福岡地下鉄七隈線延伸工事現場における道路陥没に関する検討委員会

報告書

平成 29 年 5 月

福岡地下鉄七隈線延伸工事現場における道路陥没に関する検討委員会
国立研究開発法人 土木研究所

目 次

はじめに

第 1 部 概要

1－1

第 2 部 本編
第 1 章 陥没事故の概要

2－1

第 2 章 検討委員会

2－3

第 3 章 道路陥没事故の原因究明

2－6

第 4 章 工事再開に関する主な留意点

2－67

第 5 章 類似する条件での都市 NATM 及び地下空間の工事におけ

2－69

る留意点

付録

はじめに
平成 28 年 11 月 8 日、JR 博多駅前付近の福岡市交通局七隈線の延伸工事現場において発生した道路陥没事故について、同年 11 月 22 日に福岡市から委託を受け、国立研究開発法人土木研究所に設置した「福岡地下鉄七隈線延伸工事現場における道路陥没に関する検討委員会」（以下、委員会）における検討結果が平成 29 年 3 月 30 日にとりまとめられた。
今般、委員会における検討結果について最終的に報告書としてとりまとめたものである。
平成 28 年 11 月 29 日に現場調査及び第 1 回委員会、平成 29 年 1 月 21 日に第 2 回委員会、並びに同年 3 月 30 日に第 3 回委員会を都合 3 回開催するとともに、委員相互の討議に多くの時間を費やし、以下のような結論を得た。
道路陥没事故の原因については、考えられる 10 の項目を抽出し、それらが要因となるか否かの可能性について評価を行った。その結果、要因は必ずしも１つではなく、様々な要因が複合的に作用し陥没に至ったと考えられるが、その中でも、難透水性風化岩層の強度や厚さ、および地下水圧の影響による可能性が高いものと推定した。また、施工中におけるトンネル断面形状の変更、及びすりつけ区間における補助工法の施工方法の変更は、その影響度合いを強めることにな
り、結果的に事故発生の副次的な要因となった可能性が高いものと推定した。
地下鉄工事再開に関する主な留意点としては、地質、地下水の状況把握に関するもの、トンネル坑内の水抜き及び土砂撤去に関するもの、並びに再掘削工法の選定に関するものについて示した。
類似する条件下での都市 NATM 及び地下空間での工事における留意事項としては、官民を問わず地下空間の情報把握及び利活用、並びに地質の不均質性を的確に捉え危険側にならない物性値の採用やパラメトリックスタディの採用、地下水対策、関係者間の情報共有等について示した。
もとより、土木学会のトンネル標準示方書（2016 年制定）には、『この示方書の各項では、すべて両者（企業者及び施工者）を区分しないで広義の工事担当者が山岳工法によるトンネル工事にあたって守らなければならない事項および参考とすべき事項が示されている。
』とされている。この趣旨を踏まえ、トンネル工事に携わる全ての企業者、設計者、施工者は、これを念頭に、常に協議し、意思の疎通を図って地山と向き合って対処しなければならないことを、今回の事故の教訓として改めて記したい。この報告書により地下空間における工事のより一層の安全対策が図られることを祈念する。
なお、事故原因の究明に際しては、福岡市および施工会社（大成・佐藤・森本・三軌・西光建
設工事共同企業体；以下、施工者という）ならびに設計会社（八千代エンジニヤリング株式会社、
日本シビックコンサルタント株式会社；以下、設計者という）より資料を提出して頂き、また、陥没事故発生後に委員会の依頼に基づく追加ボーリング調査を実施して頂いた。記して関係者に感謝する。
平成 29 年 5 月
福岡地下鉄七隈線延伸工事現場における道路陥没に関する検討委員会
国立研究開発法人 土木研究所

第1部

概

要

1. 検討委員会
1.1. 目的福岡地下鉄七隈線延伸工事現場における道路陥没に関する検討委員会（以下、「本委員会」という。）は、平成 28 年 11 月 8 日、JR 博多駅前付近の福岡市交
通局七隈線の延伸工事現場において発生した道路陥没事故を受けて、その陥没の発生原因の把握や、再発防止策等について専門的見地から検討することを目的として同年 11 月 29 日に設置されたものである。
1.2. 委員名簿
本委員会の委員名簿は以下の通りである。
氏名
役職名
委員長
西村 和夫 首都大学東京 副学長 都市環境学部教授
副委員長 真下 英人 （一社）日本建設機械施工協会
施工技術総合研究所 所長
委員
小島 芳之 （公財）鉄道総合技術研究所
構造物技術研究部 主管研究員
佐藤 研一 福岡大学 工学部社会デザイン工学科 教授
野焼 計史 東京地下鉄（株） 取締役
丸山 修（独）鉄道建設・運輸施設整備支援機構
鉄道建設本部設計技術部 設計技術第二課長
三谷 泰浩 九州大学
工学研究院附属アジア防災研究センター 教授
石原 康弘 国土交通省 大臣官房技術調査課長
江口 秀二 国土交通省 鉄道局施設課長
間渕 利明 国土交通省 国土技術政策総合研究所
道路構造物研究部 構造・基礎研究室長
佐々木靖人 国立研究開発法人土木研究所
地質・地盤研究グループ 上席研究員
砂金 伸治 国立研究開発法人土木研究所
道路技術研究グループ 上席研究員
1.3. 開催経緯等
本委員会の開催経緯等は以下の通りである。
【現場調査】
日時 平成 28 年 11 月 29 日（火） 9:00～10:00
調査場所
・連絡トンネル立坑（地下水位の状況調査）
・道路陥没現場（地上から埋め戻し後の状況、沈下計測状況等の調査）
・博多駅前開削工区（開削工区の現状、応急復旧後ボーリングコア等の調査）

1-1

【第 1 回検討委員会】
日時 平成 28 年 11 月 29 日（火） 10:00～12:00
場所 TKP カンファレンスシティ博多 TKP ホール（福岡市博多区）
主な説明者 福岡市、施工者
議事等（1）七隈線延伸事業概要および設計の経緯（2）施工の経緯（3）事故の概要（4）現在実施している調査の内容等【第 2 回検討委員会】
日時 平成 29 年 1 月 21 日（土） 13:00～15:00
場所 TKP ガーデンシティ永田町ホール 2D（東京都千代田区）
主な説明者 事務局、福岡市、施工者
議事等（1）追加調査結果の報告（2）事故原因の推定に向けた議論（3）設計および施工に関する問題点等の検討（4）今後の設計・施工に対する留意点や再発防止に向けた検討【第 3 回検討委員会】
日時 平成 29 年 3 月 30 日（木） 13:00～15:00
場所 TKP 市ヶ谷カンファレンスセンター 8F バンケット A（東京都新宿区）
主な説明者 事務局、福岡市、施工者
議事等（1）設計・施工の経緯（2）事故発生要因とメカニズム（3）工事再開に向けた留意点と今後の設計・施工に向けて（4）委員会のとりまとめについて

1-2

2. 事故原因の推定
事故原因の究明に際しては、福岡市および施工会社(大成・佐藤・森本・三軌・
西光建設工事共同企業体)ならびに設計会社(八千代エンジニヤリング株式会社、
日本シビックコンサルタント株式会社)より資料を提出して頂き、また、陥没事
故発生後に当委員会の依頼に基づく追加ボーリング調査を実施して頂いた。さらに、本委員会では計 3 回の討議を行ったほか、委員相互での討議に多くの時間を費やした。
以下に事故原因の推定を示すが、崩落したトンネル現場に立入ることができないこと、また、委員会設置から 4 ヶ月という短い期間のとりまとめであったことから、関係者から提供頂いた資料に基づいて可能性の高い事故原因について推定したものとなっている。
2.1. 福岡市地下鉄七隈線延伸工事との因果関係
一般的に、道路陥没の原因としては、地下埋設物によるもの、年月をかけて形成された地下空洞によるものなどが想定されるが、今回の道路陥没については、施工会社の社員がトンネル天端からの崩落を目撃し、トンネル坑内に流入した土砂の写真が存在すること、また、福岡市地下鉄七隈線延伸工事以外に原因となる地下埋設物関連工事を行っていなかったため、当該工事が道路陥没の原因となったと推定される。
2.2. 道路陥没事故発生のメカニズム
事故発生のメカニズムについては、以下のように推定される。
① 元来、堆積環境やその後の風化度合いにより強度や厚さにバラツキがある
難透水性風化岩層の下部にトンネルが掘削された。トンネル天端から、当該地層とその上部の未固結帯水砂層との境界までは、約 2m となっていた。
② トンネルを掘削、又は断面を拡幅するにつれて、未固結帯水砂層からの高い
水圧の影響も加わり、難透水性風化岩に緩みや亀裂が発生し、徐々に破壊し始めた、或いは、難透水性風化岩に潜在的弱部が存在して、いわゆる「水みち」が形成された。
③ 上記②によって、トンネル天端部が連続的に剥落、或いは漏水を伴いながら、破壊が進行し、遂に、未固結帯水砂層と地下水がトンネル内に流入し、またこれによって破壊が加速度的に進行し、最終的には大規模な道路陥没を発生させるに至った。
2.3. 事故の原因
本委員会では、事故の原因について考えられる 10 の項目を抽出し、それらが要因となるか否かの可能性について評価を行った。要因は必ずしも１つではな
く、様々な要因が複合的に作用し陥没に至ったと考えられるが、その中でも以下の 2 つの要因（A－①、②）については、可能性が高いものと推定した。
しかしながら、これらの要因を推定するに至った当該地層の状況等について
は、事故後の調査等により明らかになったものであり、当該工事の設計時点にお1-3

ける地質調査の頻度等は通常の都市 NATM 工事と比較して少ないとまでは言えないことから、事故前に正確に把握することは困難であったものと考える。
また、事故後の調査は、陥没後における地層の状況を調べたものであり、事故前の状況とは必ずしも同じではない可能性もあるが、事故前の調査資料が少ないことから、当該調査等の結果も含めて推定したものである。
Ａ－① 難透水性風化岩層の強度や厚さ
難透水性風化岩層の強度や厚さについては、過去に当該岩盤層が地上にあった影響等により強風化の弱部が各所に存在し、また、地層の上部に凹凸があるなど、不規則で複雑な地質構造となっており、上部に強度の低い層が存在していたことが事故後に実施した追加の地質調査等により明らかとなった。例
えば大断面トンネル部において、当該地層の厚さを約 2.79～3.67m 確保できると見込んでいたが、その後の調査の結果、厚さは約 1.90～2.28m しか確保できず、強風化が進んだ強度の低い上部の層が支配的になっていた可能性があることが分かった。
局所的に強度や厚さが不足する難透水性風化岩層について、当該工事の設計及び施工にあたっては強度や厚さを均質であると捉え、例えば安定解析に用いた変形係数（力を加えたときの変形しにくさを表す指標。変形係数が高い方が変形しにくい）については、（約 14,000kN/m2 から約 700,000kN/m2 のバ
ラツキがあるところを）最終的には代表値として 87,000kN/m2 の値を用いるなど、バラツキの考慮が不十分なまま設計及び施工が行われ、結果的に地山の強度を実際よりも高く評価した設計となっていた。
Ａ－② 地下水圧の影響
未固結帯水砂層の地下水位は地表から約-2.5m の位置にあり、未固結帯水砂層から難透水性風化岩層の境界部に、水頭にして約 10m(約 1 気圧に相当)以
上の高い水圧が作用していた。上述のようにトンネル上部の難透水性風化岩
層は不規則で複雑な構造であったが、設計及び施工にあたっては、その遮水性や水圧に対する耐力を十分であるとしていた。しかしながら事故後に追加した地質調査等によると、難透水性風化岩層の内部には、小断層や剥離面、多くの節理や亀裂が存在していたと考えられ、結果的に地下水圧に対する安全性が十分ではなかった。
また、上記のような不規則で複雑な地質や高い地下水圧の条件下で施工する
際には、施工時の地山の安定性を含めトンネル構造の安定性を極力損なわない
よう慎重な設計、施工を行う必要があったが、施工中における以下の 2 つの変更（B－①、②）は通常の地質状況では要因となる可能性は低いものの、上記のA－①、②のような厳しい地質条件下においては、その影響度合いを強めることとなり、結果的に事故発生の副次的な要因となった可能性が高いものと推定した。

1-4

Ｂ－① トンネル断面形状の変更
難透水性風化岩のトンネル上部の層厚を確保するためにトンネル天端を約1.2m 下げたことで、扁平率(内空高さ÷内空幅)が 0.625 から 0.532 となった。
それに対し、安全性は確保されるものとの解析結果を得ていたが、アーチアクションによる効果(※)が減少することとなり、結果的にトンネル構造の安定性を低下させることとなった。
※ 石のブロックをアーチ状に組むとブロック相互に圧縮力が働き、ブロック同士を接着していなくても梁の構造を保つことができる。アーチ形状が寝てくると圧縮力が弱まり、やがて梁の構造を保てなくなる。トンネルは石のブロックを組んで作るわけではないが、掘削による場合も同様の効果が期待できる。

Ｂ－② すりつけ区間における補助工法の施工方法の変更
当該工事区間は、標準断面トンネル(Ⅰ型) の 13K413M700（No.115 付近）
地点から大断面トンネルの 13K407M700（No.108）地点へのすりつけ区間(延長 6m)であり、断面を拡幅(高さ約 2.5m、幅約 5m)する区間であった。補助工法としては注入式長尺鋼管先受工法（AGF 工法）が採用されていたが、すりつけ区間においては、鋼管の打設位置の制約と難透水性風化岩層を突き抜けないように挿入角を小さくする必要から、長尺鋼管の完全二重化が困難となる部分が存在することとなり、さらに支保工を設置するため、鋼管の根本部を切断しなければならなかった。その結果、鋼管の縦断的なラップ長（重なり合う長さ）が短く、或いはラップしていない状態となり、当該補助工法に期待する効果が十分発揮されなかった。また、鋼管からの注入は岩盤の亀裂への注入であり、十分な地山改良効果が発揮されなかった可能性があった。

3. 工事再開に関する主な留意点
本委員会での事故原因の推定を踏まえ、福岡市が地下鉄工事を再開するにあたっては、主に以下の項目について留意し、必要な調査等を行う必要がある。


地質、地下水の状況把握に関するもの
難透水性風化岩層の強度や厚さについては、過去の風化の影響等により強風化の弱部が各所に存在し、また、地層の境界面に凹凸があるなど、不規則で複雑な地質構造となっていたことが事故後の調査等で明らかとなった。このため、事故後に実施されたボーリング調査の結果や、過去において周辺部で実施された地質調査の結果等も踏まえるとともに、陥没箇所について埋め戻した流動化処
理土、薬液注入された周辺地盤等、事故後の措置も考慮しつつ、再度、地質、地下水の状況を把握する必要がある。
 トンネル坑内の水抜き及び土砂撤去に関するもの
現存するトンネル坑内の水抜きや土砂撤去にあたっては、現在は安定していると推定される力学的な均衡が再び変化し、トンネル部や周辺地盤の崩壊に至1-5る恐れがあるため、地下水位等の計測を行うことによって力学的安定性について観測、評価しつつ、周辺へ影響が生じないよう慎重に行う必要がある。
 再掘削工法の選定に関するもの
工法選定については都市 NATM の他に、シールド工法等の他の工法や新技術の活用も含め、安全面を重視して行う必要がある。
再掘削を開削工法にて行う場合には、埋設物の存在を考慮しつつ、土留め支保工が設置できない箇所への対策を含めた土留め支保工の安全性の確認を行う必要がある。また、周辺建築物へ影響を与える恐れがあることから、土留め支保工の剛性を高める等の事前の対策や地表面の変位計測など、安全面を考慮した対策を講じる必要がある。
また、非開削工法にて行う場合には、地下水の影響や周辺地山、残置支保工の状況の把握、汚水流入による有毒ガス発生の可能性、再掘削の加背割（断面を区分して掘削する区画割のこと）、支保工、補助工法等について、安全面を考慮した対策を講じる必要がある。

4. 類似する条件下での都市 NATM 及び地下空間での工事における留意事項
今回の事故は、トンネルを施工する地盤の強度や厚さが局所的に不足する難透水性風化岩であることに加えて、高い地下水圧が作用する厳しい条件においてトンネル施工の安全性が実際より高く評価されたことが要因であると推定した。また、こうした厳しい条件下における設計変更が結果的にトンネル構造の安定性を低下させる副次的な要因となったものと推定した。これらのことから、都市 NATM の工法選定そのものが誤っていたということではなく、また、直接的に都市 NATM そのものの信頼性が損なわれるものではない。さらに、これまでの技術的な基準等の見直しに直接的に繋がる事項はない。
しかしながら、今回の事故の教訓を生かし、二度とこのような事故を発生させないよう、類似した条件下において都市 NATM によるトンネルを計画・施工する場合など地下空間での工事について、留意すべき点は以下の通りである。


ボーリング等の地質に関するデータは地下空間の限定的な情報であり、たとえ多くの調査を実施しても地下空間を詳らかに把握することには限界があることから、施工の安全性を事前に完璧に確保することには自ずと限界がある。しかしながら、今回の事故の規模や影響を鑑みると、地下空間の安全な利活用を図るためには、地下空間に関する情報を出来るだけ収集するとともに、その時々の最新の技術を用いて、リスクを可能な限り低減させた、より安全性を確保した設計・施工に努めるべきである。そのため、地下空間に関する調査については効果的・効率的に行うとともに、その目的に照らして必要かつ十分なものでなければならない。加えて、過去において周辺部で実施された地質調査等を官民問わず情報収集し、利活用できるようにすること
地下工事の安全性を確保するためには、地質の持つ不均質性を適切に捉え、

1-6








危険側とならないような物性値の採用や、物性値を変化させた複数の計算を行って結果を評価するパラメトリックスタディの採用を検討するなどの取り組みを設計及び施工に反映させるとともに、今回のような不規則で複雑な地質構造や高い地下水位などの安全性に対するリスクを可能な限り把握し低減するよう努める必要があること。また、数値解析によって得られる結果は必ずしも万能ではないとの認識に立ち、十分な知見・経験等も加えて総合的な工学的判断を行うこと
地下水位が高い場合には、水圧による影響をあらかじめ最小化できるよう、工法の選定、水位の低下や地盤改良等の必要な措置について十分に検討すること
特に、トンネル工事においては、地下空間の情報が限定的であるなど不確定要素が多いことから、発注者、設計者、施工者等の関係者が協力し、互いに知恵を出し合いながら困難を乗り越えていくべきであり、調査、設計、施工の各段階で得られた情報や知見については関係者間で十分共有するとともに、適切に調査から設計、設計から施工といった次の段階に引き継ぐこと変状の発生を敏感に捉え、非常時を想定した詳細なモニタリング計画を作成するなど、体制を充実させること
難易度が高くリスクを多く包含する工事においては総合的な判断も求められることから、日頃の関係する技術者の技術力向上はもとより、工事中においても然るべき場を設け、関係者間における現場状況の共有と真摯な技術的議論、その結果のフィードバックにより、高度な技術的知見を設計・施工に反映させるとともに、地質・地盤条件が複雑な我が国においては、関連する知見等を全国的に収集・活用できるしくみが必要であること

1-7

1-8

第2部

本

編

1．道路陥没事故発生概要
福岡市地下鉄七隈線延伸工事現場において、平成 28 年 11 月 8 日 5：15 頃、博多駅前通りの博
多駅前 2 丁目交差点付近の道路舗装面にクラックが発生し、その後、5：20 頃道路南側が陥没、5：30 頃道路北側が陥没、7：20 頃に道路の中央部が陥没するに至った。
地下鉄工事現場では、11 月 8 日 0：40 頃から支保工 103 基付近の掘削を開始しており、4：25
頃に連続的な肌落ちを、4：50 頃には切羽天端から異常出水を観測し、5：00 頃作業員 9 名全員の地上退避が完了、5：10 頃車両等の進入禁止措置が完了したところであった。

位置図と陥没後の写真（上図は福岡市交通局路線図に加筆。下図は地理院タイルに加筆。写真は福岡市交通局。
）

2-1

事故当日の経緯（福岡市公表資料より抜粋）〔陥没箇所縦断図〕〔陥没箇所横断図〕

GL

想定
陥没範囲

掘削箇所

本坑

陥没時
掘削範囲
掘削済範囲

道路陥没概要（福岡市公表資料より抜粋）

2-2

約6200m3

2．検討委員会
2.1. 目的福岡地下鉄七隈線延伸工事現場における道路陥没に関する検討委員会（以下、「本委員会」という。
）は、平成 28 年 11 月 8 日、JR 博多駅前付近の福岡市交通局七隈線の延伸工事現場において発生した道路陥没事故を受けて、その陥没の発生原因の把握や、再発防止策等について専門的見地から検討することを目的として同年 11 月 29 日に設置されたものである。

2.2. 委員名簿
本委員会の委員名簿は以下の通りである。
氏名
委員長
西村 和夫
副委員長 真下 英人
委員
小島 芳之
佐藤 研一
野焼 計史
丸山 修

役職名
首都大学東京 副学長 都市環境学部教授（一社）日本建設機械施工協会 施工技術総合研究所 所長（公財）鉄道総合技術研究所 構造物技術研究部 主管研究員
福岡大学 工学部社会デザイン工学科 教授
東京地下鉄（株） 取締役（独）鉄道建設・運輸施設整備支援機構 鉄道建設本部設計技術部
設計技術第二課長
三谷 泰浩 九州大学 工学研究院附属アジア防災研究センター 教授
石原 康弘 国土交通省 大臣官房技術調査課長
江口 秀二 国土交通省 鉄道局施設課長
間渕 利明 国土交通省 国土技術政策総合研究所
道路構造物研究部 構造・基礎研究室長
佐々木靖人 国立研究開発法人土木研究所 地質・地盤研究グループ 上席研究員
砂金 伸治 国立研究開発法人土木研究所 道路技術研究グループ 上席研究員

事務局

国立研究開発法人 土木研究所

2.3. 開催経緯等
本委員会の開催経緯等は以下の通りである。本委員会では計 3 回の討議を行ったほか、委員相互での討議に多くの時間を費やした。
【現場調査】
日時 平成 28 年 11 月 29 日（火） 9:00～10:00
調査場所
・連絡トンネル立坑（地下水位の状況調査）

2-3

・道路陥没現場（地上から埋め戻し後の状況、沈下計測状況等の調査）
・博多駅前開削工区（開削工区の現状、応急復旧後ボーリングコア等の調査）【第 1 回検討委員会】
日時 平成 28 年 11 月 29 日（火） 10:00～12:00
場所 TKP カンファレンスシティ博多 TKP ホール（福岡市博多区）
主な説明者 福岡市、施工者
議事等（1）七隈線延伸事業概要および設計の経緯（2）施工の経緯（3）事故の概要（4）現在実施している調査の内容等【ヒアリング】
日時 平成 28 年 12 月 20 日（火） 13：30～17：30
場所 TKP 市ヶ谷カンファレンスセンター ホール 3B
対象者 施工者
設計者
ヒアリング項目
計画、設計、施工等に関する内容
日時 平成 29 年 1 月 5 日（木） 13：30～15：00
場所 TKP 市ヶ谷カンファレンスセンター ホール 3B
対象者 福岡市
ヒアリング項目
計画、設計、施工等に関する内容【第 2 回検討委員会】
日時 平成 29 年 1 月 21 日（土） 13:00～15:00
場所 TKP ガーデンシティ永田町ホール 2D（東京都千代田区）
主な説明者 事務局、福岡市、施工者
議事等（1）追加調査結果の報告（2）事故原因の推定に向けた議論（3）設計および施工に関する問題点等の検討（4）今後の設計・施工に対する留意点や再発防止に向けた検討【第 3 回検討委員会】
日時 平成 29 年 3 月 30 日（木） 13:00～15:00
場所 TKP 市ヶ谷カンファレンスセンター 8F バンケット A（東京都新宿区）
主な説明者 事務局、福岡市、施工者
議事等（1）設計・施工の経緯

2-4

（2）事故発生要因とメカニズム（3）工事再開に向けた留意点と今後の設計・施工に向けて（4）委員会のとりまとめについて

2-5

3．道路陥没事故の原因究明
3.1．福岡市地下鉄七隈線延伸工事とトンネル工事との因果関係
一般的に、道路陥没の原因としては、地下埋設物によるもの、年月をかけて形成された地下空洞によるものなどが想定されるが、今回の道路陥没については、施工会社の社
員がトンネル天端からの崩落を目撃し、トンネル坑内に流入した土砂の写真が存在すること、また、福岡市地下鉄七隈線延伸工事以外に原因となる地下埋設物関連工事を周辺で行っていなかったため、当該工事が道路陥没の原因となったと推定される。

3.2．想定メカニズムと考えうる発生要因
3.2.1. メカニズムの想定
今回の事故について、陥没事故の発生メカニズムとしては次に示す3通りを想定した。
また、各メカニズムから考えうる陥没事故の発生要因を可能性の大小にかかわらず列挙した。
想定メカニズム１

想定メカニズム２

想定メカニズム３

トンネル天端部の難透水性風化岩が、その上部に存在する未固結帯水砂層からの水圧や土圧に耐え切れず、トンネル天端部に緩みや亀裂が発生し、そこから地下水が噴出するとともに上部未固結砂層が流出し、地表面陥没に至った。

トンネル天端部の難透水性風化岩が、ブロック状に抜け落ちたため、局所的に薄くなり、その上部に存在する未固結帯水砂層からの水圧や土圧に耐え切れず緩みや亀裂が発生し、そこから地下水が噴出するとともに上部未固結砂層が流出し、地表面陥没に至った。

トンネル天端部の難透水性風化岩に潜在的な弱部があり、そこに局所的な水圧が作用し、それが水みちとなることで地下水が噴出するとともに上部未固結砂層が流出し、地表面陥没に至った。

概念図

概 要

要 因
（赤字：
特に関連
性が高い
要因）

•
•
•
•
•
•
•
•
•
•

難透水性風化岩の強度
難透水性風化岩の厚さ高い地下水位による影響
難透水性風化岩の耐力不足の可能性
導坑施工による影響
トンネル断面形状の影響
トンネル支保工の安定性
注入式長尺先受工の横断方向地山改良効果
注入式長尺先受工の縦断方向地山改良効果
計測管理や対策工の実施

•
•
•
•
•
•
•
•
•
•

難透水性風化岩の強度
難透水性風化岩の厚さ高い地下水位による影響
難透水性風化岩の耐力不足の可能性
導坑施工による影響
トンネル断面形状の影響
トンネル支保工の安定性
注入式長尺先受工の横断方向地山改良効果
注入式長尺先受工の縦断方向地山改良効果
計測管理や対策工の実施

•
•
•
•
•
•
•
•
•
•

難透水性風化岩の強度
難透水性風化岩の厚さ高い地下水位による影響
難透水性風化岩の耐力不足の可能性
導坑施工による影響
トンネル断面形状の影響
トンネル支保工の安定性
注入式長尺先受工の横断方向地山改良効果
注入式長尺先受工の縦断方向地山改良効果
計測管理や対策工の実施
注）難透水性風化岩：D２層を言う

3.2.2. 要因の抽出
前節で列挙した要因を次頁の図のとおり、10 項目に集約した。

2-6

概念図

要因
難透水性風化岩の強度・物性値のバラツキの評価や潜在的な

項目１

弱部の把握

・難透水性風化岩の上面位置、厚さや項目２

地質・地下水に関する要因

難透水性風化岩の厚さ
不陸の把握

高い地下水位による影響
項目３•難透水性風化岩層に水圧が作用•難透水性風化岩層の不陸により水圧作用面が変動
•水みちにより局所的な水圧が作用

難透水性風化岩の耐力不足の可能性
する耐力不足の可能性の有無
・地盤改良等地下水対策の有無

導坑施工による影響
・先進導坑施工による緩みや亀裂の発項目５

設計・施工に関する要因

項目４

・上部帯水未固結砂層からの水圧に対生の可能性の有無

2-7

概念図

要因
トンネル断面形状の影響
・扁平断面による影響の有無

項目６
トンネル支保工の安定性・吹付けや鋼製支保工の耐力
項目７・支保工脚部の支持力

山改良効果
項目８

設計・施工に関する要因

注入式長尺鋼管先受工の横断方向地・地山改良体の連続性
・注入材の地山への適合性
・注入圧および量の管理

注入式長尺鋼管先受工の縦断方向地
山改良効果
項目９

・ラップ部の改良効果
・鋼管の施工ずれの可能性の有無
・注入式長尺鋼管先受工による水みち
形成の可能性の有無

項

計測管理や対策工の実施

目・支保工応力増大に対する対応

10

2-8

3.3．要因分析
本節では、前節で列挙した 10 項目について、事故の要因となった可能性の有無を評価した。

3.3.1. 項目１ 難透水性風化岩（D2 層）の強度（１）物性値のバラツキや潜在的な弱部
A）地質調査概要
A‐1）福岡市交通局による地質分類及び岩級区分
本報告書における難透水性風化岩層（D2 層ともいう）は、福岡市交通局による岩級区分における Ds2 と Dc2 の総称である。

資料提供：福岡市2-9

資料提供：福岡市

A‐2）既存地質調査
既存地質調査は、陥没事故発生前に設計時及び施工時、並びに他事業で実施された調
査である。

2-10

A - 2 - 1）既存地質調査位置

資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）
A - 2 - 2）ボーリングデータ
既往地質調査のボーリング結果のうち、他事業でのボーリングを除く 3 孔（2 孔は設計時、1 孔は施工時）について、以下に示す。

ボーリング結果（No.27S-1）（大断面トンネル部）
破砕されている部分

D2層基岩部分も破砕質

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-11

D2層の上層部
破砕されている部分（次頁へ続く）2-12

D2層上部約1.5m：
N値＝24～26
D2層下部約1.5m：
N値＝50以上

孔内水平載荷試験 E=68.49MN/m2(GL＝17.5m)
一軸圧縮強度

qu＝0.13MN/m2(GL-17.45～17.65m)

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-13

（次頁へ続く）

2-14

D2層上部約2m：
N値＝5～10
D2層下部約3m：
N値＝27～50以上

孔内水平載荷試験

E=67.43MN/m2(GL-17.5ｍ)

一軸圧縮強度

qu＝0.16MN/m2(GL-18.8～19m)

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-15

A‐3）追加地質調査
追加地質調査は、陥没箇所周囲の地質調査および物性試験により、トンネル上部の陥没前の地質状況や物性を推定することで、陥没原因を考察する目的で実施した。
A - 3 - 1）追加地質調査位置
追加地質調査は、次図の注記に示される Bor-NW、Bor-NE、Bor-SE、Bor-SW の 4箇所で実施された（以下、NW 孔などともいう）。なお、後述する物性値を得るための試験を行うため、1 箇所につき複数ボーリングを実施した。
ボーリング孔分類

資料提供：福岡市（委員会加工）〇 既存及び追加地質調査によるボーリング位置整理
本報告書では、図に示すように、合計 23 本のボーリングデータを用いている。内訳
は、事故以前のボーリングデータ 9 本（内、8 本は設計時及び施工時に使用）、民間企
業提供の 2 本、及び事故以後のボーリングデータ 12 本（内、4 本は委員会の依頼による）である。

2-16

凡例

陥没事故以前のボーリングデータ(9本)陥没事故以前のボーリングデータ(2本)※民間提供
陥没事故以降のボーリングデータ(8本)陥没事故以降のボーリングデータ(4本)※検討委員会の依頼によるもの

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会 資料‐2 より）
A - 3 - 2）追加地質調査計画数量一覧

資料提供：福岡市

2-17

A - 3 - 3）ボーリングデータ
深度(m)

地下水位変化図

ボーリング柱状図・コア写真(Bor-NW)
針貫入試験
換算一軸圧縮強さ

簡易柱状図

0 5 10 15 20 (MPa)
0

1

1

2

2

3

3

4

4

5

約20°で接していた。約3m東側に位置する既存

5

6

孔No.22E-2で確認された上端位置より64㎝下位

6

7

7

8

■厚さ

8

9

・約1.5m(深度16.90～18.35m)である。No.22E-2の層厚(3m)の半分以下

as

dAs

Ｄc２層に関するコメント■上端位置
・深度16.90mで上位の博多粘土上部層と傾斜角度に位置することになる。
博多粘土上部層／Ｄc２層上端境界

9

10

10

11

■硬さ

11

12

・指圧で容易につぶれる硬さになっている。針貫入1213

勾配は概ね0であり、換算一軸圧縮強さは相関図

13

14

14

15

15

16

16

17

17

18

dAg

dHs2

Dc218

18.70m トンネル天端

19

であった。

下限値の0.2MPa未満となった。

■面構造
・リモナイトの細脈が傾斜角度約20°で多数発達するのが確認された。また、

19

この細脈が密集し、破砕状となる部分も認められた。この細脈の面構造は

20

堆積構造と調和的であった。

20

21

21

22

22

23

23

24

24

破砕帯

25

25

26

26

27

27

28

28

29

29

30

リモナイト細脈密集部(破砕状)

リモナイト細脈・リモナイトの細脈と斜交する、粘土フィルムを挟在する割れ目(傾斜角度約60°)が認められた。

粘土フィルム
挟在割れ目

福岡市交通局提出資料より委員会で追記資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）
地下水位変化図
深度(m)ボーリング柱状図・コア写真(Bor-NE)

簡易柱状図

針貫入試験
換算一軸圧縮強さ

0 5 10 15 20 (MPa)
0

1

1

2

2

3

3

4

4

5

5

6

6

7

7

8

■厚さ

8

9

・約2.25m(深度15.90～18.15m)であった。褐色風化したDs1層が分布する

9

10

10

11

11

12

12

13 ・指圧で容易につぶれる硬さになっている。針貫入勾配は概ね0であり、換算一軸圧縮強さは相関図下限値の0.2MPa未満となった。
14

as
dAs

dAg

13
14

■上端位置
・深度15.90mで上位の博多粘土上部層とほぼ水平で接していた。
博多粘土上部層／Ｄs２層上端境界区間としては深度19.50mが下端で、この深度以深でC2層が分布した。

■硬さ

15 ■面構造16・傾斜角度20°程度の層理面が多数認められた。
17
・粘土フィルムを挟在する割れ目として、傾斜角度20°程度のものと傾斜角
18度60°のものが認められた。
19

dHs2

15
16
17

Ds2 1819

Ｄs２層に関するコメント

18.76m トンネル天端

20

20

21

21

22

22

23

23

24

24

25

25

26

26

27

27

28

28

29

29

30

粘土フィルムを挟在する
低角度の割目粘土フィルムを挟在する
高角度の割目

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-18

リモナイト脈と調和的な低角度の層理面

リモナイト脈と調和的な高角度の層理面

福岡市交通局提出資料より

地下水位変化図

深度(m)ボーリング柱状図・コア写真(Bor-SE)

簡易柱状図

針貫入試験
換算一軸圧縮強さ

0 5 10 15 20 (MPa)
0

1

1

2

2

3

3

4

■上端位置

4

5

・深度16.35mで上位の博多粘土上部層

5

6

6

7

7

8

as

dAs

Ｄc２層に関するコメントと接していた。

8

9

9

10

■厚さ

10

11

・約1.0m(深度16.35～17.35m)であった。Dc2層下端以深の17.35-17.65mも

11

12

12

13

13

14

14

15

15

16

16

17

dAg

dHs2

17

Dc2 1819博多粘土上部層／Ｄc２層上端境界181918.70m トンネル天端

褐色を呈するが、砂岩が主体となり硬さが明瞭に異なる(指圧で変形しな
い：Ds1相当)。

Dc2層境界下端位置

Ds1層

20

20

21

21

22

22

23

23

24

24

25

25

26

26

27

27

28

28

29

29

30

■硬さ
・指圧で容易に変形する程度の硬さであった。Dc2層の厚さが約1mと薄いた
め、室内試験用の試料採取を優先し、残った試料で針貫入試験を実施する。

■面構造
・リモナイトの細脈が傾斜角度約0-5°で発達するのが確認された。Dc2層の大部分が破砕状となっていた。
福岡市交通局提出資料より

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）深度(m)

地下水位変化図

ボーリング柱状図・コア写真(Bor-SW)

簡易柱状図

針貫入試験
換算一軸圧縮強さ

0 5 10 15 20 (MPa)
0

1

1

2

2

3

■上端位置

as 3
dAs

dAg

dHs2

Ｄc２層に関するコメント

4

・深度16.65mで上位の博多粘土上部層と傾斜角

45

度約60°で接していた。約4m東側に位置する

5

6

既存孔No.27S-1で確認された上端位置と同じ

6

7

7

8

8

9

標高に位置することがわかった。

博多粘土上部層／Ｄc２層上端境界

9

10

■厚さ

10

11

・連続的にDc2層が分布する層厚は約1.3m(深度16.65～17.90m)であった。

11

12

No.27S-1の層厚(1.9m)より60㎝薄いことがわかった。Dc1層とDc2層が交

12

13

13

14

14

15

15

16

16

17

■硬さ

17

18

・Dc2層の針貫入勾配は、概ね0であり、換算一軸圧縮強さは相関図下限値の0.2MPa未満となった。
・針貫入勾配が0の部分を対象に、山中式土壌硬度計を実施予定である。

Dc2 18
19
20

19
20

19.01m トンネル天端

互に分布する区間としては深度21.85mが下端で、この深度以深でC2層が分
布した。

21

21

22

22

23

23

24

24

25

25

26

26

27

27

28

28

29

29

30

■面構造
・リモナイトの細脈が傾斜角度約20～40°で発達するのが確認された。また、
傾斜角度約20°の割れ目が密集し、破砕状となる部分も認められた。

福岡市交通局提出資料よりリモナイト脈

割れ目密集部(破砕状)委員会で追記資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-19B）物性のバラツキ
B‐1）室内岩石試験結果
追加地質調査における各ボーリング孔の異なる深度で採取した試料ついて、物理試験
及び力学試験、透水試験の結果を示す。同じ孔であっても深度によって物性値が異なる
ことがわかる。SE 孔では低い粘着力が確認された。なお、SW 孔では、A - 3 - 2 に示した通り、これらの試験は実施していない。

粘着力は、解析に用いた値の1/2以下の値が確認された

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2）
B‐2）一軸圧縮強さ
追加地質調査における針貫入試験、および山中式土壌硬度計から求めた換算一軸圧縮
強さを岩級区分ごとに示す。すべての岩級区分で一軸圧縮強さがバラツキ、D2 層ではバラツキが大きいことが示された。
B‐3）変形係数（既存調査と追加調査の比較）
既存の地質調査と追加地質調査による変形係数を比較する。D2 層において、追加地
質調査のデータは、既存調査データの上下限値を示す。D1 層において、既存の地質調査のデータは 1 点だが、追加地質調査のデータはそれより高い値を示す。C2 層において、既存地質調査のデータはバラツキが大きいが、追加地質調査のデータはその間を埋める値が存在する。

2-20

D2層の一軸圧縮強さは、
約0.015～1.10 MPaとバラツキが大きい

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料－2 より）： 既存調査データ： 参考値（別孔で岩級判定）
岩級区分別に着色： 追加調査データ。岩級区分別に着色

D2層の変形係数は、約20～200 MPaとバラツ
キが大きく、既存調査
結果の最低値に対して1/2程度の値が確認されている

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-21B‐4）岩盤の透水性
岩盤の透水性については、追加地質調査（低圧ルジオン試験）により 1.25～7.58 ル
ジオンの値が得られている。B‐1 に示した追加地質調査における室内岩石試験（定水位試験および変水位試験）と合わせると、透水係数は 6.70×10-8～7.54×10-5 cm/s が得られている。

資料提供：福岡市
C）弱部の確認追加地質調査結果における換算一軸圧縮強さ及び三軸圧縮試験結果を示す。
C - 1）針貫入試験結果〇Bor-NW の結果
・Dc2 層の針貫入勾配は、概ね 0（測定不能）N/mm であり、換算一軸圧縮強さは相関
図下限値の 0.2 MPa 未満となった。
・針貫入勾配が 0（測定不能） N/mm の部分を山中式土壌硬度計で測定した結果、換算
一軸圧縮強さは概ね 0.1 MPa となった。
〇Bor-NE の結果
・Dc2 層の針貫入勾配は、概ね 0（測定不能）から 1 N/mm であり、換算一軸圧縮強さは 0.5 MPa 以下となった。
・針貫入試験による換算一軸圧縮強さが 0.2 MPa 未満となる箇所を山中式土壌硬度計で測定した結果、換算一軸圧縮強さは 0.05 MPa 未満となった。
〇Bor-SW の結果
・Dc2 層の針貫入勾配は、概ね 0（測定不能）N/mm であり、換算一軸圧縮強さは相関
図下限値の 0.2 MPa 未満となった。
・針貫入勾配が 0（測定不能） N/mm の部分を対象に、山中式土壌硬度計で測定した結果、換算一軸圧縮強さは概ね 0.15 MPa 以下となった。
〇Bor-SE の結果
・Dc2 層の針貫入勾配は 0（測定不能）から 1 N/mm であり、換算一軸圧縮強さは 0. 5
MPa 以下となった。
・針貫入勾配が 0（測定不能）N/mm の部分を対象に、山中式土壌硬度計で測定した結果、 換算一軸圧縮強さは 0.11 MPa 以下となった。

2-22

Bor-NW

<0.2
16

17

<0.2
17

<0.2

0.12
0.62

0.11
<0.2

<0.2 <0.2

<0.2

0.07

0.09

1.02 1.22 <0.2

1.42

<0.2

換算一軸圧縮強さ（MPa）
針貫入試験

18

0.16

山中式土壌硬度計

3.19

18

19
18.70m トンネル天端

針貫入試験
深度
（m）

岩種

岩級

荷重
（N）

貫入量
（mm）

山中式土壌硬度計

貫入勾配（N/mm）

換算
一軸*1
（MPa）

指標硬度
目盛
（mm）

換算
一軸*2
（MPa）

16.95

0

10

0

<0.2

17.00

0

10

0

<0.2

23.2

(0.12) *3

17.20

0

10

0

<0.2

22.5

(0.11) *3

17.30

0

10

0

<0.2

17.34

0

10

0

<0.2

19.0

0.07

17.44

0

10

0

<0.2

20.5

(0.09) *3

0

10

0

<0.2

25.6

(0.16) *3

Dc2

17.69
18.05

頁岩

15

10

1.5

0.62

D2層上部：GL-16.9～18.2m(1.3m)低強度

18.15

0

10

0

<0.2

一軸圧縮強度 qu＝0.2MN/m2以下

18.25

25

10

2.5

1.02

18.30

30

10

3

1.22

18.35

0

10

0

<0.2

18.45

Dc1

35

10

3.5

1.42

18.95

C2

80

10

8

3.19

*1：丸東製作所の針貫入試験器の貫入
勾配と一軸圧縮強さの関係を使用*2：JGS1441-2012「土壌硬度試験方法」
P.424の図-9.4.1の硬度指標と一軸圧
縮強さの関係を使用*3：コア割れのため参考値

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）
Bor-NE
換算一軸圧縮強さ（MPa）
針貫入試験
山中式土壌硬度計*1：丸東製作所の針貫入試験器の貫入
勾配と一軸圧縮強さの関係を使用*2：JGS1441-2012「土壌硬度試験方法」
P.424の図-9.4.1の硬度指標と一軸圧
縮強さの関係を使用

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-23

Bor-SW

<0.2

0.21

<0.2

0.21

換算一軸圧縮強さ（MPa）

16

17
<0.2

<0.2

<0.2

0.62

0.02

0.04

0.02

1.02

1.22

0.42

0.50

<0.2

0.02
<0.2

0.15

0.05

0.21

0.90

0.01
<0.2

0.21

山中式土壌硬度計

17

18

0.21

0.62

針貫入試験

0.02
0.42
18

0.16
0.46

0.82

19
19.01m トンネル天端

針貫入試験

深度
（m）

岩種

岩級

山中式土壌硬度計

荷重
（N）

貫入量
（mm）

貫入勾配
（N/mm）

換算
一軸*1
（MPa）

指標硬度
目盛
（mm）

換算
一軸*2
（MPa）

16.65

0

10

0.0

<0.2

10.0

(0.02) *3

16.75

5

10

0.5

0.21

16.85

0

10

0.0

<0.2

4.0

(0.01) *3

16.95

5

10

0.5

0.21

10.0

(0.02) *3

17.05

0

10

0.0

<0.2

10.0

(0.02) *3

17.15

0

10

0.0

<0.2

15.0

(0.04) *3

0

10

0.0

<0.2

9.0

(0.02) *3

17.25

Dc2

17.35

15

17.45

12

10

1.2

0.50

17.55

0

10

0.0

<0.2

24.5

0.15

0

10

0.0

<0.2

16.0

0.05

5

10

0.5

0.21

17.85

0

10

0.0

<0.2

25.0

0.16

17.95

10

10

1.0

0.42

17.65
17.75

頁岩

18.05

10

25

1.5

10

0.62

2.5

1.02

18.15

30

10

3.0

1.22

18.25

10

10

1.0

0.42

18.35

Dc1
～Dc2

18.45

D2層上部：GL-16.6～18.8m(2.2m)低強度
一軸圧縮強度 qu＝0.2以下～0.62MN/m2

5

10

0.5

0.21

15

10

1.5

0.62

18.55

5

10

0.5

0.21

18.65

22

10

2.2

0.90

18.75

20

10

2.0

0.82

18.85

11

10

1.1

0.46

*1：丸東製作所の針貫入試験器の貫入
勾配と一軸圧縮強さの関係を使用*2：JGS1441-2012「土壌硬度試験方法」
P.424の図-9.4.1の硬度指標と一軸圧
縮強さの関係を使用

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）
Bor-SE
換算一軸圧縮強さ（MPa）

<0.2
16
0.50
17

18

17

0.06

18

0.11
3.58

山中式土壌硬度計

0.21

<0.2

0.34

針貫入試験

1.22

3.97

6.55

19

18.70m トンネル天端

針貫入試験
深度
（m）

岩種

岩級

山中式土壌硬度計
換算
一軸*1
（MPa）

指標硬度
目盛
（mm）

換算
一軸*2
（MPa）

18.0

(0.06) *3

22.5(0.11) *3

荷重
（N）

貫入量
（mm）

貫入勾配
（N/mm）

16.89

0

10

0.0

<0.2

17.00

12

10

1.2

0.50
0.34

17.02

8

10

0.8

17.20

0

10

0.0

<0.2

17.35

5

10

0.5

0.21

90

10

9.0

3.58

30

10

3.0

1.22

100

10

10.0

3.97

100

6

16.7

6.55

頁岩

Dc2

18.05
18.25
18.45
18.65

砂岩

C2

*1：丸東製作所の針貫入試験器の貫入
勾配と一軸圧縮強さの関係を使用*2：JGS1441-2012「土壌硬度試験方法」
P.424の図-9.4.1の硬度指標と一軸圧
縮強さの関係を使用

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-24

C - 2）三軸圧縮試験（室内岩石試験）〇Bor-NW
・試料は Dc2～Dc1 層（①、②）およびトンネル基盤層である C2 層（③）から採取した。
試料採取位置①Dc2：C-NW-1（17.21～17.69m）①Dc2：C-NW-1（17.00～18.00m）②Dc1：C-NW-3（18.35～18.50m）②Dc1：C-NW-3（18.35～18.80m）③C2：C-NW-2（18.74～19.43m）③C2：C-NW-2（18.50～20.00m）

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）①Dc2層：C-NW-1（3供試体;17.21～17.33m, 17.45～17.57m, 17.57～17.69m）=33kN/m2=64kN/m2

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-25

②Dc1層：C-NW-3（1供試体; 18.35～18.50m）

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）③C2層：C-NW-2（4供試体；18.74～18.86m, 19.00～19.12m, 19.30～19.43mは2試料）

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-26

〇Bor-SE
・試料は Dc2 層（①）
、 Ds1 層（②）およびトンネル基盤層である C2 層（③）から採取した。
試料採取位置①Dc2：C-SE-1（16.50～16.89m）②Ds1：C-SE-2（17.35～17.79m）③C2：C-SE-3（19.21～19.91m）

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）①Dc2層：C-SE-1（3供試体；16.50～16.63m, 16.63～16.76m, 16.76～16.89m）=3kN/m2=11kN/m2

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-27

②Ds1層：C-SE-2（ 3供試体；17.35～17.49m, 17.50～17.64m, 17.65～17.79m）=0kN/m2=15kN/m2

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）③C2層：C-SE-3（ 3供試体；19.21～19.34m, 19.36～19.50m, 19.77～19.91m）=264kN/m2

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-28D) まとめ
既存地質調査結果および追加地質調査結果から、トンネル地山には脆弱な地層や断層、亀裂等が含まれ、かつトンネル天端付近はかつて地表となった履歴の難透水性風化岩（D2 層）であることから、亀裂の分布・強度・透水性等の不均質性が確認された。また、D2 層の内部自体も強度、N 値などのバラツキが大きく、一部は岩盤とは言い難い
ほど軟弱であった。また、上部層との境界面近くは強風化傾向にあった。このように複
雑な D2 層の物性値のバラツキや潜在的な弱部が、要因となった可能性がある。
また、既存地質調査は、通常の条件であれば当初設計時点での調査頻度が少ないとまでは言えないが、今回のような特殊条件下においては、調査頻度が少なかったため、地山強度等の物性値や地層厚さを適正に評価することができなかった可能性がある。当該資料のみでは不規則に分布する潜在的亀裂や弱層を設計目的に合わせて適切に評価す
ることは技術的に困難が伴った（水圧に対する遮水層の安定性を評価する場合、亀裂や弱層など局所的に物性が低い箇所の影響が大きいと想定される）。このため、不均質性を前提とした安全側の対応（詳細地質調査や設計・施工での対応）が必要とされる地質であった。

（２）物性値のバラツキや潜在的な弱部の評価
当初設計時点では難透水性風化岩層（D2 層）の地盤定数のバラツキが明確になっていなかったが、場所によって強度のバラツキは確認されていた。追加地質調査によりデータ数が増えたことから D2 層上部の地盤定数のバラツキや弱層の存在がより明確になった。設計における FEM 解析では、2 本のボーリング調査結果から得られた地山物性
値の代表値によって D2 層を均質な層としてモデル化している。D2 層は上部の強度が比較的低いと考えられる。
また、
標準Ⅱ型部に比べ大断面部は D2 層が薄くなっており、上部の低強度部が支配的となっていたと考えられる。
以上のことから、大断面部に標準Ⅱ型部と同じ物性値を用いて、一つの均質な層として物性値を代表値によって評価したことが、危険側の設計となり、適切でなかった可能性がある。

（図は次頁以降に示す）

2-29

（次図へ続く）

2-30

資料提供：施工者（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 に追記）

3.3.2. 項目２ 難透水性風化岩（D2 層）の厚さ
A）施工時と追加地質調査結果を踏まえた厚さの比較
3.3.1.に示した地質調査結果を基に、施工時までと事故後の追加地質調査時での難透2-31水性風化岩（D2 層）の想定厚さを比較した。なお、追加地質調査時の想定厚さは、陥没
事故後における流動化処理土性状確認孔等のデータを含めて想定した。これは、利用可
能な全てのボーリングを用いる方が安全側であること、また、陥没はトンネル天端の局
所的な落下部から未固結土砂が砂時計状にトンネル内に流入したために生じたものと考えられることから、陥没域内であっても未固結帯水砂層の下位の D2 層上面位置やD2層の厚さには陥没前と大きな相違はない可能性が高いと考えられるためである。この結果、大断面トンネル部における難透水性風化岩層の厚さについて、施工時までは当該地層の厚さを約 2.79～3.67 m 確保できると見込んでいたが、追加地質調査時では約 1.90
～2.28 m であることがわかった。
大断面トンネル施工時の地質モデル

現時点での地質モデル(追加調査ボーリングを含めた全23本)（既往ボーリング+No.27S-1 計9本）

難透水性風化岩層

1.63m
2.79m

1.94m
3.10m

2.31m 2.52m
3.47m 3.67m

赤数字：当初設計
天端からの岩被り
青数字：設計変更後の天端からの岩被り

103基

難透水性
風化岩層

2.28m

2.03m
7.45m

青数字：設計変更後の天端からの岩被り

1.90m 1.93m

103基
1.85m(最小岩被り位置)

13K392M600
13K397M600

13K392M600
13K397M600

13K403M300
13K406M600※トンネル天端は設計の掘削線で描画

13K403M300
13K406M600※ボーリングデータには、埋め戻し後に陥没箇所で実施されたものも含まれており、陥没事故による攪乱の影響を受けている可能性も否定できない

横断図
103基

大断面
トンネル
施工時の
地質モデル

13K392M600

13K397M600

13K403M300

13K406M600

3.10m 1.94m

3.47m 2.31m

3.67m 2.52m

設計図書地質縦断図D2上端面

難透水性風化岩層

2.79m 1.63m

既往ボーリン
グ+No.27S-1
計9本

赤数字：当初設計
天端からの岩被り
青数字：設計変更後の天端からの岩被り

103基

現時点での
地質モデル

13K392M600

13K397M600

13K403M300

13K406M600

2.03m 0.87m

1.90m 0.75m

1.93m 0.77m

設計図書地質縦断図D2上端面

追加調査ボー
リングを含めた
全23本

難透水性風化岩層

2.28m 1.12m

赤数字：当初設計
天端からの岩被り
青数字：設計変更後の天端からの岩被り※ボーリングデータには、埋め戻し後に陥没箇所で実施されたものも含まれており、陥没事故による攪乱の影響を受けている可能性も否定できない

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 に追記）

2-32

※トンネル天端は設計の掘削線で描画

B）追加地質調査結果から推定される D2 層の状態
追加地質調査結果から D2 層は次に示す状態であったと推定した。なお、D2’層、D2’’層は、他の節における D2 層を細分した名称である。また、本節における「D2 層」は性状を指す場合と空間全体を指す場合がある。
難
透
水
性
風
化
岩
層

未固結帯水砂層（

約 1～3 m

①不整合面

D
2
層

④D2’’層
②D2層
⑤小断層

D1

③D2‘層
⑦層理面(剥離面)）

C2

本委員会作成（第 3 回検討委員会資料‐2 より）① 不整合面（基盤岩上面)
数 10cm 程度のアンジュレーション（起伏）が推定される（不整合面の位置は GL15.9 m （NE 孔） ～ GL-16.9 m （NW 孔） 、コアには不整合面が 60 度程度の高傾斜のものも認められる）。トンネル天端の岩盤厚が薄い場所があった可能性がある。
② D2 層
指圧で凹む程度の軟質層（換算一軸圧縮強度 0.2 MPa 程度以下）。厚さは 70 cm（NW 孔）～1.4 m （NS 孔）程度だが、一部破砕弱層沿いに D2 層があるため、「D2層全体」としてはさらに厚く約 1～3 m 程度となる。透水性は概ね低い（ルジオンテストによると C2 層～D2 層の区間は 1.25～7.58 ルジオン）③ D2’ 層
D2 層の中でも、不整合面近傍や小断層沿いで特に強度が低いと推定される層（換算
一軸圧縮強度 0.01～0.05 MPa 程度）。特に強度の低い層が連続すると変形・破壊やパイピング等が発生しやすい。
④ D2’’層
D2 層の中でも、一部の強風化砂岩等で孔内載荷試験で大きな変形性を示す層（変形。D2 層や D2’層とあいまって、D2 層全体として土圧・水係数 18.9～28.7 MN/m2）
圧に対して変形しやすい⑤ 小断層
北東-南西の走向を持ち北西ないし南東に中角度～低角度で傾斜する小断層(共役断層)。厚さ数 cm の破砕部を伴う。数 m 毎に 1 本程度の頻度で分布する。周辺に幅数10 cm～1 m 程度のクラッキーゾーンを伴い、全体としてやや脆弱なゾーンを形成す

2-33

る。小断層やクラッキーゾーンがあるエリアでは、D2 層全体が厚くなる（SW 孔）。
小断層はその破砕幅から推定すると数 10 cm～数 m 程度の連続性がある可能性があり、未固結層とトンネル天端まで連続することも考えられる。よって、小断層に沿った変形・破壊やパイピング等が発生しやすい。
⑥ 中高角度断層
南北走向で 60 度程度の中～高角度で西傾斜する断層(ＮＷ孔で認められるが分布頻度が不明) ⇒ 中高角度断層がトンネル天端付近にある場合は、断層に沿った変形・破壊やパイピング等が発生しやすい⑦ 層理面（剥離面）
風化した低角度の層理面が剥離面となっている。小断層と層理面で囲まれた範囲がブロック化しやすい⑧ 節理・亀裂
このほか数 10 cm～1 m 程度の頻度で節理・亀裂が認められる（図示していない）。
不連続面として分離しやすいC）まとめ追加地質調査を含むボーリング結果に基づく 3 次元地質モデルによる想定地質では、大断面トンネル天端から D2 層上面までの離隔は、一部を除き 2.0 m を下回ることが想定されることから、D2 層の厚さが想定より薄かったことが、要因となった可能性がある。
また、D2 層上面は 20 度から 60 度の傾斜角を持っているものも確認され、想定より不陸があると想定されることから、局所的に D2 層が薄い箇所の存在が要因となった可能性がある。

2-34

3.3.3. 項目３ 高い地下水位による影響
A）浸透流解析に基づく地下水リスク評価と対策
大断面トンネル区間では、トンネル上部の岩被りが小さく、地下水リスクが大きい。
一方、大断面トンネル区間以外では、岩被りが大きく、地下水リスクは比較的小さいと評価されていた。

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-35

B）掘削と地下水位変動、D2 層の遮水性2015 年 9 月 17 日に観測孔 No.23E-4 と切羽位置（149 基）の離隔が 55 m に近接してから岩盤部水頭の低下が認められ，同年 11 月 7 日に観測孔 No.23E-4 と切羽位置（195 基）が 11 m に近接した時には岩盤部における地下水位が標準Ⅱ型の上半部分まで低下（約 17 m）した。一方、同期間において観測孔 No.23E-4（土砂部）においては切羽通過によっても高い水頭が変化しないことが観測された。
そのため、難透水性風化岩層（D2 層）の上面には、上部の未固結帯水砂層から水頭にして約 12 m の水圧が作用していたものと考えられる。
標準トンネル（Ⅱ型）

標準トンネル（Ⅰ型）

3連トンネル（Ⅰ型）

3連トンネル（Ⅱ型）

No.23E-4
離隔：約55m

切羽位置No.149（2015/9/17時点）

切羽位置NO.195(2015/11/7時点)

土砂部地下水位・岩盤部水頭
地下水位 経時変化図継時変化図
0.0

No23E-4(土砂部)
No23E-4(岩盤部)

0.0

-2.5

-2.5

約50日
-5.3

-5.0
9/17(木) 14:30 切羽149基
水頭0.3m低下-10.0

9/28(月) 21:00 切羽158基
水頭約1.5m低下-12.510/2(木) 23:00 切羽160基

-7.1

-12.4

-12.5

約17m低下

-14.0

-15.0

-16.2

10/12(月) 13:40 切羽167基

-17.5

-7.5
-10.0

10/7(水) 13:30 切羽164基

-15.0

-20.0

-17.5

水頭ｍ数確認地下水位ｍ数確認
計器引上げ
計器引き上げ

-18.3
-19.4

10/14(水) 13:30 切羽170基-20.0

10/19(月) 13:30 切羽175基-22.5

11/7(木）0:30 切羽195基

-22.3

-22.5

-22.6

12/23(木）13:30 切羽237基-25.0

資料提供：福岡市（第 1 回検討委員会資料 4-1（参考）より）

2-36

16/3/26

16/3/11

16/2/25

16/2/10

16/1/26

16/1/11

15/12/27

15/12/12

15/11/27

15/11/12

15/10/28

15/9/28
測定日時

15/10/13

15/9/13

15/8/29

15/8/14

15/7/30

15/7/15

15/6/30

15/6/15

15/5/31

15/5/16

15/5/1

15/4/16-25.0

15/4/1

地下水位（GL-m）

-7.5

-5.0

2/19
3連トンネル上半掘削完了-5.6

標準トンネル（Ⅱ型）
13K455M600
土砂部地下水位 GL-2.5m
岩盤部水頭GL-5.3m (切羽149基)

約17m低下水頭にして、約12m以上の高い水圧

難透水性風化岩上面
岩盤部水頭GL-22.3m(切羽195基)
先進導坑

資料提供：福岡市（第 1 回検討委員会資料 4-1（参考）に追記）
C）まとめ
未固結帯水砂層中の地下水位は地表面付近にあり、沖積・洪積の砂礫層内に帯水していることから、当初設計では福岡市地下鉄他工区の NATM の施工実績と同様に止水を目的とした薬液注入工が計画されていた。しかし、止水のための薬液注入を実施せず、その効果を AGF に期待したことから（3.3.4 (2) 参照）、トンネル上部の難透水性風化岩層（D2 層）に高い水圧が作用した。また、難透水性風化岩層の上面の不陸および内部の小断層や剥離面、多くの節理や亀裂が存在し、これが水みちとなり、局所的に水圧作用面がトンネル掘削面に近かった可能性がある。
このようにトンネル上部の D2 層に水圧が作用したことが、要因となった可能性があ
る。

2-37

3.3.4. 項目４ 難透水性風化岩（D2 層）の耐力不足の可能性（１）D2 層の上部砂層水圧に対する耐力の可能性の有無
A）大断面トンネルの安定性評価
難透水性風化岩層に高い水圧が作用する中での施工となるが、土水一体の有限要素法（FEM）解析（全応力解析）を用いて、標準Ⅱ型部の導坑、本坑掘削時の計測結果から同定した地山物性値をもとに大断面拡幅の予測解析を実施し、注入式長尺鋼管先受け工、サイドパイル、高強度吹付けにより補強をすることで D2 層の安定を確保するとしていた。
強度や層厚がばらついているにも関わらず平均的な物性値で均質な連続体モデルとして解析している。

資料提供：施工者（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-38B） 難透水性風化岩（D2 層）の水圧に対する安定性の試算
土水一体の FEM 解析は難透水性風化岩層に作用する水圧に対する安定性評価が困難である。そこで、トンネル天端部の難透水性風化岩に水圧が作用している状態で、難透水性風化岩の押し抜きに対する一次近似としての概略照査を実施した結果を以下に示す。モデルは簡易な試算であり補助工法による注入式長尺鋼管先受工法の鋼管の存在を考慮していない地山のみのモデルになっていることに留意する必要がある。
検討の結果、当初想定した D2 層厚の場合でも、安全率が 3 以下となり、所定の安全率が確保されていない結果となった。以上より、難透水性風化岩（D2 層）の厚さが薄く、かつ破砕された弱層が存在した場合には、崩落の要因となった可能性がある。
（安全率＝3：地盤定数が不均一であるため）
B‐1）検討ケース
検討ケース
ケース1 当初のFEMで想定していた層厚と地盤定数
ケース2 事故後の追加地質調査により確認した層厚と健全部の地盤定数
ケース3 事故後の追加地質調査により確認した層厚と強風化部の地盤定数

D2層厚(岩被り) (m)
2.663
1.900
1.900

本委員会作成（第 3 回検討委員会資料‐2 より）B‐2）解析モデル

本委員会作成（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-39

ｃ｀(kN/m2) Φ‘(°)
26.25
33.00
3.00

20
30
42.7

B‐3）解析で使用した物性値と解析結果

Bor-NW①
当初想定 D2層厚

Bor-SE①

事故後確認 D2層厚

本委員会作成（試験結果は福岡市資料）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）C）まとめ
難透水性風化岩層に高い水圧が作用する中での施工となるが、有限要素法（FEM）解析（全応力解析）により地盤変位や部材の発生応力に着目した検討がなされ、トンネルの安定性を確認していた。しかし、土水一体の全応力解析は難透水性風化岩層に作用す
る水圧に対する安定性評価が困難である。
そのため、現場に即した解析手法の検討や、解析の限界を認識した上で安全側の設計となるような工学的判断が不足していたことが要因となった可能性がある。

2-40

（２）地盤改良等地下水対策の有無
A）福岡市地下鉄 NATM の工法一覧と 4 事例の紹介

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）A‐1）中比恵西・東工区

ds層は止水を目的とした注入、Dc層は地盤強化を目的とした注入をしている

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-41A‐2）桜坂工区

トンネル天端上部の地山に対し、止水や地盤強化を目的とした薬液注入工を実施している。
また、坑内からはＡＧＦを施工している。

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）
A‐3）六本松工区

砂質土は止水を目的とした注入、粘性土や風化岩は地盤強化を目的とした注入をしている

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-42B）地盤改良等地下水対策（福岡地下鉄以外）
福岡市地下鉄以外で NATM で施工した地盤改良等地下水対策事例を示す。

引用元：鉄道構造物等設計標準・同解説 都市部山岳工法トンネル 国土交通省鉄道局 監修

C）まとめ
福岡市地下鉄他工区の NATM の施工実績では、主に砂層の止水や風化岩盤部の地山
強化を目的として薬液注入工が実施されているが、本トンネルでは、未固結帯水砂層に対して止水のための薬液注入を実施せず、その効果を AGF による地山改良効果に期待したことが、要因となった可能性がある。

2-43

3.3.5. 項目５ 導抗施工による影響
導坑施工時の計測結果は、予測値に近い変位が発生していた。先進導坑掘削時の支保工 104 基の天端沈下量は 8 mm で予測 FEM 解析値と一致している。先進導坑掘削時までは想定どおりの挙動を示していた。

資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）先進導坑施工による影響は、天端沈下、内空変位、注入式長尺鋼管先受工法（AGF）の鋼管の変位は解析値に近い値が計測されており、先進導坑の計測データに特に問題はないため、要因となった可能性は低い。

3.3.6. 項目６ トンネル断面形状の影響
天端付近の岩被りを確保するために断面が扁平化され、内空断面の扁平率を 0.625 から 0.532（上半施工時はさらに扁平化していた）に変更し、一般的には 0.57 以上が好ましいとされる扁平率よりも小さくなった。変更する際に FEM 解析により支保の安定性を確認しているが、当初想定していたよりも地山条件が悪くなっている。
高い地下水圧が作用しかつ脆弱な地質条件においては、扁平な断面形状が、厳しい地質条件下で影響度合いを強め、トンネル天端の安定性の低下を助長した可能性がある。

引用元：道路トンネル技術基準(構造編)・同解説 平成 15 年 11 月
（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-44

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）
内空幅員（SL） ：(( 7,750 - 5,400 ) × sin30°+ 5,400) × 2 = 13,150
内空高：9,465 - ( 250 + 1,000 ) = 8,215

内空縦横比：8,215 / 13,150 = 0.625

掘削内空縦横比 ：9,465 / ( 13,150 + (250 + 1,000) × 2 ) = 0.605

資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）
内空幅員(SL)：(( 8,890 - 3,600 )×sin35°+3,600 )×2 = 13,268

内空：8,307 - (250+1,000) = 7,057

内空縦横比高：7,057 / 13,268 = 0.532

掘削内空縦横比 ：8,307 / (13,268 + (250 + 1,000)×2) = 0.527

2-453.3.7. 項目７ トンネル支保工の安定性（１）吹付けコンクリートや鋼製支保工の耐力
計測 B の結果より、天端から異常出水が発生するまで、応力計測結果から支保工は健全であると推定され、また、105 基の鋼製支保工の最大圧縮応力は降伏強度（耐力）245
N/mm2 を超えておらず、吹付けコンクリート最大圧縮応力は推定発現強度（耐力）20
N/mm2 及び管理基準値（Ⅱ）10.1 N/mm2 の値を超えていない。
このことから、吹付けコンクリートや鋼製支保工の耐力が不足したとは認められない
ため、要因となった可能性は低い。

再現解析に基づく支保工健全性の評価【計測Bの結果】• 本坑支保工105基の鋼製支保工最大圧縮応力
216.9N/mm2 ＜ 降伏強度245N/mm2• 本坑支保工105基の吹付けコンクリート最大圧縮応力
10.0N/mm2 ≪ 推定発現強度20N/mm2• 鋼製支保工応力・吹付けコンクリートとも、最大圧縮応力が11月8日4:00にピークをむかえた後、11
月8日5:00には崩落に伴う荷重の減少により応力が減少している。。

【フレーム解析の結果】• フレーム解析における断面力から計測点以外の範囲の鋼製支保工・吹付けコンクリート応力を算出した
結果、鋼製支保工の降伏強度以下、吹付けコンクリートの発現強度以下となることが確認できた。
105基鋼製支保工地山側縁応力(11/8 4:00)

105基鋼製支保工内空側縁応力(11/8 4:00)
-45.5

解析値最大
-232.4N/mm2-151.5計測値最大引張：＋-216.9 N/mm2
単位：N/mm2
-82.6

S1

S2
-77.9

S4

S5 -131.2

200

-200

-45.1

S4

-35.0

S1
S2

S3
計測結果
解析結果

105基吹付けコンクリート応力(11/8 4:00)

計測値最大
引張：＋
-156.5 N/mm2 単位：N/mm2

S3
計測結果
解析結果

解析値最大
-191.2N/mm2

計測値最大10.0 N/mm2

解析値最大10.0N/mm2
2.9

T1
T2

S5

200

-49.3

0.4

T4

-200

道路陥没発生時において支保部材は破壊していないと推定される

資料提供：施工者（第 2 回検討委員会参考資料より）

2-46

圧縮：＋
単位：N/mm2
2.3
T3

計測結果
解析結果

T5

-10

-0.1

10

資料提供：施工者

11 月 7 日昼勤に撮影した 104 基の写真
資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）（２）支保工の支持力不足、脚部沈下
地表面沈下に顕著な増加が認められず、支保工の支持力不足、脚部沈下も認められないため、要因となった可能性は低い。

2-47

１０５基

掘削方向
※台風のため計器待避

地表面沈下測点

資料提供：福岡市（第 1 回検討委員会資料 4-2（参考）よりより）

3.3.8. 項目８ 注入式長尺鋼管先受工の横断方向地山改良効果（１）注入式長尺鋼管先受工の地山改良体の連続性
D2 層の地山に対して柱状の改良体は形成されず亀裂注入となっていたことは、D2 層の性状から妥当であったと考えられる。ただし、潜在的亀裂には初期地山状態でほとん
ど空隙がないため、十分な地山改良効果が発揮されず、掘削時に緩みが生じた可能性がある。

資料提供：施工者（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-48

（２）注入式長尺鋼管先受工の注入材の地山への適合性
注入材はウレタン系が選定されているが、いずれの地山にも適用範囲が広い材料であるため、注入材の選定自体が要因となった可能性は低い。

資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）（３）注入式長尺鋼管先受工の注入圧および量の管理
注入式長尺鋼管先受工の注入管理方法は、技術資料（注：ジェオフロンテ研究会 AGF
WG：注入式長尺先受工法（AGF 工法）技術指針、2012 年 3 月 15 日、に準拠）に記載されている注入圧および注入量で管理されている。ただし、注入圧については、技術資料に記載されている「初期圧＋2.5 MPa」とすれば、遮水機能を期待する D2 層を破る

2-49

こと、未固結帯水砂層へのリーク、および近接構造物への影響が懸念されたため、立坑発進部で「初期圧＋1.0 MPa」として試験施工を行い、先受効果を確認したのち、それ以降の注入式長尺鋼管先受工についても「初期圧＋1.0 MPa」を上限として施工している。また、注入量については、注入式長尺鋼管先受工削孔時に湧水が無い場合は 10 kg/m
(95 kg/本) 、湧水がある場合は 12 kg/m として施工を行っている。
地山条件、湧水条件に対しては注入圧や量の管理を適切に行っており、そのことが直接要因となった可能性は低い。

資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-50

3.3.9. 項目９ 注入式長尺鋼管先受工の縦断方向地山改良効果（１）注入式長尺鋼管先受工の施工ずれ
鋼管の打設位置のずれや間隔の広がりは認められないが、天端部の注入式長尺鋼管先受工の鋼管（AGF 鋼管）打設位置をガイドセルの干渉（※）により 0.1 m 下げたこと
で鋼管を一部切断している。そのため、縦断的に鋼管がラップしていない状態となったことで地山が抜け落ち易くなり、このことが要因となった可能性がある。
※ AGF 鋼管を AGF 割付計画図通りに施工した場合、削孔機のガイドセルが既設の支保工に当たってしまうこと。これを避けるために打設位置を下げ、AFG 割付施工
図のように施工している。

資料提供：施工者（第 2 回検討委員会資料 2‐2 より）

資料提供：施工者（委員会加工）（第 3 回検討委員会資料‐１より）

2-51

資料提供：施工者（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）（２）最小拡幅方式におけるラップ部の改良効果
注入式長尺鋼管先受工は、根元を切断し改良長がラップすると考える最小拡幅方式を採用している。また、陥没箇所（No.103）は、拡幅部のラッパ形状のすりつけ区間となり、他の部分と比べてラップ長が短かった。D2 層の地山に対して亀裂注入となっており、ラップ部においても注入による十分な地山改良効果が発揮されなかった可能性がある。さらに、鋼管切断により周辺地山の改良部分の一部が欠損し、必要なラップ長が不足、或いはラップしていない状態となった。
当該補助工法に期待する効果が十分発揮されなかったことは、要因となった可能性がある。

資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-52資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

大断面トンネル部の補助工法の提案（平成 28 年 9 月 13 日）
資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-53

資料提供：施工者（第 3 回検討委員会資料‐2 より）（３）注入式長尺鋼管先受工による水みちの形成
注入式長尺鋼管先受工は仰角 6°で打設することにより、D2 層下端から約 1 m に鋼
管先端が位置すること、施工時における注入式長尺鋼管先受工の削孔水の状況等により、施工時には D2 層を貫通していないと考えられる。このことから、要因となった可能性は低い。

資料提供：福岡市（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-54

3.3.10. 項目１０ 計測管理や対策工の実施（１）管理基準値（Ⅰ）の超過
施工者は、B 計測である支保工応力のひとつの計測点が管理基準値（Ⅰ）を超えたことを把握したが，発注者への報告はなかった。しかし，その他の計測点や計測項目で異常値を示していなかった当時の状況を踏まえると，管理基準値（Ⅰ）を超えた時点で今回の大規模な陥没事故までを予見することは困難だったと考えられる。

切羽位置 102 基及び 104 基の地盤沈下量（SAA）及び切羽押出量（T-REX）計測結果
資料提供：福岡市（第 1 回委員会資料 資料 4-2（参考） を加工）

2-55

支保工応力が管理基準値（I）を超える時刻付近の状況
資料提供：施工者（委員会加工）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）（２）管理基準値（Ⅱ）及び（Ⅲ）の超過
B 計測である支保工応力のひとつの計測点が管理基準値（Ⅰ）を超えた後、管理基準
値（Ⅱ）
、管理基準値（Ⅲ）を超えるが、リアルタイムで把握することができなかった。
ただ、加速度的に生じる現象の中で陥没に至った状況を踏まえると、陥没事故を防ぐ対策は想定し難い。支保工等の計測状況の把握に遅れが生じていたが、状況変化は急速であり、その時点で陥没事故自体を防げたとは言い難く、要因となった可能性は低い。
なお、管理基準値を超えた場合の対策として増し吹付けや注入式ロックボルトが計画されており、福岡市からは、(管理基準値を超えた際に、)「事故を防止する何らかの措置がとれた可能性がある。
」との意見があった。

2-56

陥没直前における推定掘削状況と B 計測値の変化
資料提供：施工者（委員会加工）（第 3 回検討委員会資料‐2 より）

2-57

3.4．事故要因の推定
要因分析による結果は本節末に表としてまとめた。
本委員会では、事故の原因について考えられる 10 の項目を抽出し、それらが要因となるか否かの可能性について評価を行った。要因は必ずしも１つではなく、様々な要因が複合的に作用し陥没に至ったと考えられるが、その中でも以下の 2 つの要因
（A－①、②）については、可能性が高いものと推定した。
しかしながら、これらの要因を推定するに至った当該地層の状況等については、事故後の調査等により明らかになったものであり、当該工事の設計時点における地質調査の頻度等は通常の都市 NATM 工事と比較して少ないとまでは言えないことから、事故前に正確に把握することは困難であったものと考えるが、難透水性風化岩の地質的成り立
ち（古第三紀の亀裂性岩盤、不整合、地表での風化等）から考えると、地質構造や物性の不均質性が大きいことを想定して、不均質性を前提とした安全側の対応（詳細地質調査や設計・施工での対応）が望まれた。
A－① 難透水性風化岩層の強度や厚さ
難透水性風化岩層の強度や厚さについては、過去に当該岩盤層が地上にあった影響等
により強風化の弱部が各所に存在し、また、地層の上部に凹凸があるなど、不規則で複雑な地質構造となっており、上部に強度の低い層が存在していたことが事故後に実施した追加の地質調査等により明らかとなった。例えば大断面トンネル部において、当該地層の厚さを約 2.79～3.67 m 確保できると見込んでいたが、その後の調査の結果、厚さは約 1.90～2.28 m しか確保できず、強風化が進んだ強度の低い上部の層が支配的になっていた可能性があることが分かった。
局所的に強度や厚さが不足する難透水性風化岩層について、当該工事の設計及び施工にあたっては強度や厚さを均質であると捉え、例えば安定解析に用いた変形係数（力を加えたときの変形のしにくさを表す指標。変形係数が高い方が変形しにくい）については、（約 14,000 kN/m2 から約 700,000 kN/m2 のバラツキがあるところを）最終的には代表値として 87,000 kN/m2 の値を用いるなど、バラツキの考慮が不十分なまま設計及び施工が行われ、結果的に地山の強度を実際よりも高く評価した設計となっていた。

2-58

事故前の想定

未固結帯水砂層

難透水性風化岩層
2.79m

3.10m

3.47m 3.67m

トンネル上面103基

事故後の追加調査を踏まえた想定

2.28m

2.03m

1.90m 1.93m

未固結帯水砂層

トンネル上面

103基
1.85m(最小岩被り位置)

資料提供：福岡市（委員会追記）（第 3 回検討委員会資料‐2 を加工）
A－② 地下水圧の影響
未固結帯水砂層の地下水位は地表から約-2.5 m の位置にあり、未固結帯水砂層から難透水性風化岩層の境界部に、水頭にして約 10 m（約 1 気圧に相当）以上の高い水圧が作用していた。上述のようにトンネル上部の難透水性風化岩層は不規則で複雑な構造であったが、設計及び施工にあたっては、その遮水性や水圧に対する耐力を十分であるとしていた。しかしながら事故後に追加した地質調査等によると、難透水性風化岩層の内部には、小断層や剥離面、多くの節理や亀裂が存在していたと考えられ、結果的に地下水圧に対する安全性が十分ではなかった。
土砂部地下水位 GL-2.5m

水頭にして、約10m以上の高い水圧

難透水性風化岩上面

資料提供：福岡市（委員会追記）
また、上記のような不規則で複雑な地質や高い地下水圧の条件下で施工する際には、施工時の地山の安定性を含めトンネル構造の安定性を極力損なわないよう慎重な設計、施工を行う必要があったが、施工中における以下の 2 つの変更（B－①、②）は通常の2-59

地質状況では要因となる可能性は低いものの、上記の A－①、②のような厳しい地質条
件下においては、その影響度合いを強めることとなり、結果的に事故発生の副次的な要因となった可能性が高いものと推定した。
B－① トンネル断面形状の変更
難透水性風化岩のトンネル上部の層厚を確保するためにトンネル天端を約1.2 m 下げたことで、扁平率(内空高さ÷内空幅)が 0.625 から 0.532 となった（上半施工時はさらに扁平化していた）。それに対し、安全性は確保されるものとの解析結果を得ていたが、アーチアクションによる効果（※）が減少することとなり、結果的にトンネル構造の安定性を低下させることとなった。
※ 石のブロックをアーチ状に組むとブロック相互に圧縮力が働き、ブロック同士を接着していなくても梁の構造を保つことができる。アーチ形状が寝てくると圧縮力が弱まり、やがて梁の構造を保てなくなる。トンネルは石のブロックを組んで作るわけではないが、掘削による場合も同様の効果が期待できる。

資料提供：福岡市（左図）、施工者（右図）（委員会追記）B－② すりつけ区間における補助工法の施工方法の変更
当該工事区間は、標準断面トンネル（Ⅰ型） の 13K413M700（No.115 付近）地点から大断面トンネルの 13K407M700（No.108）地点へのすりつけ区間(延長 6m)であり、断面を拡幅（高さ約 2.5 m、幅約 5 m）する区間であった。補助工法としては注入式長尺鋼管先受工法（AGF 工法）が採用されていたが、すりつけ区間においては、鋼管の打設位置の制約と難透水性風化岩層を突き抜けないように挿入角を小さくする必要から、長尺鋼管の完全二重化が困難となる部分が存在することとなり、さらに支保工を設置す2-60

るため、鋼管の根本部を切断しなければならなかった。その結果、鋼管の縦断的なラップ長（重なり合う長さ）が短く、或いはラップしていない状態となり、当該補助工法に期待する効果が十分発揮されなかった。また、鋼管からの注入は岩盤の亀裂への注入であり、十分な地山改良効果が発揮されなかった可能性があった。

資料提供：施工者（委員会追記）2-61要因となる可能性の評価

項
目

１

説明図

調査・設計・施工の経緯
難透水性風化岩(D2 層)の強度•
D2 層は風化の程度や潜在的亀裂、弱層が分布するため物性値のバラツキが大きかった(N 値が 5 から 50 以上)。また、上部層との境界面近くは強風化傾向にあった。
•
FEM 解析等の設計では、2 本のボーリング調査結果から得られた地山物性
値の平均値により均質な地層としてモデル化していた。
•
標準Ⅱ型部の施工時の計測結果から逆解析等により地山物性値を再評価しており、大断面部では危険側の設計となった。
難透水性風化岩(D2 層)の厚さ•
大断面トンネル部において、D2 層の厚さを約 2.79～3.67 m 確保できると見込んでいたが、その後の調査の結果、厚さは約 1.90～2.28 m*しか確保できず、強風化が進んだ強度の低い上部の層が支配的になっていた可能性があることが分かった。

*注:分析に用いられたボーリングデータには、埋め戻し後に陥没箇所で実施されたものも含まれており、陥没事故による攪乱の影響を受けている可能性も否定できない。なお、福岡市公表の「追加地質調査結果について」(福岡市交通局,H28.3)では、陥没箇所で実施されたものを除き、2.39～2.45 m の結果が示されている

２
•

３

４

５

D2 層の上部境界面は、追加ボーリングの結果、比較的大きな傾斜角を持っていることから不規則な凹凸を有すると推定される

高い地下水位による影響•
難透水性風化岩層に水圧が作用した。
•
当該区間の地下水位は地表面付近にあり、沖積・洪積の砂礫層内に帯水していることから、設計では地上からの薬液注入工が計画されていた。

難透水性風化岩(D2 層)の耐力不足の可能性•
土水一体の FEM 解析により、トンネル掘削時の周辺地盤の変位、支保工、補助工法の評価を実施し、安定性を照査した。
•
福岡市地下鉄他工区における NATM の施工実績では、主に砂層の地下水位低下工法、遮水や地山補強を目的とした薬液注入工が実施されている。
•
標準Ⅱ型部の導坑、本坑掘削時の計測結果から同定した地山物性値をもとに大断面拡幅の予測解析を実施し、注入式長尺鋼管先受け工、サイドパイ
ル、高強度吹付けにより補強をすることで D2 層の安定を確保するとしていた。
導坑施工による影響•
導坑施工時の計測結果は、予測値に近い変位が発生していた。
•
先進導坑掘削時の支保工 104 基の天端沈下量は 8 mm で予測 FEM 解析値と⼀致しており、先進導坑掘削時までは想定どおりの挙動を示していた。

2-62

項

要因となる可能性の評価

目

考察
•

１

•

•
•

２

要因

•

•

通常の条件であれば当初設計時点での調査頻度が少ないとまでは言えないが、今回のような特殊条件下においては、調査頻度が少なかったため、地山強度等の物性値や地層厚さを適正に評価することができなかった可能性がある。
当該資料のみでは不規則に分布する潜在的亀裂や弱層を設計目的に合わせて適切に評価することは技術的に困難が伴った（水圧に対する遮水層の安定性を評価する場合亀裂や弱層など局所的に物性が低い箇所の影響が大きいと想定される）
難透水性風化岩は、物性値にバラツキがあったにもかかわらず、一つの均質な層として、物性値を代表値によって評価したことが適切でなかった可能性がある。
ボーリング調査結果に基づく3 次元地質モデルによる想定地質では、大断面トンネル天端から D2 層上面までの離隔は、一部を除き 2.0 m
を下回ることが想定されことから、D2 層の厚さが想定より薄かった
ことが、要因となった可能性がある。
D2 層上面は 20 度から 60 度の傾斜角を持っていることが確認され、想定より不陸があると想定されることから、局所的に薄い箇所の存在が要因となった可能性がある。

評価

推定

◎

Ａ－①
難透水
性風化
岩層の
強度や
厚さ

難透水性風化岩層の上面の不陸および内部の小断層や剥離面、多くの節理や亀裂が存在し、これが水みちとなり、局所的に水圧作用面がトンネル掘削面に近かった可能性がある。

◎

３

•

４
•

•

５

要因判定の凡例

難透水性風化岩層に高い水圧が作用する中での施工となるが、FEM
解析（全応力解析）により地盤変位や部材の発生応力に着目した検討がなされ、設計及び施工にあたっては、その遮水性や水圧に対する耐力が十分あるものとしてトンネルの安定性を確認していた。現場に即した解析手法の検討や、解析の限界を認識した上で安全側の設計となるような工学的判断が不足していたことが要因となった可能性がある。
福岡市地下鉄他工区の NATM の施工実績では、主に砂層の止水や風化岩盤部の地山強化を目的として薬液注入工が実施されているが、本トンネルでは、未固結滞水砂層に対して止水のための薬液注入を実施せず AGF に期待したことが、要因となった可能性がある。
天端沈下、内空変位、AGF 鋼管の変位は解析値に近い値が計測されており、先進導坑の計測データにより特に問題はないため、要因となった可能性は低い。

◎：主要因(直接的な要因であると考えられるもの) ○：副要因(直接的な要因による影響を強めたと考えられるもの)

2-63

Ａ－②
地下水
圧の影
響

◎

△

△：要因の可能性が低いもの

要因となる可能性の推定

項
目

説明図

調査・設計・施工の経緯
トンネル断面形状の影響• 遮水層の厚さを確保するため、扁平な断面を採用し、FEM 解析で支保の妥当性を確認していた。

６

７

８

９

10

トンネル支保工の安定性• 吹付けや鋼製支保工の耐力超過はなかった。
• 支保工脚部の支持力不足はなかった。
• 計測 B の結果より、105 基の鋼製支保工の最大応力は耐力 245 N/mm2 を超えていない。

注入式長尺鋼管先受工の横断方向の地山改良効果• D2 層の地山に対して亀裂注入となっていた。
• 注入材は、いずれの地山にも適用範囲が広いウレタン系が選定されている。
• 注入式長尺鋼管先受工の注入管理方法は、技術資料に記載されている注入圧
および注入量で管理されている。ただし、注入圧については、技術資料に記載されている「初期圧＋2.5 MPa」とすれば、遮水機能を期待するＤ２層を破ること、未固結帯水砂層へのリーク、および近接構造物への影響が懸念されたため、立坑発進部で「初期圧＋1.0 MPa」として試験施工を行い、先受効果を確認したのち、それ以降の注入式長尺鋼管先受工についても「初期圧＋1.0 MPa」を上限として施工している。注入量については、注入式長尺鋼
管先受工削孔時に湧水が無い場合は 10 kg/m（95 kg/本） 、湧水がある場合は 12 kg/m として施工を行っている。

注入式長尺鋼管先受工の縦断方向の地山改良効果• 陥没箇所は拡幅部のラッパ形状の影響を受ける区間であり、他の部分と比べてラップ長が短く、さらに根元が切断された。
• 鋼管の打設位置のずれや広がりは認められないが、天端部の AGF をガイド
セルの干渉により 0.1～0.2 m 下げたことで鋼管を一部切断している。

計測管理や対策工の実施• 導坑の切り羽押出計測では 102 基で約 9 mm の切り羽前方への変位が計測された。
• 地表面沈下、天端沈下、支保工応力等の経時変化を計測していた。
• 管理基準値を超えた場合の対策として増し吹付けや注入式ロックボルトを計画していた。
• 施工者は支保工応力のひとつの計測点が管理基準値（Ⅰ）を超えたことを把握したが，発注者への報告はなかった。その後、管理基準値（Ⅱ）
、管理基
準値（Ⅲ）を超えるが、リアルタイムで把握することができなかった。

2-64

項

要因となる可能性の推定

目

要因

考察
•

•

７
•

•
•
•

８

推定

○

Ｂ－①
トンネ
ル断面
形状の
変更

高い地下水圧が作用しかつ脆弱な地質条件においては、扁平な断面形状が、厳しい地質条件下で影響度合いを強め、トンネル天端の安定性の低下を助長した可能性がある。

６

•

評価

吹付けや鋼製支保工の耐力の超過はなかったため、直接の要因ではないと推定される。
計測 B の結果より、天端から異常出水が発生するまで、応力計測結果から支保工は健全であると推定され、耐力が不足したとは認められず、要因となった可能性は低い。
地表面沈下も顕著な増加が認められず、支保工の支持力、脚部沈下も認められないため、要因となった可能性は低い。

△

地山条件、湧水条件に対しては注入圧や量の管理を適切に行っており、直接原因となった可能性は低い。
ただし、潜在的亀裂は初期地山状態ではほとんど空隙がないため、十分な地山改良効果が発揮されず、掘削時に緩みが生じた可能性がある。
ラップ部においても注入による十分な地山改良効果が発揮されず、さらに鋼管切断により周辺地山の改良部分の一部が欠損し、必要なラップ長が不足、或いはラップしていない状態となり、当該補助工法に期待する効果が十分発揮されなかった可能性がある。

○

９

•

10

要因判定の凡例•

支保工等の計測状況の把握に遅れが生じていたが、状況変化は急速であり、その時点で陥没事故自体を防げたとは言い難く、要因となった可能性は低い。なお、福岡市からは、(管理基準値を超えた際に、)「事故を防止する何らかの措置がとれた可能性がある。
」との意見があった。
支保工応力のひとつの計測点が管理基準値（Ⅰ）を超えた時点では、その他の計測点や計測項目で異常値を示しておらず、その時点で今回の大規模な陥没事故までを予見することは困難だったと考えられる。その後、管理基準値（Ⅱ）
、管理基準値（Ⅲ）を超えるが、加速度的に生じる現象の中で陥没に至った状況を踏まえると、陥没事故を防ぐ対策は想定し難い。

◎：主要因(直接的な要因であると考えられるもの) ○：副要因(直接的な要因による影響を強めたと考えられるもの)

2-65

△

△：要因の可能性が低いもの

Ｂ－②
すりつ
け区間
におけ
る補助
工法の
施工方
法の変
更

3.5．事故発生のメカニズムの推定
事故発生のメカニズムについては、以下のように推定される。
① 元来、堆積環境やその後の風化度合いにより強度や厚さにバラツキがある難透水性風化岩層の下部にトンネルが掘削された。トンネル天端から、当該地層とその上部の未固結帯水砂層との境界までは、約 2 m となっていた。
② トンネルを掘削、又は断面を拡幅するにつれて、未固結帯水砂層からの高い水圧の影響も加わり、難透水性風化岩に緩みや亀裂が発生し、徐々に破壊し始めた、或いは、難透水性風化岩に潜在的弱部が存在して、いわゆる「水みち」が形成された。
③ 上記②によって、トンネル天端部が連続的に剥落、或いは漏水を伴いながら、破壊が進行し、遂に、未固結帯水砂層と地下水がトンネル内に流入し、またこれによって破壊が加速度的に進行し、最終的には大規模な道路陥没を発生させるに至った。
①②

・難透水性風化岩の上部が強 ・上部の強風化、低強度部を ・残った薄い強風化、低強度部
風化、低強度となっている。 薄く残し、トンネルが掘削さ・未固結帯水砂層からは水圧れる。

に水圧が作用し、難透水性風化岩に緩みや亀裂が進展し始める。または、潜在的弱部にが作用している。

水みちが形成される。

③

・連続的な剥落、漏水を伴いなが ・未固結帯水砂層が地下水ととら、
難透水性風化岩の破壊が進行

もにトンネルに流入し、道路する。

陥没に至る。

2-66

4. 工事再開に関する主な留意点
本委員会での事故原因の推定を踏まえ、福岡市が地下鉄工事を再開するにあたっては、主に以下の項目について留意し、必要な調査等を行う必要がある。

① 地質、地下水の状況把握

難透水性風化岩層の強度や厚さについては、過去の風化の影響等により強風化の弱部が各所に存在し、また、地層の不整合面に凹凸があるなど、不規則で複雑な地質構造となっていたことが事故後の調査で明らかとなった。このため、事故後に実施されたボーリング調査の結果や、過去において周辺部で実施された地質調査の結果等も踏まえるとともに、陥没箇所について埋め戻した流動化処理土、薬液注入された周辺地盤等、事故後の措置も考慮しつつ、再度、地質、地下水の状
況を把握する必要がある。

② トンネル坑内の水抜き及び土砂撤去に関するもの


現存するトンネル坑内の水抜きや土砂撤去にあたっては、現在は安定していると推測される力学的な均衡が再び変化し、トンネル部や周辺地盤の崩壊に至る恐れがあるため、地下水位等の計測することで力学的安定性について観測、評価しつ
つ、周辺へ影響が生じないように慎重に行う必要がある。



崩壊部と健全部を分離する位置、地盤改良(固結)や埋め戻しが必要となる場合の区間・範囲の検討(土砂をどこまで存置させるのかの前提も含む)、事前の地盤改良(固結)や埋め戻しなどの方法を検討する必要がある。



坑内地下水と上部未固結帯水砂層内地下水との不連続性について把握するため、現在の地下水位が、岩盤部のものか土砂部のものかなど水頭変動の要因の確認が必要である。

崩落部地盤およびその周辺地盤の改良により、すでに施工されている支保工を含むトンネル本体に影響を与えないことの検討が必要である。

2-67

③ 再掘削工法の選定に関するもの


工法選定については、都市 NATM の他に、シールド工法等の他の工法や新技術の活用も含め、安全面を重視する必要がある。

周辺の地下水位をあらかじめ低下させる可能性も含め検討する必要がある。



埋め戻し流動化処理土、薬液注入された周辺地盤、既設支保工等の状況を確認
し、現在の地質状況を踏まえ、施工時リスクの評価する必要がある。



再掘削を開削工法にて行う場合には、
 埋設物の存在を考慮しつつ、土留め支保工が設置できない箇所への対策を含めた土留め支保工の安全性の確認する必要がある。
 開削時に、既存トンネルの支保工の撤去等を行う場合には、その安全性について検討する必要がある。また、既設構造物(下水管等)の切り回しや防護等を行う場合には、その可否や埋設物の安定性について検討する必要がある。
 周辺建築物へ影響を与える恐れがあることから、土留め支保工の剛性を高める等の事前の対策や地表面の変位計測など、安全面を考慮した対策を講じる必要がある。



また、再掘削を非開削工法にて行う場合には、
 地下水の影響や周辺地山、残置支保工の状況の把握、汚水流入による有毒ガ
ス発生の可能性、再掘削の加背割、支保工、補助工法等について、安全面を考慮した対策を講じる必要がある。
 陥没箇所に残置されることになる信号機等の埋設物は、状況に応じて適切に処理する必要がある。

2-68

5．類似する条件下での都市 NATM 及び地下空間での工事における留意点
今回の事故は、トンネルを施工する地盤の強度や厚さが局所的に不足する難透水性風化岩であることに加えて、高い地下水圧が作用する厳しい条件においてトンネル
施工の安全性が実際より高く評価されたことが要因であると推定した。また、こうした厳しい条件下における設計変更が結果的にトンネル構造の安定性を低下させる副次的な要因となったものと推定した。これらのことから、都市 NATM の工法選定そのものが誤っていたということではなく、また、直接的に都市 NATM そのものの信頼性が損なわれるものではない。さらに、これまでの技術的な基準等の見直しに直接的に繋がる事項はない。
しかしながら、今回の事故の教訓を活かし、二度とこのような事故を発生させない
よう、類似した条件下において都市 NATM によるトンネルを計画・施工する場合など地下空間での工事について、留意すべき点は以下の通りである。

5.1. 計画・調査、設計について① 計画・調査

ボーリング等の地質に関するデータは地下空間の限定的な情報であり、たとえ多くの調査を実施しても地下空間を詳らかに把握することには限界があることか
ら、施工の安全性を事前に完璧に確保することには自ずと限界がある。しかしながら、今回の事故の規模や影響を鑑みると、地下空間の安全な利活用を図るためには、地下空間に関する情報を出来るだけ収集するとともに、その時々の最新の技術を用いて、リスクを可能な限り低減させた、より安全性を確保した設計・施工に努めるべきである。そのため、地下空間に関する調査については地質の成り立ちや不均質性等を踏まえ段階的かつ効果的・効率的に行うとともに、その目的に照らして必要かつ十分なものでなければならない。加えて、過去において周辺部で実施された地質調査等を官民問わず情報収集し、利活用できるようにする必
要がある。

2-69



土被りが確保されていても未固結層とその下部にある岩盤との境界では、風化により地山強度にばらつきがみられたり、岩盤の侵食等による起伏により不均一な層厚となっている場合があるため、地質調査を十分に行う必要がある。



都市 NATM は、断面自由度や経済性などの利点があるが、地山条件や周辺環境状況によっては、リスクが高くなることを十分鑑み、リスク対策に必要な調査、想定されるリスクに対する適切な対応等についても検討する必要がある。

② 設計（解析に用いる地山のモデル化）


地下工事の安全性を確保するためには、地質の持つ不均質性を適切に捉え、危険側とならないような物性値の採用や地層厚の検討や、物性値を変化させた複数の計算を行って結果を評価すること（パラメトリックスタディ）の採用を検討するなどの取り組みを設計及び施工に反映させるとともに、今回のような不規則で複雑な地質構造や高い地下水位などの安全性に対するリスクを可能な限り把握し低減するよう努める必要がある。また、数値解析によって得られる結果は必ずしも万能ではないとの認識に立ち、十分な知見・経験等も加えて総合的な工学的判断を行うことが重要である。

（トンネル断面形状）


採用するトンネル断面形状が扁平となる場合には、周辺地山や支保工の安定性について入念に検討する必要がある。特にトンネル天端の地盤に遮水性を期待する設計を行う場合は、扁平断面の天端部近傍の地山はアーチアクションの効果が減少することから、地山の安定性に加え遮水機能が十分に確保できるよう検討する必要がある。

（施工法の検討）


地下水位が高い場合には、水圧による影響をあらかじめ最小化できるよう、工法の選定、水位の低下や地盤改良等の必要な措置について十分に検討する必要がある。



地下水位低下が困難な場合、水圧や土圧に耐える遮水層の厚さや遮水のための薬液注入等補助工法の施工範囲を検討し、遮水層の安定性を確保する必要がある。

2-70

（注入式長尺鋼管先受工の設計）


注入式長尺鋼管先受工法は、トンネル周辺地山の掘削時の緩みを抑制する工法であり、大きな水圧が作用する地盤の遮水効果は期待できないことを踏まえる必要がある。



注入式長尺鋼管先受工法のラップ長の設定においては、切羽・天端の安定性を十分に確保できるように設定し、その際、周辺地山への注入材の注入状態（浸透注入、亀裂注入）、改良効果、設計上必要な最小ラップ長の要求性能を試験施工にて確認する必要がある。

5.2. 施工について① 設計照査と追加調査、施工法変更の提案


近接構造物等の施工上の制約、地上への影響などについて照査を行い、必要に応じて設計の変更・施工に必要な調査等を行う必要がある。



設計変更が必要な場合は、設計の考え方を十分把握し、現場条件を踏まえて有効な変更案を作成する必要がある。



都市 NATM の施工段階において、地山および地下水の状況を把握して照査を行い安全性の確認する必要がある。



掘削断面の分割については、周辺環境、近接構造物への影響に配慮し、適切な補助工法との組合せ及び断面の早期閉合や施工機械の組合せについて検討する必要がある。

② 補助工法の施工と管理

設計上の補助工法に期待している要求性能について、対象地盤に対して十分に満足していることを試験施工で確認する必要がある。また、試験施工により要求性能を満足するための適切な管理目標値を設定し、施工管理において適切に管理する必要がある。



注入式長尺鋼管先受工法は、トンネル施工時における切羽・天端の安定性を確保するための補助工法であり、遮水性については別途対策を検討する必要がある。

2-71

③ モニタリング


変状の発生を敏感に捉え、非常時を想定した詳細なモニタリング計画を作成するなど、体制を充実させる必要がある。

5.3. 設計・施工等以外の配慮すべき事項について
トンネル工事の設計・施工にあたっては、以下の事項にも配慮する必要がある。

①


設計・施工における意思疎通
調査、設計、施工にあたっては、関係者は、最終的にどのように使用されるかも含めてその目的を十分に踏まえるとともに、必要に応じて追加調査や設計変更を行い、リスクの低減に努める必要がある。



調査、設計、施工の各段階で得られた情報や知見については記録に残し、関係者間で十分共有するとともに、調査から設計、設計から施工と言った次の段階に適切に引き継ぐ必要がある。設計思想を発注者や施工者へ確実に伝達するため、3者(発注者、設計者、施工者)協議の実施が重要である。



特に、トンネル工事においては、地下空間の情報が限定的であることから不確定要素が多いため、発注者、設計者、施工者等の関係者が協力し、互いに知恵を出し合いながら困難を乗り越えていくべきであり、調査、設計、施工の各段階で得られた情報や知見については関係者間で十分共有するとともに、適切に調査から設計、設計から施工といった次の段階に引き継ぐことが重要である。



難易度が高くリスクを多く包含する工事においては総合的な判断も求められることから、日頃の関係する技術者の技術力向上はもとより、工事中においても然るべき場を設け、関係者間における現場状況の共有と真摯な技術的議論、その結果のフィードバックにより、高度な技術的知見を設計・施工に反映させるとともに、地質・地盤条件が複雑な我が国においては、関連する知見等を全国的に収集・活用できるしくみが必要である。

2-72

② 技術的検討の場の活用

技術的検討の場については、設計・施工に関する課題の抽出等、初期の段階からその活用を検討する必要がある。



技術的検討の場の活用に際しては、専門家からの具体的な指摘に対し、詳細に対応を検討し、その対応状況を説明を行うことで双方向のやりとりとすることで、技術的な示唆を設計・施工に活用していくことが重要である。



発注者、調査者、設計者、施工者の各者が技術レベルの向上に努めることが重要である。

③ 地下構造物の建設に対する信頼性向上


今回のような事故は、地下構造物の建設に対する信頼を失うことに繋がりかねな
いものであり、本検討委員会で提言された留意点を踏まえつつ、同様の事故の発生を未然に防ぐことが重要である。

2-73

付 録

委員会資料
土木研究所のホームページで本委員会資料及び議事録を公開している。
http://www.pwri.go.jp/jpn/kentou-iinkai/kentou-iinkai.html