大成建設技術センター報第 41 号(2008) ボスポラス海峡横断鉄道工事におけるアクセスシャフト動揺制御工法の開発本田隆英＊１・織田幸伸＊１・伊藤一教＊１・上野成三＊２ Keywords : Flow, Karman’s vortex, excitation, oscillation 流れ，カルマン渦，励振，動揺 1. はじめに 200km 黒海現在，トルコのイスタンブール中心部を東西に結ぶ鉄道トンネルを施工中であり，このうちボスポラス海峡を横断する約 1.4 km の部分を沈埋トンネルで施工すボスポラス海峡マルマラ海る（図－１参照）。トンネル函体の最大設置水深は約 60 m で，完成すると沈埋トンネルとしては世界最深の海底トンネルとなる。ボスポラス海峡は黒海とマルマラ海をつなぐ長さ約 30 km の海峡であり，黒海からマルマラ海へと流れる淡水系の表層流と，マルマラ海か（a）平面図ら黒海へと逆流する塩水系の底層流とによる二層流に approx. 1.4 km なっている。さらに，表層の流速は 2.0 m/s を越える場合があり，流況の変化が速い。以上の流況特性は海洋工事にとって非常に厳しい条件となる。工事を安全かつ確実に行うため，流況観測や流況予報システムの構築および水理模型実験による沈埋施工方法の検討がこれまで進められてきた 1）～ 11）。工事のうち，既設トンネルへの作業員および資材の（b）縦断図図－1 ボスポラス海峡とトンネル施工位置 Fig.1 Location of the Bosphorus Strait and construction site 搬入を行うためのアクセスシャフト（以下，AS と呼ぶ）が設置される（図－2）。AS の設置水深は約 30 m であり，AS は受架台のガイドに沿って設置される。流れなどにより AS が大きく動揺すると，ガイドが損傷して AS を設置することができない。AS の設置確認に関する水理模型実験を実施したところ，一様流中で AS に想定を大きく超える動揺が確認された。そこで本研究では，この動揺発生メカニズムの解明と，その有効アクセスシャフト（AS）な制御工法を開発することを目的に，水理模型実験を流れ実施した。＊１＊２ガイド海底トンネル図－2 アクセスシャフトの設置イメージ Fig.2 Image of setting for Access Shaft 技術センター土木技術研究所水域・生物環境研究室国際支店土木部土木技術部技術室 29-1 大成建設技術センター報 2. 実験方法第 41 号(2008) べて気中重量を対象とした。重量と重心位置を表－1 に示す。 2.1 2.1.2 実験模型 2.1.1 AS 模型形状動揺制御工動揺制御工は，これまで一般的に使用されているカ実機の AS は，図－3 に示すような短径 3.15 m，長径ルマン渦制御工 12）～ 15）を参考に，写真－2 に示す 5 種 8.6 m，高さ 26.0 m の小判型断面の中空柱状構造で，下類の制御工について検討した。方に向かうにつれ部材厚は大きくなり，スチールで製 2.2 実験方法作される．水理模型実験に使用する AS 模型はステン水理模型実験は，大成建設（株）技術センターの水レスで製作し，重量および鉛直方向の重量バランスを理実験棟に設置された二次元長水槽（長さ 47.0 m，幅実機に合わせて調整した（写真－1）。模型縮尺は 1/50 0.6 m，高さ 1.6 m，最大流量 12 m3/min）を用いて実施に設定したため，AS の模型寸法は短径 6.3 cm，長径した。AS 設置工事の施工限界流速は 3 kt（= 1.5 m/s） 17.2 cm，高さ 52.0 cm となる。なお，鉄の比重 7.85 にであるが，当海域は流況変化が速いことから工事中に対し，ステンレスの比重は 7.93 であるため，両者の比突然流速が大きくなったことを想定し，ここでは流速重の違いは 1%程度である。したがって，重量調整はす 4 kt（= 2.0 m/s）の鉛直一様流を与えた。模型実験の相似則にはフルード相似則を用い，実験縮尺はすべて 1/50 とした。 3.15m 8.6m 2.2.1 AS 吊下時の動揺計測 AS を吊り枠を介して 4 本の吊下げワイヤーで吊下げ， 2 本の支持ワイヤーを交差させて AS の上流側上端に取 26.0m り付けた（図－4 参照）。吊下げワイヤーおよび支持ワイヤーは，ウィンチにより遠隔操作可能とした。AS の挙動は，ビデオカメラにより録画するとともに，下端については，水槽前面のガラスを通してレーザー変位図－3 AS 形状（実機スケール） Fig. 3 Shape of AS( proto model ) 写真－1 AS 模型 Photo 1 AS model 計により，図－5 に示す上流側の 1 点で水槽横断方向の変位を計測した。 2.2.2 表－1 AS の重量と重心位置 Table 1 Weight and gravity center of AS model 実模機目気中重量重心位置（AS 上端から）標 AS を水路内に固定し，4 kt の流れを作用させ，AS 上端に設置した 6 分力計を用いて AS に働く x, y 方向型実流体力測定の流体力を測定した。ただし，x は流下方向，y は流下測 200 tf 1.60 kgf 1.568 kgf 16.0 m 32.0cm 32.0 cm 直角方向を示す。流体力の計測時間は 105 s，サンプリング周波数は 20 Hz とした。 2.3 実験ケース AS 吊下時の動揺計測において，まず写真－2 に示しメッシュ間隔 0.5m （a）ネット 1.5m 5m （b）プレート（c）フラッグ（d）流線形写真－2 水理模型実験で検討した動揺制御工 Photo 2 Countermeasures for AS oscillation 29-2 3m 0.5m （e）ダブルフィン大成建設技術センター報第 41 号(2008) ᳓〝ო㕙線形ダブルフィン流ッグレートフラ ᳓〝ო㕙 474 ᐔ㕙࿑ 防止工なし 600 d/D ࠙ࠗࡦ࠴ プ ࠙ࠗࡦ࠴ 1.0 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0 ネット ૏⟎೙ᓮࡢࠗࡗ࡯ 図－6 各種制御工の動揺低減効果 Fig.6 Oscillation reduction of countermeasures ࠙ࠗࡦ࠴ 3.1 動揺低減効果 3.1.1 写真－2 で示した 5 種類の制御工に対する動揺低減 1280 ษਅߍࡢࠗࡗ࡯ 動揺制御工の比較効果を，図－6 に示す。同図の縦軸は，AS 下端の平均動揺量（両振幅）d を AS 短径 D（= 3.15 m）で除した ࠙ࠗࡦ࠴ 無次元平均動揺量 d/D を示す。制御工なしのケースでは，AS 短径 D に対して 6 割程度の大きな動揺量が確 520 ࠕࠢ࠮ࠬࠪࡖࡈ࠻ 認された。ネット型およびプレート型制御工では，制 451 ᡰᜬࡢࠗࡗ࡯ ৻᭽ᵹ 御工なしに比べて AS の動揺は半減した。さらに，フラッグ型，流線形型，ダブルフィン型制御工では，AS ᳓〝ᐥ 下端の動揺量が AS 短径の 1 割以下に抑制されており， ஥㕙࿑ 高い動揺防止効果が確認された。なお，図－6 に示す図－4 実験条件 Fig.4 Experimental condition ダブルフィン型制御工の諸元は，H = 50 cm, θm = 45 °である。 3.1.2 高さＨダブルフィン防止工 FLOW 動揺計測点ダブルフィン型制御工ダブルフィン型制御工の高さ H および設置角 θm に対設置角 θm する動揺防止効果を，図－7 に示す。高さが小さい θm H/D = 0.08 のケースでは，設置角 θm = 45 ° ～ 52.5 °の範囲で d/D = 0.1 以下の高い動揺防止効果が得られた。 2.05m H/D = 0.16 以上では，動揺防止効果の得られる設置角範囲が 30 ° ～ 60 °に拡大することが確認された。図－5 動揺計測点とダブルフィン制御工 Fig.5 Measuring point and double-fin form 次に，設置角を θm = 45 °に固定し，高さ H/D に対する動揺防止効果を図－8 に示す。H/D = 0.08 以上で動揺た制御工の動揺低減効果を確認した。その結果，後述するようにダブルフィン制御工にもっとも高い効果が得られたため，図－5 に示すフィンの高さ H や設置角 θm をいくつか変化させ，AS の動揺量および抗力を計測した。同計測結果から，ダブルフィン制御工の効果が有意に表れる H, θm の諸元範囲を同定した。 3. 防止効果が現れ無次元平均動揺量は d/D = 0.05 程度と一定になり，H/D の増大にともなって動揺防止効果が低減することはない。ただし，後述するように，H/D がある程度大きくなると，AS に働く抗力も大きくなるため，H/D の大きな制御工は現実的でない。 3.2 流体力ダブルフィン型制御工を設置した場合の長軸方向平均抗力 Fx を，図－9 に示す。同図は，横軸に無次元高実験結果および考察さ H/D，縦軸に平均抗力 Fx を示す。設置角は θm = 45 ° に固定した。同図より，H/D = 0.2 以上で AS に作用す 29-3 大成建設技術センター報 d/D 1.0 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0 d/D H/D=0.08 H/D=0.16 に着目し，AS 背面に発達する後流渦の発生・発達挙動 H/D=0.24 H/D=0.32 を観察し，AS の動揺メカニズムの究明を試みた。 AS を吊下げた状態で，上方から AS 背後に発生する渦の挙動をビデオカメラで撮影した。画像分析結果から，制御工がないケースでは，AS 背後でカルマン渦が左右交互に発生し，その渦分布は流下方向に非対称で 0 図－7 第 41 号(2008) 10 20 30 40 50 60 70 80 AS の反対側にまで到達する様子が確認された（写真－ 90 θm（deg.） 3（ⅰ））。本実験の吊下げ系では回転支点が AS 上流側ダブルフィン型制御工の高さおよび設置角に対する動揺低減効果の有効範囲 Fig.7 Effective range of H and θm with double-fin に位置するため，AS 下流端で発達する非対称な渦の負圧領域は AS を回転させるモーメントとして大きく寄与し，さらに AS が回転したときに生じる両側面の圧力差によっても，AS に大きな動揺が生じたと考えられ 1.0 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 0.1 0.0 る。次に，動揺低減効果の低いダブルフィン（H = 25 cm, θm = 30 °）を設置したケースでは，カルマン渦の発達がフィンにより抑制され，AS 動揺は制御工なしに比べて低減した（写真－3（ⅱ））。さらに，動揺低減効果の 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 高いダブルフィン（H = 50 cm, θm = 45 °）を設置したケ H/D ースでは，AS の反対側まで回り込むカルマン渦の発生が完全に抑制され，フィンで挟まれた領域が滞留域と図－8 ダブルフィン型制御工の高さに対する動揺低減効果（設置角：θm = 45 °） Fig.8 Oscillation reduction with various H of double-fin なり，これは流下方向に対して常に対称に存在する（写真－4）。このため，動揺にともなって AS が少し変位（回転）しても，滞留域の負圧は回転モーメント Fx(kN) 150 としてではなく復元力として作用し，動揺が抑制されたと考えられる。 100 4. 50 0 おわりに水理模型実験により数種類の動揺制御工法を確認し 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 H/D た結果，ダブルフィン型動揺制御工法に最も高い効果が得られた。ダブルフィン型動揺制御工法は，無対策図－9 ダブルフィン型制御工の高さに対する平均抗力（設置角：θm = 45 °） Fig.9 Drag forsce with various H of double-fin 時に比べてアクセスシャフトの動揺量を 85 %低減できることが示された。ダブルフィン型動揺制御工が有効に機能するパラメる平均抗力 Fx の急激な増大が確認された。前節で示さタ範囲は，アクセスシャフト短径に対する高さが 0.1 れたように，動揺防止効果は H/D = 0.08 以上で有効に～ 0.2，設置角が 30 ° ～ 60 °であることが示された。機能することを考慮すると，動揺制御工の高さ H はアクセスシャフトの動揺は，アクセスシャフト背後 AS 短径 D に対して 0.1 ～ 0.2 程度が適切であるといに発生する後流渦の影響によるものであることが結論える。付けられた。 3.3 なお，ダブルフィン型動揺制御工を現地適用し，後流渦別途実施した実験のうち，AS を固定し動揺しない状態での静的な流体力の測定結果からは，制御工の有無に対する流体力の違いが現れず，制御工の動揺低減メカニズム解明に至らなかった。そこで，制御工の機能として AS が動揺する状態における後流渦の変化特性 29-4 2007 年 4 月，アクセスシャフトを許容精度内で無事に設置することに成功した。大成建設技術センター報第 41 号(2008) (a) (e) (a) (e) (b) (f) (b) (f) (c) (g) (c) (g) (d) (h) (d) (h) （i）制御工なし（無次元動揺量：d/D = 0.60）（ⅱ）ダブルフィン型制御工（H = 25 cm, θm = 30 °）（無次元動揺量：d/D = 0.38）写真－3 後流渦の様子 Photo 3 Behavior of wake vortex 3) 本田隆英，織田幸伸，八重田義博，伊藤一教：捨石施工シミュレーションシステムの開発，土木学会年次学術講演会講演概要集第 2 部，pp.225-226，2006. 4) 織田幸伸，伊藤一教：二層流場の動的変動を考慮した流況予測手法の開発，沿岸域学会誌，Vol.19，No.4，pp.1324, 2007. 5) 本田隆英，織田幸伸，上野成三，八重田義博，伊藤一教：大水深強潮流下における薄層捨石基礎の高精度施工，海洋開発論文集，Vol. 23，pp.339-344，2007. 写真－4 ダブルフィン型制御工（H = 50 cm, θm = 45 °）の 6) 織田幸伸，伊藤一教，上野成三，小山文男，栄枝秀樹：後流渦の様子（無次元動揺量：d/D = 0.05）ボスポラス海峡横断鉄道トンネル建設工事における流況 Photo 4 Behavior of wake vortex with double-fin form 予測モデルのシステム化と精度検証，海洋開発論文集， Vol. 23，pp.345-350，2007. 参考文献 7) 織田幸伸，伊藤一教，本田隆英，上野成三，小山文男，栄枝秀樹：ボスポラス海峡横断鉄道トンネル建設工事で 1) 織田幸伸，伊藤一教，上野成三，勝井秀博，東江隆夫，の流況予報システムによる函体沈設の可否判断，海岸工小山文男，栄枝秀樹：ボスポラス海峡横断鉄道トンネル学論文集，第 54 巻，pp.941-945，2007. 建設工事における流況観測と流況解析，海岸工学論文集， 8) 織田幸伸，伊藤一教，本田隆英，上野成三，小山文男：第 52 巻，pp.1421-1425，2005. ボスポラス海峡横断鉄道トンネル建設工事における流況 2) 織田幸伸，伊藤一教，高山百合子，上野成三，栄枝秀予報システムの開発，大成建設技術センター報，第 40 号，樹：ボスポラス海峡横断鉄道トンネル建設工事の施工支 2007. 援ツールとしての 3 次元流動シミュレーション，海洋開発論文集，Vol. 21，pp.903-908，2005. 29-5 大成建設技術センター報 9) Oda, Y., T. Honda T., Ito K., Ueno S., Koyama F., Sakaeda H., Iversen C. and Likke S., Real-time Current Forecast for Tunnel Immersion Work of Bosphorus Rail Tube Crossing Project, Turkey, International Conference on Coastal Enginnering, 2008. (to be printed) 10) 本田隆英，織田幸伸，上野成三，八重田義博，伊藤一教：ボスポラス海峡横断鉄道トンネル建設工事における沈設時の函体挙動に関する実験的検討，土木学会年次学術講演会講演概要集第 2 部，2008.（印刷中） 11) 伊藤一教，織田幸伸，本田隆英，小山文男：ボスポラス海峡沈埋トンネルの潮流予報システムの適用性，土木学会年次学術講演会講演概要集第 2 部，2008.（印刷中） 29-6 第 41 号(2008) 12) 高久達將：つり橋主塔に生ずるカルマン渦の観測実験仕切板ネットによるカルマン渦発生の防止効果，土木学会年次学術講演会講演概要集第 1 部，28 巻，pp.431432，1973. 13) 藤本信弘，大橋治一，本田明弘：円柱ケーブルの渦励振に関する研究，土木学会年次学術講演会講演概要集第 1 部，46 巻，pp.458-459，1991. 14) 平田勝哉，中村泰治，深町信尊：高風速でのギャロッピング（スプリッタ板つき正方形柱について），土木学会年次学術講演会講演概要集第 1 部，46 巻，pp.484-485， 1991. 15) 大東義志，松本勝，藤井大三，重村好則：斜張橋ケーブルの空力振動の制振効果に関する研究，土木学会年次学術講演会講演概要集第 1 部(A)，51 巻，pp.482-483，1996.