東急建設技術研究所報 No. 43

U.D.C 624.152.2

軟弱粘性土地盤の地下鉄近接施工における実測結果の分析

要約：

中沢楓太 ＊

三浦正悟 ＊＊＊ 鈴木

沼上清 ＊＊

古垣内靖＊

智寛 ＊＊＊＊

鉄道営業線の近接工事では，周辺地盤の変位を小さく抑え，鉄道の運行安全性を確保することが求められる。
そのため，地下工事中の山留め変位を抑制することを目的として，敷地内部で種々の対策を行うことが多い。本報では，地下鉄営業線に近接した軟弱地盤の掘削工事において，山留め壁根入れ長の延長および掘削工事に先行した地盤改良という 2 つの山留め変位対策を施した事例について，地下鉄躯体の実測値に基づいてそれらの効果やその施工の影響について考察すると共に，地下鉄躯体の鉛直変位の要因について分析した。その結果，2 つの対策工事による山留め壁の変位抑制効果を確認した。ただし，その施工によって，地下鉄躯体に変位が生じることも確認された。また，地下鉄躯体の鉛直変位は地盤のリバウンドによるものが支配的ではあるが，山留め変位に伴う沈下の影響も受けることが確認された。

キーワード：

鉄道近接施工，軟弱地盤，現場計測，山留め変位対策

目

1．はじめに

5．根切り工事中の計測結果

2．地盤および工事の概要

6．リバウンドによる地下鉄躯体への影響の分析

3．地下鉄躯体の変位特性

7．まとめ

次：

4．山留め壁・杭施工時および地盤改良時の挙動

1．はじめに新築工事であり，建物は鉄道営業線の近接工事では，周辺の地盤変位を小さく抑値 60 以上の砂礫層に場所打ち鋼管コンクリート杭（長さ約 30 m）で支持される。北面

え，鉄道の運行安全性を確保することを求められる。特に，軟弱地盤の場合には，主に根切り工事中の山留め変位を抑制する目的で，敷地内部で種々の対策を行うことが多い。
本報では，地下鉄営業線に近接した軟弱地盤の掘削工事において，山留め壁根入れ長の延長および掘削工事に先行した地盤改良という 2 つの山留め変位対策を施した事例について，地下鉄躯体の実測値に基づき，それらの効果および根切り工事以外の山留め工事や基礎杭工事，地盤改良工
事が地下鉄躯体に与える影響について考察すると共に，地下鉄躯体に生じた鉛直変位の要因について分析した。
図1

工事平面および計測位置

図2

工事断面および地層構成

2．地盤および工事の概要
図 1 および図 2 に工事平面および断面を地層構成および値と共に示す。建設地は沖積低地（東京低地）に位置し，地層構成は表層の埋土以深，有楽町層（Y1c・Y1s），七号地層（Nac・Nas），砂礫層の順に分布している。図 2
中には，Y1c 層および Nac 層の粘着力 ，液性限界
よび塑性指数Pm 付近まで値が概ね 0 の Y1c 層であり，Lおを示した。本敷地は GL‑7 m から GL‑13Lが 60% の高塑性な粘性土である。根切り深度はこの Y1c 層が支配的である。本工事は約 10.5 m の掘削工事を伴う集合住宅＊技術研究所

基礎・構造グループ＊＊＊＊建築本部

生産技術部＊＊技術研究所＊＊＊技術研究所

建設 ICT グループ

計画第二グループ23

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東急建設技術研究所報 No. 43には GL‑17 m 付近を基礎底とする地下鉄躯体が近接しており，その離隔距離は 3.2 m と非常に近い。前述の地盤特性より山留め変位が大きくなることが懸念されたため，その対策が必須となった。更に，10 m 以上の地盤掘削を伴うために掘削底地盤のリバウンド（隆起）も懸念された。
そこで，本工事では，地下鉄近接側の山留め壁先端を硬質な Nas 層まで根入れし，更に基礎杭打設後に地盤掘削に先行して最終床付け面以浅および以深を 2 m ずつ切梁状に柱状（ϕ2500）の地盤改良体を高圧噴射攪拌方式で施工した。また，その効果を定量的に評価することは難しいが，杭施工に際しては，削孔時の地盤変位を抑制することを目的として，長さ 17.5 m の長尺ケーシングを利用した。
長尺ケーシングは内部の地盤を取り除きながら圧入した。
地下工事は，地下鉄躯体の事前計測を終えた後に，山留め壁，基礎杭（以下，杭），地盤改良の順に施工し，その後切梁を架設しながら根切り工事を行い，根切り工事完了後に地下躯体を構築しながら切梁を解体した。

図3

図 1 中には各計測位置を示した。工事中の地下鉄躯体の地下鉄躯体の経時変化

変位は P9 を基準点としてトータルステーションで計測し，構内温度は P1 から南西に約 100 m 離れた駅ホームで計測した。敷地内では山留め変位（多段式傾斜計）1) および切梁軸力を計測した。なお，地下鉄躯体の鉛直および水平変位の管理値は，事前計測開始時を初期値として，1 次管理値，2 次管理値および限界値が ±3.5 mm，±5.0 mmおよび ±7.0 mm であった。
3．地下鉄躯体の変位特性
3.1

季節および換気による影響

図4

地下鉄躯体変位と構内温度の関係

図 3 に夏期および冬期の地下鉄躯体変位および各気温の経時変化を示す。同図の外気温は気象庁 HP 掲載の東京都（北の丸公園）の気温を参照したものである。
地下鉄構内の温度は夏期には外気温と同程度であるが，冬期には外気温よりも 10℃程度高い傾向であった。また，夏冬共に同温度は外気温よりも日変動が小さかった。地下鉄躯体変位は，夏期には昼夜問わずに安定しているのに対して，冬期には夜間において鉛直変位の計測値が不安定となっていた。地下鉄構内の温度特性から，この現象は図 1
中の換気口での自然換気によって外の冷気が地下鉄構内に図5流入し，計測器や地下鉄躯体がその影響を受けたために生係数 α および相関係数じたと推察した。これを検証するため，12/19 の夜間に換があるものの，本工事に近い測点では α が比較的大きく気口を塞いだ結果，鉛直変位の計測値が安定した。つまり，換気口付近で行う地下鉄躯体の計測管理では，こうし相関性も高い。本報では計測値を図 4 中の α に基づき温た外気の流入による影響に留意する必要がある。

度補正して評価した。

3.2

地下鉄躯体変位の温度変化特性

図 4 に事前計測期間中の前述した自然換気による変動が4．山留め壁・杭施工時および地盤改良時の挙動

小さい午前 8 時における地下鉄躯体 P5 測点の鉛直および

図 6 に前述の係数 α で温度補正した地下鉄躯体変位，横断方向水平変位（以下，水平変位）と構内温度の相関関

山留め壁変位および各気温の経時変化を示す。いずれも工係を示す。これより，その温度変化により測定値が変動す事開始時の午前 8 時の結果を抽出して示した。また，図 7ることが確認できる。図 5 に各測点の構内温度変化に対すには山留め壁施工開始時を初期値とした地下鉄躯体変位のる係数 α（近似直線の傾き）および相関係数各変位分布を示し，図 8 には杭工事開始時を初期値とした

P1 または P8 に近づくほど α は小さくを示す。

が低下する傾向

山留め壁の水平変位分布を示す。

24

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図64.1

図7

地下鉄躯体の変位分布

図8

山留め壁の変位分布

山留め壁施工〜地盤改良時の経時変化

山留め壁施工時の影響

図 6 によると，地下鉄躯体の鉛直および水平変位は沈下および掘削側に生じる傾向がある。山留め壁の根入れを深くした影響もあり，この傾向が顕著に表れたものと考えられる。ただし，図 7 によると，この影響は工事敷地の近傍きな変位が生じなかった。そのため，地下鉄躯体には工事で顕著であり，ここから離れた位置の各方向の変位はそれ敷地の近傍で隆起方向および背面側の変位が生じているよりも小さい。

が，いずれも 1 mm 以下と小さかった。

4.2

既存杭撤去および杭施工時の影響

図 8 によると，杭施工完了後の山留め壁の変位は山留め

5．根切り工事中の計測結果

壁先端から地下鉄側に直線的に生じている。これは杭施工

図 9 に根切り開始時を初期値とした地下鉄躯体変位，山機の重量や長尺のケーシングの圧入による影響と考えられ留め変位，切梁軸力および各温度の経時変化を示す。いずる。図 6 および図 7 によると，施工済みの山留め壁の効果

れも前述の地下鉄躯体計測の特性を考慮して工事開始時のもあり，既存杭撤去および杭施工による地下鉄躯体の変位午前 8 時の計測値を抽出して示した。なお，地下鉄躯体変は鉛直方向・水平方向共に 1 mm 程度と小さい。

位は事前計測の結果より構内温度に基づいて温度補正し4.3地盤改良時の影響た。図 10 には根切り開始時を初期値とした地下鉄躯体の

図 8 によると，地盤改良工事完了後の山留め壁の変位各変位分布を示す。また，図 11 には，根切り開始時を初は，地盤改良深度のやや下レベルから地下鉄躯体側に生じ期値とした山留め変位の深度分布を示す。ている。これは噴射圧によるものである。地盤改良工事

図 11 の実測値を見ると，1 次〜2 次根切り時には地盤改は，過去の同工法の地盤改良工事を実施した時の実績 2)よ良天端付近より上部のみで変位が生じている。3 次根切りり，地下鉄近接側に圧力溜が生じないように近接側の北側時には，それに加えて GL‑12 m〜‑17 m 付近においてもから南側へ施工した結果，図 6 および図 8 に示す通り，工山留め変位が生じた。4 次根切り時には，地盤改良体の半事の初期には山留め壁が背面側へ変位したが，その後は大分が掘削撤去されたために地盤改良体以深の山留め変位が25

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図9根切り工事中の経時変化

図 11

根切り工事中の山留め変形図 10

根切り工事中の地下鉄躯体の変位分布

図 12弾性梁ばねモデル増加したが，地下鉄躯体レベルの同変位は 3 mm 以下であ留め壁，杭および地盤改良施工時を考慮しても，いずれもった。その後の切梁解体による地下鉄躯体レベルの山留め

1 次管理値 ±3.5 mm 以下であった。

変位の増加は僅かであった。

また，図 11 中のプロット点は図 12 に示す弾性梁ばねモ

地下鉄躯体の鉛直変位は地盤掘削の進行に伴い隆起方向デルで山留め変位のフィッティング計算をした結果であに増加し，4 次根切り時に最大 1.4 mm 生じている。これる。フィッティング計算の水平地盤ばねは山留め設計施工

は根切り工事に伴うリバウンドの影響と考えられる。3 段

指 針 3) を 参 考 に 設 定 し，側 圧 は 側 圧 係 数 法（側 圧 係 数

切梁解体後にはその変位量がやや減少している。一方，地K =0.3）において，掘削底以深は山留め壁先端で 0 とな

下鉄躯体の水平変位は 4 次根切り時に掘削範囲近傍でややるような三角形分布で設定した。フィッティング計算結果

掘削側へ増加する傾向があるが，0.3 mm 以下と僅かであは地盤改良効果を適切に反映した特徴的な山留め変位挙動った。以上，地下鉄躯体の鉛直および水平変位は前述の山を示した。この結果からも地盤改良が山留め変位を抑制し26

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表1

各根切りステップ完了時の実測および計算の結果

図 13

図 14FEM 解析モデル

リバウンド変位の計算値 δ v1'・δ v2' と実測値 δ v の関係たことが確認できた。
6．リバウンドによる地下鉄躯体への影響の分析
表 1 に，排土荷重度，掘削部中央および地下鉄躯体位置のリバウンド変位の計算値 δ v1' および δ v2' および地下鉄躯体鉛直変位の実測値 δ v を示す。
リバウンド変位（計算値 δ v1' および δ v2'）は，図 13 に示すモデルによる三次元 FEM 弾性解析によって，各根切りステップ完了の床付けレベルにその根切りステップの増分

図 15排土荷重と各鉛直変位の関係

排土重量に相当する荷重（排土荷重）を上向きに作用させて算出した。計算値としては，各根切りステップ時における最終床付けレベル（GL‑10.65 m）の掘削中央部と掘削平面の地下鉄躯体位置をそれぞれ δ v1' および δ v2' として抽出した。地盤のヤング率みレベルのヤング率

PSは PS 検層より求める微小ひずを発生ひずみレベルを考慮して0.4 倍した値 4) とし，ポアソン比 ν は砂質土 0.3，粘性土0.45 と し た。な お，地 盤 モ デ ル の 下 端 は 最 終 床 付 け 面（GL‑10.65 m）に掘削短辺幅分加えた深度（GL‑31.65 m）とした。

図 16〜の関係

図 14 に，地下鉄躯体の鉛直変位（実測値）δ v と掘削中央部のリバウンド変位（計算値）δ v1' および地下鉄躯体位
置地盤の鉛直変位（計算値）δ v2' の関係を示す。δ v は δ v1'り〜4 次根切りまでのリバウンドによる隆起が相対的に大の 1/20 程度であり，地下鉄躯体位置地盤変位の計算値 δ v2'きかったことが考えられる。

は 1 次根切り時を除き実測値 δ v よりもやや大きい傾向が

図 15 に排土荷重度と地下鉄躯体鉛直変位（実測値）ある。1 次根切り〜3 次根切りまでの勾配は 3 次根切り〜4

δ v および掘削中央・地下鉄躯体位置のリバウンド変位次根切りまでの勾配より緩やかである。この地下鉄躯体に（計算値）δ v1'・δ v2' の関係を示す。同図(鉛直変位が生じる因子としては，リバウンドによる隆起とおよび δ v2' と)の各計算値 δ v1'の関係は概ね線形の関係であるのに対し)の δ v と山留め変位による沈下が考えられ，実際にはその合算値でて，同図(あると仮定すれば，1 次根切り〜3 次根切りの山留め変位関係であり，1 次根切り〜3 次根切りまでの勾配は 3 次根による沈下が相対的に大きかったか，もしくは，3 次根切切り〜4 次根切りまでの勾配より緩やかである。の関係は図 14 と同様に非線形の

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図 16 に，排土荷重度と地下鉄躯体下端以深（GL‑17①m〜GL‑25 m）の山留め変形面積 3)（山留め変位量の深度方向の断面積）の関係を示す。

小さく，図 14 および図 15(影響もあり，地下鉄躯体は沈下および現場側へ水平変が小さいということは根切りレベルが浅いことを示す。根切りが浅い程)と同様にと位する傾向が確認された。

が②は，非線杭施工時には，根入れ長を長くした山留め壁の効果もあり，地下鉄躯体はほとんど変位しなかった。

形の関係であり，1 次根切り〜3 次根切りまでの勾配は 3③次根切り〜4 次根切りまでの勾配より緩やかである。

深層地盤改良時には，地下鉄躯体に変位が生じたものの，過去の施工実績より，地下鉄躯体側に圧力溜が生以上より，図 13 において，1 次根切り〜3 次根切りまでじないように施工した結果，僅かな変位に抑えることの勾配が 3 次根切り〜4 次根切りまでの勾配より緩やかでができた。

あった要因は，1 次根切り〜3 次根切りまでは地下鉄躯体下端以深の山留め変形面積

山留め壁施工時には，山留め壁の根入れ長を長くした④

複数の山留め変位対策を実施した結果，地下鉄躯体の変位を近接協議の上で設定した 1 次管理値 ±3.5 mmが小さく，地下鉄躯体に生じる沈下が 3 次根切り〜4 次根切り時よりも相対的に小さ以下に抑えて，地下工事を終えることができた。

かったためと推察される。

⑤

根切り工事中に生じた地下鉄躯体の隆起方向の鉛直変つまり，地下鉄躯体の鉛直変位 δ v は地盤のリバウンド

位は掘削底以深地盤のリバウンドによる影響だけでなによるものが支配的ではある 5)が，山留め変位に伴う沈下

く，山留め変位に伴う沈下の影響も含まれることが確の影響も受けることが確認された。

認された。
⑥7．まとめ

比較的温度変化の小さい地下鉄躯体内の変位計測であっても計測結果は温度変化の影響を受ける。特に，換本報では，地下鉄躯体に近接した軟弱粘性土地盤の地下気開口の近くにおける計測では，電車の運行が少なく工事において，山留め変位対策として山留め壁根入れ長のなる夜間において，自然換気の影響を受け，計測値が延長と高圧噴射攪拌型の深層地盤改良を実施した事例につ不安定になるため，その点を考慮した計測管理計画といて，近接山留め壁の変位と地下鉄躯体の変位について分する必要がある。

析し，以下の知見を得た。
参考文献
1) 松尾・沼上清・他：偏土圧を受ける山留め架構の計画法（その 2：非対称梁ばねモデルによる山留め変形の評価），第 50 回地盤工学研究発表会，pp. 811‑812, 2015.9
2) 三浦正悟・北村達也・中沢楓太：鉄道近接工事における山留め変形抑制のための地盤改良，日本建築学会大会学術講演梗概集（北海道），pp. 679‑680, 2013.83) 山留め設計施工指針，日本建築学会，2002 年
4) 鉄道構造物等設計標準・同解説

開削トンネル，鉄道総合技術研究所，2001 年

5) 中沢楓太・沼上清・他：軟弱地盤の根切り工事による近接地下鉄躯体への影響評価，日本建築学会大会学術講演梗概集（中国），pp. 635‑636, 2017.8

ANALYSIS OF MEASUREMENT RESULTS IN PROXIMITY CONSTRUCTION OF SUBWAY ON
SOFT CLAY
F. NAKAZAWA, K. NUMAKAMI, Y. FURUGAICHIS. MIURA, and T. SUZUKI
In the excavation work close to the railroad, in many cases, various measures are taken in the premises in order tocontrol the deformation of the earth retaining wall during underground construction. In this report, we analyzed thedeformation of the subway structure and the deformation of the earth retaining wall, in case of two measures, longer depthof penetration of the earth retaining wall and deep mixing method, against deformation of the retaining wall in theexcavation work of the soft ground near the subway. As a result, it was confirmed that it was effective against the control ofthe deformation of the earth retaining wall by two measures. However, it was also confirmed that the subway structure
was slightly displaced by construction work for measures against them.

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