VI-194

高架橋基礎杭直下のシールド掘削工事における近接影響評価

原信行，内田 泰彦

礫層のシールド掘進に伴い，掘削領域から橋脚杭に向かってせん断変形が進展し，高架橋へ影響がおよぶことが懸念された．ここでは，事前に実施した弾塑性有限要素解析(以下，FEM 解析)の結果と，高架橋に対する現場計測結果 1)との比較について示す．

B

地下水位
GL－2.95 m

２．解析条件 有限要素メッシュ図を図-1 に示す．

As

D3U-s1ド(FEM tij-2D)を採用し，土～水連成解析を実施した．解析に用いた地盤材料パラメータを表-1 にD3U-s2橋脚杭D3L-c1
D3L-c2
Dmg-1

7.5 m

8.6 m

6.5 m

66 m

(Subloading tij model)2)に基づいた弾塑性解析コー

排水条件(静水圧)界および水理境界のもと，弾塑性構成モデル

46.8 m

FEM 解析は，平面ひずみ条件下で図に示す変位境

Dmg-2

下水シールド示す．本解析モデルは，砂も粘土も同じパラメー

Dmc-3

排水条件

タを用いて地盤の弾塑性挙動を表現できる特徴をDms-2

215 m有している．砂・砂礫土層のパラメータは，乱れ

図-1 有限要素メッシュ図

た試料を再構成した供試体を用いた三軸圧縮試験
ステップ

計算式

荷重モデル

表-1 地盤材料パラメータ

切羽圧と地山側圧の差圧の15％⊿ｐ１＝（ｐch－ｐｈ）×α

N値（α=0.15）

2

18.3

5,600

8101641
111183
100
1185

17.2
17.0
17.4
17.5
17.3
17.6
19.9
19.5
17.0
17.6

0.04000.00401.09
1.1
22,400
3.40
50.0
0.0
9.96×10-7
28,000Δｐ2＝pG+（ps-pi）×β１
44,100β１：３次元応力状態の２次元応力状態への補正値
0.07000.00701.031.2
2step
114,800
pG ：浮力を考慮した自重+（―-930,800
0.17000.0050
1.34
4.56
1.9
200.0
（＝泥水・泥土圧）
ﾏｼﾝ前半部5.00×10 ps ：シールドマシンによる地山への作用圧力
10.030,8000.20000.0050
1.38
5.09
1.5
100.0
2.20×10-9 p ：1step
終了時の地山応力i
232,400
0.61
4.00
1.6浮力を考慮した自重
地山に作用する泥水・泥土圧
0.04000.00400.0
1.67×10-4(マシン前半部の自重分) (泥水・泥土の比重を考慮した分布圧)
280,000
0.58
4.50
1.2
200.0
30,8000.14000.0050
1.20
4.57
1.8
10.0
1.10×10-8-4238,000
0.04000.00400.58
4.50
1.20.01.67×10Δｐ3＝pG+（+ps－pi’）×β２（＋pp）

〇：試験結果 ━：要素シミュレーション
3step(σr＝210 kPa：赤，420 kPa：青，700
kPa：緑)
ﾏｼﾝ後半部

3500

計算式

偏差応力(σr)[kPa](a－σ偏差応力a-r) [kPa]3000

β２：３次元応力状態の２次元応力状態への補正値（β3 の 1/2）
p ：浮力を考慮した自重(a)切羽通過時

G-28
ps ：裏込注入圧+ｐch：切羽圧力（中心位置）
2000
ｐｈ：切羽面の地山側圧0.00.40.0―(b)テール通過時
×β +（2(マシン後半部の自重分) (裏注材の比重を考慮した分布圧)（押上げ或は押下げ）[α：切羽面の圧力変化に対する[β：３次元応力状態を２次元応力状態で切羽圧と地山側圧シールド半径方向の圧力変動割合]
表現するための補正値]の差圧の15％

地山側圧-164＝（ps－pi’）×β3
切羽前面解放応力
Δｐ4step4)
β3：３次元応力状態の２次元応力状態への補正値（Ｌ=２リング）
切羽圧＝0.0756×D×(Ph－Pch)
1500-12
ps ：裏込注入圧
α ：切羽面の応力増加に対するシールド半径方向の応力増加割合
ﾃｰﾙ通過時∴α＝0.0756×D≒49%，
pi’：3step 終了時の地山応力
1000-8500-4

1015
pi ：1step 終了時の地山応力
軸ひずみ[%]
軸ひずみ εaa[%]4)(β＝40×β 3 % )

―

裏込注入圧
裏込め注入圧(Ps)(裏注材の比重を考慮した分布圧)

地山応力 i)
地山応力(P(異方応力状態)

裏込め注入圧(Ps)Δｐ2＝pG+（ps-pi）×β１00
β１：３次元応力状態の２次元応力状態への補正値
pG ：浮力を考慮した自重-500-5004
ps ：シールドマシンによる地山への作用圧力（＝泥水・泥土圧）

5(D：掘削外径 6.51 m)（+（（（α=0.15）―×β 120浮力を考慮した自重
地山に作用する泥水・泥土圧(マシン前半部の自重分)
地山側圧(P(泥水・泥土の比重を考慮した分布圧)
切羽圧(Pch)h)

図-2 要素シミュレーション結果例(Dmg-2)条件)の応力～ひずみ関係)
Δｐ3＝pG+（+ps(三軸圧縮試験(CD－pi’）×β２（＋pp）

地山応力(異方応力状態)

テール通過時施工区間(＝1.2 m)

図-3 施工時荷重を考慮した荷重モデル

β２：３次元応力状態の２次元応力状態への補正値（β3 の 1/2）
pG ：浮力を考慮した自重
ps ：裏込注入圧
pi’：2step 終了時の地山応力

キーワード シールドトンネル，大深度，砂礫地盤，近接施工，弾塑性構成モデル―+（×β +（連絡先〒540-008 大阪府大阪市中央区大手前 2-1-2 國民會館大阪城ビル 4F TEL：06-6943-9706（裏込注入圧(裏注材の比重を考慮した分布圧)（浮力を考慮した自重(マシン後半部の自重分)

pp ：マシンの姿勢制御による荷重

2

地山応力(異方応力状態)

マシン姿勢による荷重（押上げ或は押下げ）

JSCE 令和5年度土木学会全国大会第78回年次学術講演会- VI-194―（4si3© Japan
Societyof CivilEngineers
β ：３次元応力状態の２次元応力状態への補正値（Ｌ=２リング）
3

地山応力(異方応力状態)

載荷荷重＝(切羽圧－地山側圧)×α
載荷荷重＝(裏込め注入圧－地山応力)×β
荷重モデル-24
地山応力
浮力を考慮した自重
裏込注入圧
マシン姿勢による荷重
pp ：マシンの姿勢制御による荷重-20⊿ｐ１＝（ｐch－ｐｈ）×αΔｐ ＝（p －p ’）×β0.5×β 10.4

(異方応力状態)

25000（0.0pi’：2step 終了時の地山応力

[%]
体積ひずみ
体積ひずみ εv[%]

[m]
B2.95
B0.56
As2.05
D3U-s1上 4.20
D3U-s1下 10.00
D3U-s2 5.25
D3L-c1 6.85
D3L-c2 5.90
Dmg-1
4.95
Dmg-2 13.00
Dmc-37.30
Dms-2
3.20

（層厚

地山側圧

自然堆積構造特性
ボンディング効果 仮想上の密度
切羽圧を表すパラメータ
増加初期値
bω0

過圧密特性
密度と拘束圧のパラメータα（土層基礎情報
圧密特性
せん断特性
ｐch：切羽圧力（中心位置）
1step
単位体積
大気圧下の 極限状態の 降伏曲面形状
ｐｈ：切羽面の地山側圧弾性係数 透水係数
圧縮指数 膨潤指数
重量間隙比
主応力比
パラメータ
切羽到達時
α ：切羽面の応力増加に対するシールド半径方向の応力増加割合
λκ
N
Rcsβ
γ [kN/m3] E [kN/m2] k [m/s]（tep正会員

（後半部

大成建設

〇山内 雅基，稲垣 祐輔，中井 照夫

橋基礎杭(以下，橋脚杭)下端部との最小離隔 1D 程度(約 7.5 m，D：シールド外径)である．高水圧下における全断面砂到達時

tep

正会員

離(総延長約 5 km)のシールド掘削工事であり，このうち延長約 3 km にわたって名古屋高速道路に平行しており，高架

tep

tep

地域地盤環境研究所

１．はじめに 名古屋中央雨水幹線下水道築造工事(その２)および(その３)工事は，大深度(土被り厚約 50 m)かつ長距

ップ

前半部

令和5年度土木学会全国大会第78回年次学術講演会

×β

地山応力(Pi)VI-194

令和5年度土木学会全国大会第78回年次学術講演会結果(CD 条件)と孔内水平載荷試験結果から決定した．例として，掘削対象土層である Dmg-2 の要素シミュレーション結果を図-2 に示す．一方，粘性土層のパラメータは，乱れの少ない試料を用いた定ひずみ速度圧密試験結果と三軸圧縮試験結果( CU 条件)から決定した．比較のために実施した弾性解析では，N 値を用いて E＝2800×N(kN/m2)3)より変形係数を設定し，弾塑性解析で得られたシールド内空変位を強制変位として作用させた．初期応力は，両解析とも弾塑性解析結果を使用し，荷重モデルは，施工時荷重(切羽圧と裏込め注入圧)と地山応力の差圧変動に着目したモデル 4)(図3 参照)を設定している．なお，本解析ではトンネル覆工剛性を考慮していない．
３．解析結果 テール通過時における弾塑性解析結果と弾性解析結果の比較を図-4～図-5 に示す．偏差応力(σ1－σ2)分布は，弾塑性解析および弾性解析ともにトンネル側部において大きくなる傾向を示した．これは，裏込め注入圧と地山応力の関係が，トンネル側部ではバランスしたものの，トンネル上部では差圧が大きくなって沈下した結果と考えられる．一方，偏差主ひずみ(ε1－ε2)分布は，弾塑性解析ではトンネルの両肩部から橋脚杭下端部に向かって局所的に進展しているのに対して，弾性解析ではトンネル全周にわたって発達する傾向であった．このような弾塑性解析に見られるようなせん断変形に伴う局所的なひずみの進展傾向は，弾性解析では表現が困難である．
B

B

As
D3U-s1 上As
D3U-s1 上D3U-s1 下D3U-s1 下D3U-s2

D3U-s2

D3L-c1

D3L-c1

D3L-c2

D3L-c2

Dmg-1

Dmg-1

Dmg-2

Dmg-2

(a)弾塑性解析
1000800(b)弾性解析
600

4002000(a)弾塑性解析[kN/m2](b)弾性解析

0.30.40.20.10.0[%]

図-5 偏差主ひずみ(ε1－ε2)コンター図

図-4 偏差応力(σ1－σ2)コンター図

実施工では，切羽通過時から沈下が発生し，テール通過時に 0.5～1.0 mm の沈下を示したのち，若干の日変動は見られたものの許容値内に収束した．解析値は，計測値と同様，シールド通過に伴ってトンネル直上地盤の沈下が進行する傾向を示しており，切羽通過時においては定量的にも適1.0

鉛直変位(mm)(－：沈下)４．
計測結果との比較 高架橋の計測結果 1)を図-6 に示す．

(許容値：6.0 mm)

0.0-1.0-0.5 mm-2.0-1.5 mm

-3.0

切羽通過時

-4.0

：計測値
：解析値

切に評価できた．テール通過時の沈下量については，解析値の方が計測値よりも大きい結果になった．これは，事前-1.0 mm
シールド通過時沈下

テール通過時-4.9 mm-5.0

予測段階で設定した補正値 β が実挙動時に比べて大きかっ5/105/105/115/115/125/125/13

図-6 高架橋の鉛直変位量に関する経時変化図

た，つまり，３次元的な裏込め注入圧による影響を２次元状態に変換する際の補正を大きく設定した影響が原因の１つとして考えられる．トンネル掘削問題の定量的な評価については，今後３次元解析が必須と言える．
５．おわりに 本施工は，橋脚杭直下において高水圧下で全断面砂礫層を大深度・長距離シールド掘進する難易度の高い施工であったが，トンネル周辺地盤の応力～ひずみ関係を適切に表現できる地盤構成モデルを用いた弾塑性 FEM 解析を実施することによって，通常良く用いられる弾性解析では表現できない各施工段階におけるせん断変形の進展，つまり，砂・砂礫地盤における弾塑性的な挙動を事前に確認することができた．また，本解析手法は，シールド掘進時における施工時荷重を考慮した荷重モデルを採用しており，実施工におけるシールド掘進管理に直結させて検討できることから，有用性は高いと考える．
参考文献 1)原他：大深度・長距離シールド掘削工事における高架橋の計測管理，土木学会全国大会第 78 回年次学術講演会(投稿中)，
2023．2)Nakai, T., H. M. Shahin, Kikumoto, M., Kyokawa, H., F. Zhang, and M. M. Farias：A simple and unified three-dimensional model to describe
various characteristics of soils, Soils and Foundations, pp.1149-1168, 2011．3)(公社)日本道路協会：道路橋示方書(Ⅳ下部構造編)・同解説，p.188，2017．4)崎谷他：大断面，超近接併設シールドトンネル設計手法の提案，土木学会トンネル工学報告集，Vol.24，Ⅱ-8，2014．

JSCE 令和5年度土木学会全国大会第78回年次学術講演会© Japan Society of Civil Engineers- VI-194 -