波方基地 水封式 LPG 地下岩盤貯槽における空洞 掘削時の岩盤挙動と空洞安定性評価について
田坂 嘉章
1* ・亀村 勝美
2・廣末 龍文
2・畑 浩二
3・小川 智広
4・前島 俊雄
51東電設計株式会社 地下環境技術部（〒135-0061 東京都江東区東雲一丁目7-12）
2大成建設株式会社 土木本部 土木設計部（〒163-0606 東京都新宿区1-25-1）
3大林組 東京本社技術本部 技術研究所 地盤技術研究部（〒204-8558 東京都清瀬市下清戸4-640）
4元(独)石油天然ガス・金属鉱物資源機構 石油ガス備蓄部（〒105-0001 東京都港区虎ノ門二丁目10-1）
5(独)石油天然ガス・金属鉱物資源機構 石油ガス備蓄部（〒105-0001 東京都港区虎ノ門二丁目10-1）
*E-mail: [email protected]
波方基地は，H級の堅硬な岩盤であるが，空洞高さ30m，幅26mの大規模地下空洞の水封式LPG地下岩 盤貯槽である．空洞の安定性については，高水圧下での貯槽掘削時のゆるみ領域をひずみ軟化FEM解析に より把握し，ゆるみ領域を十分に包含する範囲を対象に均質な水理場となるグラウト改良を実施した．ま た，ロックボルトと吹付けコンクリートによる支保を情報化施工により実施した．その結果，掘削による 変形量は，貯槽全体にわたって予測通りであり，AE計測等に基づくゆるみ領域はほとんど無く，弾性的 岩盤挙動の範囲に抑えられた．さらに，掘削後に貯槽空洞への作用水圧が最大となる水封昇圧試験時にお いても，貯槽周辺間隙水圧や空洞変形に異常はなく，空洞の安定性が確認された．
Key Words : hydraulic containment rock cavern, rock mechanical stability, high hydrostatic pressure
1. はじめに
波方 LPG備蓄基地の貯槽空洞は，水封貯蔵方式を採 用している．貯槽周辺は，H級の堅硬な岩盤であり，連 続性の高い粘土介在割れ目等が貯槽に斜交して局所的に 分布している．貯槽は，空洞高さ 30m，幅 26mのたま ご形の大規模地下空洞である．貯槽の設置深度は，天端
位置で EL.-150mであり，施工時から水封ボーリングを
用いた水封供給や貯槽周辺へのグラウトによる貯槽湧水 量の抑制を行っている（図-1）．掘削はゆるみ領域を十 分に包含する範囲をグラウト改良し，ロックボルトと吹 き付けコンクリートによる岩盤補強により実施している．
掘削後には，貯槽空洞への作用水圧が最大となる水封昇 圧試験を実施し，空洞の安定性を確認している．
本論文では，高水圧下における大規模地下空洞の水圧 を考慮した挙動予測解析，支保設計について説明し，掘 削時や水封昇圧試験等の水圧上昇時の岩盤計測挙動に基 づき，同解析・設計手法の有効性ならびに空洞安定性に ついて述べる．
図-1 岩盤貯槽と周辺トンネル鳥瞰図
2. 貯槽空洞の支保設計
(1) 地質概要および岩盤力学特性
波方基地は，高縄半島先端部から西方に伸びる東西約 3km，南北0.8kmの岬に位置している．周辺岩盤は，中 世代白亜紀の花崗岩質岩からなり，陸域の大部分は波方 花崗岩，海岸付近は高縄花崗閃緑岩が分布している．図 -2に示すように花崗岩の風化による割れ目の酸化・褐色 化の深度は，地表から約40～60m程度であり，それ以深 では新鮮な花崗岩となっている．岩盤貯槽は，平均透水 係数1.0×10-6cm/s程度の新鮮な花崗岩に位置し，地山か
プロパン No.1 貯槽 プロパン No.2 貯槽
ブタン・プロパン兼用貯槽
水封トンネル 鉛直ボーリング
水平ボーリング 第 42 回岩盤力学に関するシンポジウム講演集 公益社団法人土木学会 2014 年１月 講演番号 55
Gr Gd
Gd
Gr Gd
弾性係数 ポアソン比 せん断強度 E(GPa) ν τ(MPa) H級 30 0.25 4.8+tan62°
M級 8 0.35 4.0+tan50°
L級 2 0.35 2.2+tan48°
Z
Y
・ロ ックボルト Fs < 1.0領域 ・吹付けコン クリート
【水圧考慮】
・アーチ部吊下げ検討
・側壁部すべり検討
・キーブ ロ ック検討
挙動解析（全応力解析）
岩盤物性値設定
支保仕様決定
重力場の安定性照査 緩み領域 支保断面力
応力照査
支保部材健全性評価 START
浸透流解析による水圧分布 掘削時
水封水圧一定
（0.65～0.7MPa）
L級 Lｖ級以下 M級 Hv・H級 [岩 級]
ぶりは尾根部で約250m，埋立て地で約150mとなってい る．図-3に岩盤等級平面図を示す．貯槽周辺岩盤は，堅 硬なH級岩盤であり，割れ目密度は1.5～3本／mである．
局所的に，厚さ3mm以下の連続性の高い粘土介在割れ目 等が貯槽に斜交して分布している．
図-2 地形・地質横断面図および貯槽レイアウト図
図-3 岩盤等級平面図（EL.-157.5m）
岩盤の力学特性は，原位置における岩盤せん断試験，
孔内載荷試験および平板載荷試験により，表-1に示す設 計値を設定した．初期地圧は，円錐孔底ひずみ法により，
図-4に示す側圧係数K0=1.6（最大水平応力8.6MPa，鉛直 応力5.4MPa）を設計値とし，挙動予測解析ではK0=1.6一 定で土かぶり圧に応じた初期応力を与えた．
表-1 岩盤物性の設計値
図-4 初期地圧
(2) 空洞支保設計 a) 支保設計の考え方
岩盤貯槽の掘削は，周辺岩盤に所定の水圧場を保持し，
湧水量を抑制するため，水封水圧を作用させている状態 で，貯槽周囲（10m）をグラウトしながら実施するが，
掘削に伴い，貯槽周辺岩盤にゆるみ領域が発生する．掘
削後の水封昇圧試験時には水圧が外力として空洞に作用 する．そこで，空洞の安定性は，高水圧下での掘削時，
水圧上昇時のゆるみ領域を挙動予測解析により把握し，
ゆるみ領域を十分に包含する範囲を対象に均質な水理場 となるグラウト改良を実施することとした．ゆるみ領域 の岩盤はロックボルトと吹付けコンクリートにより補強 することとした．
b) 支保設計の流れと挙動予測解析手法
図-5に掘削時の空洞の支保設計のフローを示す．挙動 予測解析によりゆるみ領域を求め，ゆるみ領域内の岩塊 の重力場における安定性を照査した．重力場の安定性は アーチ部において吊下げ，側壁部においてすべり岩塊を 想定した．想定岩塊への作用荷重は別途，周辺間隙水圧 挙動を再現した浸透流解析1)にて検討して得られた最終 段階における水圧とした．支保工については，挙動予測 解析により支保工（ロックボルト，吹付けコンクリー ト）に発生する支保断面力を照査し，支保工の健全性を 評価した．
挙動予測解析手法は，岩盤のひずみ軟化特性を考慮し たFEMとし，掘削時は，水封水圧0.65～0.7MPaの一定で 掘削を進めていることから，解析は，土圧と静水圧が足 されたものが初期応力であると仮定して，掘削解放力を 掘削面に作用させる全応力解析とした．
図-5 掘削時の支保設計フロー
図-6に掘削後の水封昇圧試験（水圧上昇）時の空洞の 支保設計フローを示す．解析は，掘削時からの応力・変 位を引き継ぐ全応力解析である．この解析では，水封水 圧が0.65～0.7MPaから最終段階（1.25MPa）に昇圧する際 のグラウト外周面（空洞壁面から10m深度）での間隙水 圧の増分値を浸透流解析により求め，これをグラウト外 周面に外力としてさせることで水圧上昇による岩盤挙動 を模擬することとした．
ここで得られた挙動予測解析により最終段階における 5.4MPa
8.6MPa
浸透流解析による水圧 P
ロック ボルト 吹 付 け
コ ン ク リ ー ト
α β 岩塊W
すべり面 水圧u/2･e
水圧u/2･l l lc
e
重力場の安定性照査 側壁部すべり検討の模式図 風化帯
風化漸移帯 花崗岩新鮮部
プロパン No.1 貯槽
プロパン No.1 貯槽 プロパン No.2 貯槽 ブタン/プロパン兼用貯槽
グラウト 10ｍ
弾性係数 ポアソン比
E（GPa） ν ピークτp 残留τr
H級 30 0.25 4.8+σtan62° 1.1+σtan52°
せん断強度 岩盤等級
[email protected] [email protected]
ゆるみ領域および支保断面力の照査し，最終的なグラウ ト範囲および支保仕様を決定した．
図-6 水封昇圧試験時の空洞の支保設計フロー
c) 事前の挙動予測解析および支保パターン
事前の挙動予測解析は，局所的に分布する粘土介在割 れ目を薄層でモデル化した不均質岩盤モデルとし，破壊 に伴う応力再配分計算を行った．岩盤の解析用物性値は，
表-2に示す通りである．粘土介在割れ目については，厚 さが3mm以下で非常に薄いことから弾性係数を周辺岩盤 と同じにし，せん断強度は粘土介在割れ目の一面せん断 試験結果に基づき，H級岩盤の残留強度相当の（τ
=1.1+tan52°）の値を用いた．
図-7に解析による掘削完了時の局所安全係数分布を示 す．局所安全係数1以下（図中の赤い部分）は破壊を表 しており，本検討では破壊領域を岩盤補強を必要とする ゆるみ領域としている．周辺岩盤のゆるみ領域は，粘土 介在割れ目沿いに局所的に発生し，最大値はアーチ部で 1m，側壁部で4mとなっている．粘土介在割れ目は，断 面毎に現れる部位が異なるが，いずれの断面においても アーチ部で最大2m，側壁部で4mであることから，この 範囲を掘削によるゆるみ領域と想定した．別途実施した 水封昇圧時の解析による破壊領域には，掘削完了後から の進展は認められず，堅硬なH級岩盤では，水封昇圧の 影響が小さいことを確認している．
挙動予測解析によるゆるみ領域内にアーチ部および側 壁部に対して岩塊を想定し，極限平衡法による重力場の 安定性照査を実施するとともに，支保工（ロックボル ト・吹付けコンクリート）に発生する応力照査を実施し，
図-8に示す支保仕様を決定した．
表-2 解析用物性値
1.001.25 1.502.00
割れ目
割れ目
図-7 解析による掘削完了時の局所安全係数分布
図-8 H級岩盤の支保パターン
3. 岩盤貯槽の空洞安定性評価
(1) 貯槽空洞掘削時の全体挙動
貯槽空洞掘削は，高さ7.5mのアーチ部を掘削し，高さ 約5.6mのベンチを4段階掘削した（図-9）．貯槽の施工 は，プレグラウトと掘削のサイクルで進めた．
図-9 貯槽加背割りと掘削ステップ
図-10に貯槽掘削完了時のA計測による2ベンチ内空 変位を示す．掘削時の計測変位は，後述するプロパン No.1貯槽南側一部（TD.0～130m区間）を除き，約9mm 程度であり，概ね H級均質の岩盤モデルの予測値以内 である．なお，空洞掘削に伴い発生した支保応力は許容 値以内にあり，支保部材は健全性を維持している．
掘削時の挙動解析
浸透流解析による水圧増分⊿ p
水封昇圧時の挙動予測解析
・⊿ p をグラウト境界（壁面から 10m）に荷重として載荷
⊿ p
END
・ゆるみ領域の進展の有無
・支保工の健全性評価
水封昇圧時の解析模式図
天端沈下：1.5 アーチ：4.2
1B：7.0 2B：8.2 3B：6.0
4m 1m
黒字：掘削完了時の予測変位 赤字：局所安全係数 1 以下
（MPa）
1.00 1.101.25 1.50 2.00
[局所安全係数]
Gr Gd
Gd
Gr Gd
0 10 20 30
0 10 20 変位量（mm） 30
28.0mm
ブタン/プロパン兼用貯槽
変位量（mm）
変位量（mm）
プロパン No.1 貯槽
26.0mm
プロパン No.2 貯槽
25.0mm 11.0mm
25.5mm
12.0mm 9.5mm
0 10 20 30
5.9mm
9.2mm
9.5mm 11.0mm
9.2mm
11/8/1 11/8/31 11/10/1 11/10/31 -10.0
-8.0 -6.0 -4.0 -2.0 0.0
05/5/1 05/12/31 06/9/1 07/5/3 08/1/2
変位量（mm）
天端沈下
アーチ 1B2B 3B 4B
1B 2B 3B 4B
イベント アーチ 掘削完了
水封昇圧時 掘削時
天端沈下：0.0 アーチ：0.4
1B：0.0 2B：0.1 3B：0.3 4B：0.1 昇圧による 増分変位
図-12 内空変位の経時変化例（No.1P TD.174）
1B 2B 3B 4B アーチ
:管理値（レベルⅠ）
:実測値 2 ベンチ内空
(2) 一般部（H級岩盤）における空洞安定性評価 一般部では，図-11 に示すグラウト改良および支保を 実施した結果，図-12 に示す変位挙動を示した．変位量 は予測値以内で，掘削後も安定した挙動となっている．
同図には，掘削完了後の水封昇圧試験において水封水圧
を 0.5MPaから1.25MPaに昇圧させた時の内空変位の増
分変位も示した．計測値は最大で 0.5mm程度となって おり，予測値（1mm）以内である．
図-13に貯槽掘削時のプロパンNo.1貯槽の2ベンチに 設置した AE計測結果を示す．AEは当該ベンチ掘削時 に発生するもののそれ以降の掘削時には発生していない．
また，当該地点の岩石試験や既往大規模空洞掘削 2)に見 られる破壊に伴う周波数低下や m値の上昇は認められ ないことから，空洞周辺にゆるみは発生せず，岩盤は弾 性的挙動を呈しているものと考えられる．
以上より，一般部では，水封水圧1.25MPaによる高水 圧が周辺岩盤に作用しているものの，水封昇圧時におい ても解析によるゆるみ領域の進展はなく，解析，計測と もに変位量も 1mm程度であることから，水圧の影響は 小さく，ここで示した高水圧条件下でのグラウト改良，
支保工の設計，施工により空洞の安定性を確保できてい ると考えられる．
挙動予測解析では，水圧上昇増分をグラウト改良域外 周面に外力として作用させる全応力解析を実施したが，
解析および計測による昇圧時変位増分はともに 1mm以 内で対応しており，本手法の有効性が確認された．
図-11 地質・グラウト・支保実績例（No.1P TD.174）
（年/月/日）
図-10 掘削完了時の空洞全体変形挙動（2 ベンチ内空）
L級 Lｖ級以下 M級 Hv・H級 [岩 級]
グラウト範囲 10m
図中の数値 計測変位(mm) 貯槽内側への変位 天端沈下：1.7
アーチ：3.4 1B：5.2 2B：4.8 3B：4.0 4B：0.1
：粘土を介在する割目
0 4000 8000 12000
0 40 80 120
0 2 4 6
1ベンチ 2ベンチ3ベンチ
AE累積発生数(個/2時間) 平均周波数(kHz)
4ベンチ
m値
0 4000 8000 12000
0 40 80 120
0 2 4 6
1ベンチ2ベンチ 3ベンチ
AE累積発生数(個/2時間) 平均周波数(kHz)
4ベンチ
m値
平均周波数 m 値
AE 発生数
深度 1.5m 深度 3.0m
平均周波数 m 値
AE 発生数
0 4000 8000 12000
0 40 80 120
0 2 4 6
1ベンチ2ベンチ3ベンチ
AE累積発生数(個/2時間) 平均周波数(kHz)
4ベンチ
m値
0 4000 8000 12000
0 40 80 120
0 2 4 6
1ベンチ2ベンチ 3ベンチ
AE累積発生数(個/2時間) 平均周波数(kHz)
4ベンチ
m値
深度 5.0m 深度 7.0m
平均周波数
m 値 AE 発生数
平均周波数 m 値
AE 発生数
吹付けｺﾝｸﾘｰﾄ
底盤ｺﾝｸﾘｰﾄ C-3
C-1
グラウト 10ｍ H
割れ目帯 M
H
L M級岩盤
図-13 貯槽掘削時の AE 発生数，周波数および m 値の関係
(3) プロパン No.1 貯槽南側の岩盤挙動と空洞安定対策 a)掘削時および水封昇圧試験時の岩盤挙動
図-14にプロパンNo.1貯槽の南側における掘削完了時 から水封昇圧試験時までの間隙水圧，区間湧水量および 内空変位のステップ図を，図-15 に地質横断面図を示す．
間隙水圧は水封昇圧に伴い増加し，水封水圧を
1.2MPaに昇圧した時点で変位が急増し（4ベンチで
5mmから13mmに増加），TD.0～100m区間の湧水量が
80L/min増加したため，水封水圧を1.1MPaまで降圧し，
図-14 水封昇圧時の間隙水圧，湧水量および内空変位 のステップ図
図-15 詳細調査に基づく No.1 貯槽南側の地質横断面図(TD.55)
BTV観察，透水・湧水圧試験などの詳細な追加調査を 実施した．その結果，東側底版部背面に高透水亀裂帯が 3条分布し，近傍の間隙水圧計の値（1.55MPa）と同程 度の高湧水圧になっていることが判明した．
b)水封昇圧試験時の挙動予測解析
貯槽に近接した高透水亀裂帯が昇圧試験時の変位発生 の主要因であると考え，挙動予測解析を実施し，岩盤補 強およびポストグラウトの対策工を検討した．
解析は，掘削時，変位が急増した水封水圧 1.2MPa作 用時を再現する逆解析と，そのモデルを用いた予測解析 として，ポストグラウト時および最終段階の水封水圧
1.25MPa（対策工後）のステップ解析とした．
図-16 に現状を再現するための岩盤モデルおよび物性 値を示す．作用水圧は，湧水圧測定および浸透流解析に 基づき設定し，高透水亀裂帯とグラウト外周面に作用さ せた．
図-14 に示した掘削時から昇圧時の内空変位の解析値 と実測値の比較から，この解析手法により，内空変位の 計測挙動を表現できていると考えられる．
図-16 岩盤モデル（逆解析および予測解析）
0 -2.7
-4.8 -5.2 -5.4 -12.6
-24.1 -24.2 -24.5 -24.5 -1.1 -3.1 -3.8 -4.2
-19.2
-24.3 -24.8 -25.1 -25.1
-40 -30 -20 -10 0
掘削完了時 0.65MPa 0.95MPa 1.05MPa 1.1MPa 1.2MPa 対策実施後 1.2MPa 1.25MPa 1.25MPa保持
変位量（mm）
4B内空変位
解析値
弾性係数 E(GPa)
粘着力 c(MPa)
内部摩擦角 φ(°)
□H級 30 4.8 62
■H級※ 10 4.8 62
■M級 8 4.0 50
■L級 2 0.55 40
■割れ目帯 0.1 0.15 35
↑水封水圧 1.2MPa 作用時を再現するモデル
↑底盤部における高透水亀裂帯の改良を反映したモデル 天端沈下：0.6
：5.2
：4.5
：3.3
：0.3
■1 ベンチ掘削時
■2 ベンチ掘削時
■3 ベンチ掘削時
■4 ベンチ掘削時
-80 -60
-32 -25 -23 -15 -34
-24 -18 -18
-100 -80 -60 -40 -20 0
全水頭（EL.m）
間隙水圧計 P3A-1
16 24
54 75 77
156
68 77 82 82
0 50 100 150 200 250
湧水量（ℓ/min）
No.1貯槽TD.0～100m区間湧水量
予測解析 逆解析
調査ボーリング 高透水
亀裂帯 調査孔
（ポストグラウト孔）
グラウト範囲
(C-1, C-3)
：粘土を介在する割目
図-17 予測解析による水封昇圧時のゆるみ領域
c)対策工と空洞安定性評価
底版部の高透水亀裂帯をグラウト改良することとし，
図-16 の解析モデルを高透水亀裂帯を改良したモデルに 修正し，水封水圧昇圧時のゆるみ領域を予測した結果を 図-17に示す．
この結果と地質性状などを総合的に分析し，対策工は，
図-18 に示す増しボルト，増し吹付けコンクリートおよ びポストグラウトとした．
グラウトゾーンの再構築にあたっては，カバーロック を5m深度で確保し，注入圧力を2MPaとして実施した 結果，深度 5m～10mのグラウトゾーンの平均ルジオン 値は，対策工前の最大2.4Luから0.07～0.18Luに改良さ れた．
対策工実施後に，最終段階（水封水圧1.25MPa）まで の水封昇圧を実施した結果，図-14に示したように，変 位増分は一般部と同様に0.5mm以下で，予測値1.0mm以 内に抑えられ，昇圧後の変位，湧水量，間隙水圧は安定 している．
以上より，グラウト改良と支保工により空洞の安定性 が確保されていることが確認された．
図-18 岩盤補強工およびポストグラウト範囲
4. まとめ
本論文では，高水圧下における大規模地下空洞の水圧 を考慮した挙動予測解析，支保設計の有効性を示した．
また，高水圧下での貯槽掘削時，水圧上昇時においては，
ゆるみ領域を十分に包含するグラウト改良と，ゆるみ領 域をロックボルトと吹付けコンクリートにより補強する ことで，掘削後に貯槽空洞への作用水圧が最大となる水 封昇圧試験時においても，空洞の安定性を確保できるこ とを示した．
参考文献
1) 前島俊雄，山本浩志，宇野晴彦，池谷貞右，青木謙 治：３次元不均質モデルによるLPG岩盤貯槽掘削時の 地下水挙動評価，第 38 回岩盤力学に関するシンポジ ウム講演集，pp.202-207，2009．
2) 森岡 宏之，南 将行，前島 俊雄，田坂 嘉章，Ming
CAI，青木 謙治：AE 計測による大規模地下空洞掘削
時の岩盤挙動評価手法に関する基礎的研究，土木学会 論文集，No.791/Ⅵ-67，pp81-96，2005．
ROCK MECHANICAL EVALUATION AND MANAGEMENT ON EXCAVATION OF HYDRAULIC CONTAINMENT LPG STORAGE CAVERN. -A CASE OF
KURASHIKI LPG STORAGE CAVERN
Yoshiaki TASAKA, Katsumi KAMEMURA, Tatsufumi HIROSUE, Kouji HATA,Tomohiro OGAWA and Toshio MAEJIMA
For the hydraulic containment LPG storage cavern, the hydraulic containment ability is maintained by water injection from the surrounding water curtain boreholes to provide stable hydraulic condition in the vicinity of LPG storage cavern from cavern excavation throughout the operation phase. In this study, the authors have evaluated the cavern deformation under high surrounding water pressure by an FEM rock mechanical analysis tool. For the countermeasures, the authors applied grouting to cover the weak zone for permeability and geological improvement, the authors also applied high tension rock-bolt and short concrete as reinforce for the fractured and fault zone.
ゆるみ領域 6m
グラウト範囲
：増しボルト
：粘土を介在する割目 (C-1, C-3)
1.00 1.10 1.25 1.50 2.00
[局所安全係数]
