水路トンネル工事における応用施工技術事例
札幌開発建設部

札幌南農業事務所

第３工事課

○河野賢
田中 明男
佐藤豪

国営かんがい排水事業「道央用水（三期）地区」で整備している道央注水工の馬追トンネル工事は、上流側ではシールド工法、下流側ではＮＡＴＭ工法を採用している。
ここでは、ＮＡＴＭ工法区間における掘削について、支保タイプ判定表の作成によるその選定方法や、湧水処理およびこれを踏まえたロックボルトの施工方法の事例報告を行うものである。

キーワード：基礎技術

１． 緒論
国営かんがい排水事業「道央用水地区」は、道央地域の６市５町にまたがる農業地帯の安定的な水田の用水補給と畑地かんがい用水の確保を目的に、夕張シューパロダムの新設を始め、農業用用水施設の整備を行い、土地生産性の向上など農業経営の安定を図り、地域農業の振興に資するものであり、「道央用水（三期）地区」は、この「道央用水地区」のうち、頭首工や揚水機、用水路の整備を行うものである。本報では、この地区の主要施設である道央注水工（川端ダム（頭首工）から千歳川水系および安平川に注水する施設で延長31km、最大注水量18m3/s）のほぼ中間に位置する馬追トンネル（延長2177.9m）の施工事例を紹介するものである。
（図-1、2）。

道央用水(三期）地区
工事場所：千歳市

図-1 工事位置図
Satoshi Kono, Akio Tanaka, Suguru Satoh図-2 道央注水工路線図

２．工事概要縦断形状を図-3に示す。上流側の地質は第4紀洪積層が主体であり、坑口部の粘性土層、以降大部分を占める砂礫層、中間及び接合部に出現する砂岩層（新第3紀川端層）で構成されている。ここでは透水性の高い砂礫層が大部分を占めていること、併せて周辺の酪農農家が農業用水を井戸から取水していることを考慮し、水位低下による水枯れを防ぐため泥水式シールド工法（L=801ｍ、仕上り内径2900mm）を採用している。
下流側は新第3紀層が分布し、坑口～500m区間の馬追山層は砂岩・凝灰岩・凝灰角礫岩の互層となり、部分的に変質が進み軟質化している。また、500m～1400m区間の川端層は非変質の砂岩が主体である。ここでは非変質の砂岩が主体となっているため、NATM工法（L=1376.89ｍ、SL仕上り幅2800mm）を採用している（図-3）。

川端層（砂岩）

上流

下流
図-3 馬追トンネル地質縦断図

３．トンネル設計について
土地改良事業計画設計基準 設計「水路トンネル」
技術書 1) （以降、技術書）によると『トンネル工事の特殊性として、着工前の調査を入念に行っても、地質のその他の諸条件を的確に予測することは困難である。
このため、施工現場では直接観察された地質状況等から設計トンネルタイプの妥当性の可否を判断し、その状況に応じた施工トンネルタイプの判定を日常的に求められる。』とされている。これより、効率的かつ安全性の高い施工のためには切羽掘削に先行して地質・湧水情報を把握し、タイプと施工の妥当性を検討することが望ましい。

４．ＮＡＴＭトンネルタイプ判定
図-4にNATM区間の各支保タイプの標準断面を示す
CⅡタイプ
5@1500=7500
4@1500=6000

DⅠタイプ
5@1200=6000
6@1200=7200

ロックボルト Ｄ25
Ｌ＝1500 ＠1500 千鳥

ＮＡＴＭ工区の馬追山層は変質が進み軟質化した地山膨張も想定される地質不良区間である。また、川端層はそのほとんどが非変質な砂岩で構成されているが、部分的に変質が進んだ泥岩を挟んでいることが想定される。
そこで、馬追山層区間ではトンネル坑内からの水平ボーリング調査等により地質の分布・亀裂の状態・変質の程度を確認し、その結果をから設計で採用されている支保タイプの妥当性を検討した。また、川端層区
間では前方探査（Drilling Survey System、以下DRISS）と地山弾性波速度調査により軟質化した地層の範囲を特定し、支保タイプの妥当性を検討した。
（１） 水平ボーリングによる判定（馬追山層）
a) 調査方法
地山不良区間であることが想定される馬追山層については、切羽掘削が到達する前に詳細な力学情報に基づく判定を行う必要があると判断し、切羽からの水平ボーリング（写真-1）を実施した。

ロックボルト Ｄ25
Ｌ＝2000 ＠1200 千鳥

吹付コンクリート t=100

θ150
2006
1003
1210
1210
1323

207

113

破 鎖(m)

α＝19°52’39”
θ＝24°17’43”

No.167+37.00～No.169+59.90
No.171+60.30～No.175+03.80
No.175+14.60～No.176+81.10
No.177+01.50～No.178+11.00

区間距離L(m)222.90343.50166.50109.50合842.40

測1400 α θ2800

200

吹付コンクリート t=100

θ200

アンダードレーン
VUφ150150

防水シート（透水性緩衝材3mm
EVA 0.8mm)

2800

2800

1421

2800

1400 α θ200

1374

150

点計

アンダードレーン
VUφ150α＝19°52’39”2040
θ＝24°17’43”1020
1185 114
11851299165

破 鎖(m)

No.169+59.90～No.171+60.30
No.175+03.80～No.175+14.60
No.176+81.10～No.177+01.50
No.178+11.00～No.179+58.60

区間距離L(m)200.4010.80
20.40
147.60合379.20

測点

計

DⅡ-1タイプ

DⅡ-2タイプ

7@1000=7000
6@1000=6000

7@1000=7000
8@1000=8000
ロックボルト Ｄ25
Ｌ＝2500 ＠800 千鳥

ロックボルト Ｄ25
Ｌ＝2500 ＠1000 千鳥
鋼製支保工 ＠1000
H-100×100×6×8

鋼製支保工 ＠800
H-100×100×6×8

アンダードレーン
VUφ1502040
530 1020
1550
1550
1600
破 鎖(m)

50

吹付コンクリート t=150

防水シート（透水性緩衝材3mmEVA 0.8mm)
α＝19°52’39”
θ＝24°17’43”

金網200土台木アンダードレーン
VUφ1502800

θ300

1421

2002800

1400 α θθ17002800

200
土台木

写真-1 水平ボーリング削孔状況

250

1400 α θ2800

15022425291121
1650

1650
1700

測点

破 鎖(m)

No.179+58.60～No.180+18.60

No.180+18.60～No.180+77.00

区間距離L(m)58.40

合60.00合58.40

計

点

吹付コンクリート t=200

防水シート
巻立コンクリート（透水性緩衝材3mm
EVA 0.8mm)
α＝19°52’39”
θ＝24°17’43”50

区間距離L(m)
60.00

測

防水シート
（透水性緩衝材3mm
EVA 0.8mm)

計

図-4 トンネル標準断面図（NATM工区）
Satoshi Kono, Akio Tanaka, Suguru Satohこの調査により得ることができる評価指標を表-1 に示す。表中の指標値①、②、③、⑤から支保タイプを、②、④、⑤、⑥、⑦から膨張性地山の判定を行う。

表-1 評価指標値一覧
指標値算出方法①ＲＱＤ

ボーリングコア観察②一軸圧縮強度

ボーリングコアによる試験③地山弾性波速度

ボーリング孔での速度検層試験④単位体積重量

ボーリングコアによる試験⑤地山強度比②、③、④結果と土被りより⑥浸水崩壊度

ボーリングコアによる試験⑦スメクタイト含有量

ボーリングコアによる試験b)判定基準
支保タイプ判定は技術書に基づいて行った。判定基
準は以下の 4 つに区分される。
①切羽状態（亀裂間隔・亀裂開口、風化程度・肌落ちの有無、湧水の有無）②一軸圧縮強度③地山弾性波速度④地山強度比い難い面がある。そこで、本工事では定量的にトンネルタイプを判定することを目的とし、4 つの判定指標ごとに評価点区分を設け、評価点の合計から支保タイプを判定する方式（地山評価表による判定）を導入した。
ボーリング調査は坑口（馬追山層区間）から川端層区間に入って約 100m までの約 500m を行い、一回当たり最大 100m を計画した。ただし切羽断面及び掘削孔が自立しなければ掘削を行うことができないため、全区間を調査することはできなかった。図-5 にボーリング調査箇所及びその結果を、また表-3 に結果事例（第 7 回区間）を示す。この表中の地山評価表より、水平ボーリング第 7 回区間における地山評価点は 8 点となり、支保タイプは DⅡ-1 と判定された。
表-3 支保タイプ判定表（第 7 回区間結果）
176+97.6～176+39.0
432～490416.3～474.9

測点（No.)
支保番号
坑口からの距離（m）
項目

これらの関係を取りまとめたものを表-2 に示す。表中
で、新第三期層である馬追山層及び川端層はγ～δ群に相当する。

AB1

B

B2

C22.5（平均）

一軸圧縮強度σc（N/㎜2）

4.1（平均）

地山強度比GNの算出方法

地山弾性波速度Vp*（㎞/sec)

2.6（平均）

GN=σc*/（γ･H）

地山強度比

GN3.5（平均）

ここに、 σｃ×（Vｐ*/Vp）2

単位体積重量kN（kN/m3）

22.6（平均）

H：土被り（m）

A～B

浸水崩壊度

D1 DⅡ-1

切羽が自立する山切羽が自D著しい風 立しないた化岩、断 めに鏡止層破砕 めが必要
帯、軟質 となった
D2 DⅡ-2 土砂 り、支保工が沈下したり、押し出しがある
ような地山

50㎏f/㎝2以下

RQD

場合や、湧水が著しく多い破砕帯に適用

C

地山弾性波速度Vp*（㎞/sec)

32

170以上

40以上
70未満

10以上
40未満

10未満

亀裂間隔が30 亀裂間隔が20 亀裂間隔が10
亀裂間隔が50㎝程度で部分的 ㎝程度で幅の狭 ㎝以下で破砕帯㎝程度以上に開口している い断層を含む が厚く分布する

評価点

2-50以上

20以上
50未満

5以上
20未満

5未満

1

3.0以上

2.0以上
3.0未満

1.0以上
2.0未満

1.0未満

32以上
6未満

2未満

2

地山強度比
6以上
10以上
GN10未満1)A項のうち、先進ボーリングはRQDを、切羽観察では亀裂状態を適用する。

地山評価点（A～Dの合計）

8②支保タイプの判定
支保タイプ
地山評価点

CⅡ
13以上

DⅠ
12～10

DⅡ-1
9～7

DⅡ-2
6～4

判定

DⅡ-1

2～6

γ群：1.0～2.0
δ群：0.8～2.0

α群：1.8以下
β群：1.5以下
γ群：1.0以下

2以下

δ群：0.8以下
岩石試料
圧縮強度
地圧

B

一軸圧縮強度σc（N/㎜2）

4

D

6～10

γ： 破砕帯または軟岩質で固結度が低い
δ： 破砕帯または固結度が非常に悪い
湧水により自立ぜずに流動化するような亀裂状態1)

10以上

作用する
α・β：

一般に未固結の堆積土層で、切羽全面が1)A破砕帯及び湧水区間

亀裂、破砕、軟質状況

評価点区分

評価指標の範囲が崩壊してくるような場合に適用する

Vp：超音波伝搬速度（㎞/sec)

22（平均）

Sm(%)①地山評価表（地山評価点の算出）
弾性波速度 見 か け
地山強度比
（㎞/s）
Fc

β： 少ないものから多少ある程度のものまで
γ： ほとんどない
α群：4.5以上
亀裂の少ない新鮮
α： 1,200㎏f/㎝2以上
β群：4.0以上
な岩
岩石試料
γ群：3.0以上
圧縮強度 β： 800㎏f/㎝2以上
γ： 500㎏f/㎝2以上
地山ポアソン比 0.16～0.23
作用しない
地圧
α： 亀裂多く所々小断層を挟み、場所によっては破砕質帯
肌落ちの亀裂状態 β： 亀裂多く所々小断層を挟む
軽微な硬γ：
亀裂が多少ある軟岩
亀裂のあ 岩地山
α群：3.0～4.5
δ： 軟岩
るやや風β群：2.5～4.0
α： 600～1,200㎏f/㎝2化した岩γ群：2.0～3.0
β：400～1,000㎏f/㎝2
岩石試料または軟 軟岩及び
圧縮強度 γ： 200～500㎏f/㎝2
δ群：2.0以上
岩
時間の経
δ： 50～200㎏f/㎝2
過とともにCⅡ
肌落ちが 地山ポアソン比 0.18～0.35
一般には作用しないが、破砕質や湧水で生じる
地圧作用することあり
α： 破砕帯β： 破砕帯もしくは亀裂や小断層が多い
亀裂、
γ： 亀裂が多く破砕帯または軟岩
破砕、軟質状況 δ： 軟岩または固結度のないもの（よく締まった α群：1.8～3.0
硬土砂も含む）一般に切羽全面または一部 β群：1.5～2.5
DⅠ 風化岩、破砕帯、硬土
岩石試料
圧縮強度
地圧

測定値
RQD(%）

α： マッシブなものから、かなり多いものまで亀裂状態

17495.2※Vpは前層を採用

表-2 支保タイプ判定基準（出所：基準書より作成）
地質状態

17518.2

18113.89

RQD

スメクタイト含有量

トンネル 支保タイプ タイプ

18113.89

50㎏f/㎝2以下作用するc)支保タイプ判定
支保タイプの判定は各種調査、試験結果や類似地質の実績を十分に分析したうえで、経験のある技術者の総合的な判断に基づいて行うことがほとんどであるため、判定者の裁量による部分が大きく、定量的とは言Satoshi Kono, Akio Tanaka, Suguru Satohまた、馬追山層については膨張性地山である可能性も事前調査で示唆されているため、地山評価表による判定と併せて膨張性判定表（表-4）による判定も追加した。判定表はトンネル標準示方書の地山の膨張性を示す指標の例を参照し、調査結果データを表にプロットし、膨張性地山判定指標値との面積比較で判定を行う。但し、地山強度比、スメクタイト含有量、浸水崩壊度の 3 項目がすべて判定指標値を超過した場合は、面積比によらず膨張性地山と判定し、その際の支保タイプは地山評価表の判定に関わらず DⅡ-2 とする。水
平ボーリング第 7 回区間においては表-4 の通りスメク
タイト含有量は地山膨張性判定数値であるものの、地0.3
0.25～0.3

馬追山層
凝灰岩

馬追山層
安山岩

川端層
泥岩・砂岩互層

馬追山層
火山性礫岩
cg

川端層
砂岩

馬追山層
凝灰角礫岩

馬追山層
砂岩
bk

トンネル終点No.180+77.00

0.25～0.3
cg・ss互層

tf

馬追山層
凝灰岩

馬追山層
凝灰岩

馬追山層
砂岩

cg・ss互層
馬追山層
火山性礫岩・砂岩互層

0.3
(?)
馬追山層
凝灰角礫岩

馬追山層
凝灰角礫岩 cg(?)

0.7～1.1

馬追山層
凝灰岩
ss 馬追山層砂岩

馬追山層
砂岩

馬追山層
凝灰角礫岩

(?)

Ds

馬追山層
砂岩

第８回
前方探査NO.1
dep=80.0m
dep=38.5m
H23.5.13～14
H23.5.25

DⅠタイプ L=51.60m

No179+83.49

No179+31.89

No177+26.89

DⅡ-1タイプ L=205.00m

DⅡ-1タイプ L=72.00m

DⅡ-1タイプ L=431.80m

第７回

第６回

第５回

dep=80.0m

dep=36.0m

dep=36.0m

H23.4.16～17

H23.3.26～27

H23.3.5～6

第DⅡ-2タイプ L=58.40m

設計支保パターン調査・実施支保パターン
水平ボーリング
実施回数

４回

第２回

第1回

５.０

dep=55.0m

dep=100.0m

コア採取長

H22.11.27～29

H22.11.5～7

実施日

m

H23.1.7～9

DⅡ-2タイプ L=58.40m

No180+77.00 No180+77.00

第９回
前方探査NO.2
前方探査NO.3
dep=45.0m
dep=37.6m
dep=37.6m
H23.6.4～5
H23.6.2
H23.6.24

DⅠタイプ
L=103.20m

No180+55.49 No180+55.49

No175+51.19

CⅡタイプ
L=72.50m

DⅠタイプ
L=33.0m

No176+23.69 No176+23.69

No175+14.19

CⅡタイプ
L=109.50m

DⅠタイプ
L=10.80m

No175+18.19

No175+03.39

EL=53.39（事前調査範囲）

図-5 水平ボーリング調査箇所及び支保タイプ判定結果
山強度比と浸水崩壊度は同数値未満であるため、支保タイプは支保タイプ判定表の通り DⅡ-1 となる。
表-4 膨張性地山判定表
一軸圧縮強度2σc(N/mm )4

地山強度比 0GN122425102020

単位体積重量3γt（ｋN/m ）AB
CD

スメクタイト含有量Sm（％）

浸水崩壊度

膨張性地山判定指標値
測定結果（２）前方探査（ＤＲＩＳＳ）による判定（川端層）
a) 調査方法
川端層は非変質な砂岩が分布し、部分的に軟質化した泥岩を挟んでいると想定される。そこで、支保タイ
プの判定方法は軟質化した部分の範囲特定を主目的とし、掘進約 40m ごと（調査延長約 850m）に DRISS 及び速度検層（地山弾性波速度測定）により行った。
DRISS とは、写真-2 のようにドリルジャンボにより切羽で穿孔（φ64 ㎜）を行い、穿孔速度、打撃圧、回転圧の測定から地山の硬さを表す穿孔エネルギーを算出する手法である。また、地山弾性波速度測定は亀裂状態や風化変質などを判断する指標である。

写真-2 ドリルジャンボによる穿孔
Satoshi Kono, Akio Tanaka, Suguru Satohb)判定基準
支保タイプ判定は DRISS による穿孔エネルギーと地山弾性波速度を用いる。穿孔エネルギーについては水平ボーリングを施工し支保タイプを地山評価表より判定した区間とのラップ部分を設けることで、既判定区間とのデータ対比を行いトンネル（支保）タイプ毎の適用範囲を決定する（図-5 中の水平ボーリング実施回数枠中における前方探査枠がラップ部分）。
図-6 に地山評価表による判定から支保タイプが CⅡと判定された区間、図-7 に支保タイプが DⅠと判定された区間の穿孔エネルギーデータを示す。図-6 において、CⅡタイプ区間の穿孔エネルギーは概ね 90 J/cm3 以上、また DⅠタイプ区間の穿孔エネルギーは概ね 60～90 J/cm3 の範囲であることより、穿孔エネルギーによる支保タイプの判定基準を表-5 とした。

表-5 支保タイプ判定基準（DRISS）
支保タイプ

穿孔エネルギー

CⅡ

90 J/㎝3以上

DⅠ

60～90 J/㎝3

DⅡ-1
DⅡ-260 J/㎝3以下

この際、穿孔エネルギーは主に地山の硬さを表す指標であるため、判定は地山弾性波速度を併用し、DRISSによる支保タイプ判定の妥当性を確認した。表-6 に地山弾性波速度によるトンネルタイプの判定基準を示す。
ただし、速度検層は DRISS 掘孔穴から 100 ℓ /s を超える湧水がある場合には測定することができない。

行に伴い湧水箇所の水量は次第に減少するが、常時1,000m3/日以上の坑内湧水が見られる。
下記に本工事で実施した湧水対策事例を示す。

表-6 支保タイプ判定基準（地山弾性波速度）（出所：基準書より作成）
支保タイプ

地山弾性波速度CⅡ

2.0㎞/s以上

DⅠ

1.0～2.0㎞/s

DⅡ-1（１） ロックボルト
湧水が多量に発生する地山で通常のモルタル定着式ロックボルトを施工する場合、削孔穴からの湧水（写真-4）があると以下の不具合を生じる恐れがある。

1.0㎞/s以下

DⅡ-2c)判定結果事例
前述の判定基準をもとに実施工で行った判定結果事例を図-8 に示す。また穿孔エネルギーの数値判別を容易にするため、図中下部に数値範囲毎に色分けを行った結果を示す。図より、穿孔エネルギーによる判定結果は支保タイプ CⅡが大部分を占めている。また、当該区間の地山弾性波速度は 1m 毎に測定し、全区間において 2.1 ㎞/s であった。これら両者の結果より、本区間の支保タイプを CⅡと判定した。

①湧水での定着材（モルタル）の品質低下による定着力不足②モルタル自体の流出（施工不可）
そこで、湧水が見られる孔については多量湧水でも適用可能な鋼管膨張型ロックボルト（摩擦定着式）に変更し施工を行った。

穿孔エネルギー(J/cm3)

300
240

先進ボーリング判定
ＣⅡ区間

18012060

穿孔エネルギー90 J/cm300510

探査深度（ｍ）

201525303540

図-6 ＣⅡ区間 ＤＲＩＳＳキャリブレーション

穿孔エネルギー(J/cm3)300

先進ボーリング判定
ＤⅠ区間

240
180

ＣⅡ区間120

写真-4 ロックボルト孔からの湧水

60

穿孔エネルギー60～90 J/cm300510152025探査深度（ｍ）
303540鋼管膨張型ロックボルトは 図-9 のように円形の鋼管を折り曲げて外径を小さくしたロックボルトであり、高圧水をボルトの口元から注入することで鋼管自体を膨張させ、岩盤との摩擦抵抗により地山と定着させるロックボルトである。

図-7 ＤⅠ区間 ＤＲＩＳＳキャリブレーション

穿孔エネルギー(J/cm3)

300

240

18012060

穿孔エネルギー 90 J/cm3051

ﾛｯﾄﾞ番号

23

茶

削孔水の色

1041552067

黄土探査深度（ｍ）

25830

93510

灰1140

1213

黄土1～214

灰湧水量(L/min)

0

岩質

泥岩・砂岩互層、微量の頁岩混じる

砂岩・泥岩互層、砂岩多い

泥岩・砂岩互層

砂岩・泥岩互層

大きさ(mm)0-50-10-3

0-50-3
ＣⅡ・・・90以上＜地山判定＞ 凡例ＣⅡ

70J/cm3

ＤⅠ・・・60～90 J/cm3ＤⅠ

ＤⅡ

湧水箇所 (1～2L/min)↑

ＤⅡ・・・60以下J/cm3

湧水箇所 (70L/min)↑

図-8 前方探査（ＤＲＩＳＳ）実施結果

５．ＮＡＴＭトンネル湧水対策
馬追トンネルは地質層境や砂岩層での突発湧水があり、切羽で最大700L/分の湧水が確認される。切羽の進Satoshi Kono, Akio Tanaka, Suguru Satoh

図-9 鋼管膨張型ロックボルト概要（２）裏面排水材
ロックボルト孔より湧水が確認される箇所について、設計の防水シートに付随する透水性緩衝材の排水能力を超える湧水に対しては、覆工コンクリート完了後のコンクリートへの被圧やコンクリート背面での凍結膨張が懸念されるため、別途排水材設置が必要となる。
そこで透水性緩衝材の排水能力を透水係数と敷設面積から算出し（1.0（L/分））、これを上回る湧水が確認された場合、片面集水で排水能力の高いパイプ系排水材（モノドレーン MK-3、排水能力：最大 240L/分）を吹付けコンクリート表面に縦排水材として設置し、トンネル河床下に設ける排水溝へと導水するよう施工した。

写真-5 裏面排水材設置（モノドレーン）

６．おわりに
平成23年12月時点で、NATM工区のトンネル掘削は1376.89mの内、1100m完了している。坑口から500m区間の馬追山層では部分的に破砕帯が存在し、先進ボーリ
ングによるトンネルタイプ判定結果から154.8mの範囲でDⅠからDⅡ-1へのタイプ変更を行い（図-5）、また、500m～1376.89m区間の川端層ではDRISSによる支保タイ
プ判定結果から200.4mの範囲でDⅠからCⅡへのタイプ変更を行った。掘削完了区間での内空変位、沈下計測については管理基準値内で収束し、支保の変状等も見られていない。
このことより、本工事においては本報で紹介した調査方法により、切羽掘進に先行して支保タイプを決定することができたことから、直接切羽を観察し、ある程度の地質状況の連続性を確認した後に支保タイプの変更を行う方法と比較して、より高い精度の範囲で土質性状に適応した支保タイプの施工が行えたといえる。
また、地山評価結果を得点に換算した支保タイプ判定や、DRISSで測定される穿孔エネルギーによる支保タイプ判定といった定量的判定手法は、支保タイプ判定を客観的観点からサポートし、発注者と受注者間の協議を円滑に進行させるために有効な手段であった。
本報が今後の土木工事における施工性向上の一助となれば幸いである。

Satoshi Kono, Akio Tanaka, Suguru Satoh

参考文献
１）社団法人農業土木学会：土地改良事業計画設計基準 設計「水路トンネル」技術書