セグメントに作用する施工時荷重の推定に関する研究
地盤工学研究室 松本 貴士
指導教官 杉本 光隆
1. はじめに

図 1 に，テールシールが，曲線部，セグメント今までの研究により，中折れシールド対応の動外周半径 1.875m から 1.9m に変化する縮径セグメ

力学モデルは，実挙動の再現が可能であるというント，その後の直線部を通過している時の総推力結論を得ている．しかし，同解析ではテールクリの変化を，図 2 に，掘進速度と総推力の相関を示

アランスが実測値と一致していないため，テールす．これらの図より，以下のことがわかる．

部の施工時荷重の影響を十分に解析できなかっ1) 曲線部では総推力の変動は見られない．

た．そこで本研究では，鋼製セグメントスキンプ

2) テール部が縮径セグメント通過時に総推力のピークが現れている．

レートの変形，および，テールクリアランスの実測値より求まるエレクター中心からセグメント3) テール部が縮径セグメント通過後の直線部で，中心への偏差を考慮できるモデルを開発し，既往総推力は約 1800kN の周期的変動を繰り返してのシミュレーションを再検討し，施工時荷重としいる．
4) 総推力の増加は，ワイヤーブラシがセグメントてセグメントに作用する力を明確にすることを主桁部を通過する時と一致しており，ワイヤー目的とする．

ブラシ 1，3 段目が主桁部通過時に生じる総推

本研究の手順を以下に示す．

力の増加と，ワイヤーブラシ 2 段目が主桁部通

1) 現場計測データを用いて，施工時荷重のメカニズムを検討する．

18000

2) 検討結果を基に，シールド機動力学モデルを改

16000

良する．

14000

ラメトリック・スタディーを行う．
4) 上記を基に，セグメントに作用する施工時荷重，および，施工時荷重がシールド機挙動に及ぼす総推力(kN)120003) 改良したモデルを現場計測データに適用し，パ

10000
8000
6000
4000
2000

影響を解明する．

002. 現場実測生データ

102030
掘進速度(mm/min)4050

図 2 掘進速度と総推力の相関

212Ring

211Ring（ラッパ）

212Ring211Ring（ラッパ）18000

総推力(kN)

16000
14000
12000
10000
8000
97

9899

曲線区間

100

101

102
Distance(m)

103

104

直線区間
図 1 総推力の変化（距離程 97〜107m）

105106107

従来モデルによるシールド挙動シミュレーシ

過時に生じる総推力の増加が交互に起きている．

ョンでは，セグメント中心位置が掘進最後のエレ

5) ワイヤーブラシ 1，3 段目が主桁部通過時に生クター中心位置であると仮定して，セグメント位じる総推力の増加より，ワイヤーブラシ 2 段目置を求めている．施工時荷重を評価するために用が主桁部通過時に生じる総推力の増加の方がいるテールクリアランスは数 mm 以下の高い精度大きい．

で求める必要があること，セグメントの位置は，

6) 掘進速度と総推力の間には相関関係が見られ施工に依存するので，事前に設定することは困難ない．

であることから，テールクリアランスの計測値よこれらは，以下のためであると考えられる．

り，セグメント中心位置のエレクター中心位置か

1) 曲線部は，セグメント半径が小さいこと，セグらの偏差を求め，この偏差を考慮に入れてテールメント主桁間隔が 0.3m と短く鋼製セグメントクリアランスを求めることとした．の変形量が小さいことから，総推力の変動が現れない．

(2) 鋼製セグメントの変形

2) 直線部では，ワイヤーブラシが鋼製セグメントセグメントの変形が無い状態でワイヤーブラの主桁部と内側に変形したスキンプレート部

シがセグメントに接触する点 r22S におけるテールを交互に通過することにより，テールクリアラクリアランス U22-old に，r22S でのテールクリアランンスの変化が生じ，ワイヤーブラシ押付け荷重スの増加ΔU22 を加え，テールクリアランスを求の変化，それに伴う掘進抵抗力の変化が生ずる．

めることとした（図 3）．なお，セグメントの変形さらに，ワイヤーブラシ押付け荷重と釣合うたによるテールクリアランスの増加ΔU22 を，次式めに地盤反力が変化することにより，掘進抵抗で表す．

∆U 22 = α sin(πβ )β = b/ B

力が変化する．これらにより，総推力が変動する．
3) ワイヤーブラシ 2，3 段目に裏込め注入材の回り込み固化が生じている．

U22_old4) 縮径セグメントでの総推力のピークは，固化しr22Sた裏込め注入材の破砕，グリースの流動抵抗の発生，競りの発生等によるものである．

bB

3. モデル
3.1 作用力

図 3 鋼製セグメントの変形

シールド機動力学モデルでは，シールドに作用する力を，25

f1：シールド自重による作用力15f3：シルードジャッキによる作用力5f4：切羽作用力
f5：スキンプレート作用力の 5 つに分類して求めている．

標高（m）

f2：シールドテール作用力

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Mg
Toc
Tog
Tkc1
Tkg1-5Tks1-15
Tkg2
Tks2-25

解析区間
Tkc2-35

3.2 モデル改良点

050100150

坑口からの累積距離（m）(1) エレクター中心から組立て時セグメント中心への偏差

図 4 地質縦断図200ここで，レーションを行うことにより，セグメント切羽側

α ：セグメントスキンプレート最大変形量(m)

端部・テール端部のテールクリアランスの周方向

B：セグメント主桁間隔(m)分布をより精度良く求めることができる．

b：セグメント主桁からワイヤーブラシがセグメントに接触している点までの距離(m)5.3 総推力の変動
図 8 に作用力・作用モーメントを示す．ここで，

4. シールド機挙動シミュレーション

F21，F22，F23 は競りによる作用力，ワイヤーブラシミュレーションには，泥水式中折れシールド

シ圧，グリース圧を，下サフィックス p，q，r は（φ=3.94m）で，土被り約 54m の洪積砂層と洪積図 7 に示す座標系を示している．図より，以下の粘性土層の互層地盤中を，約 190m 掘進した工事ことが分かる．の現場実測データを用いた．掘進データの計測区

1) F5p，F5q は，F2p，F2q と連動して生じている． ま間は，Ring No.151〜262 の 111Ring で，挙動シミた，競りが発生していないため F21=0 となってュレーションは，このうち平面線形に R=20m のいる．F22 と F23 の増減は逆となっていて，急曲線を含む区間で実施した．図 4 の地質縦断図

F2=F22+F23 となり，F2 の変動が抑えられている．

上にシミュレーション区間を示す．

2) F2r は，テールシールが直線通過区間（距離程裏込め注入材の回り込み固化によるワイヤー84〜89，100〜104m）で約 1500kN の変動を示

ブラシバネ定数の増加は，既往の実験により求めしているが，曲線通過区間（距離程 89〜100m）2られた値がある（14815kN/m ）が，その実験では分でないこと，手作業で裏込め注入材をワイヤーブラシへ注入したため注入が不十分であったこ

28.6
鉛直座標x (m)裏込め注入材の A 液しか用いておらず固化が十28.7
28.828.9とから，実際には実験で得られた値より大きい可3800
Observedの 1 段目（切羽側）と 3 段目（テール端部側）がセグメント主桁部通過時に，総推力の変動である

Predicted

3795
水平座標y (m)能性がある．そこで本解析では，ワイヤーブラシ1800kN が 発 生 す る と 仮 定 し ， バ ネ 定 数

3790
3785
3780-4500-4490-4480-4470-4460-4450-4440

210

220

210220

水平座標z (m)50930kN/m2 と鋼製セグメントの変形 30mm を設

図 5 シールド機軌跡

5. 解析結果
5.1 シールド機軌跡
図 5 にシールド機軌跡を示す．縦断線形のシミュレーション結果は，シミュレーション終了時でテールクリアランス上(mm)定した．
80706050403020100160

実測値より 50mm 上方だが，ほぼ一致している．と良く一致している．
5.2 テールクリアランス
図 6 にテールクリアランスの実測値と解析値を示す．図より，モデルの改良により計測値と解析値の差は，1cm 程度以下になることがわかる．
よって，本モデルを用いたシールド機挙動シミュ

180190200

Ring No.

テールクリアランス左(mm)また，平面線形のシミュレーション結果は実測値

17080706050403020

解析値
実測値（掘進前）
実測値（掘進後）100160170180190200

Ring No.

図 6 テールクリアランス

では変動を示さない．F5r は，現場実測データのした．このモデルを用いることにより、直線部総推力の変動を示さない．

での総推力の変動を評価できるようになった．

3) 縮径セグメント通過時における総推力の増大

3) 一方，縮径セグメント通過時の総推力の増加は表現することができなかった．裏込め注入材の（約 4000kN）は，F2r で表現できていない．
これらは，以下のためであると考えられる．

回り込み固化によるテールクリアランスの減

1) F22 のワイヤーブラシとセグメント間の摩擦係少の位置を指定できるようにモデルを改良する必要がある．

数は 0.15 で，F23 のグリースとセグメント間の摩擦係数は 0.001 であるため，F22r が F2r の支配的な成分である．したがって，F2r の変動は，テールクリアランスで定まる F22p，F22q の変動を反映している．

oC2) F5r は，F5p，F5q に対応して発生すること，F5p，Mr

F5q は F2p，F2q に対応して発生すること，F2p，qF2q の変動は，F22 と F23 の増減が逆となって抑制されていることから，F5r には，テールクリアランスの変化が反映されていない．この現象については，F23p，F23q を規定するグリースの流動p

抵抗係数を解明する必要がある．

o ：center of the section on which shield jackthrust acts
p ：downward direction from the view point ofshield structure
q ：p,r axis determine by right hand coordinate
r ：shield axis in advance direction

3) 仮定したグリースの流動抵抗係数が正しい場
合には，現場実測データにおける総推力の変動（約 1800kN）が F2r により表現できていることから，設定したワイヤーブラシバネ定数，鋼製

図 7 マシン座標系

セグメントの変形量は妥当である．
‑80004) 本モデルでは，裏込め注入材の回り込み固化に‑6000

よるテールクリアランス減少の考慮は，ワイヤること，総推力の増大はワイヤーブラシ 2 段目

Fp (kN)ーブラシ 3 段目（テール端部側）のみ可能であ

‑4000

02000

（3 段の内真ん中）で起こっていることから，

4000
6000

縮径セグメント通過時における総推力の増大

6000を表現できなかった．モデルの改良が必要であ4000
Fq (kN)

る．

‑2000

6. 結論

20000‑2000

本研究により，以下の結論を得た．
‑4000

1) 現場実測データを用いて R=20m の急曲線を掘1000500

進する泥水式中折れシールド機の挙動シミュド機挙動と良く一致した．これより、中折れシールド機動力学モデルの妥当性が確認された．
2) 鋼製セグメントの変形，テールクリアランスの実測値より求まるエレクター中心からセグメント中心への偏差を考慮できるモデルを開発

Fr (kN)

レーションを実施した．計算値は実際のシール

F21M
F22M
F23M
F2M
F5M

0‑500‑1000‑1500‑2000‑25008090100
Distance (m)図 8 作用力・作用モーメント110