用水圧トンネル覆工発生応力

トンネル内空変位
坑内温度

周辺
地盤

地盤内鉛直変位

地盤内水平変位
温度

計測機器
パッド式土圧計
間隙水圧計
ひずみ計
変位計
内空変位計(ユニバーサル変位計)
TSプリズム
温度計
水圧式アンカー
伸縮計
基準水槽
水盛式沈下計
水圧式沈下計多段式傾斜計
温度計

P-5

図-5 計測断面①および②の計測機器設置位置図および計測項目
3- 3 -記号

5. 先行トンネル覆工挙動計測結果

本稿では，後行シールド通過中（先行トンネルへの作用圧が最大となった時点）と，後行シールド通過1D後（後行シールドの影響による計測値の変動が収束した時(1) 計測断面①点）の2時点に着目して分析した．なお，計測断面①は図-6に，計測断面①の先行トンネル覆工における作用左右両肩部のひずみ計でデータが欠損したため，曲げモ圧および曲げモーメント併設影響変動分の経時変化図をーメントのデータが取得できなかった．

示す．後行シールドの切羽通過時前からテール通過時に表-1に，計測断面①および②におけるシールド施工概要および掘進条件を示す．先行，後行シールド共に，切計測値の変動が見られたが，作用圧の最大値は後行シールドに最も近いP-7計測点で，約 0.22[MPa]であった．図

羽圧は静止側圧相当，裏込め注入圧は全土被り相当と設-7に最大作用圧発生時の後行シールドの平面位置図を，定しており，ほぼ設定値通りに掘進した．

図-8に後行シールドのマシンデータを示す．最大作用圧は後行シールド掘進中ではなく，後行トンネル346R組み立て時に発生した．計測断面①は大和川線シールドト

4. 設計概要

ンネルトンネルの最深部で，後行シールドは平面曲線（R＝約400[m]）の内側に位置しているが，掘進時には設計計算値は「設計マニュアル」に準拠して算定する

コピーカッターを用いていないため，大きな周辺土圧をが，計測値との比較をするため，切羽圧等は実施工時の受けた状態でセグメント組み立てを行っていたと考えら設定条件を反映したもので再現設計した．

れる．これらのことから，計測断面①における最大作用

先行トンネル覆工には，超近接施工する後行シールド圧は，セグメント組み立てのためジャッキを抜いたこと掘進による影響が大きく作用することから，施工過程をにより，周辺土圧の影響でシールドの姿勢が微小に変化考慮した2次元FEM解析によって併設時の変動荷重を別し，その影響がトンネル間地盤を伝わって先行トンネル途抽出した後，2リングはり－ばねモデルにその変動量に作用したものと考えられる．このような作用圧の変動

3),4)を作用させて算出した ．表-1に2次元FEM解析で使用による影響は，曲げモーメントの経時変化図にも現れてした荷重条件を施工条件と併せて示す．なお，本設計手おり，作用圧最大時に瞬間的に正曲げ（内側引張，外側法の照査は，後行シールドが通過した後の長期経過後が圧縮）が発生した．

設計上のクリティカルと考えており，後行トンネル施工

次に，図-9に後行シールド通過中および通過1D後の中は対象としていない．

曲げモーメント分布図を示す．計測値を赤色実線で，設
表-1 シールド掘進概要，施工条件および設計時の荷重条件
計測断面①

計測断面②工法
シールドマシン
施工概要
セグメント

地盤条件
線形条件

土被り厚
地下水位
掘進地盤
平面線形
縦断線形
ジャッキパターン
コピーカッター
設定条件

切羽圧その他の施工条件

実施工時の状況

設定条件

泥土圧シールド工法
外径φ 12,470[mm]，機長L12,800[mm]
後行：RCセグメント（外径φ 12.230[mm],内径φ 11.320[mm],幅B2.000[mm]）先行：嵌合方式合成セグメント（外径φ 12.230[mm],内径φ 11,580[mm],幅B1,800[mm]）後行：RCセグメント（外径φ 12.230[mm],内径φ 11.320[mm],幅B2.000[mm]）27.26[m]DL+3.2[m]上半：砂層，下半：粘土層
R=400[m]上向き勾配3%区間の開始地点付近
後行シールド先行シールド

後行：RCセグメント（外径φ 12.230[mm],内径φ 11.320[mm],幅B2.000[mm]）16.12[m]DL+4.0[m]上半：礫層，中：粘土層，下半：砂層
R=3,000[m]
上向き勾配2%→1%への変化点
後行シールド先行シールド全ジャッキ使用
未使用

静止側圧，上部：0.43[MPa],中央：0.50[MPa]静止側圧，上部：0.29[MPa],中央：0.34[MPa]

掘進時
上部：0.48～0.57[MPa]中央：0.42～0.59[MPa]→静止側圧より若干大きい圧力

掘進時
上部：0.40～0.50[MPa]中央：0.42～0.53[MPa]→静止側圧より若干大きい圧力

掘進時
上部：0.23～0.32[MPa]中央：0.24～0.41[MPa]→静止側圧より若干大きい圧力

掘進時
上部：0.25～0.36[MPa]中央：0.28～0.42[MPa]→静止側圧より若干大きい圧力

停止時
上部：0.38～0.50MPa]
中央：0.35～0.52[MPa]→ほぼ設定値(静止側圧)相当

停止時
上部：0.37～0.45[MPa]中央：0.40～0.49[MPa]→ほぼ設定値(静止側圧)相当

停止時
上部：0.27～0.29[MPa]中央：0.32～0.35[MPa]→ほぼ設定値(静止側圧)相当

停止時
上部：0.20～0.29[MPa]中央：0.26～0.37[MPa]→ほぼ設定値(静止側圧)相当

全土被り圧相当(左上・右上：0.46[MPa]，左・右：0.53[MPa])，
裏込め注入率：約130%

全土被り圧相当(左上・右上：0.32[MPa]，左・右：0.35[MPa])，
裏込め注入率：約130%

裏込め注入圧実施工時の ポンプ吐出圧：0.21～0.97[MPa]状況
テール土圧 ：0.24～0.60[MPa]

設計時の設
定条件

トンネル周辺 有効
地盤の応力 土被り厚
上部
切羽圧
中央
裏込め注入圧後行トンネル：0.328[MPa]

ポンプ吐出圧：0.29～0.90[MPa]テール土圧 ：0.27～0.56[MPa]

ポンプ吐出圧：0.21～0.51[MPa]テール土圧 ：0.11～0.47[MPa]

ポンプ吐出圧：0.25～1.22[MPa]テール土圧 ：0.10～0.43[MPa]

先行トンネル：0.328[MPa]後行トンネル：0.198[MPa]

先行トンネル：0.198[MPa]静止側圧：0.33[MPa]，水圧：0.20[MPa]静止側圧：0.42[MPa]，水圧：0.27[MPa]静止側圧：0.22[MPa]，水圧：0.12[MPa]静止側圧：0.29[MPa]，水圧：0.18[MPa]＝切羽圧

4- 4 -339R 340R 341R

348R 349R

342R 343R 344R 345R 346R
No.1（上)No.13（右)No.35（左)350R 351R
Jストローク[mm]Jストローク(mm)Jストローク[mm]Jストローク(mm)337R 338R
3000

No.24(下)

2000
1000
0上右左

下

切羽圧[MPa]
切羽圧(MPa)

切羽圧(MPa)
切羽圧[MPa]

1.0
1.0
0.8
0.8
0.6
0.6
0.4
0.4
0.2
0.2

No.1

No.2

No.3

No.4

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0P-1348R 349R342R 343R 344R 345R 346R
No.1（上)No.13（右)No.35（左)350R 351RNo.24(下)

2000
1000
01.0
1.0
0.8
0.8
0.6
0.6
0.4
0.4
0.20.2

上右左下

1.0

No.1

No.2

No.3

0.2
0.1
0.0-0.1

No.4

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
曲-1300
曲げモーメント(kNm)

トンネル覆工作用圧(MPa)0.31500-150-300

P-2

300

P-8

先行トンネル覆工曲げモーメント[kN・m]
曲げモーメント(kNm)
曲げモーメント(kNm)

0.3
0.2
0.1
0.0-0.1

P-3

0.3

P-7

0.2
0.1
0.0-0.1
0.3

P-4

P-6

曲げモーメント(kNm)

トンネル覆工作用圧(MPa)
トンネル覆工作用圧(MPa)
先行トンネル覆工作用圧[MPa]0.20.1
0.0-0.1

曲-2曲-8曲-3曲-7曲-4

曲-6150

データ欠損

0-150-300
300
1500-150-300
300
1500-150-300

P-50.30.2
0.1
0.0-0.1

切羽通過

2016/7/25 12:00

2016/7/26 0:00

2016/7/27 0:00

1500-150-300

テール通過
2016/7/26 12:00

曲-5300
曲げモーメント(kNm)

トンネル覆工作用圧(MPa)
トンネル覆工作用圧(MPa)339R 340R 341R

0.0

1.0

裏込め注入圧[MPa]
裏込め注入圧(MPa)

裏込め注入圧(MPa)
裏込め注入圧[MPa]0.0337R 338R
3000

2016/7/27 12:00

切羽通過

2016/7/25 12:00

2016/7/26 0:00

テール通過
2016/7/26 12:00

2016/7/27 0:00

2016/7/27 12:00

図-6 計測断面①における作用圧および曲げモーメントの継時変化図
346R

343R（計測リング）

後行トンネル

ジャッキナンバリング
先行トンネル

図-7 最大作用圧発生時のシールド平面位置図

計計算値を青色実線で示し，分布図左側に後行シールドを示す．なお，設計計算値は後行シールド通過1D後を対象として算出しているため，最大作用圧発生時の分布図では参考値として青色破線で示す．
後行シールド通過1D後の計測値および設計計算値を比較すると，両方とも後行シールド側で負曲げ（内側圧
図-8 計測断面①最大作用圧発生時のマシンデータ

縮，外側引張）が発生する同様の傾向を示した．一方，
5- 5 -

後行シールド通過中は後行シールド側で正曲げが発生し最大作用圧発生時ており，設計で対象としている後行シールド通過1D後（長期経過後）と異なる傾向が見られた．なお，後行シールド通過時における先行トンネル覆工発生応力の最大値 は 67.1[N/mm2] で あ っ た が ， 許 容 圧 縮 応 力 度 215[N/mm2]に対して31%程度に収まっており先行トンネル覆工の安全性を確保していることを確認した．

：設計計算値：設計計算値（参考）：計測値(2) 計測断面②
後行シールド通過 1D 後

図-10に，計測断面②の先行トンネル覆工における作用圧および曲げモーメント併設影響変動分の経時変化図を示す．後行シールドの切羽通過時前後およびテール通過時前に作用圧の変動が大きいことがわかる．作用圧が最大値となったのはテール通過前のP-7計測点で，約0.20[MPa]であった．これは，後行シールドの裏込め注入圧が，トンネル間地盤を伝わって先行トンネルに作用図-9 計測断面①の曲げモーメント分布したと考えられる時点であるため，後行シールドの施工時荷重のうち裏込め注入圧の影響が大きいと考えられる．
一方で，曲げモーメントの経時変化図に着目すると，作最大作用圧発生時用圧最大時（裏込め注入圧作用時）も，後行シールド側で負曲げの状態であり，計測断面①と異なる傾向が見られた．
次に，図-11に後行シールド通過中および通過1D後の曲げモーメント分布図を示す．マシン通過時（最大作用：設計計算値：設計計算値（参考）：計測値

圧発生時（裏込め注入圧作用時））に後行シールド側へ若干正曲げ方向に変化したが，その後負曲げに転じる挙後行シールド通過 1D 後動を示した．後行シールド通過1D後に後行シールド側で負曲げが生じる傾向は，設計計算結果（青色実線）と一致した．なお，後行シールド通過時における先行トン
ネル覆工発生応力の最大値は62.0[N/mm2]であったが，許容圧縮応力度200[N/mm2]に対して31%程度に収まっており先行トンネル覆工の安全性を確保していることを確認した．

図-11 計測断面②の曲げモーメント分布(3) 先行トンネル覆工挙動に関する考察
図-12に，これまで大和川線シールドトンネルで実施②後行シールド掘進に伴う応力解放分が，併設トンネル間地盤と先行トンネル覆工に作用．

してきたFEM解析結果から推察される併設影響のメカニ①後行シールド掘進に伴う応力解放ズムに関する概念図を示す．後行シールド掘進に伴っって，先行トンネル覆工には，後行シールド側の上下部からの圧縮荷重と後行シールド掘進による応力解放が作用することになり，その結果，後行トンネル側へ押し出される挙動が発生すると考えられる4),5)．後行シールド通過
1D後においては，計測断面①および②の両断面で，後先行トンネル
先行トンネル

後行トンネル
後行トンネル行シールド側で負曲げが発生しており，既往の解析結果と同様の傾向が見られた．一方，後行シールド通過中に着目すると，計測断面②は後行シールド通過1D後と同様，後行シールド側に押し出されるような挙動が見られ③先行トンネル覆工内空変位分布たのに対し，計測断面①はその傾向は小さかった．これ

図-12 併設影響のメカニズム概念図
6- 6 -

27R
28R 29R

31R 33R
37R
30R 32R 34R35R 36R 38R
39R

20R 22R
19R 21R 23R 24R

J ストローク[mm]25R 26R

25R 26R

27R
28R 29R

31R 33R
37R
30R 32R 34R35R 36R 38R
39R

1.00.80.60.40.2

先行トンネル覆工作用圧[MPa]

先行トンネル覆工曲げモーメント[kN・m]

裏込め注入圧[MPa]

切羽圧[MPa]

1.00.80.60.40.2

裏込め注入圧[MPa]

切羽圧[MPa]J ストローク[mm]20R 22R
19R 21R 23R 24R

切羽通過

テール通過

切羽通過

テール通過

図-10 計測断面②における作用圧および曲げモーメントの継時変化図

6. まとめは，計測断面①が計測断面②よりも平面曲線半径の小さい区間に位置し，深度も深く，土水圧が大きく作用する特徴を有している．それに伴って，切羽圧や裏込め注入

本稿のまとめを以下に示す．

圧等の施工時荷重が比較的大きかったため，後行シール

1)

ド掘進に伴う応力解放の影響と比べて，施工時荷重の影併設影響を受ける先行トンネル発生応力度は許容応力度内に収まっており，トンネル覆工の安全性を確響が大きかったことが要因として考えられる．

認した．

実施工条件を考慮した設計マニュアルに基づいた設計

2)

先行トンネル覆工計測結果から，超近接条件での併計算値に着目すると，計測断面①，②とも設計上のクリ設シールドトンネルにおける先行トンネルは，後行ティカルとした後行シールド通過1D後において，そのシールド通過中は後行シールドの切羽圧や裏込め注後行シールド側に発生する負曲げを反映できている．し

入圧等の施工時荷重の影響を大きく受け，後行シーかしながら，施工時や上半部において設計値と計測計算

ルド通過後は，地山の応力解放の影響により，後行値の乖離が見られた．これは，併設増分を算定する際の2次元FEM解析において，粘性土が影響していることや，シールド側へ押し出される挙動を示す傾向が見られ2リングはり－ばねモデルにおける地盤ばねの設定に差た．
3)があるものと考えており，現在検証を行っている．

トンネル深度や平面線形等の掘進条件の違いにより，後行シールド掘進による先行トンネルへの影響が異なることが判明した．特に，トンネル深度が大きく，

7- 7 -

平面線形が曲線である場合，後行シールド施工時のシールド姿勢が先行トンネルへ影響を与えることを4)確認できた．
参考文献
1)
2)

3)

5)

阪神高速道路(株)：シールドトンネル設計マニュアル，
2011．
志村敦，藤原勝也，辻野博史，岩住知一：超近接長距離
併設シールドトンネルの設計，トンネルと地下，Vol.41，
No.11，pp.43-50，2010．
藤原勝也，新名勉，卜部賢一，陣野員久，玉田 康一，石垣兄太：硬質地盤における大断面，超近接・長距離併設

シールドトンネルの覆工設計概要，第 13 回岩の力学国内
シンポジウム，pp.677-682，2013．
崎谷淨，新名勉，卜部賢一，陣野員久，長屋 淳
一：大断面，超近接併設シールドトンネル設計手法の提 案，土木 学会第 24 回トン ネル工学 報告集，2014.12.
卜部賢一，陣野員久，石垣兄太，長屋淳一，稲垣祐輔：
大断面，超近接シールド掘進に伴う併設トンネルへの影響に関する分析，土木学会第24回トンネル工学報告集，2014.12.
(2017. 8. 11 受付)

A STUDY ON THE INFLUENCE OF SHIELD TUNNEL EXCAVATION WITH A
LARGE CROSS SECTION ON HIGH PROXIMITY PARALLEL SHIELD TUNNEL
Masahiro HIRANO, Katsuya FUJIWARA, Tomoyoshi IDEI, Takahiro KONDA andYoshitaka KIIThe Yamatogawa Route comprises parallel shield tunnels which are constructed very closely over a long
distance with a large cross section and curves. To confirm the validity of the design method which independently set during the Yamatogawa Route construction, and to grasp the behavior of the ground and thetunnel, we set measurement cross sections, and measured the behavior of them. In this paper, an analysis
about the infuence of following tunnel excavation on existing one is performed based on the empiricalmeasurements. Consequently, it was confirmed that the behaviors of the original tunnel during and after
excavation showed different tendencies, and they depend on the condition of following tunnel excavation.

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