シールド機テール部に作用する施工時荷重の検討

1. はじめに地盤工学研究室

川崎 裕士

指導教官

杉本 光隆に示す急曲線施工時や拡径セグメント通過時な

今までの研究により，中折れシールド対応のどテールクリアランスが著しく減少する場合に動力学モデルは，実挙動の再現が可能であるとは，ワイヤーブラシ間に補充したグリースが急いう結論を得ている。しかし，同解析ではテー激な体積変形を受けることがある。グリースはルクリアランスが実測値と一致せず，テール部流体ではあるが粘性があるため，体積変形を受の施工時荷重の影響について，十分に解析に反けた際に，液体のように瞬時に移動できないの映されているとは言えない。そこで，本研究でで，マシンテール部に偏圧が生じる。この結果，は，グリースの流動抵抗，ワイヤーブラシの作セグメントが損傷し，出水事故に至ったという用位置の移動および裏込めの回り込み固化によ報告もある。

るワイヤーブラシのバネ値の増加による影響を

また，①実際の施工では，シールド機とセグ新たな要因としてモデルに取り込み，既往のシメントが競ると，掘進速度が減少すること，②ミュレーションを再検証し，施工時荷重としてリング径が大きくなる部分で過大なグリース圧テール部に作用する外力を明確にすることを目が発生していることから，ワイヤーブラシ間の的とする。

体積速度に比例したグリースの流動抵抗がグリ

本研究の手順を以下に示す。

ース圧に大きく影響を及ぼしていると考えられ① 実際の状況に沿った形でグリースの流動抵る。

抗，ワイヤーブラシの作用位置の移動および

2.2

ワイヤーブラシの作用位置の変化

裏込めの回り込み固化によるワイヤーブラシワイヤーブラシの変形による作用力についてのバネ値の増加による影響を考慮できるようは，前端と後端のワイヤーブラシ変形量の平均にシールド機動力学モデルを改良する。
② 中折れシールドに関する既往の解析結果用い，パラメトリック･スタディーを行う。
③ 実測データにより，これらの要因がシールド機挙動に及ぼす影響，及びテール部に作用する施工時荷重を解明する。
2. テール部に作用する施工時荷重のモデル化
2.1

グリースの流動抵抗

シールドが掘進すると，スキンプレート厚，テールクリアランスおよび余掘り量に応じ，テ

図1

急曲線部のテール通過ールボイドが発生する。これを放置すると，地山の応力開放が進み，周辺地盤に変状をきたすため，掘進後はすみやかにグラウトの充填が行われる。この裏込注入の回り込みや地下水の流入を防ぐために，テール部のワイヤーブラシ間にグリースを補充し，シールしているが，図 1,2拡径セグメント

図2拡径セグメントのテール通過

に相当した分布荷重が作用すると仮定してきた

3.2

ワイヤーブラシの作用位置にかかる力が，これでは各ワイヤーブラシの変形による作

ワイヤーブラシの作用位置 r22 とそのテール用力のセグメントへの影響を評価することは，クリアランス u22 は，次式を解くことで得られ困難である。また，既往の研究において，図 3る。に示すように裏込めがテール部に回り込み，ワr22 F − r22 = lWB

イヤーブラシ中で固化することよって，ワイヤu22 = RTI − r22 − r22 MOーブラシのバネ定数が増加することがわかっている。

ここで，
r22F：ワイヤーブラシ根元の位置

よって本研究では，ワイヤーブラシ長さとシールド機のセグメントに対する傾きの関係から，

lWB：ワイヤーブラシ長さ
r22MO：ワイヤーブラシ作用位置からシー

ワイヤーブラシ作用位置を計算し，裏込めの回

ルド機 軸に おろし た垂 線のあ しり込み固化によるワイヤーブラシのバネ定数の位置増加を考慮した各ワイヤーブラシの作用力をシ

RTI:：シールド機テール部内径ミュレーションに反映できるようにする。
よって，ワイヤーブラシによる作用力を表す
3. 定式化

F22ij は次式で与えられる。

3.1

( tWB < U 22ij )0
F22ij = kWB1 ( tWB − U 22ij )( tTD < U 22ij ≤ tWB )(U 22ij ≤ tTD )kWB1 ( tWB − tTD ) + kWB 2 ( tTD − U 22ij )グリースの流動抵抗による偏圧σgreaseij は単位面積当たりのグリースによって作用する力であり，次式で与えられる。

σ greaseij = σ grease− flij + σ grease−in
ここで，σgrease-flij：グリースの流動抵抗

ここで，σgrease-in：グリース注入圧

kWB1：ワイヤーブラシのバネ定数（通常）kWB2：ワイヤーブラシのバネ定数（裏込めさらに，σgreaseij-fl は次式で与えられる。
1 ∂V23η grV
σ grease− flij = 23 ∂t0

(0 < V [ ] < V [ ] )23ij k23ij k −1

( other )固化時）
tWB：ワイヤーブラシ高さ
tTD：裏込回り込みによるクリアランス減少量

U22ij：テールクリアランス

1 ∂V23
1 V23ij[k ] − V23ij[k −1]=V23 ∂t
V23ij[k −1]∆t4.シールド機挙動解析ここで，ルド(φ=3.94m)で土被り約 54m の洪積砂層と洪シミュレーションには、泥水式の中折れシー

ηgr：グリースの流動抵抗係数
t：時刻
V23：ワイヤーブラシ間のグリース体積
下サフックス k：計算ステップ∆t：掘削時間
図3

裏込めが固化したワイヤーブラシ

積粘性土層の互層地盤中を約 190m 掘進した工1) 流動抵抗および裏込めの回り込みを考慮し事の現場実測データを用いた。掘進データの計ない場合は，テールとセグメントの競りの測区間は、Ring No.151〜262 の 111Ring であり、みがシールド機挙動に影響を与えるが，こ挙動シミュレーションは、このうち平面線形がれらを考慮した場合，テールとセグメントR=20m の急曲線を含む区間で実施した。図 4 のの競り，ワイヤーブラシ，グリースの流動

地質縦断上にシミュレーション区間を示す。

抵抗の全てが挙動に影響を与える。
Mg

5.解析結果15Toc
Tog

5.1 実測データによるシールド機挙動シミュレ

5Tkc

標高（m）25ーション

Tkg-5Tks-15

中折れシールド機動力学モデルの妥当性を確

Tkg2
Tks2-25

解析区間

認するため、グリースの流動抵抗および裏込め

0

後胴垂直位置 (m)
後胴水平位置ｙ (m)測値とよく一致していることが分かる。図 6 に303538003795
379037853780

図5Fp(kN)

‑2000
200
400
600
800
1000
1200

Fq(kN)

2000
1500
1000
500
0‑500
‑1000
‑1500

5.2 グリースの流動抵抗および裏込めの回り込み固化によるワイヤーブラシのバネ定数増加のン
ここでは、グリースの流動抵抗による影響が-4 4 8 0-4 4 7 0-4 4 6 0-4 4 5 0-4 4 4 0

シールド機挙動解析結果(Case500)

F21F22500‑50‑100‑150

5.2.1 解析結果

‑20080

図 7 に流動抵抗係数ηgr=10000(kN/m ･min)の2値とよく一致していることが分かる。図 8 にテール部に作用する施工時荷重のシミュレーショ

後胴垂直位置 (m)と実測値を示す。シミュレーション結果は実測

85

図6

後胴水平位置ｙ (m)場合のシールド機軌跡のシミュレーション結果

図 8 より、以下のことが分かる。

-4 4 9 0

P r e d ic te d

100Fr(kN)

グメントテール通過時について検討を行う。

O b s e rve d

後 胴 水 平 位 置 ｚ (m )よる作用力 F22 が大きく生じていることがわか

大きく現れると考えられる曲線部および拡径セ200

25-4 5 0 0

ョン結果を示す。テールとセグメントの競りに影響を考慮したシールド機挙動シミュレーショ

15020

テール部に作用する施工時荷重のシミュレーシる。

100
坑 口 か らの 累 積 距 離 （m ）図 4.1 地 層 構 造 （ 標 高 ）ョンを実施した。
果と実測値を示す。シミュレーション結果は実50図図
4 4 地質縦断図
地質縦断図数の増加を考慮しない状態で挙動シミュレーシ
図 5 にシールド機軌跡のシミュレーション結Tkc2-35の回り込み固化によるワイヤーブラシのバネ定ン結果を示す。

地下水位
1層 目 B
2層 目 Mg
3層 目 Toc
4層 目 Tog
5層 目 Tkc1
6層 目 Tkg1
7層 目 Tks1
8層 目 Tkg2
9層 目 Tks2
10層 目 Tkc2
トン ネル 上 端
トン ネル 下 端

9095
100Distance(m)105110テール部作用力(Case500)

202530353800
3795
3790
3785
3780
-4 5 0 0O b se rve d-4 4 9 0-4 4 8 0-4 4 7 0-4 4 6 0P r e d ic te d-4 4 5 0後 胴 水 平 位 置 ｚ (m )図7

シールド機挙動解析結果(Case2071)-4 4 4 0荷重の評価することが可能となる。

Fp(kN)

解析開始直後に過大な応力が発生する。

現象に近い状態でセグメントに作用する施工時‑2000‑100001000
2000
3000
400050006000

Fq(kN)

2) 解析開始位置の初期不正があった場合に，

2000
1500
10005000‑500‑1000‑1500‑2000

これらは以下のためであると考えられる。
1) グリースの流動抵抗および裏込めの回り込み固化によるワイヤーブラシバネ値を設定したことで、新たな作用力が生じた。
2) 解析開始直前までは，計画線形上にシールド機計測位置があるとしているため，初期不正がある場合には，解析開始直後にグリースが充填されたワイヤーブラシ間の体積300が急激に減少する箇所があると考えられる。

100Fr(kN)

なお，既存の動力学モデルでは，図 9 に示す

F21F22F232000‑100総推力の変動を説明することはできなかったが，‑200‑300

図 10 に示すテール部とスキンプレート回りの8085

図8推進抵抗の変動と図 11 の掘進速度の関係から，
18000

動抵抗 F23 とワイヤーブラシによる抵抗 F22 それ

16000

F3（ｋN）

図 12 の作用力比較に示すように，グリースの流に伴なって発生するスキンプレート回りの摩擦9095
100Distance(m)105110テール部作用力(Case2071)
AF3(解 析 入 力 値 )計 測 総 推 力

B14000

抵抗 F5 が発生していると考えられる。

12000
10000
99

図9本研究により以下の結論を得た。

‑250F2
F22‑200F2(kN)

1) グリースの流動抵抗および裏込めの回り込み固化によるワイヤーブラシのバネ値の増‑2000‑500009899

図 10100101Distance(m)102103

テール部とスキンプレート回りの推進抵抗(Case2071)

vs (m/min)

0.10

P redicted (R ear)O bserved

0.050.00

実際のシールド機掘進挙動によく一致した。

9899

これより，中折れシールド機動力学モデル

100101

D istance (m )102103

図 11 掘進速度(Case2071)の合理性を再確認した。

したがって，このモデルを用いれば，より実‑2500

F5‑50挙動シミュレーションを実施した。その結‑16000
作用力(kN)

ッキ推力変動を表現できることを確認した。

総推力の変動

‑1000

ド機の現場実測データを用いたシールド機

ルド機テールが通過する際のシールドジャF21F23103‑1002) 急曲線区間を掘進する泥水式中折れシール

3) このモデルにより，拡径セグメントをシー102‑1500た。

シールド機挙動シミュレーション結果は，

101‑150加をより詳細に表現できるモデルを開発し果，中折れシールド機動力学モデルによる100Distance(m)‑12000‑8000‑40000A
AB
B

F5MF4M
F2MF1M

表1 作用力比較
AB
F1M
1.39
2.5
F2M‑75.35 ‑131.06
F4M ‑10750.46 ‑12360.03
F5M‑585.85 ‑1606.4

図 12 作用力比較(Case2071)

F5(kN)

986.結論