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JNC TJ8400 2003-022 実規模シーリングシステムに関する研究（Ⅲ） （核燃料サイクル開発機構 業務委託報告書） 2003 年 1 月 鹿島建設株式会社 JNC TJ8400 2003-022 本資料の全部または一部を複写・複製・転載する場合は、下記にお問い合わせください。 〒319-1184 茨城県那珂郡東海村大字村松 4 番地 49 核燃料サイクル開発機構 技術展開部 技術協力課 電話：029-282-1122（代表） ファックス：029-282-7980 電子メール：[email protected] Inquiries about copyright and protection should be addressed to: Technical Cooperation Section, Technology Management Division, Japan Nuclear Cycle Development Institute 4-49 Muramatsu, Tokai-mura, Naka-gun, Ibaraki, 319-1184 Japan Ｃ 核燃料サイクル開発機構 (Japan Nuclear Cycle Development Institute) 2003 JNC TJ8400 2003-022 2003 年 1 月 実規模シーリングシステムに関する研究（Ⅲ） （核燃料サイクル開発機構 戸井田 克＊ 川端 淳一＊ 業務委託報告書） 塩釜 幸弘＊ 渥美 博行＊ 須山 泰宏＊ 伊藤 圭二郎＊ 奥津 一夫＊ 高村 尚＊ 要 旨 わが国の地質環境条件に適応し得るこれら閉鎖システムの確立に資するため，室内試験及び原位置試 験を通じてこれらの性能に関連するデータの取得，および，これらのデータを活用し評価手法を確立す ることが必要である。 本年度は，カナダAECLにおけるトンネルシーリング性能試験で昨年度までに実施した4MPaまでの注 水圧の試験に引続き，加熱の影響下における性能に関する試験を行うことから，取得されるデータおよ びトレーサ試験結果のデータの整理，解釈，トレーサ結果の数値解析に関わる技術的検討，評価を行っ た。また，シーリングシステム性能評価手段構築のための情報整理を行った。 本報告書は，鹿島建設株式会社が核燃料サイクル開発機構との委託研究契約により実施した研究成果に関するものである。 機構担当部課室：東海事業所 ＊ 環境保全・研究開発センター 鹿島建設（株） -i- 処分研究部 処分バリア性能研究グループ JNC TJ8400 2003-022 JANUARY, 2003 Full-scale demonstration of Sealing Technique in Geological Disposal（Ⅲ） （Document Prepared by Other Institute, Based on the Trust Contract ） M.Toida*, Y.Shiogama*, H.Atsumi*, Y.Suyama* J.Kawabata*, K.Itou* K.Okutsu*, H.Takamura* Abstract To establish sealing technique suitable for geological environmental conditions of Japan, it is necessary to obtain data related with this sealing function through laboratory tests and in-situ tests. It also is necessary to put these data to practical use and to establish the estimating method of the sealing technique. This report deals with the sealing function tests under heating condition of supplying water, following the pressurized tests of supplying water at the AECL in Canada until last year. These test results are reported here together with the data, interpretation and analysis of tracer test results. Information arrangement for the establishment of estimation method of sealing function is also performed. This work was performed by KAJIMA Corporation under contract with Japan Nuclear Cycle Development Agency. JNC Liaison : Barrier Performance Group, Waste Isolation Research Division, Waste Management and Fuel Cycle Research Center, Tokai Works * : Kajima Corporation -ii- JNC TJ8400 2003-022 目 次 １．はじめに.........................................................................................................................1 1.1 目的...........................................................................................................................1 1.2 研究の範囲 ................................................................................................................1 1.3 研究の内容 ................................................................................................................1 1.4 本報告書の構成 .........................................................................................................2 ２．トンネルシーリング性能試験データ解釈，評価.............................................................3 2.1 トンネルシーリング性能試験の概要 .........................................................................3 2.2 トンネルシーリング性能試験結果.............................................................................4 2.3 施工グラウト試験に関する検討 ................................................................................7 ３．トレーサ試験解析評価 ................................................................................................. 67 3.1 トレーサ試験の概要 ................................................................................................ 67 3.2 トレーサ試験の詳細結果 ......................................................................................... 68 3.3 解析条件.................................................................................................................. 68 3.4 解析結果.................................................................................................................. 69 ４．シーリングシステム評価手法構築のための情報整理.................................................... 84 4.1 岩盤緩み域の地下水挙動評価に関する情報整備...................................................... 84 4.1.1 岩盤緩み域の地下水挙動評価に関する情報整備 ............................................... 84 4.2 埋戻し技術に関する情報整備 ................................................................................ 131 4.2.1 グラウト性能に関する調査 ............................................................................. 131 4.2.2 類似プロジェクトに関する調査 ...................................................................... 135 4.3 性能評価に関する情報整備 ................................................................................... 161 4.3.1 安全評価における岩盤緩み域の位置付け ........................................................ 161 4.3.2 安全評価における埋戻し部の位置付け ........................................................... 170 4.4 支保工の取扱いについて ....................................................................................... 180 4.4.1 支保工の現実的な仕様の整理.......................................................................... 180 4.4.2 支保工撤去の現実的な可能性について ........................................................... 194 4.5 性能評価を総合的に検証するための原位置試験計画............................................. 196 4.5.1 概要 ................................................................................................................ 196 4.5.2 技術開発項目 .................................................................................................. 196 4.5.3 幌延深地層研究所における原位置試験計画 .................................................... 197 ５．おわりに..................................................................................................................... 205 -iii- JNC TJ8400 2003-022 図 目 次 図 2-1 トンネルシーリング性能試験の概要 ........................................................................8 図 2-2 トンネルシーリング性能試験工程表 ........................................................................9 図 2-3 粘土プラグからの湧水量（2001 年 3 月∼2002 年 7 月） ...................................... 10 図 2-4 コンクリートプラグからの湧水量（2001 年 3 月∼2002 年 10 月） ...................... 11 図 2-5 トンネルシーリング性能試験における Mandrel 設置の影響（2001 年 3 月∼2002 年 7 月) .................................................................................................................................... 12 図 2-6 トンネルシーリング性能試験におけるフィルター清浄の影響（2002 年 5 月∼2002 年 10 月)..............................................................................................................................13 図 2-7 加圧試験の概要 ...................................................................................................... 14 図 2-8 トレーサ試験に関するコンクリートプラグのレスポンス解析................................ 15 図 2-9 トンネルシーリング性能試験における加熱の影響（2002 年 9 月∼2002 年 10 月） ............................................................................................................................................ 16 図 2-10 ヒーター試験状況（2002 年 8 月∼10 月） .......................................................... 17 図 2-11 ヒーター試験における温度の対比（2002 年 9 月 24 日と 2002 年 10 月 21 日） ... 18 図 2-12 コンクリートプラグ背面の計測概要 .................................................................... 19 図 2-13 粘土プラグ背面におけるサンプリング方法.......................................................... 20 図 2-14 粘土プラグ／コンクリートプラグ周辺の計測位置（サンプリング位置） ............ 21 図 2-15 ヒーター試験装置の概要 ...................................................................................... 22 図 2-16 ヒーターの外観 .................................................................................................... 23 図 2-17 ヒーター試験の加熱手順 ...................................................................................... 24 図 2-18 ヒーター能力（水の温度：85℃）........................................................................ 25 図 2-19 両プラグ背面の断熱方法 ...................................................................................... 26 図 2-20 ヒーター試験の事前数値解析（コンクリートプラグ） ........................................ 27 図 2-21 数値解析結果........................................................................................................ 28 図 2-22 数値解析結果（No insulation 下流側） ............................................................... 29 図 2-23 コンクリートプラグ内部の熱応力........................................................................ 30 図 2-24 コンクリートプラグ内の応力分布........................................................................ 31 図 2-25 コンクリートプラグの変位 .................................................................................. 32 図 2-26 コンクリートプラグの透水性 ............................................................................... 33 図 2-27 ヒーター試験の影響 ............................................................................................. 34 図 2-28 Poro-plsticity に関する検討結果.......................................................................... 35 図 2-29 圧力計測結果（Ｌ−断面） .................................................................................. 36 図 2-30 圧力計測結果（Ｍ−断面） .................................................................................. 37 -iv- JNC TJ8400 2003-022 図 2-31 圧力計測結果（Ｎ−断面） .................................................................................. 38 図 2-32 圧力計測結果（Ｏ−断面） .................................................................................. 39 図 2-33 圧力計測結果（Ｐ−断面） .................................................................................. 40 図 2-34 圧力計測結果（Ｑ−断面） .................................................................................. 41 図 2-35 圧力計測結果（Ｒ−断面） .................................................................................. 42 図 2-36 圧力計測結果（Ｓ−断面） .................................................................................. 43 図 2-37 圧力計測結果（Ｔ−断面） .................................................................................. 44 図 2-38 Sonic Probe 計測結果........................................................................................... 45 図 2-39 粘土プラグ下流面の変位計測結果........................................................................ 46 図 2-40 粘土プラグ加圧面の変位計測結果........................................................................ 47 図 2-41 ピエゾメーター計測結果（粘土プラグ内）.......................................................... 48 図 2-42 ピエゾメーター計測結果（チャンバー岩盤部）................................................... 49 図 2-43 ピエゾメーター計測結果（チャンバー内）.......................................................... 50 図 2-44 ピエゾメーター計測結果（コンクリートプラグ内）............................................ 51 図 2-45 間隙水圧計測結果（HGT−1） ............................................................................ 52 図 2-46 間隙水圧計測結果（HGT−2） ............................................................................ 53 図 2-47 間隙水圧計測結果（HGT−3） ............................................................................ 54 図 2-48 間隙水圧計測結果（HGT−4） ............................................................................ 55 図 2-49 間隙水圧計測結果（HGT−5） ............................................................................ 56 図 2-50 間隙水圧計測結果（HGT−6） ............................................................................ 57 図 2-51 間隙水圧計測結果（HGT−7） ............................................................................ 58 図 2-52 間隙水圧計測結果（HGT−8） ............................................................................ 59 図 2-53 間隙水圧計測結果（HGT−9） ............................................................................ 60 図 2-54 間隙水圧計測結果（HGT−10） .......................................................................... 61 図 2-55 電気伝導度計測結果（粘土プラグ側）................................................................. 62 図 2-56 電気伝導度計測結果（コンクリートプラグ側）................................................... 63 図 2-57 粘土プラグ隔壁（ベンチレーションルームから） ............................................... 64 図 2-58 コンクリート側の断熱隔壁 .................................................................................. 64 図 2-59 粘土プラグ周辺の粘土プラグ周辺の粘土グラウト方法（案）.............................. 65 図 2-60 詳細粘土グラウト方法（案） ............................................................................... 66 図 3-1 2 回のトレーサ試験の計測データを経過時間を同じスケールにして対比したもの ..... 72 図 3-2 解析モデル ............................................................................................................. 73 図 3-3 解析メッシュ及び原位置計測状況.......................................................................... 75 図 3-4 トレーサ試験状況................................................................................................... 76 -v- JNC TJ8400 2003-022 図 3-5 移流分散解析における入力条件 ............................................................................. 77 図 3-6 移流分散解析結果評価位置 .................................................................................... 78 図 3-7 解析結果(不飽和，ゆるみ域透水係数) .................................................................... 79 図 3-8 解析結果(不飽和，ゆるみ域透水係数大) ................................................................ 79 図 3-9 解析結果(飽和，ゆるみ域透水係数小) .................................................................... 80 図 3-10 解析結果(飽和，ゆるみ域透水係数大) .................................................................. 80 図 3-11 実測値と解析値の対比.......................................................................................... 81 図 3-12 解析結果(不飽和，ゆるみ域透水係数小：700 日後) ............................................. 82 図 3-13 解析結果(不飽和，ゆるみ域透水係数大：330 日後) ............................................. 82 図 3-14 解析結果(飽和，ゆるみ域透水係数小：330 日後)................................................. 83 図 3-15 解析結果(飽和，ゆるみ域透水係数大：60 日後)................................................... 83 図 4.1-1 岩盤緩み域の定義.............................................................................................. 126 図 4.1-2 機械掘削した坑道周辺の岩盤緩み域 ................................................................. 126 図 4.1-3 トンネルシーリング性能試験穿孔発破坑道の周りの岩盤緩み域 ....................... 127 図 4.1-4 ZEDEX 発破坑道（掘削に伴う亀裂あり） .................................................... 128 図 4.1-5 ZEDEX TBM 坑道壁（掘削に伴う亀裂少ない） .............................................. 128 図 4.1-6 様々な手法で掘削された坑道周辺の岩盤緩みに関する知見 .............................. 129 図 4.1-7 結晶質岩，堆積岩での地下空洞掘削時の岩盤緩み域の範囲と特性の概念図...... 130 図 4.2-1 シーリング技術の適用位置................................................................................ 145 図 4.2-2 シーリング技術の適用位置................................................................................ 146 図 4.2-3 RESEAL プロジェクト ..................................................................................... 147 図 4.2-4 立坑埋戻し試験状況 .......................................................................................... 148 図 4.2-5 エスポにおける埋戻しプラグ試験位置（ZEDEX） .......................................... 149 図 4.2-6 試験概要............................................................................................................ 150 図 4.2-7 トンネル断面（斜め）....................................................................................... 151 図 4.2-8 計測配置（奥） ................................................................................................. 152 図 4.2-9 埋戻し部の詳細 ................................................................................................. 153 図 4.2-10 計測配置(手前) ................................................................................................ 154 図 4.2-11 プラグ部の詳細 ............................................................................................... 155 図 4.2-12 ZEDEX トンネルの状況.................................................................................. 155 図 4.3-1 破砕岩で埋戻された坑道における高圧締め固めベントナイトプラグの予備設計... 172 -vi- JNC TJ8400 2003-022 図 4.4-1 地山等級に対応する支保構造の範囲 ................................................................. 183 図 4.4-2 先打ちボルトの支点としての使用例 ................................................................. 187 図 4.4-3 鋼製支保工の各種形状....................................................................................... 187 図 4.4-4 防･排水工の区分 ............................................................................................... 189 図 4.4-5 防・排水工の呼称.............................................................................................. 189 図 4.4-6 補助工法の種類 ................................................................................................. 190 図 4.4-7 現実的な支保構造の例（結晶質岩，竪置き方式） ............................................ 192 図 4.4-8 現実的な支保構造の例（堆積岩，竪置き方式）................................................ 193 図 4.5-1 注入パターン案（1） ........................................................................................ 201 図 4.5-2 注入パターン案 (2) ........................................................................................... 202 図 4.5-3 注入手順案 (1) .................................................................................................. 203 図 4.5-4 注入手順案 (2) .................................................................................................. 204 -vii- JNC TJ8400 2003-022 表 目 次 表 3-1 コンクリートプラグ側の採水結果による Br 濃度 .................................................. 68 表 3-2 トレーサ試験の対比 ............................................................................................... 71 表 3-3 解析物性値一覧 ...................................................................................................... 73 表 3-4 解析ケース一覧 ...................................................................................................... 74 表 4.1-1 各国の地下研究施設 .......................................................................................... 100 表 4.1-2 URL(AECL)での岩盤緩み域関連試験 ............................................................. 101 表 4.1-3 スウェーデンでの岩盤緩み域関連試験.............................................................. 106 表 4.1-4 スイスでの岩盤緩み域関連試験 ........................................................................ 109 表 4.1-5 米国での岩盤緩み域関連試験 ............................................................................ 112 表 4.1-6 ベルギーでの岩盤緩み域関連試験 ..................................................................... 115 表 4.1-7 日本での岩盤緩み域関連試験(釜石と東濃を除く) ............................................. 117 表 4.1-8 その他の岩盤緩み域関連試験 ............................................................................ 118 表 4.1-9 岩盤緩み域計測手法のまとめ ............................................................................ 120 表 4.2-1 シーリングシステムの目的（1）....................................................................... 156 表 4.2-2 シーリングシステムの目的（2）....................................................................... 157 表 4.2-3 海外におけるシーリングの考え方のまとめ（1）.............................................. 158 表 4.2-4 海外におけるシーリングの考え方のまとめ（2）.............................................. 159 表 4.2-5 海外におけるシーリング研究 ............................................................................ 160 表 4.3-1 粘土系岩盤サイトにおける埋戻し材に求められる役割と機能........................... 179 表 4.4-1 地山等級（JH）................................................................................................ 182 表 4.4-2 2 車線トンネルの標準支保パターン表............................................................... 183 表 4.4-3 吹付けコンクリートの作用効果 ........................................................................ 184 表 4.4-4 ロックボルトの作用効果 ................................................................................... 185 表 4.4-5 支保工の撤去事例.............................................................................................. 195 -viii- JNC TJ8400 2003-022 １．はじめに 1.1 目的 高レベル放射性廃棄物の地層処分においては，廃棄体の定置後，処分のために建設した 地下施設を埋戻す。埋戻しに当たっては，構造物を埋戻し，プラグ，グラウトといった要 素技術により人工バリアの健全性を保つとともに，廃棄体の定置間隔性能を長期にわたり 確保する必要がある。さらに埋戻し部自身が地層処分システムの安全性に悪影響を及ぼさ ないことが重要である。 そこで，わが国の地質環境条件に適応し得るこれら閉鎖システムの確立に資するため， 室内試験及び原位置試験を通じてこれらの性能に関連するデータの取得，および，これら のデータを活用し評価手法を確立することが必要である。 本年度は，カナダ AECL におけるトンネルシーリング性能試験で昨年度までに実施した 4MPa までの注水圧の試験に引続き，加熱の影響下における性能に関する試験を行うこと から，取得されるデータおよびトレーサー試験結果のデータの整理，解釈，トレーサー結 果の数値解析に関わる技術的検討，評価を行った。また，シーリングシステム性能評価手 段構築のための情報整理を行った。 1.2 研究の範囲 (1)トンネルシーリング性能試験データ解釈，評価 (2)トレーサー試験解析評価 (3)シーリングシステム性能評価手法構築のための情報整備 1.3 研究の内容 (1) トンネルシーリング性能試験データ解釈，評価 カナダの AECL とサイクル機構との共同研究として AECL の地下研究施設において 実施している性能試験では，昨年度注入圧 4MPa による注入試験，定常注入圧状態で のトレーサー試験が行われ，シーリング性能に関する基礎データが取得された。 本年度は試験領域がほぼ飽和状態となっており，定常状態でのトレーサー試験，蒸発 量測定が実施された。また，処分場環境を模擬した熱負荷影響に関する試験も開始され る。これらの試験から取得されるデータの整理，検討および評価を実施した。 また，プラグ周囲における施工グラウト試験の実施に関する検討も併せて実施し，こ れらの評価結果に基づく，技術検討会議用資料作成を行った。 (2) トレーサー試験解析評価 トンネルシーリング性能試験では，プラグ周辺における浸透経路を把握するため，ト レーサー試験を実施している。 本年度はトレーサー試験結果に基づき，浸透流解析・移流分散解析を行い，トレーサ ー試験時のシーリングシステムの性能を評価した。また，評価結果に基づき，技術検討 −1− JNC TJ8400 2003-022 会議に関わる資料作成を行った。 (3) シーリングシステム性能評価手法構築のための情報整備 日本におけるシーリングシステムの構築のためには，諸外国におけるシーリングシス テムの考え方，日本の地質環境条件および安全評価手法を考慮し，シーリングシステム の性能を評価することが必要となる。 本年度は，掘削影響領域を中心とした岩盤の水理特性の評価に関する国内外の情報を 収集し，安全評価の観点からシーリングシステム性能評価手法構築に係わる情報整備を 行う(*)。さらに，性能評価手法を総合的に検証するための原位置試験計画に必要な情報 も取りまとめる。 * シーリングシステムの性能評価手法構築に係わる情報整備の内容 ①岩盤緩み域の地下水挙動評価に関する情報整備 安全評価における岩盤緩み域の位置付けは以下の 2 項目である。 ａ.人工バリア中の核種移行解析の外側境界条件になる。 ｂ.核種の卓越移行経路になる。 本情報整備はｂ.に着目する。岩盤緩み域に存在する核種の動きは，周辺岩盤の特性 によって異なったものになる可能性があることから，周辺岩盤の水理学的特徴を考慮し て，緩み域の核種の動きの特徴を地下水挙動に代表させて評価し，処分場の安全性への 影響を定性的に把握する。 ・緩み域の連続性(連続している場合，分断されている場合) ・周辺岩盤の水理的特性(亀裂性，ポーラス) ・周辺岩盤の水理的特性(亀裂の透水性，ポーラスな岩盤の透水性) ②埋戻し部の性能評価に関わる情報整備 ③性能評価に関わる情報整備 ④支保工の取扱いに関する検討 ⑤性能評価手法を総合的に検証するための原位置試験計画検討 1.4 本報告書の構成 本報告書の構成として，第 2 章に前項(1)に相当する「トンネルシーリング性能試験評 価」を，第 3 章に前項(2)に相当する「トレーサー試験解析的評価」を，第 4 章に前項(3) に相当する「シーリングシステム性能評価手法構築のため情報整備」を，配した。 −2− JNC TJ8400 2003-022 ２．トンネルシーリング性能試験データ解釈，評価 2.1 トンネルシーリング性能試験の概要 トンネルシーリング性能試験（Tunnel Sealing Experiment, TSX）はカナダ AECL の 地下研究施設（Underground Research Laboratory, 以下 URL）で実施されている高レ ベル放射性廃棄物地層処分の閉鎖技術に関する原位置試験である。図 2-1にトンネルシー リング性能試験全体の概要図を示す。 これまでにプラグを実スケールでトンネル内に建設することにより施工性が確認されて おり，1998 年 9 月から実スケールでの閉鎖性能の評価試験を実施中である。性能評価試 験として，2 つのプラグに挟まれた区間に水圧を作用させる試験（圧入試験）とトレーサ ーを圧入する試験（トレーサー試験）が実施されている。圧入試験では，プラグ周辺に生 じる高動水勾配により，プラグ内の湿潤過程やプラグもしくはプラグ周辺の岩盤を通過し てきた湧水状況をモニタリングし，トレーサー試験ではトレーサーの移行状況をモニタリ ングし，解析する。両試験結果からプラグおよびその周辺岩盤における止水性能を評価す ることになっている。 図 2-2に 1998 年から 2002 年までの工程を示す。1998 年 9 月から注水を開始し，1999 年５月に 800kPa に到達。その後，1999 年 7 月に 800kPa を保ったままトレーサーを投 入し，トレーサーのモニタリングを開始。2000 年４月から 2MPa へ昇圧を始め，2000 年 ７月には 2MPa に到達。2001 年４月に 4MPa へ昇圧を開始するまでトレーサーのモニタ リングは継続して行われた。2001 年 4 月に 4MPa へ昇圧を始め，2001 年 9 月に 4MPa に到達後，モニタリングを開始している。 その後，2002 年 7 月に加圧・減圧試験や臭素を使ったトレーサ試験を行い，さらに， 2002 年 9 月からヒーター試験を開始した。 −3− JNC TJ8400 2003-022 2.2 トンネルシーリング性能試験結果 本年度の主な実験項目は以下のとおりである。 ① 加熱速度や熱損失の数値解析は終了 ② 原位置試験のデータ取得を継続実施中 ③ 熱水循環システムの完成 ④ 減圧・加圧試験は終了 ⑤ トレーサ試験（2）は終了 ⑥ 加熱試験開始 ⑦ 50℃での加熱試験を継続中 ⑧ Room421 内のバルブの損傷・補修 ⑨ 小規模なワークの修復 ⑩ コンクリート・粘土プラグへの insulated wall の設定 ⑪ トレーサのサンプリング 以下に，主要項目ごとの概要を示す。 (1) 粘土プラグの状況 2002 年 4∼8 月に湧水量が 1.2 ml ／分に増加したが，これはスティールサポート内 のフィルタを洗浄したためである。 (2) コンクリートプラグの状況 湧水量は 9 ml ／分で安定している。 (3) ケーブル／注水用ボーリング孔からの漏水対策の効果 第 11 回コーディネーションミーティング後に漏水対策として Mandrel を設置し， その後，660 ml ／分の漏水が 15 ml ／分 → 10 ml ／分と 1／10 以下に減少した。 (4) 減圧・加圧試験結果 ① 4MPa から 3.5MPa に減圧し，その後 125KPa／回ずつ 4MPa まで昇圧させ， 両プラグの挙動を観察した ② 粘土プラグ ：土圧計，圧力計がすぐ反応したが，音波センサと湿度センサは応 答なしであった ③ コンクリートプラグ：すべての機器が減圧・加圧に対して弾性的に応答した (5) トレーサ試験(2) ① 臭素をトレーサとして使用した ② 7/4 から 7/5 14：30 までに注入を終了した（4.9 l ／分の割合） −4− JNC TJ8400 2003-022 ③ コンクリートプラグでのブレークスルーが観測された ④ 粘土プラグでもブレークスルーが観測された 以前のトレーサ試験(1)との試験状況の対比は以下のとおりである。 ① トレーサ試験(1) チャンバ内圧力：0.8MPa トレーサ：ヨウ素（lodide） コンクリートプラグ裏側でのブレークスルー（CBSP2）：∼8 時間 粘土プラグ裏側でのブレークスルー（CLSP15）：∼5544 時間（231 日） ② トレーサ試験(2) チャンバー内圧力：4.08MPa トレーサ：臭素（Bromide） コンクリートプラグ裏側でのブレークスルー（CBSP2）：∼19.35 時間 粘土プラグ裏側でのブレークスルー（CLSP15）：∼816 時間（34 日） (6) ヒーター試験（図2-15∼図2-28参照） 2002 年 9 月 24 日開始，50℃を目標に徐々に昇温した。昇温過程で熱水の影響でイ ンフローが減少したが，これはチャンバ内の容積が膨張したことによるものと思われる。 また，昇温に伴って，両プラグの温度も上昇した。さらに，２段階で昇温を実施し，ま ず，第１段階は約 50℃まで昇温，第 2 段階は約 75-80℃まで昇温，各段階ごとに約１ 年計測予定であった。温度はセメントグラウトへの悪影響を防ぐために 100℃以下とし， 温度調整は 55∼94℃の間で実施する予定であった。 具体的昇温方法は，thermal conventionで加熱し，トンネルからパイプで10 l /minの 割合で吸水したものをヒーターを通して加熱し，再度注水し，温度管理は，ヒーターの アウト側の水で行った。 また，数値解析的検討も行い，解析における下流側の熱的境界の設定が問題となった。 さらに，可能性は低いが，水圧破砕の可能性（透水係数が小さければ水圧が岩盤に作用 し、水圧破砕の可能性もあると判断される）も指摘された。 図 2-15 は加熱試験装置の概要を示したものであり，図 2-16 はヒーター本体の外観で ある。また，ヒーター試験では図 2-17 に示す手順で昇温を行う予定であり，これに伴 うチャンバー内地下水の温度を 85℃に保つためのヒーター能力は図 2-18 に示すとおり であった。ただし，この加熱をより効率的なものとするためにチャンバー外側の両プラ グ（粘土，コンクリート）背面に断熱処置を行った（図 2-19 参照）。図 2-20∼23 はコ ンクリートプラグを対象としたヒーター試験の事前数値解析結果であり，チャンバー内 が最も高温で，チャンバーから離れるにしたがって温度低下が見られるが，コンクリー −5− JNC TJ8400 2003-022 トプラグの形状が掘り込み方になっているため均一な温度勾配になっていないことがわ かる。また，図 2-24∼28 は加熱に伴うコンクリートプラグ内の応力・変位・透水性等 を予測したものであり，応力はコンクリートプラグの中心が大きく，切り欠き部の透水 性が周囲より大きくなることが予想された。 その他，プラグ内に設置された計器での計測結果は図 2-30∼2-58 のとおりである。 ①圧力計 図 2-29∼37 は粘土プラグ内に設置した圧力計の計測結果であり，加圧チャンバー に近い断面では，断面内の圧力分布がほぼ同様であるのに対し，チャンバーから離れ るに従って断面内の応力分布が不均一になることがわかる。最もチャンバーから遠い 断面では，天端部の圧力が最も小さいが，この断面のみの特徴のようであり，プラグ の特定の位置が圧力が小さくなっている傾向は認められない。 ②ソニックプローブ 図 2-38 は粘土プラグ中のソニックプローブ 5 点の計測結果であり，プラグの中心 よりも外線側の方が変位が大きくなっていることがわかる。 ③粘土プラグの変位 図 2-39∼40 は，粘土プラグ下流面・加圧面の変位データであり，加圧面側は均一 な変位分布であるが，下流面はプラグの上部程大きな変位が認められる。 ④ピエゾメーター 図 2-41∼44 は粘土・コンクリートプラグ，チャンバー岩盤部，チャンバー内によ る計測結果であり，チャンバー内関連のデータよりもプラグ部の圧力分布が不均一に なっていることがわかり，①の圧力計データの分布状況と整合的である。 ⑤電気伝導度計 図 2-55∼56 は両プラグ近傍のチャンバー内で計測した電気伝導度データであり， トレーサ注入に従って，データの低下が認められる。 ⑥プラグでの断熱処理 図 2-57∼58 に示すように，両プラグでの断熱処理を施した。 −6− JNC TJ8400 2003-022 2.3 施工グラウト試験に関する検討 前回の粘土グラウトでは，その適用性についての確認はできたが，注入効果に関して必 ずしも充分な成果が得られなかった。今後，粘土グラウトの効果確認を目的として，図 259∼2-60 に示すようなグラウト試験を検討した。 試験提案内容における目的は以下のとおりである。 ・プラグ周辺岩盤中のゆるみ域に直接ボーリング・注入を行い，透水性の改良を行う ・チャンバーに近い位置までボーリングする可能性があるため，削孔・注入中はチャン バー内圧力を低下させることが望ましい（新たに湧水を増大させる恐れがある） ・粘土グラウトの効果確認は，ボーリング孔内での透水試験の実施（グラウト注入前 後）が望ましいが，ボーリング孔∼チャンバー内に連絡があった場合等も想定し，チ ャンバー内でのモニタリングが可能か否かについても事前検討が必要である。 具体的なグラウト試験手順は以下のとおりである（図 2-59∼60 参照）。 ① 粘土プラグ下流側のコンクリートリングから最も掘削影響の大きい領域に対して，1 本のボーリング孔を掘削影響領域付近まで削孔する ② 削孔したボーリング孔内で口元にパッカーをかけ，透水試験を実施する ③ 削孔したボーリング孔内で口元にパッカーをかけ，粘土グラウトを実施する（注入深 度は②の透水試験結果を勘案して決定する） ④ 粘土グラウト注入後，再度口元にパッカーをかけ，透水試験を行う ⑤ 注入前後の透水試験結果（②，④）を対比し，粘土グラウトによる掘削影響領域への 止水効果を評価する −7− JNC TJ8400 2003-022 Room419 325 N 換気坑 立坑 235 055 145 Room425 240mレベル 420mレベル 水タンク コンクリートプラグ 地下の試験場 （地表から420m） 水圧 水の流れ 粘土プラグ 水の流れ 浸潤 圧力チャンバー HGT-8 地表 圧力 チャンバー HGT-10 コンクリートプラグ 図 2-1 トンネルシーリング性能試験の概要 −8− 浸潤 粘土プラグ 1998 1999 2000 2001 2002 プラグ設置 注水開始(Sep.28) 昇圧開始(Apr.10) 2MPa到達(July27) 800kPa到達(May19) 昇圧 昇圧 800kPa 昇圧開始(Apr.24) 4MPa到達(Sep.5) 2MPa 昇圧 減圧・加圧試験 4MPa トレーサ投入(July27) トレーサー投入(July14) トレーサー試験 トレーサー試験 （サンプリング4週間に１回） （6週間に１回） −9− （サンプリング1週間に1回） 図 2-2 トンネルシーリング性能試験工程表 （2002 年 10 月まで） JNC TJ8400 2003-022 JNC TJ8400 2003-022 JNC TJ8400 2003-022 図 2-3 粘土プラグからの湧水量（2001 年 3 月∼2002 年 7 月） −10− JNC TJ8400 2003-022 図 2-4 コンクリートプラグからの湧水量（2001 年 3 月∼2002 年 10 月） −11− JNC TJ8400 2003-022 図 2-5 トンネルシーリング性能試験における Mandrel 設置の影響 (2001 年 3 月∼2002 年 7 月) −12− JNC TJ8400 2003-022 図 2-6 トンネルシーリング性能試験におけるフィルター清浄の影響 (2002 年 5 月∼2002 年 10 月) −13− JNC TJ8400 2003-022 図 2-7 加圧試験の概要 −14− JNC TJ8400 2003-022 図 2-8 トレーサ試験に関するコンクリートプラグのレスポンス解析 −15− JNC TJ8400 2003-022 図 2-9 トンネルシーリング性能試験における加熱の影響（2002 年 9 月∼2002 年 10 月） −16− JNC TJ8400 2003-022 図 2-10 ヒーター試験状況（2002 年 8 月∼10 月） −17− JNC TJ8400 2003-022 図 2-11 ヒーター試験における温度の対比（2002 年 9 月 24 日と 2002 年 10 月 21 日） −18− JNC TJ8400 2003-022 Concrete Bulkhea d CBSP1 Bypa ss Tube (“OFF” to Fra ction Collec tor) Pump Discha rge Fra ction Colle ctor Pump On OFF On OFF Bypa ss Tube (“ON” to wa ste) Bypa ss Collection Bucket Pump Inta ke Pump Timer CBSP2 Pump Bypa ss Timer Inta ke We ight Timing Seque nce -5 Minutes 0 Minutes 100 200 300 Fra ction collec tor Pump Bypa ss Timer Fra ction Colle ctor Via l Shift every 100 minutes Pump “ON” (10 Minute) Pump “OFF” (90 minutes) Bypa ss “OFF” (pump discha rge to fra ction collector) Bypa ss “ON” (pump discha rge to wa ste) 図 2-12 コンクリートプラグ背面の計測概要 −19− 400 JNC TJ8400 2003-022 Sta inle ss Steel Wa ll Sa nd Fill Steel Restra int Humidity Controlle d Room Geopump Pump Discha rge Conc re te We ll Screen Pump Inta ke CLSP15 July 29 - <1 mg/L August 8 – 5.6 mg/L August 12 – 11.0 mg/L 図 2-13 粘土プラグ背面におけるサンプリング方法 −20− Wa ll JNC TJ8400 2003-022 Key Large Amount of Seepage 粘土プラグの採水ポート CLSP(1)∼(18) CS-7 CS-1 CS-10 Plan View CS-4 CS-8 & 9 CS-2 & 3 CS-7 CS-12 CS-8 CS-11 Clay Bulkhead Concrete Bulkhead CS-5 & 6 CS-11 & 12 CS-1 CS-2 CS-6 CS-5 CS-9 CS-10 CS-3 CS-4 図 2-14 粘土プラグ／コンクリートプラグ周辺の計測位置（サンプリング位置） −21− JNC TJ8400 2003-022 図 2-15 ヒーター試験装置の概要 −22− JNC TJ8400 2003-022 図 2-16 ヒーターの外観 −23− JNC TJ8400 2003-022 temperature (?C) 80 70 Inlet Temp set to 85°C 60 50 40 Inlet Temp set to 50°C 30 20 10 0 0 120 240 360 480 Time (days) 図 2-17 ヒーター試験の加熱手順 −24− 600 720 Heat power (W) JNC TJ8400 2003-022 50000 45000 40000 35000 30000 25000 20000 15000 10000 5000 0 0 100 200 300 400 500 Time (days) 図 2-18 ヒーター能力（水の温度：85℃） −25− 600 700 JNC TJ8400 2003-022 Stainless steel plate Drain lines through ca ble tubes Rock bolt Insula ted Wall Reinforced co ncrete bearing Steel shell ring restraint Cla y bulkhead Tu nnel fill Se epage co llection tra y Sand filler Pipe thro ugh concrete Drain slot cut in the floor Geomembrane for se epage collection Air Bleed Tube Geomembrane Insulated Wall Pressure Chamber Grout Tubes Concrete Bulkhead Concrete Backform Wal l Weir Bentonite strips Bentonite strip 図 2-19 両プラグ背面の断熱方法 −26− JNC TJ8400 2003-022 T (time) following Figure 2 everywhere on the edge Adiabatic conditions (thermal flux = 0) 80 Temperature °C 70 24 days 60 94 days 50 325 days 361 days 40 373 days 30 407 days 20 512 days 10 720 days 0 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 Distance from outside of bulkhead / meters 図 2-20 ヒーター試験の事前数値解析（コンクリートプラグ） −27− JNC TJ8400 2003-022 図 2-21 数値解析結果 −28− JNC TJ8400 2003-022 80 Temperature °C 70 24 days 94 days 60 325 days 361 days 50 40 373 days 407 days 30 512 days 720 days 20 10 0 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 Distance from outside of bulkhead / meters 図 2-22 数値解析結果（No insulation 下流側） −29− JNC TJ8400 2003-022 2.0E+07 Pressure (Pa) 1.8E+07 1.6E+07 24 days 1.4E+07 94 days 1.2E+07 325 days 361 days 1.0E+07 373 days 8.0E+06 407 days 6.0E+06 512 days 4.0E+06 720 days 2.0E+06 0.0E+00 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 Distance from outside of bulkhead / meters Concern: Hydraulic fracturing of cracks that already exist in the concrete. 図 2-23 コンクリートプラグ内部の熱応力 −30− JNC TJ8400 2003-022 図 2-24 コンクリートプラグ内の応力分布 −31− JNC TJ8400 2003-022 0.12 Begining of the heating stage Displacement (mm) 0.1 Point 1 0.08 Point 2 Point 3 0.06 Point 4 0.04 0.02 0 0 10 20 30 Time (month). Started at April 23 2001 図 2-25 コンクリートプラグの変位 −32− 40 JNC TJ8400 2003-022 7.00E+06 6.00E+06 Pressure (Pa) 24 days 5.00E+06 94 days 325 days 4.00E+06 361 days 373 days 3.00E+06 407 days 2.00E+06 512 days 720 days 1.00E+06 0.00E+00 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 Distance from outside of bulkhead / meters 3 x 10-20 m2 3.0E+06 24 days 2.5E+06 Pressure (Pa) 94 days 2.0E+06 325 days 361 days 1.5E+06 373 days 407 days 1.0E+06 512 days 720 days 5.0E+05 0.0E+00 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 Distance from outside of bulkhead / meters 3 x 10-19 m2 図 2-26 コンクリートプラグの透水性 −33− JNC TJ8400 2003-022 1.4E+07 Temeprature (°C) 1.2E+07 24 days 94 days 325 days 361 days 373 days 407 days 512 days 720 days 1.0E+07 8.0E+06 6.0E+06 4.0E+06 2.0E+06 0.0E+00 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 Distance from outside of bulkhead / meters 図 2-27 ヒーター試験の影響 −34− JNC TJ8400 2003-022 Extent of plastic dilatency (cracking) Low permeability Higher permeability 3 x 10-21 m2 3 x 10-20 m2 図 2-28 Poro-plsticity に関する検討結果 −35− ay -9 Ju 8 lSe 98 pN o 98 vJa 98 nM 99 ar M 99 ay -9 Ju 9 lSe 9 9 pN o 99 vJa 99 nM 00 ar M 00 ay -0 Ju 0 lSe 00 pN o 00 vJa 00 nM 01 ar M 01 ay -0 Ju 1 lSe 0 1 pN o 01 vJa 01 nM 02 ar M 02 ay -0 Ju 2 lSe 0 2 pO 02 ct De 02 c02 圧力(kpa) 3500 3000 L断面 4500 TPC23 TPC22 TPC27 4000 加圧側 TPC26 TPC25 TPC24 2000 1500 1000 500 0 -500 図2-29 圧力計測結果（L−断面） JNC TJ8400 2003-022 −36− M 5000 2500 TPC22 TPC23 TPC24 TPC25 TPC26 TPC27 圧力(kpa) M断面 TPC19 TPC20 TPC18 4000 加圧側 3500 TPC21 3000 2500 2000 図2-30 圧力計測結果（M−断面） JNC TJ8400 2003-022 −37− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l- 9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l- 0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 4500 TPC18 TPC19 TPC20 TPC21 1500 1000 500 0 -500 圧力(kpa) −38− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 N断面 4000 3000 2500 EPC31 3500 EPC25 EPC13 EPC12 EPC14 EPC6 EPC11 加圧側 EPC3 JNC TJ8400 2003-022 4500 2000 1500 1000 EPC3 EPC6 EPC11 EPC12 EPC13 EPC14 EPC25 EPC31 500 0 -500 図2-31 圧力計測結果（N−断面） O断面 EPC34 TPC15 4000 TPC14 EPC26 EPC15 TPC16 TPC16 EPC1 加圧側 EPC7 TPC17 3000 2000 EPC1 EPC7 EPC15 EPC26 EPC34 TPC14 TPC15 TPC16 TPC17 1000 0 -1000 図2-32 圧力計測結果（O−断面） JNC TJ8400 2003-022 ay -9 8 Ju l-9 Se 8 p9 No 8 v98 Ja n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l-9 Se 9 p9 No 9 v99 Ja n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l-0 Se 0 p0 No 0 v00 Ja n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l-0 Se 1 p0 No 1 v01 Ja n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l-0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 圧力(kpa) −39− M 5000 4000 3500 P断面 EPC32 4500 TPC18 EPC27 EPC17 EPC19 EPC8 EPC16 加圧側 EPC4 3000 2000 1500 EPC4 EPC8 EPC16 EPC17 EPC18 EPC19 EPC27 EPC32 1000 500 0 -500 図2-33 圧力計測結果（P−断面） JNC TJ8400 2003-022 -9 8 Ju l-9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l-9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l-0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l-0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l-0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 2500 圧力(kpa) −40− M ay 5000 圧力(kpa) −41− M ay -9 Ju 8 l-9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 Ju 9 l-9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 Ju 0 l-0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 Ju 1 l-0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 Ju 2 l-0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 4500 3000 EPC35 TPC11 4000 3500 TPC10 EPC28 EPC20 TPC12 EPC2 加圧側 EPC9 TPC13 2500 2000 1500 1000 図2-34 圧力計測結果（Q−断面） JNC TJ8400 2003-022 Q断面 EPC2 EPC9 EPC20 EPC28 EPC35 TPC10 TPC11 TPC12 TPC13 500 0 -500 圧力(kpa) −42− M ay -9 8 Ju l-9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l-9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l-0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l-0 Se 2 p0 O 2 ct -0 De 2 c02 5000 EPC33 EPC23 4000 EPC24 EPC29 EPC22 EPC21 EPC10 加圧側 EPC5 3000 2000 1000 図2-35 圧力計測結果（R−断面） JNC TJ8400 2003-022 R断面 EPC5 EPC10 EPC21 EPC22 EPC23 EPC24 EPC29 EPC33 0 -1000 圧力(kpa) −43− M ay -9 8 Ju l-9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l-9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 S断面 TPC7 TPC6 4000 加圧側 TPC8 TPC9 3000 2000 図2-36 圧力計測結果（S−断面） JNC TJ8400 2003-022 5000 TPC6 TPC7 TPC8 TPC9 1000 0 -1000 M ay 24 -J u 22 l -S e 21 p -N o 20 v -J a 21 n -M a 20 r -M ay 19 -J u 17 l -S e 16 p -N o 15 v -J a 15 n -M a 14 r -M ay 13 -J u 11 l -S e 10 p -N ov 9Ja 10 n -M a 9- r M ay 8Ju l 6Se p 5No v 4Ja n 5M ar 4M ay 3Ju l 1Se 31 p -O c 30 t -D ec 圧力(kpa) −44− 25 - T断面 EPC30 TPC2 5000 TPC4 TPC1 TPC3 加圧側 TPC5 4000 1000 図2-37 圧力計測結果（T−断面） JNC TJ8400 2003-022 6000 3000 2000 EPC30 TPC1 TPC2 TPC3 TPC4 TPC5 0 -1000 -9 Ju 8 lS e 98 pN o 98 vJa 98 nM 99 ar M 99 ay -9 Ju 9 lS e 99 pN o 99 vJa 99 nM 00 ar M 00 ay -0 Ju 0 lS e 00 pN o 00 vJa 00 nM 01 ar M 01 ay -0 Ju 1 lS e 01 pN o 01 vJa 01 nM 02 ar M 02 ay -0 Ju 2 lS e 02 pO 02 ct De 02 c02 ay 変位量（mm） 50 SonP-1 SonP-2 SonP-3 SonP-5 (2.22m) SonP-4 (1.76m) SonP-3 (1.39m) SonP-2 (1.19m) SonP-1 (0.46m) SonP-4 SonP-5 40 30 20 10 0 図2-38 Sonic Probe 計測結果 JNC TJ8400 2003-022 −45− M 60 ay -9 Ju 8 lSe 98 pNo 98 vJa 98 nM 99 ar M 99 ay -9 Ju 9 lSe 99 pNo 99 vJa 99 nM 00 ar M 00 ay -0 Ju 0 lSe 00 pNo 00 vJa 00 nM 01 ar M 01 ay -0 Ju 1 lSe 01 pNo 01 vJa 01 nM 02 ar M 02 ay -0 Ju 2 lSe 02 pO 02 ct De 02 c02 M −46− 変位量（mm） 16000 16 CLDT-5 14000 14 CLDT-1 CLDT-4 CLDT-2 CLDT-3 CLDT-6 CLDT-1 CLDT-2 CLDT-3 CLDT-4 CLDT-5 CLDT-6 12000 12 10000 10 8000 8 6000 6 4000 4 2000 2 0 図2-39 粘土プラグ下流面の変位計測結果 JNC TJ8400 2003-022 18 18000 変位 (mm) −47− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l- 0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l- 0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l- 0 Se 2 p0 O 2 ct -0 De 2 c02 LP1 50 LP2 加圧側 40 30 JNC TJ8400 2003-022 60 20 10 LP1 LP2 0 -10 -20 -30 -40 図2-40 粘土プラグ加圧面の変位計測結果 ay -9 8 Ju l- 9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l- 0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l- 0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 圧力(kpa) −48− M 4000 PZ7 PZ5 3000 PZ1,2 2500 PZ8 3500 加圧側 PZ6 PZ3,4 PZ1 PZ2 PZ3 PZ4 PZ5 PZ6 PZ7 PZ8 2000 1500 1000 500 0 -500 図2-41 ピエゾメーター計測結果（粘土プラグ内） JNC TJ8400 2003-022 4500 圧力(kpa) −49− M ay -9 8 Ju l-9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l-9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l-0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l-0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l-0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 5000 4000 JNC TJ8400 2003-022 6000 3000 2000 PZ14 PZ15 PZ16 PZ17 PZ18 PZ19 1000 0 -1000 図2-42 ピエゾメーター計測結果（チャンバー岩盤部） ay -9 8 Ju l- 9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l- 9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l- 0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l- 0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 圧力（kpa) −50− M 4000 3500 3000 2500 2000 1500 1000 PZ20 PZ21 PZ22 PZ23 PZ24 PZ25 PZ26 PZ27 PZ28 PZ29 PZ30 PZ31 500 0 -500 図2-43 ピエゾメーター計測結果（チャンバー内） JNC TJ8400 2003-022 4500 -9 Ju 8 l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 Ju 1 l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 O 2 ct -0 De 2 c02 ay 圧力(kpa) 4000 3500 3000 PZ32 PZ33 PZ34 PZ35 PZ36 PZ37 PZ38 PZ39 PZ40 PZ41 PZ42 PZ43 PZ44 2500 2000 1500 1000 500 0 -500 図2-44 ピエゾメーター計測結果（コンクリートプラグ内） JNC TJ8400 2003-022 −51− M 4500 間隙水圧(kpa) 6000 HGT1 HGT7 HGT9 8000 7000 （鉛直断面） 5000 4000 3000 2000 1000 図2-45 間隙水圧計測結果（HGT−1） JNC TJ8400 2003-022 −52− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l-9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l-0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l-0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l-0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 HGT3 HGT5 HGT1-1 HGT1-2 HGT1-3 HGT1-4 HGT1-5 間隙水圧(kpa) 6000 HGT4 HGT6 HGT2 図2-46 間隙水圧計測結果（HGT−2） HGT2-1 HGT2-2 HGT2-3 HGT2-4 5000 HGT8 HGT10 4000 3000 2000 1000 0 JNC TJ8400 2003-022 −53− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l-9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l-0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 （水平断面） ay -9 Ju 8 l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar M 99 ay -9 Ju 9 l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar M 00 ay -0 Ju 0 l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar M 01 ay -0 Ju 1 l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar M 02 ay -0 Ju 2 l0 Se 2 p0 O 2 ct -0 De 2 c02 間隙水圧(kpa) 6000 HGT1 図2-47 間隙水圧計測結果（HGT−3） HGT7 HGT9 9000 8000 7000 （鉛直断面） 5000 4000 3000 2000 1000 0 -1000 HGT3-1 HGT3-2 HGT3-3 HGT3-4 HGT3-5 HGT3-6 HGT3-7 HGT3-8 JNC TJ8400 2003-022 −54− M HGT3 HGT5 ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l- 0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l- 0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 間隙水圧(kpa) 5000 （水平断面） 4000 HGT4 HGT6 図2-48 間隙水圧計測結果（HGT−4） HGT2 HGT8 HGT10 3000 2000 1000 0 -1000 JNC TJ8400 2003-022 −55− M 6000 HGT4-1 HGT4-2 HGT4-3 HGT4-4 HGT4-5 HGT4-6 HGT4-7 HGT4-8 間隙水圧(kpa) 8000 7000 HGT3 HGT5 6000 図2-49 間隙水圧計測結果（HGT−5） HGT1 HGT7 HGT9 （鉛直断面） 5000 4000 3000 2000 1000 0 -1000 JNC TJ8400 2003-022 −56− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l- 0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 9000 HGT5-1 HGT5-2 HGT5-3 HGT5-4 HGT5-5 HGT5-6 HGT5-7 HGT5-8 間隙水圧(kpa) −57− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l-9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l-0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l-0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 6000 5000 4000 HGT6-1 HGT6-2 HGT6-3 HGT6-4 HGT6-5 HGT6-6 HGT6-7 HGT6-8 HGT4 HGT6 図2-50 間隙水圧計測結果（HGT−6） HGT2 HGT8 HGT10 3000 2000 1000 0 -1000 JNC TJ8400 2003-022 （水平断面） 間隙水圧(kpa) 6000 HGT1 HGT7 HGT9 9000 8000 7000 図2-51 間隙水圧計測結果（HGT−7） HGT7-1 HGT7-2 HGT7-3 HGT7-4 HGT7-5 HGT7-6 HGT7-7 HGT7-8 （鉛直断面） 5000 4000 3000 2000 1000 0 -1000 JNC TJ8400 2003-022 −58− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l-0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 HGT3 HGT5 M ay -9 8 Ju l-9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l-0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l-0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 O 2 ct -0 De 2 c02 −59− 間隙水圧(kpa) 6000 5000 4000 HGT4 HGT6 HGT2 図2-52 間隙水圧計測結果（HGT−8） HGT8-1 HGT8-2 HGT8-3 HGT8-4 HGT8-5 HGT8-6 HGT8-7 HGT8-8 HGT8 HGT10 3000 2000 1000 0 -1000 JNC TJ8400 2003-022 （水平断面） 間隙水圧(kpa) 6000 HGT1 HGT7 HGT9 9000 8000 図2-53 間隙水圧計測結果（HGT−9） HGT9-1 HGT9-2 HGT9-3 HGT9-4 HGT9-5 HGT9-6 HGT9-7 HGT9-8 7000 （鉛直断面） 5000 4000 3000 2000 1000 0 -1000 JNC TJ8400 2003-022 −60− M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l- 9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l- 0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 HGT3 HGT5 M ay -9 8 Ju l9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l-0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l-0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 6000 5000 4000 HGT4 HGT6 HGT2 図2-54 間隙水圧計測結果（HGT−10） HGT10-1 HGT10-2 HGT10-3 HGT10-4 HGT10-5 HGT10-6 HGT10-7 HGT10-8 HGT8 HGT10 3000 2000 1000 0 -1000 JNC TJ8400 2003-022 −61− 間隙水圧(kpa) （水平断面） 1.E+04 CS1 CS2 CS3 CS4 CS5 CS6 1.E+03 1.E+02 1.E+01 1.E+00 1.E-01 1.E-02 図2-55 電気伝導度計測結果（粘土プラグ側） JNC TJ8400 2003-022 M ay -9 8 Ju l- 9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l- 0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l- 0 Se 2 p0 O 2 ct -0 De 2 c02 −62− 電気伝導度 (μs/cm) 1.E+05 ay -9 8 Ju l- 9 Se 8 p9 No 8 v9 Ja 8 n9 M 9 ar -9 M 9 ay -9 9 Ju l- 9 Se 9 p9 No 9 v9 Ja 9 n0 M 0 ar -0 M 0 ay -0 0 Ju l0 Se 0 p0 No 0 v0 Ja 0 n0 M 1 ar -0 M 1 ay -0 1 Ju l0 Se 1 p0 No 1 v0 Ja 1 n0 M 2 ar -0 M 2 ay -0 2 Ju l0 Se 2 p0 Oc 2 t0 De 2 c02 M −63− 電気伝導度 (μs/cm) CS7 CS8 CS9 CS10 1.E+04 CS11 CS12 1.E+03 1.E+02 1.E+01 1.E+00 図2-56 電気伝導度計測結果（コンクリートプラグ側） JNC TJ8400 2003-022 1.E+05 JNC TJ8400 2003-022 図 2-57 粘土プラグ隔壁（ベンチレーションルームから） 図 2-58 コンクリート側の断熱隔壁 −64− 性を把握すると共に粘土グラウトを注入することによ り，これまでの計測で明らかになってきた，プラグ周囲 の掘削影響領域の移行経路の性能を向上させ，プラグシ ステムとしての機能を評価する。 •試験位置：粘土プラグ下流側 pressure Injection holes Bentonite Plug packer •試験方法：粘土プラグ下流側のコンクリートリング から，最も掘削影響領域の影響が大きいと考えられる方 向に対して 1 本のボーリング孔を削孔し，粘土グラウト −65− を注入する。効果の確認は，グラウト試験孔のグラウト 注入前後の透水試験（シングルホール透水試験）による。 •必要な試験期間：1 ヶ月（加熱試験が終了し，加圧チ ャンバーの圧力を除荷した条件で実施） 図 2-59 粘土プラグ周辺の粘土プラグ周辺の粘土グラウト方法（案） JNC TJ8400 2003-022 •目的：プラグの極近傍岩盤の掘削影響領域の透水特 EDZ チャンバー Inner damaged zone 注入孔 −66− Key 注入孔 断面位置 削孔位置候補 Large Amount of Seepage 図 2-60 詳細粘土グラウト方法（案） JNC TJ8400 2003-022 Outer damaged zone JNC TJ8400 2003-022 ３．トレーサー試験解析評価 3.1 トレーサ試験の概要 以下，トレーサ試験についての概要を記す。 (1) トレーサ試験の準備 ・NaBr 保存性トレーサを使用した ・設定濃度は 35400mg/ l （最終的な平均濃度は，30700 mg/ l ）の NaBr トレーサ (2) トレーサ注入 ・まず 1000 mg/ l の濃度のトレーサを 52000 l のチャンバ内地下水に投入，既存のパ イプを利用し，チャンバ内圧力をキープしながら随時注入した ・注入時に流量 Q をモニタリング（ポンプとマスフローメーターを使用）し，既存の トンネルシーリング性能試験設備を使ってチャンバ内圧力をモニタリングした ・2002 年 7 月 4 日に地下タンクに 1815 l の地下水を地上タンクから流入させ， NaBr71.5kg を投入し，7 月 5 日 8:50 から初期投入を開始した ・注入速度は約 5 l /min であった ・注入中は注入タンクから 4 サンプルを採取した ・本注入は 7 月 5 日 14：30 からで，合計 1710 l を注入した ・ポンプでチャンバ内地下水を撹拌し，均一なトレーサ濃度とした (3) 湧水のサンプリング ・コンクリートプラグからの湧水をサンプリング・分析した。なお，トレーサ注入中 は，手動で 10 分間隔採水し，トレーサ注入後の採水は連続的に 100 分間隔で実施 した。 ・採水は前出の図 2-13∼2-14 に示す CLSP15 から手動で毎週実施した ・電気伝導度センサーの内，前出の図 2-14 中の２つのセンサー（CS10，CS3）で Br の反応があった ・採水したものの電気伝導度を計測すると共に，化学分析を行い，Br 濃度を測定した （初期 Br 濃度は＜1 mg/ l であった） ・2002 年 8 月 12 日時点でのデータは以下の通り −67− JNC TJ8400 2003-022 表 3-1 コンクリートプラグ側の採水結果による Br 濃度 採水地点 濃度（mg/ l ） CSSP-1 861 CSSP-2 825 CSSP-3 811 CSSP-4 833 CSSP-5 834 CSSP-6 − CSSP-7 843 CSSP-8 870 CSSP-9 853 CSSP-10 − CSSP-11 834 CSSP-12 836 （図 2-14 参照） 3.2 トレーサ試験の詳細結果 35400 mg/ l の濃度 NaBr 溶液 1710 l をチャンバ内へ 2002 年 7 月 5 日の 8:50 から 14:30 までの間に注入した。 ・トレーサ撹拌中のチャンバ内圧力は 0.35MPa であった ・チャンバ内地下水の循環は，7 月 23 日に開始（∼5 l /min）し，7 月 24 日までに 7 l /min となった，また，ミキシングは 7 月 27 日に終了し，これがベントナイトプラグのトレ ーサ試験開始となる ・コンクリートプラグでの Br のブレークスルー（到達）は 7 月 6 日 4:20 で注入開始後， 19.35 時間であった。また，Br のピークは約 9000 mg/ l の濃度で 7 月 11 日 10:40 頃 であった（注入開始後 145.68 時間） ・ ベントナイトプラグでの 1 回／週の頻度で手動により CLSP15 から採水分析を行った ・ また，Br のブレークスルー（到達）は 8 月 8 日で注入後 816 時間，濃度は 5.6ppm で あり，Br のピークは 10 月 6 日，2184 で濃度は 700ppm であった 3.3 解析条件 今回の解析メッシュ・解析モデルはこれまでと同じ，図 3-2∼図 3-3 に示すトンネル軸に 対する軸対象モデルとした。 以下に示すように，前回のトレーサ試験結果と今回のトレーサ試験結果を対比すると， 現時点では粘土プラグ裏側での濃度変化でしか相対的な評価が難しいが，以下のことが考 えられる。 ・前回よりも今回の方が注入圧力は大きい，4.08/0.8＝5.1 倍 ・プラグ部のベントナイトは，ほぼ完全に飽和しているものとおもわれる −68− JNC TJ8400 2003-022 ・粘土プラグ裏側での濃度変化から推定されるブレークスルー時間は，前回よりも短い （約 1/6.8 となっている） ・注入圧力の違いとブレークスルー時間の違いを対比するとオーダー的に整合しており， ほぼ注入圧力の違いだけで説明可能とも思われる ・ただし，ブレークスルー時の濃度や間隙水圧計測地点での濃度変化に着目すると，今 回は前回に比べて到達したトレーサの濃度が約 1/10 である 以上より，下記条件で解析を実施した。 ・吹き付けベントナイトの物性は膨潤後の値を用いる；10E-13(m/sec) ・各部の構造（寸法）は H13 年度のモデルを用いる 解析上のパラメータとしては，まず，比濃度/圧力を考え，以下の２通りとする。 ・当初の不飽和に近い岩盤状態でのトレーサ試験を想定して，比濃度 0.8→1.0，圧力 0.8 →2.0（MPa）の比濃度/圧力で，非定常解析を実施する ・今回の飽和に近い岩盤状態でのトレーサ試験を想定して，比濃度＝１，圧力＝４MPa で定常浸透流解析を実施した後，移流分散解析を実施する 次のパラメータとしてプラグ部岩盤のゆるみ域（D’，E）の透水係数を考え，これま での解析結果から実状に近いと判断される， 1E-11(m/s) 7E-11(m/s) の 2 通りを考える。 表 3-3 に解析用物性値の一覧を，解析ケースごとの詳細を表 3-4 に示す。 3.4 解析結果 解析結果のブレークスルーカーブを図 3-7∼図 3-11 に示す。また，図 3-12∼図 3-15 は， ４つの計算ケースで，ほぼプラグ中央部までトレーサが浸透した状態での比濃度分布状況 を対比したものである。これらより以下のことが考えられる。 ・ブレークスルーが早いのは，プラグの下流側で評価した場合，飽和高圧・ゆるみ域透 水係数大（約 40 日）→飽和高圧・ゆるみ域透水係数小（約 275 日）→不飽和低圧・ ゆるみ域透水係数大（約 325 日）→不飽和低圧・ゆるみ域透水係数小（500 日以上） ， という順番であり，飽和状態の方が不飽和状態よりも早く，透水係数が大きい方が早 いことがわかる ・ブレークスルー後の比濃度は，透水係数の大小の影響が大きく，透水係数が大きいほ ど，比濃度は大きくなる また，実測値と数値解析結果を対比すると， ・実測結果：飽和高圧（約 34 日） ，不飽和低圧（231 日） 上記に近い数値解析結果は， ・数値解析結果：飽和高圧・ゆるみ域透水係数大（約 40 日） ，不飽和低圧・ゆるみ域透 −69− JNC TJ8400 2003-022 水係数大（約 325 日） と，いずれもゆるみ域の透水係数が大きい場合が実測値と整合的である。 また，湧水量に関する実測値と数値解析結果の整合性については，コンクリートプラグ 側からのリーク量やベントナイトプラグ部での吸水の影響が考えられるため，定量的な評 価は難しいと考えられるが，今回の解析結果では，飽和高圧/不飽和低圧＝約 5 倍の量とな っている。 以上の結果を整理すると以下のとおりである。 ブレークスルー（到達）が早いのは，プラグの下流側で評価した場合，以下のようにな っている。 比濃度＝１，圧力＝４MPa・ゆるみ域透水係数大 約 40 日 比濃度＝１，圧力＝４MPa・ゆるみ域透水係数小 約 275 日 比濃度 0.8→1.0，圧力 0.8→2.0MPa・ゆるみ域透水係数大 約 325 日 比濃度 0.8→1.0，圧力 0.8→2.0MPa・ゆるみ域透水係数小 500 日以上 実測結果 ：比濃度＝１・圧力＝４MPa （約 34 日） ，比濃度 0.8→1.0・圧力 0.8→ 2.0MPa（231 日） 数値解析結果 ：比濃度＝１・圧力＝４MPa・ゆるみ域透水係数大（約 40 日） ， 比濃度 0.8→1.0・圧力 0.8→2.0MPa・ゆるみ域透水係数大（約 325 日） また，今回の解析では不飽和特性を考慮していないが，比濃度 0.8→1.0，圧力 0.8→ 2.0MPa の場合には粘土プラグ部分が飽和状態になっていないことが予想され，この条件 を勘案して解析結果を評価する必要があると判断される。 −70− H11∼13 年度 ピーク HGT-8,10 での濃度 (outflow 部での計 (outflow 部での （outflow 部でブレ-クスル 圧力 C/C0 （Mpa) 0.2 → 1.0 0.8（→2.0） ５５４１時間 （ 60 日 後 に −71− 1 測結果) 計測結果) ーが認められた時） 昇圧のためビー ク無し 粘土プラグからの 湧水量 (m リットル/分) HGT 部/outflow 部＝30∼40 0.1∼0.9 HGT 部/outflow 部＝2∼5 1 （231 日） 1.0） H14 年度 ブレークスルー 濃度 4.08 ８１６時間 ２１８４時間 （7/6-8/8: 34 日） (7/6-11/6:91 日） JNC TJ8400 2003-022 表 3-2 トレーサー試験の対比 JNC TJ8400 2003-022 TSX TT2 B r値 0 .1 0 0 0 .0 9 0 C L S P 1 5 (粘 土 プ ラ グ ） 0 .0 8 0 H G T (間 隙 水 圧 計 ） 0 .0 7 0 0 .0 6 0 0 .0 5 0 0 .0 4 0 0 .0 3 0 ： ブレークスルー 0 .0 2 0 0 .0 1 0 0 0 0 14 12 80 10 60 40 0 20 0 .0 0 0 経過日時 1.00 2,500 0.90 pressure + tracer 2,000 0.80 HGT10 HGT8 チャンバー圧 粘土プラグ湧水 HGT8 HGT10 プラグ最下流 0.60 0.50 1,000 0.40 0.30 0.20 500 攪拌完了 0.10 0 0 0 64 62 60 0 0 58 0 56 54 0 0 52 50 0 0 0 0 48 46 44 0 0 42 40 0 38 36 0 0 0 34 32 0 0 0 30 28 26 0 24 0 0 22 20 18 0 16 0 14 0 12 0 10 80 60 40 0.00 20 0 0 (日) 図 3-1 2 回のトレーサ試験の計測データを経過時間を同じスケールにして 対比したもの （プラグ最下流点で対比すると前回の方が到達時刻は遅いが，比濃度は大きい） −72− 粘土プラグからの湧水（ml/min） 及び C/C0 1,500 チャンバー圧（kPa） チャンバー圧（kPa） 0.70 JNC TJ8400 2003-022 表 3-3 解析物性値一覧 物性 貯留係数 拡散係数 2 （ｌ/m） （ｌ ） ） （m /s） 透水係数 （m/s） ） ＊ 縦分散長＊ （m） ） 間隙率 A Clay 3.0E-13 5.8E-04 1.0E-10 0.30 B Backfill 1.0E-11 5.8E-04 1.0E-10 0.21 C Shot-clay 1.0E-13 5.8E-04 1.0E-10 0.53 D EDZ-1 1.0E-09 3.2E-07 1.0E-12 0.01 EDZ-2 1.0E-11 1.7E-07 5.0E-13 0.005 5.0E-08 1.0E-13 0.0025 D' 0.1 E 7.0E-11 F Rock 1.0E-13 ＊横分散長は縦分散長 の1/10と仮定 0.3m 2m 0.3m 0.25m 0.1m A : 締め固めベントナイト B : 埋め戻し材 C : 吹き付けベントナイト D 2m トレーサー 投入 C A D : ゆるみ域（坑道周辺） D’: ゆるみ域（プラグ周辺１） B (0.05m) 0.5m 1m D’ 0.5m 対称軸 F E 図 3-2 解析モデル −73− E: ゆるみ域（プラグ周辺２） F: 岩盤 JNC TJ8400 2003-022 表 3-4 解析ケース一覧 <model7a> 1 2 3 4 5 6 7 <model7b> 1 2 3 4 5 6 7 <model8a> 1 2 3 4 5 6 7 <model8b> 1 2 3 4 5 6 7 可変型：不飽和、ゆるみ透水係数小 岩種 記号 kx[m/day] ky[m/day] rock F 8.64E-09 8.64E-09 clay A 2.59E-08 2.59E-08 back_fill B 8.64E-07 8.64E-07 shot_cray C 8.64E-08 8.64E-08 EDZ-1 D 8.64E-05 8.64E-05 EDZ-2 D' 8.64E-07 8.64E-07 EDZ-2 E 8.64E-07 8.64E-07 kx[m/s] 1.00E-13 3.00E-13 1.00E-11 1.00E-12 1.00E-09 1.00E-11 1.00E-11 ky[m/s] n Ss 1.00E-13 0.0025 5.00E-08 3.00E-13 0.3 5.80E-04 1.00E-11 0.21 5.80E-04 1.00E-12 0.53 5.80E-04 1.00E-09 0.01 3.20E-07 1.00E-11 0.005 1.70E-07 1.00E-11 0.005 1.70E-07 可変型：不飽和、ゆるみ透水係数大 岩種 記号 kx[m/day] ky[m/day] rock F 8.640E-09 8.640E-09 clay A 2.592E-08 2.592E-08 back_fill B 8.640E-07 8.640E-07 shot_cray C 8.640E-08 8.640E-08 EDZ-1 D 8.640E-05 8.640E-05 EDZ-2 D' 6.048E-06 6.048E-06 EDZ-2 E 6.048E-06 6.048E-06 kx[m/s] 1.00E-13 3.00E-13 1.00E-11 1.00E-12 1.00E-09 7.00E-11 7.00E-11 ky[m/s] n Ss 1.00E-13 0.0025 5.00E-08 3.00E-13 0.3 5.80E-04 1.00E-11 0.21 5.80E-04 1.00E-12 0.53 5.80E-04 1.00E-09 0.01 3.20E-07 7.00E-11 0.005 1.70E-07 7.00E-11 0.005 1.70E-07 不変型(要定常解析)：飽和、ゆるみ透水係数小 岩種 記号 kx[m/day] ky[m/day] kx[m/s] ky[m/s] n Ss rock F 8.64E-09 8.64E-09 1.00E-13 1.00E-13 0.0025 5.00E-08 clay A 2.59E-08 2.59E-08 3.00E-13 3.00E-13 0.3 5.80E-04 back_fill B 8.64E-07 8.64E-07 1.00E-11 1.00E-11 0.21 5.80E-04 shot_cray C 8.64E-08 8.64E-08 1.00E-12 1.00E-12 0.53 5.80E-04 EDZ-1 D 8.64E-05 8.64E-05 1.00E-09 1.00E-09 0.01 3.20E-07 EDZ-2 D' 8.64E-07 8.64E-07 1.00E-11 1.00E-11 0.005 1.70E-07 EDZ-2 E 8.64E-07 8.64E-07 1.00E-11 1.00E-11 0.005 1.70E-07 不変型(要定常解析)：飽和、ゆるみ透水係数大 岩種 記号 kx[m/day] ky[m/day] kx[m/s] ky[m/s] n Ss rock F 8.640E-09 8.640E-09 1.00E-13 1.00E-13 0.0025 5.00E-08 clay A 2.592E-08 2.592E-08 3.00E-13 3.00E-13 0.3 5.80E-04 back_fill B 8.640E-07 8.640E-07 1.00E-11 1.00E-11 0.21 5.80E-04 shot_cray C 8.640E-08 8.640E-08 1.00E-12 1.00E-12 0.53 5.80E-04 EDZ-1 D 8.640E-05 8.640E-05 1.00E-09 1.00E-09 0.01 3.20E-07 EDZ-2 D' 6.048E-06 6.048E-06 7.00E-11 7.00E-11 0.005 1.70E-07 EDZ-2 E 6.048E-06 6.048E-06 7.00E-11 7.00E-11 0.005 1.70E-07 3 2 6 5 4 7 −74− １ kx：横方向透水係数 ky：縦方向透水係数 ｎ：有効間隙率 Ss：比貯留係数 JNC TJ8400 2003-022 ベンチレーション室湧水量 プラグ湧水量 ベンチレーション室湧水量 計算区間 プラグ湧水量 計測区間 計算区間 計測区間 1.45m 4.75m 軸対象 不透水境界 不透水境界 チャンバー加圧 4MPa 加圧側 ベンチレーション室 解析領域 4.0m 2.5m 1.2m 図 3-3 解析メッシュ及び原位置計測状況 −75− JNC TJ8400 2003-022 TSX TT2 Br値 9000 8000 CSSP 7000 CBSP2（コンクリートプラグ） 6000 CLSP15(粘土プラグ） 5000 HGT(間隙水圧計） 4000 3000 2000 1000 0 0 50 100 経過日時 図 3-4 トレーサ試験状況 −76− 150 200 （日） JNC TJ8400 2003-022 チャンバー圧力 (MPa) チャンバー圧力 (MPa) 2.0 4.0 圧 力 圧 力 0.8 0 チャンバー内トレーサー濃度 チャンバー内トレーサー濃度 1.0 1.0 −77− Ｃ Ｃ Ｃ0 Ｃ0 0.2 0 60 120 step1 step2 330 430 700 step3 step4 step5 0 経過日数(日) 経過日数(日) 移流分散解析における入力条件（不飽和) 移流分散解析における入力条件（飽和) 図 3-5 移流分散解析における入力条件 200 JNC TJ8400 2003-022 加圧側 解析領域 1109 ， 濃度評価位置 最下流点 10cm 濃度評価位置 HGT10HGT10-8 濃度評価位置 HGT8HGT8-8 HGT10 HGT8 拡大図 赤字は節点番号 2.5 663 787 HGT10HGT10-8 10.0 5 HGT8HGT8-8 664 788 10 2.5 10.0 HGT10HGT10-7 790 15 665 789 HGT8HGT8-7 666 25 プラグからの距離（cm） HGT10 HGT8 図 3-6 移流分散解析結果評価位置 −78− JNC TJ8400 2003-022 1 450 0.9 400 0.8 圧力 圧力 圧力 （ （ｘ0.01ＭＰa) （ｘ ｘ0.01 0.01Ｍ Ｍ 350 比 0.7 662 663 664 786 787 788 HGT8 HGT10 濃度 圧力 300 濃 度 0.6 250 0.5 200 0.4 150 0.3 100 0.2 50 0.1 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 0 500 図 3-7 解析結果(不飽和，ゆるみ域透水係数) 1 450 0.9 400 0.8 350 0.7 比 濃 度 300 0.6 250 0.5 200 0.4 150 0.3 100 0.2 50 0.1 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 0 500 図 3-8 解析結果(不飽和，ゆるみ域透水係数大) −79− 圧力 （ｘ0.01ＭＰa) 662 663 664 786 787 788 HGT8 HGT10 濃度 圧力 JNC TJ8400 2003-022 1 450 0.9 400 圧力 0.8 （ｘ0.01ＭＰa) 350 比 0.7 300 濃 度 662 663 664 786 787 788 濃度 圧力 0.6 250 0.5 200 0.4 150 0.3 100 0.2 50 0.1 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 0 500 図 3-9 解析結果(飽和，ゆるみ域透水係数小) 1 450 0.9 400 （ｘ0.01ＭＰa) 0.8 比 0.7 濃 度 0.6 圧力 350 300 250 0.5 200 0.4 150 0.3 100 0.2 50 0.1 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 図 3-10 解析結果(飽和，ゆるみ域透水係数大) −80− 0 500 662 663 664 786 787 788 濃度 圧力 JNC TJ8400 2003-022 500 Br 濃度 0.5 [mg／L] 0.45 400 0.4 0.35 300 0.3 C/C0 解析値(1085) 実測値 0.25 200 0.2 0.15 100 0.1 0.05 0 0 0 20 40 60 日数 80 図 3-11 実測値と解析値の対比 −81− 100 120 JNC TJ8400 2003-022 図 3-12 解析結果(不飽和，ゆるみ域透水係数小：700 日後) 図 3-13 解析結果(不飽和，ゆるみ域透水係数大：330 日後) −82− JNC TJ8400 2003-022 図 3-14 解析結果(飽和，ゆるみ域透水係数小：330 日後) 図 3-15 解析結果(飽和，ゆるみ域透水係数大：60 日後) −83− JNC TJ8400 2003-022 ４．シーリングシステム評価手法構築のための情報整理 4.1 岩盤緩み域の地下水挙動評価に関する情報整備 4.1.1 岩盤緩み域の地下水挙動評価に関する情報整備 岩盤緩み域の地下水挙動評価に必要なパラメータを決定するための要素を抽出し，これ らの要素を把握するための水理特性や物質移行特性などを調査・計測する技術について検 討した。 （1）既往研究資料の整理・分析 岩盤緩み域の調査・測定手法に関する主な研究内容の整理分析結果を以下に示す。 (ⅰ) はじめに 地下処分場建設のための掘削が周辺岩盤へ及ぼす影響や岩盤の擾乱は，掘削した空洞 部の安定性，そして，処分場の閉鎖システムに悪影響を及ぼす可能性がある。したがっ て，岩盤緩み域は，放射性廃棄物を隔離するための閉鎖方策を決める上で重要な検討項 目である。 岩盤緩み域を研究する上で利用可能な調査・測定手法に関してのレビューを行った結 果を以下に示す。レビュー対象は，スウェーデン，米国，スイス，ベルギーおよび日本 各国の地下サイトおよびカナダの地下研究施設(URL)で実施された岩盤緩み域関連試験 である。 本レビューから得られた，地下空洞周辺岩盤中の岩盤緩み域の分布および岩盤緩み域 の水理特性の調査に利用できる手法についても，レビューと併せて整理した。 主要な情報源は，ウィニペグ(Winnipeg)[1996]とトロント(Toronto)[2002]で開催され た岩盤緩み域ワークショップであり，これ以外に岩盤緩み域調査用ツールに関連した他 の入手可能な報告書や刊行物も検討対象とし，岩盤緩み域に関連する試験や知見，岩盤 緩み域の分布および水理特性を調査するのに利用可能な手法について，取りまとめた。 (ⅱ) 岩盤緩み域の定義 空洞掘削影響領域に関する文献では，掘削擾乱領域，擾乱領域，そして，掘削影響領 域といった用語が，使用されている。ここでは，図 4.1-1 に示されているような定義に 従った。擾乱領域とは，空洞掘削のために大きな応力変化が生じ，岩盤の特性に可逆的 変化が生じている空洞部周囲の領域であり，この領域内には，掘削により誘起された亀 裂のために，物質特性にミクロ規模で恒久的変化が生じている，狭い意味の掘削影響領 域も存在している。 亀裂性岩盤の場合，坑道の閉鎖性能としての観点から最も関心が高い領域は，掘削影 響領域であり，亀裂が存在する岩盤では，空洞部近くに新規の亀裂が生じたか否かに係 −84− JNC TJ8400 2003-022 わらず，応力変化のために，もともと存在している亀裂に変形が生じる可能性がある。 このような場合，影響及び擾乱領域は，お互いに区別できなくなる可能性があり，これ らの領域が空洞からかなりの距離まで拡がる可能性もある。 (ⅲ) 各国の地下研究施設と岩盤緩み域に関する試験 岩盤緩み域は，岩盤にもともと存在している固体及び流体の力が，掘削の過程で変化 するために生じるものと考えられ，掘削により生じる亀裂の発生や発達に関する研究が 国内外の諸機関により実施されてきている。表 4.1-1 に，主要な地下研究サイトに関す る情報を示した。 ① カナダ AECL の URL は，カナダ南東部マニトバ州内の西端付近にある Lac du Bonnet (火成 岩の大規模な貫入岩体)に建設されており，地表から数 100m は，花崗岩中に，ほぼ垂直 な節理群と，いくつかの大規模な低角度の衝上断層(亀裂帯と呼ぶ)が発達している。これ らの中で最も顕著な亀裂帯は，地下約 270m の深さで，URL の立坑と交差している。 URL は，地表から 240m と 420m の深さに主要な構造が発達している。地下 240m レ ベルの坑道は，立坑で地上とつながっており，地下 420m のレベルの坑道は，円形の立 坑により地上とつながっている。深さ 240m のレベルでの初期地圧は，σ1 = 26MPa， σ2 = 17MPa，σ3 = 13 MPa であり，この深さでの開削部の周囲の接線応力が，岩石強 度を大きく下回っている。したがって，開削部の周囲の岩盤は，坑道周縁に近い発破影 響領域の外側では実質的に弾性体として挙動している。 深さ 420m レベルでは 240ｍレベルと比べて初期地圧が大幅に大きく，σ1 = 60MPa， σ2 = 45MPa，σ3 = 11 MPa であり，最大応力比は，6:1 に近いものとなっている。し たがって，これらの応力条件は，地下開削部の周りでの掘削影響領域の拡大と進行を促 進する傾向がある。 岩盤緩み域の特性評価に関係した多くの試験や研究が，AECL の URL では実施され ており，これらのうちのいくつかは，深さ 240m レベルと矩形立坑上部の，応力がさほ ど大きくない条件下で実施されている。その他は，円形立坑内と深さ 420m レベルで実 施されており，これらの岩盤緩み域特性評価に関連した試験と結果は，表 4.1-2 のとお りである。 ・ 深さ 240m レベルでの試験から，底盤部の発破孔に爆薬をより高い密度で装填するた めに，発破によって誘起される影響範囲が，坑道の側壁からは約 0.2m 以内に限定さ れるが，底盤部では約 0.5m までに広がることが示された。 ・ 209 室での試験からは，底盤部での岩盤緩み域が，約 0.3m の深さで，比較的大きな 透水係数を持った亀裂が相互に連結していることがわかった。 ・ 深さ 240m レベルで最近実施された発破影響評価(BDA)プロジェクトからは，異なる −85− JNC TJ8400 2003-022 応力環境(深さ 240m レベルと，深さ 420m レベル)において，発破工法で同じように 掘削された坑道の周りに形成される岩盤緩み域の差異が示された。 ・ URL の深さ 420m レベルでの試験から得られた知見は，少ない亀裂が存在する花崗 岩内での掘削影響と坑道の安定性が，ニアフィールドの応力履歴や分布，熱負荷，地 質学的変動性，掘削方法，坑道の幾何学形状と方向性，内部封圧など多くの要因によ り影響を受けることを示している。 ・ 影響領域(図 4.1-2 参照)は，この深さレベルでの応力比が大きな異方性を持つために， 開削部の周りに不均質に分布し，異なる特性を示している。すなわち，掘削影響は， 側壁の引っ張り応力又は不負荷領域ばかりでなく，天盤部の圧縮応力集中領域でも顕 著であった。また，この坑道での損傷領域では，水理学的に連続した透水性パスを形 成していることも明らかになり，その透水係数は非擾乱岩盤に比べて 8 オーダーも大 きくなっていた。 ・ 過熱損傷試験からは，岩盤緩み域の発達に対し熱負荷の影響や応力パス影響の重要性 が実証され，掘削安定性研究から原位置特性評価を充分に実施し，その結果を掘削設 計に組み込むことにより，深さ 420m レベルでの空洞部周辺の岩盤緩み域の範囲を最 小限にとどめることができることが実証された。 ・ トンネルシーリング性能試験の結果からは，発破による掘削の周りでの岩盤緩み域の 性質とその時間の経過に伴う発達が明らかになった。これら試験および表 4.1-2 に示 した他試験から，岩盤緩み域の範囲は，掘削坑道周縁の半径より浅い範囲に限定され ることがわかった。 ・ 緩衝材／コンテナー（Buffer/Container）試験や溶質移行試験といった URL で実施 された他の重要な試験から，モニタリング手法に関する追加の知見が得られている。 最近実施された熱−機械安定性研究では，数値解析モデリングの構築，計装やモニタ リング，特性評価及び処分場掘削の設計といった総合的アプローチも検討された。 ② スウェーデン スウェーデンには，放射性廃棄物処分に関連した地下試験が実施されている主要サイ トがストリパ(Stripa)とエスポ(Äspö)に存在し，これらのサイトでの試験に関する情報に ついて表 4.1-3 に要約を示した。 ストリパ ストリパ鉱山は，ストックホルムの西，約 250km に位置し，1448 年から 1976 年ま で操業された。このストリパ・プロジェクトは，高レベル核燃料廃棄物の処分に適する と考えられる花崗岩の地質サイトを特性評価する技術の開発，そして，そのようなサイ トでの処分場システムの長期的安全性を向上させるべき人工バリアの材料およびその設 計の検討を目的として行われた研究である。 ・ 水平坑道妥当性試験(SCV の一環としての)では，岩盤緩み域が地下空洞部へ流れ込む −86− JNC TJ8400 2003-022 湧水について大きな影響を及ぼすことが実証された。岩盤緩み域において 4 倍の透水 係数が計測されたが，モデルによる湧水量予測値と計測値を合致させるために，岩盤 緩み域を低透水係数の薄い層として取り扱う必要があった。このような観測結果は， カナダの URL での 209 室試験の結果でもみられ，小規模の水理学的計測と平行して マクロ的な透水性試験を実施する重要性を示している。 ・ 岩盤緩み域は，Butter-Mass 試験と岩盤シーリング・プロジェクトの一環としても研 究され，発破掘削に伴う岩盤緩み域が空洞壁面においては 0.3m の深さまで，底盤部 では 1.2m の深さまで拡がっていることが示された。また岩盤緩み域により，坑道の 周囲から 1m の深さまでの間隙水圧に影響が及び，さらに，異方性を示し，坑道の軸 に平行により高い透水係数が存在することがわかった。 エスポ(Äspö) エスポ研究施設(HRL)は，スウェーデン南東海岸のエスポ島に立地しており，深さ 450m まで発破掘削により掘削されたスパイラル状の斜坑で主に構成されている。なお， 409m 以深は TBM により掘削された。このサイトでは，掘削時の地質学的特性評価に関 して複数のプロジェクトが実施されているが，岩盤緩み域関連の主たる試験は， ZEDEX(Zone of Excavation Disturbance EXperiment：掘削攪乱領域試験)プロジェク トであり，SKB(スウェーデン)，ANDRA(フランス)および UK Nirex 社(英国)による共 同プロジェクトである。このプロジェクトへの参加により，岩盤緩み域特性の計測，異 なる掘削手法がニアフィールド岩盤に及ぼす影響の比較，岩盤緩み域の水理特性を定量 化するための装置や手法の確認といった面での知見が得られた。 ・ ZEDEX プロジェクトでは，発破と削岩による掘削での坑道周囲に生じる岩盤緩み域 の比較が行われ，様々な装置や試錐孔を使用した手法が，岩盤緩み域の進展状況およ びその特性評価のために適用された。その結果から，TBM 掘削坑道の周りの影響は， 坑道の周囲から数 cm に限定されることが示された。発破による坑道掘削の場合，影 響を受けた範囲は，底盤部では 80cm まで，坑道側壁では約 30cm まで認められた。 水理特性は，岩盤緩み域において大きく変化し，透水係数は 1 ないし 2 オーダー増 加したが，ニアフィールド攪乱領域内の掘削誘起影響領域の外側では，特性に大きな 変化は認められなかった。トレーサ注入によって目視観察されたマクロ的な亀裂は， 坑道周縁から約 50cm の深さまで確認されたが，発破による坑道でしか大きな掘削影 響はみられなかった(図 4.1-4 参照)。TBM 掘削坑道の壁での染料浸透試験では，自然 に生じている亀裂だけしか特定されなかった(図 4.1-5 参照)。 ・ ZEDEX プロジェクトにより，掘削影響領域が，掘削手法を選択することによって， そして，発破を慎重に行うことによって制御可能であることが実証された。TBM 掘 削による坑道の周りの岩盤緩み域は，発破による坑道の周りの緩み域に比べて，その 範囲と水理特性の面で明らかに影響が小さかった。 ③ スイス −87− JNC TJ8400 2003-022 スイスには，放射性廃棄物に関連した試験が行われてきている主要な地下研究施設が， 結晶質岩のグリムゼル(Grimsel)とオパリナス(Opalinus)泥岩のモンテリ(Mont Terri)の ２ヶ所にある。これらの２ヶ所のサイトでの岩盤緩み域に関連した試験に関する情報の 要約を表 4.1-4 に示した。 グリムゼル(Grimsel) グリムゼル試験サイト(GTS)は，スイスアルプスの中央部にあるグリムゼル峠直下， 海 抜 1730m の 場 所 に あ り ， こ の 施 設 に は ， 水 力 発 電 会 社 で あ る Kraftwerke Oberhasli(KWO)社が所有する延長 1km の主アクセストンネルを通って出入りできる。 この試験サイトは，深度約 450m の場所にあり，主アクセストンネルから延長されてい る水平の枝分かれした坑道は，総延長約 1.1km になる。ほとんどの坑道部分は，TBM を使用して掘削されたものだが，一部の試験用の坑道は，発破掘削により掘削されてい る。このサイトの岩盤は，節理の発達した花崗閃緑岩/花崗岩からなる。 ・ 二次元及び三次元の数値解析により，岩盤緩み域が，坑道すぐそばに存在する節理と， 局所的な応力場の方向に大きな影響を受けることが示された。数値解析で予測される 坑道壁の変位は，3mm から 10mm のオーダーであった。これらの予測に基づいて， 岩盤緩み域は，半径 2m の坑道の周囲から約 2m の深さにまで広がっているものと算 定された。 ・ グリムゼル試験サイトで実施された原位置特性評価試験から，亀裂の比較的少ない領 域において，発破掘削を行うと坑道周縁から深さ約 0.2m から 0.5m の範囲に岩盤緩 み域が発生することがわかった。しかし，他の研究施設での岩盤で得られた結果と異 なり，坑道の側壁と上部の四半分円の方が，底盤部よりさらに影響を受けていること がわかった。また，大規模坑道換気試験により，岩盤の相当深い場所まで不飽和とな っている可能性があり，この不飽和化は，一部の特性評価手法の結果に影響を及ぼし， 坑道の周りに存在する岩盤緩み域の範囲を過大評価する可能性がある。 モンテリ (Mont Terri) モンテリ地下研究施設は，スイス北西部のモンテリ背斜褶曲の南端に位置し，この研 究施設は，厚さ 140m のオパリナス(Opalinus)泥岩層にある。このサイトの被覆層の 230m から 320m の範囲で変動が見られ，この層状の堆積岩体は，南東方向に約 45 度傾 斜している。最大主応力は 7MPa のオーダーであり，構造がほぼ鉛直方向になっている。 オパリナス泥岩は，非常に透水係数が小さく(∼2×10-13 m/s)，膨張性粘土物質を含む比 較的安定した泥岩層である。 モンテリ調査坑道は，地質及び岩石力学条件を調査する目的で 1989 年に掘削された。 地下研究施設のための掘削は，調査坑道に沿った側壁に 8 つのニッチの掘削(1996 年に 掘削)と新規坑道の掘削(1997 年と 1998 年に掘削)が行われた。掘削工法としては，(1) 電気及び電子起爆装置を使用した従来の発破，(2)ロード・ヘッダー掘削，(3)圧縮空気削 岩機が使用された。 −88− JNC TJ8400 2003-022 モンテリでの試験プログラムは，1996 年に開始され 2002 年に終了し，7 つの段階に 分かれており，岩盤緩み域の特性評価に直接関係するものは 4 件ある(表 4.1-4 を参照の こと)。これら試験では，亀裂の特性を評価するための掘削−樹脂注入，水理学的条件を 評価するための水理学的及び空気力学的試験，岩盤緩み域プロセスを評価するための掘 削モニタリング，新規坑道での地球物理学的特性評価が行われている。岩盤緩み域の自 己回復試験は，岩盤緩み域内の特性の時間変化を評価することを目指した次段階での研 究項目になっている。 ・ 新規坑道の周りの岩盤緩み域では，二つの領域，すなわち，内側領域と外側領域とが 特定された（図 4.1-6 参照） 。この領域は，不飽和な亀裂がお互い網目のようにつな がっている。この領域での透水性は，ファーフィールドの値に比べて数桁大きくなっ ており，特に，坑道周縁から最初の 0.4m 以内の場所では，この傾向が顕著となって いる。坑道のいろいろな部分で，異なる変形メカニズムが特定され，側壁部では伸張 性亀裂が，天盤と底盤部では層理に沿ったずれが認められた。岩盤緩み域の内側領域 の範囲は，側壁に比べて天盤と底盤部で奥にさらに拡がっており，ロード・ヘッダー （機械）掘削の部分に比べて，発破又は削岩の部分の方がより顕著であった。岩盤緩 み域の範囲を物理探査手法で計測することによって，コア観察や検層からの知見が確 認された。 ・ 岩盤緩み域の外側領域は，坑道周縁から 2m 以内であった。この領域での亀裂ネット ワークは，相互に連結していないが，応力の作用していない亀裂パターンに局部的な 異質性が存在している。この領域は，通常は坑道まで連続しておらず，亀裂は部分的 に間隙水により飽和している。この領域内の水理学的透水性は，内側領域に比べて小 さくなっているが，ファーフィールドにおける透水性よりは大きくなっている。 ④ 米国 米国には，放射性廃棄物処分に関連した試験が実施されている主要なサイトが，ネバ ダ州のユッカマウンテンとニューメキシコ州カールスバッド(Carlsbad)近郊の廃棄物隔 離パイロット・プラント(WIPP)にある。それに先立つ試験が，ネバダ州のクライマック ス(Climax)鉱山とコロラド州アイダホ・スプリングス(Idaho Springs)近郊のエドガー (Edgar)鉱山で実施されている。これらサイトでの岩盤緩み域関連試験に関する情報を， 表 4.1-5 に整理した。 クライマックス使用済燃料試験 クライマックス使用済燃料試験は， ネバダ州のクライマックス花崗深成岩の深さ 420m で実施された掘削影響試験であり，本試験の主な目的は，使用済燃料用の再取り出し可 能な貯蔵施設としての花崗岩の適性を評価すること，そして，岩盤の熱負荷応答を評価 することであった。 この試験は，2 本の平行な坑道で実施され，伸縮計と振動ワイヤ応力計を２列に設置 −89− JNC TJ8400 2003-022 し，計測装置を設置した後，二本の坑道間の中央に，これらと平行に，発破によるベン チ掘削によって，馬蹄形の坑道が掘削された。この中央の坑道の中で，内空変位計測が 実施され岩盤緩み域について検討した（試験は，地下水面よりも上の不飽和域で実施さ れた）。 ・岩盤の応答は，中央の坑道の掘削中，加熱及び冷却期間を通じてモニタリングされ， その結果を，数値解析モデルによる予測結果と対比検討し，温度分布の予測結果と計 測結果とは良好な一致をみたが，計測された変位応答は，数値解析による予測結果と は大きく異なっていた。これは，岩盤内に初めから存在していた不連続面が，空洞の ニアフィールド領域での力学的挙動を支配したものと判断された。 コロラド鉱工業大学の試験 コロラド鉱工業大学の試験は，コロラド州アイダホ・スプリングス近郊のエドガー鉱 山の地上から約 100m の亀裂性花崗片麻岩層で実施された。この試験の目的は，地下開 削部の周りの岩石への影響を最小限にする発破方法の開発・評価，そして，掘削影響領 域の性質と範囲の特性評価手法の開発である。計測装置の一つとして，垂直伸縮計を用 いて坑道の掘削進捗に伴う変位をモニタリングするため，切羽近くの天盤部に設置され た。掘削に続いて，深さ 5m の試錐孔 7 本×6 組が，発破による影響の特性評価のため に，掘削部から外向きに放射状に掘削された。制御発破の実施により，発破による損傷 領域の範囲は坑道の壁から 0.5m から 1m の範囲内におさまった。これより，ひずみ計 測，超音波速度計測及び透水率計測が，岩盤緩み域内での擾乱の範囲と程度を見極める 上で概ね有効であり，ひずみデータや変位の逆解析結果からは，計測された変位が非弾 性的であることが示唆された。 ユッカマウンテン・プロジェクト（YMP) 米国エネルギー省(DOE)は，ネバダ州ユッカマウンテンの溶結凝灰岩を，高レベル放 射性廃棄物を貯蔵するのに有効な母岩であるとして検討している。ユッカマウンテンは， 西側でソリタリオ(Solitario)渓谷の断層，東側でゴースト・ダンス(Ghost Dance)断層を 境界とし，一連の構造ブロックから構成されている。この断層ブロックの主要構成は， 層状の降下火山凝灰岩の薄い層理を伴った溶結及び非溶結火山灰凝灰岩である。同サイ トで実施された水圧破壊応力計測から，最大と最小の水平応力がそれぞれ 2.9 MPa と 1.7MPa であること，鉛直応力が 47 MPa であることが示され，垂直な断層応力系であ る。 機械掘削で建設された調査研究施設(ESF)は，1997 年に完成し，延長 8km，直径 8m の坑道で，密に溶結した亀裂の多い凝灰岩内に主坑道が掘削されている。浸出プロセス を定量化するため，主坑道に沿って選定された 4 箇所にニッチが掘削された。これらの 場所での調査から，坑道掘削に伴う応力解放の結果として，坑道の壁から少なくとも 1m までの範囲で，透水係数が 1 ないし 2 桁増加していることが示された。 ・ YMP での亀裂特性に関する情報は，ESF における試錐コア調査，地表の測量，完全 −90− JNC TJ8400 2003-022 な周縁地質図作成，詳細な踏査などのサイト特性評価調査によって，DOE が収集し ている。ESF 内でマッピングされた主要亀裂群と Q 値に基づいたモデリング研究か ら，長期的な坑道の安定性に懸念のあることが示唆されている。例えば，主要な亀裂 群に動的な地震力の負荷が加わった際に，不均一なブロックが生じて，落盤を引き起 こす可能性のあることを示している。極端な場合，この落盤は，岩盤中の坑道の直径 に相当する深さにまで拡がり，結果的に坑道の崩壊を引き起こすことになる。 ・ 試験サイトを掘削する過程で生じる応力と間隙水圧の変化により，同サイトの節理開 口幅と流体圧力の分布に大きな変化が生じうることがわかった。これは，節理の発達 した岩盤内での原位置試験の設計と解釈を複雑なものにする可能性があり，同サイト の空洞周辺岩盤の水理学的構造に影響をもたらすことを示唆している。 WIPP 廃棄物隔離パイロット・プラント(WIPP)のサイトは，ニューメキシコ州カールスバッ ド(Carsbad)の約 40km 東に位置している。この WIPP は，地上から 655m の深さのサ ラド(Salado)層にある地下に，超ウラン廃棄物を永久的に処分するように設計されたも のである。この厚さ 610m の地層は水平方向に層理が発達した岩塩層で，硬石膏 (anhydrite)，ポリハライト及び粘土の層が見られる。地下掘削部のレイアウトは，幅 10m の部屋を使った 7 つの通路を持つ廃棄区画の 30 m×90m のピラーが含まれている。 ・ WIPP サイトの換気立坑(AIS)試験で行われた超音波速度計測は，クリープと損傷の 進展に時間依存性があり，8 年間にわたってクリープが進んでいることを示している。 立坑壁での第三紀地層の 0.6m 程度のクリープとそれによる粒状スケールでの微小割 れ目により，結果として P 波速度が 20%減少した。また，継続することにより，立 坑の壁付近にスラブ状の損傷が生じる可能性が考えられる。 ・ WIPP サイトでの熱力学試験から，熱負荷環境下で岩塩層に大きなクリープが発生し， 坑道周縁(主に天盤部)から 1m 深さの範囲にスラブ化が生じる可能性のあることが実 証された。WIPP での掘削部周囲の岩盤緩み域では間隙率と透水係数の増加が認めら れたが，この領域は，時間の経過とともに岩盤のクリープによって回復することが見 込まれている。 ・ アルコーブ(alcove)を掘削した際，掘削影響を受けない圧縮負荷領域が存在する可能 性が弾性波速度計測から示された。このような知見は，岩塩層内での坑道閉鎖の設計 に示唆を与えるものであった。 ⑤ ベルギー ベルギーのモルにある高放射能処分試験サイト(HADES)の地下研究施設は，1980 年 から 1987 年にかけ建設され，ブーム(Boom)粘土層の地下 233m に掘削されている。ま た、厚さ 80m の粘土層が滞水性の砂質層で覆われており，立坑と最初の試験施設である 延長 39m，直径 3.5m の水平な坑道は，1982 年から 1983 年に掘削された。クリープで −91− JNC TJ8400 2003-022 坑道が閉塞するのを防止するために地盤凍結法を使用し，その後，セグメント製のスチ ール内張を施工した。 ANDRA(フランス)は，地下掘削部周りのニアフィールドの原位置挙動を評価するため， 同サイトでの研究に参加し(表 4.1-6 参照)，2 回の試験掘削の結果，地盤凍結をしなくて も連続した掘削を行うことが可能であること，そして，空洞内を補強すれば力学的には 十分であることを明らかにした。これらの初期掘削で観測された結果に基づき，その後 の深さ 23m の立坑と延長 67m の水平試験坑道は，凍結処理なしに掘削され，コンクリ ートブロックによる支保が施された。ニアフィールド粘土層の換気と熱負荷の影響に関 する原位置試験は，他機関の協力のもとに ANDRA が実施した。さらに掘削応答試験 (CLIPEX および PRACLAY)が，実施中，あるいは，計画立案段階にあり，第二アクセ ス立坑は 1999 年に完成し，延長 80m の接続坑道が，2002 年 3 月に完成している。こ の施設をさらに拡張することが，PRACLAY 試験の準備のために計画されている。 ・ ブーム粘土は，粘土そのものの透水係数が小さく，高いイオン交換能力を有しており， 中程度の負荷で大きなクリープを生じ，水分が存在すると膨張する性質を持っている。 クリープと膨張との組み合わせにより，ブーム粘土で埋め戻しした坑道の周りの岩盤 緩み域が回復する可能性がある。また，溶解空気およびガスのために間隙水の圧縮性 が，水だけの場合よりも 1 桁程度大きくなることが明らかになった。この低い圧縮性 のために，半径 2.35m の坑道周囲で予想される岩盤緩み域の範囲が，8.6m から 10.0m に増加することになる。さらに，熱負荷により，間隙水圧，全応力及び変位がわずか に増加するものと考えられる。 ⑥ 日本 日本の場合，放射性廃棄物処分に関連した試験が実施されているサイトは，硬結晶質 岩(花崗閃緑岩)の釜石鉱山と軟堆積岩(凝灰質泥岩と砂岩)の東濃鉱山の２ヶ所のサイト である。 ・直径約 3m の坑道が，釜石と東濃の両鉱山で掘削された。さらに，東濃鉱山では，直 径 6m の立坑が掘削された。掘削の結果として生じる岩盤の力学的，水理学的及び化学 的特性の変化が，掘削中および掘削後もモニタリングされた。これらの原位置研究の結 果から，発破に伴う力学的影響が，堆積岩と結晶質岩の両方で，開削部周縁から約 1m の範囲に拡がることが明らかになった。また透水係数の変化が，両者で同様の空間範囲 において観測された。例えば，東濃鉱山での立坑周囲の岩体の透水係数は，空洞部周縁 から約 1m の範囲内で 2 ないし 3 桁程度まで増加した。これらの変化は，新たな亀裂の 形成，そして/あるいは，既存の亀裂が発破によって進展したためである。同様に，岩盤 緩み域の不飽和状況に関連した地球化学的特性の変化は，空洞部に非常に近接した領域 に限定されていた。 これら２ヶ所のサイトでの掘削影響領域に関する試験から得られた知見(図 4.1-7 参照) は，日本での高レベル放射性廃棄物処分のための第 2 次取りまとめに反映された。 −92− JNC TJ8400 2003-022 他の地下研究が，日本の神岡鉱山の地下研究施設で実施されてきている。このサイト は，金属鉱山の深さ 175m にあり，岩盤の地下開削部の設計と建設に関連した課題を研 究するために，同地下施設が運用されている。 応力計測は，初めから存在する亀裂に沿った岩盤変形の影響を受け，結果的に非常に 変化にとむプロファイルを示すことがわかった。また，三次元連続体解析は，局部応力 場での節理の影響を模擬するのには不十分であることがわかった。さらに，ジオトモグ ラフィにより，試験坑道の付近での速度の遅い/減衰の大きい領域が特定され，この領域 における速度は，2 年間にわたり減少し，岩盤緩み域内で長期的なクリープが起こって いる可能性が示唆された。節理の変位計測の現場試験が実施され，節理を横切る三次元 変形の計測が可能であることが明らかになり，攪乱領域が坑道の周りに存在し，岩盤内 の節理あるいはその付近における条件に影響を及ぼす可能性のあることがわかった。 また，軟堆積岩の岩盤特性評価技術の試験が，東京近郊の相模原地下試験サイトで実 施されている。ここでの研究結果から，原位置の条件を評価するには，実験室でのサン プル試験にだけ依存するのではなく，地下研究施設が重要である点を示している。わず かな歪みを与えた状態での原位置の弾性係数は，一軸でのサンプルに基づく予測よりも 高くなる傾向がある。軟岩の場合，動的と静的な弾性特性間の差異が比較的小さいこと が明らかになり，原位置特性を直接計測するには，弾性波(地震波)探査手法が適切である ことがわかった。また，軟岩の掘削影響は，矩形の立坑および水平試験坑道の周りで実 施された速度計測から，掘削部から相当深い場所まで広がっていることもわかった。 ⑦ 他の関連研究 Tournemire(フランス) フランスの原子力安全防護研究所(IPSN)は，硬質の粘板質層の閉鎖性能性に関する研 究プログラムの開発のために，フランスのアヴェロン県(Aveyron)にあるトゥルヌミー (Tournemire)サイトを選定した。この Tournemire 粘板質層は，ジュラ紀粘土岩(粘板岩) と泥灰土からなり，複数の断層と亀裂が，硬質の粘板質層にみられる。 建造されてから 1 世紀を経た古い鉄道トンネルと 1996 年に掘削された二本の長さ 30m の水平坑道が，研究場所への出入口となっており，新規の坑道は，高さ 3.7m，幅 4m の逆 U 字形をした開削部で，ロード・ヘッダーで掘削されたものである。 ・ 元々の鉄道トンネルは，機械掘削で施工されたものであり，このトンネルの岩盤緩み 域は，試験坑道の掘削の際に目視確認されている。東側の坑道掘削時に，この岩盤緩 み域は岩盤内に 2m の範囲で拡がり，トンネル軸に対して平行に発達した亀裂を含ん でいることが確認された。岩盤緩み域の亀裂は基本的に開口して，部分的に新しく生 成した石膏結晶で埋まっており，空気が侵入した証拠である。 ・ 新規の調査坑道では，三つのタイプの亀裂が認められた。すなわち，地殻変動により 発生した亀裂と断層，機械掘削に関連した掘削に起因する亀裂，そして，露岩の不飽 和化による壁面のはく離である。掘削に起因する亀裂は，主に坑道の底盤に存在し， −93− JNC TJ8400 2003-022 約 0.4m までの深さの範囲にあった。これらの亀裂は，開削部の周りでの応力の再配 分により生じたものと考えられる。東側の坑道の底盤に掘削により生じた亀裂は，以 前から存在していた地殻変動による大きな断層に平行に存在していた。岩盤の乾燥に 起因したはく離により， 岩盤内の 0.3m から 0.5m の範囲に拡がる亀裂が生じていた。 これらの亀裂は，不飽和により冬期には開口しており，夏期には再飽和化により閉じ る傾向が認められた。 ・ Tournemire サイトでの研究は，流体移動プロセス，岩盤の封じ込め特性，坑道掘削 に関連した岩盤緩み域の特性に重点が置かれた。岩盤の透水係数は，10-13 から 10-15 m/s のオーダーであり，ヤング率は 8 GPa から 30 GPa の範囲，ポアソン比は 0.15 から 0.25 の間であった。また，一軸圧縮強度は，18 MPa から 33 MPa の範囲であ った。原位置研究の結果からは，アコースティック・エミッション/微小震動(AE/MS) モニタリングと屈折法地震調査とにより，粘板質層内のニアフィールドでの掘削影響 領域の発達と範囲に関する有効な情報が得られることがわかった。また，不飽和によ り，元に戻らない収縮，割れ目の発生，空気侵入及び固結化が生じる可能性があり， 粘土物質の自己回復特性を研究する試験が，多くのプログラムで計画されている。 オルキルオト(Olkiluoto)(フィンランド) 低・中レベル放射性廃棄物を対象とした地下処分施設である VLJ 処分場は，フィンラ ンド南西海岸のオルキルオト島に位置している。このサイトの研究用坑道は，地下 60m の片麻岩質トーナル岩にあり，坑道は発破により掘削されている。処分場および研究坑 道領域の岩盤の応力は小さく，原位置応力の最大計測値は，処分場レベルでは平均で 5 MPa から 6 MPa であった。また，トーナル岩の一軸圧縮強度は，約 80 MPa である。 三つの実規模処分孔(深さ 7.5m で直径 1.5m)が，亀裂が散在する岩体中の研究坑道内 に掘削され，この掘削の前後に，地球物理学的，地質学的，水理学的及び岩石力学的手 法によるニアフィールド領域の総合的な特性評価が行われた。発破により掘削された坑 道と処分孔の周りの掘削攪乱を比較したところ，坑道での岩盤緩み域が処分孔に比べて 非常に大きく拡がっており，特に，火薬充填量の多かった底盤の部分に，その傾向が顕 著に認められた。処分孔周辺の岩盤緩み域の研究結果から，厚さ 10mm から 19mm の 領域内で，間隙率，透水係数及び拡散係数の増加が明らかになった。 岩石特性評価施設(英国) Nirex 社は，1992 年 10 月に，英国の西カンブリア州セラフィールド(Sellafield)に， 地下岩盤特性調査施設(RCF)を建設すると発表し，このサイトの母岩は，主に安山岩類 及び石英安山岩類の火砕岩と火成岩から構成されていた。この RCF は，地下に関する三 つの重要な分野，すなわち，地下水の流れと放射性核種の移行，天然バリアの自然変化， 処分場の設計と建設，について研究することを意図したものであった。掘削影響を計測・ モニタリングする計画として，掘削応答モニタリング，岩盤緩み域の原位置計測，断層 あるいは亀裂の掘削応答計測が実施された。 −94− JNC TJ8400 2003-022 立坑掘削応答のモニタリングのために提案された計画の中には，内空変位計測のため の複数立坑の掘削，複数点での試錐孔伸縮計計測，先行立坑底盤部に掘られた試錐孔内 への三軸ひずみ計の設置などがあった。さらに，オーバーコアリングや変位データの逆 解析を行って，原位置応力を計算する予定もあった。アコースティック・エミッション (AE)モニタリングは，他の計測結果を補完するものであり，同様の計測装置が，カナダ の URL での立坑掘削時に採用されている。 原位置での岩盤緩み域の発達は，掘削を進めている立坑の底盤部の前方に，隣接する 立坑の掘削部から計測器を設置し，岩盤の水理学的及び地球物理学的特性の変化をモニ タリングする予定であった。透水係数は，ストラドル・パッカーを使用し，計測アレー と交差する部分の特定の水理特性を計測することが予定された。伸縮計と三軸ひずみ計 は，それぞれ変位と応力の変化をモニタリングする予定で，これらのデータは，掘削を 進める立坑で行われる AE システムや内空変位計測からのデータと併せて検討される予 定であった。 ３件の岩盤緩み域試験が，立坑掘削後に掘削される水平坑道で実施することが計画さ れ，これら試験の配置や計測は，先に行われたスウェーデン(ZEDEX)やカナダ(Mine-by Experiment)に基づいたものであった。岩盤緩み域の特性は，選定された深さで掘削さ れる延長 3m から 4m の放射状試錐孔内で行われる透水試験と P 波及び S 波の速度計測 結果から評価される予定であった。 断層帯又は亀裂帯の掘削応答は，カナダの 209 室試験と同様の計測条件で実施され， 専用試験坑道の先端に掘削される試錐孔は，試験対象の亀裂と交差させることが予定さ れていた。また，伸縮計とストラドル・パッカーが，変位と間隙圧力の変化のモニタリ ングに使用され，同時に，亀裂の近くに応力変化にを評価をするための三軸ひずみの設 置や AE モニタリングによる攪乱領域範囲の調査も実施される計画であった。 ただし，この RCF の開発は，英国政府から承認されず，計画されたプログラムは，1997 年に中止となった。 (ⅳ) 岩盤緩み域調査ツール これまで示した調査内容に基づき，地下開削部周りの岩盤緩み域の分布と，岩盤緩み 域の水理特性を調査するために利用可能なツールおよび手法について以下にとりまとめ た。 表 4.1-9 に，本調査の対象とした試験で，岩盤緩み域をモニタリング，または，特性 評価するために使用されている様々なツールと手法を取りまとめた。調査対象となった 国内外の試験プログラムでの使用事例ばかりでなく，各ツールと手法の一般的な適用に ついても記述した。 岩盤緩み域調査用ツールは，6 つの主要分野，すなわち，地質学的，地球物理学的， 水理学的，力学的，熱的及び化学的分野に分類した。これらの中で，地球物理学的及び 水理学的分野には，多くのツールや手法が存在するが，力学的分野におけるものは少な −95− JNC TJ8400 2003-022 く，その他の分野ではさらに少ない。一部のツールや手法は，多目的に使用でき，例え ば，AECL が開発した PAC-EX は間隙圧力と変位を同時に計測できる。一方，間隙水の 化学特性に関連した手法については，一つしか示していない。このことは，岩盤緩み域 内の化学的条件の変化が，移行特性の面で大きな影響を及ぼす可能性のあることは理解 されているものの，岩盤緩み域調査における化学分野は，これまでは大きな関心の的で はなかったことを反映している。 ただし全ての手法が，あらゆる環境で利用できるわけではないことに注意が必要であ る。例えば，レーダーは岩盤の成分の影響を大きく受けるため，粘土層でのレーダーの 有効深さは，結晶質岩に比べて大幅に低減する。さらに，岩盤緩み域特性評価には直接 関連しないが，多くの国際的な試験が既に終了，実施中，あるいは計画されており，こ れについても本調査の対象とはしなかった。これらの多くは，人工バリア及び天然バリ アの相互作用問題を取り扱った複数の構成材料を使った試験である。 (ⅴ) 考察 各国のプログラムのほとんどで，岩盤モニタリングが掘削に対する岩盤の力学的，水 理的な応答に重点が置かれ，岩盤の熱的な応答の理解にはさほど重きがおかれていない。 多くの試験では，完全な掘削応答をモニタリングするために，坑道掘削前に計器を設置 している(例えば，AECL の Mined-by Experiment(掘削影響試験))。この種の計器は， 坑道掘削で行われる従来の計測(例えば，内空変位計測)によって，補完されている。URL では内空変位配列，伸縮計，傾斜計，ひずみ計，ピエゾメータ，サーミスター/熱電対， 水圧パッカー・システムを特定の場所に列状に配置し，立坑や坑道の掘削をモニタリン グしている。これら計器の組み合わせにより，岩盤の変位(ひずみ)，間隙水圧，熱的応答 が計測され，同時に地下水の流量や時間の経過に伴う化学的変化も測定されている。こ のように配置された計器により収集されたデータは，ファーフィールド原位置応力，ニ アフィールド変形特性および岩石強度特性の逆解析にも使用されてきている。 岩盤の遠隔モニタリングには，アコースティック・エミッション(AE)や微小震動(MS) モニタリングが含まれている。処分場近くでの岩盤損傷の特性評価及び定量化に利用す る際，一般に AE と MS モニタリングは，速度が掘削場所からの距離に対してどのよう に変化するかを知るために速度計測と一緒に実施されてきている。この AE と MS 技術 の多くは，URL での試験プログラム，ZEDEX，エスポなどでの試験を通じて発展して きたものである。また，影響領域の発達に関する AE モニタリングは，モンテリや Tournemire での硬粘土又は粘板岩，ドイツのアッセ(Asse)での岩塩層といった結晶質岩 以外の岩種にも応用されてきている。この技術は，準リアルタイムで影響の発達を調査 するための，比較的広い範囲の岩盤をモニタリングする手段となる。 掘削部周りでの岩盤影響の特性評価には，様々な補完的なツールや技術が使用されて きている。弾性波(地震波)速度をセンサー間で直接的に，あるいは屈折法により間接的に 計測する地球物理学的アプローチは，目視による地質学的調査や透水係数を計測する水 −96− JNC TJ8400 2003-022 理的手法(試錐孔スケールでのパルス試験又は大規模スケールでの連結透水試験で)と組 み合わせることで，岩盤緩み域の範囲，特性及び物性を明確にする上で有効となってい る。変形係数を決定する平板載荷試験といった原位置力学試験は，ユッカマウンテンや 日本において使用されてきているが，他のプログラムでは一般には使用されていない。 微小亀裂や間隙率分布を計測する 14CPMMA 手法 （炭素-14 ポリメタクリル酸メチル法）， そして，実効拡散係数や透水係数を計測するヘリウムガス法といった研究室レベルの手 法も応用され，良い結果を出している。ひずみや変位の測定値からの逆解析も，岩盤特 性の変化を評価するために使用されている。 岩盤緩み域の移行特性に影響を及ぼす可能性があるプロセス又はメカニズムは複数あ る。発破掘削された坑道の場合，装填爆薬の密度が，ニアフィールドでの岩盤の損傷の 範囲や程度に影響を及ぼすことが示されている。このような掘削による影響は，底盤部 において顕著であることが多く，これは底盤部での爆薬装填密度を高くしているためで ある。ZEDEX 試験での TBM 掘削坑道のような機械的に掘削された坑道では，掘削によ る影響は小さいことが示されている。応力の小さい環境の場合と異なり，応力の大きい 環境での応力に誘起される影響領域は，発破による坑道と機械的掘削による坑道の両方 で坑道の軸に沿った透水係数の大きな領域の連続部を形成する可能性がある。さらに， 熱負荷により，地下開削部周りの既存の損傷をさらに悪化させるか，あるいは，新規の 影響を生み出す可能性もある。亀裂が存在する地質環境の場合，掘削により，連続体モ デルから予測される以上の変位が，既存の節理に生じる可能性がある。また，亀裂内で の化学反応や地下開削部の不飽和化も，ニアフィールドでの移行特性や坑道内への湧水 に影響を与える可能性がある。 短い間隔のパルス試験を使用した岩盤緩み域の水理特性の直接計測からは，比較的応 力が小さい環境での岩盤緩み域内の透水係数が，非擾乱岩盤での場合よりも数桁大きく なることが示されている。連結透水試験は，異なる応力環境で，異なる掘削手法で掘削 された開削部の大規模な透水量係数を評価する上で有効である。また，掘削影響試験 （Mine-by Experiment）において，削岩ノッチの先端での局部プロセス領域の透水係数 が，周辺の岩盤よりも約 8 桁大きくなっており，比較的応力の小さい環境で掘削をした 209 室の試験では，その坑道底盤での透水係数は，約 6 桁大きくなっていた。坑道周り の水理学的応答の予測については，初めから亀裂が存在している岩体を対象としたスウ ェーデンとカナダで実施された掘削応答試験の場合，湧水量が 1 桁程度過大評価される ことも希でなかった。亀裂の法線方向の応力と透水性とを関係付けただけでは，湧水量 が予測値よりも小さくなることが説明できない。同じようにせん断変位に透水性を関連 づけたものは，209 室試験で観測された挙動を説明する上でより有効であったが，スト リパで得られた結果には有効でなかった。他の観測された水理学的挙動に対する説明と して，亀裂への発破の動的影響，二相流効果に伴う減圧による地下水の脱ガス，亀裂で の鉱物の化学的析出又は溶解がある。岩盤緩み域調査の一環として，マクロ的な透水試 験の実施を推奨している場合もある。検討対象とした試験において，岩盤緩み域の範囲 −97− JNC TJ8400 2003-022 は，一般に掘削される坑道の半径程度の深さに限定されているが(いくつかの事例では， 数 cm 程度しかない)，弱い岩盤(例えば，ブーム粘土層)での掘削擾乱範囲は，空洞部か ら坑道径の約 2 倍にまで及ぶと予測されている。岩盤緩み域内の亀裂及び微小割れ目の 特性は，岩種，原位置応力，掘削工法に関連する。坑道の壁に対して接線方向の亀裂あ るいは割れ目の発生が，試験によって一般に観測されており，これは特に強度が小さい 岩盤において顕著である。放射方向への亀裂や割れ目の発生が一部の事例で認められ， 特に，発破孔の近くや伸長応力の領域(例えば，掘削影響試験での側壁)でみられた。一般 に，地下空洞周辺岩盤の損傷の特性や範囲が，場所によって変化すること，そして，岩 盤の以前からの状態や掘削中に受けるニアフィールドの状態に左右されることが明らか になった。岩盤緩み域の特性の評価において，弾性係数が非開放応力に左右されること， また坑道の半径分の範囲内では，擾乱に伴う応力再分配効果の方が，弾性係数への掘削 影響の効果を上回る可能性もある。同様の効果は，坑道付近での圧縮波速度の変化でも 指摘されている。節理の発達した岩盤の場合，応力擾乱効果で節理を開閉するために， 岩盤の速度が大きく変わる可能性がある。まばらに亀裂が存在する岩盤では，これらの 速度への影響は，坑道の直近での損傷と応力の変化の方により関連している可能性があ る。修正 Q 値を弾性係数と弾性波(地震波)速度の関数で表現し，それを深度と間隙率で 補正している場合もある。ユッカマウンテンでの坑道スケール試験では，弾性係数のよ うな数値解析モデリングに必要な岩石の力学的特性を直接計測する方法が実証されてい る。 本調査での主題ではないが，中程度に亀裂が存在する岩体の場合で，低度から中度の 応力環境での坑道周りの変位や応力の変化を予測するのに，数値解析モデリングを利用 することも可能である。ただし，複雑に亀裂が走っている環境の場合，離散亀裂モデル を用いてモデリングすることができる亀裂の数に制限がある。ニアフィールド岩盤で進 行性の損傷が生じる応力が大きい環境の場合のような，連続体から非連続体挙動への遷 移を明らかにするための，新たなツールが開発されてきている。その他，熱的応答と熱 弾性連成(coupled thermoporoelastic)応答を計算するモデリングツールも，利用可能で ある。 (ⅵ) 結論 各国の岩盤緩み域関連試験，および岩盤緩み域をモニタリング及び特性評価するため の関連ツールや手法の調査結果から，以下のような知見が得られた。 ・岩盤緩み域を研究するために実施された試験により，異なる境界条件を持つ様々な 岩盤での岩盤緩み域の特性と範囲に関して多くの情報が得られてきている。 ・これら様々な試験で得られた結果の比較から，岩種，亀裂の状態，原位置応力状態， 地下水条件，掘削手法，坑道の設計及び坑道内の環境条件により，岩盤緩み域の特 性と範囲が大きく変化する可能性のあることが示唆されている。 ・岩盤緩み域の水理特性は，ファーフィールド岩盤の特性とは大きく異なる可能性が −98− JNC TJ8400 2003-022 ある。掘削部近傍において，透水係数は数桁大きくなる可能性があり，それは主と して掘削手法やニアフィールドの応力条件に左右される。 ・坑道掘削前における岩盤内の亀裂や節理の発達の程度は，岩盤緩み域の性質に影響 を及ぼす可能性がある。モンテリの場合，岩盤内の不連続パターンが要因の一つと なって，底盤と側壁とで異なる亀裂発生メカニズムが特定された。 ・粘土質の岩盤では，不飽和化により大きな亀裂や物質特性に不可逆的変化が生じる 可能性があるが，このようなことは結晶質岩ではまれである。一方，いずれの岩体 でも，加熱負荷により岩盤に不可逆的な影響を引き起こす可能性がある。 ・岩盤緩み域およびその発達をモニタリング及び特性評価するために開発されたツー ルや手法がかなり進歩している。数値解析モデルや予測ツールについては，岩盤が 複雑である場合や物質の挙動が十分解明されていないような場合には，適用に限界 がある。 −99− JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-1 各国の地下研究施設 国名 サイト名 オペレータ 岩盤の種類 カナダ URL AECL 花崗岩 エスポ(Äspö) SKB と国際パート 花崗岩 スウェーデン ストリパ(Stripa) フランス ムーズ/オートマルヌ (Meuse/Haute-Marne) ナー ANDRA IPSN 花崗岩 粘 土 質 頁 岩 (Clay Shale) 粘板岩(Argillite) トゥルヌミー (Tournemire) ドイツ アッセ(Asse) BFS/BGR 塩岩 ゴルレーベン BFS/BGR 塩岩 NAGRA と国際パ 花崗岩 (Gorleben) スイス グリムゼル(Grimsel) モンテリ(Mont Terri) ートナー オ パ リ ナ ス 泥 岩 (Opalinus Clay) ベルギー HADES (モル；Mol) SCK-CEN ブーム(Boom)粘土層 英国 セラフィールド NIREX 火山岩 USDOE 火山性凝灰岩(Volcanic (Sellafield) 米国 ユッカマウンテン tuff) (Yucca Mountain) フィンランド WIPP USDOE 塩岩 オルキルオト ポ シ バ 社 (Posiva 片麻岩質トーナル岩 (Olkiluoto) 日本 Oy) (Gneissic tonalite) 釜石 JNC 花崗岩 東濃 JNC 堆積岩 瑞浪 JNC 花崗岩 幌延 JNC 堆積岩 −100− URL(AECL)での岩盤緩み域関連試験(1) −101− 試験名称 試験名称 立坑掘削応答研究 試験概要 • 上部矩形立坑の断面は 2.8m×4.9m，下部の円形立 坑直径は 4.6m。 • 立坑掘削時の周辺岩盤の 変形挙動等を観測 試験内容 • 力学的および水文地質的計測機器アレー (三軸圧 力セル，伸縮計，変位計，内空変位計，水文地質パッ カー) を設置し，立坑上部および立坑下部を発破掘削 中に掘削応答試験を実施。 • ダイラトメータ試験を URL 立坑上部に掘られた長 さ 15m の試錐孔で実施。 • 建設中に，立坑壁，マッピングを特別なプラットフ ォームから実施。 209Room 掘削応答試 験 • URL の 240m レベルでの 研究は，(1)雁行状の浸透性 亀裂を含む狭い領域での岩 盤の力学的および水理学的 応答の決定，(2)岩盤の力学 的および水理学的特性の評 価および(3)岩盤の水理学的 および力学的応答モデルの 有効性の評価。 • 馬蹄形坑道(幅 3.84m，高 さ 45m)を発破工法で掘削。 • 水平坑道に設置した内空変位アレーと(IRAD Gage sonic probe 棒状伸縮計，棒状伸縮計，ROC-TEST Bof-ex 伸縮計およびマイクロメータにより計測。 • 坑道切羽とその外側に設置した 8 つの三軸圧力セ ルを用いて応力変化をモニタリング。 • 10 本の振動ワイヤピエゾ計により亀裂領域をモニ タリング。 • 伸縮計，歪みケージおよび内空変位アレーと共にサ ーミスタを設置。 • 坑道掘削の前の透水性を計測，9 本の亀裂領域を切 る試錐孔で単および多段階試験を実施。 • 坑道側壁近くの地盤係数を測定するために，ダイラ トメータ 試験を実施。 試験結果 試験結果 • 亀裂のない上部の矩形立坑で行われた掘削応答試験によ り，様々な力学的応答が，垂直な節理により支配されている ことがわかった。連続体モデルは掘削応答をあまりよく予測 できなかった。一方，不連続体モデルは 計測結果と良い一 致を示した。弾性係数は開削部近くの 1.5m 以深では 10 から 40 GPa の範囲で直線的に増加。 • ダイラトメータ試験から，応力が矩形立坑の 9m の範囲で 70 から 20 GPa に減少し，確認あるいは推定される亀裂の近 くで応力が変動。 • マッピングから，接面方向の掘削誘起亀裂が円形立坑周辺 から 300mm の範囲にミクロ的およびマクロ的規模で発達し ているのが確認された。 • 節理の発達していない花崗岩内の円形立坑下部で行われ た掘削応答試験で，立坑壁から約 2.5m 以内では，計測され た変位が線形弾性理論で予測された値を超えた。 • 変位計測により弾性係数は壁近くで減少し，影響は壁から 0.5m の範囲に見られた。応力は坑道壁で 10 から 20 GPa 程 度減少し，天盤部では 15 GPa 増加。応力の影響領域は坑道 半径程度に限られる。ダイラトメータ 試験では，坑道の壁で 値がより小さくなっていた。 • 坑道の掘削が進むに従って，透水性は減少し，その後増加 した。二つの試錐孔での透水性は掘削が終了した後， 5 分の 1 に減少したままであった。亀裂領域の等価水理開口幅の計 算値は 14 から 155μm であった。 • 坑道掘削により亀裂領域からの湧水が減少。掘削前の周囲 の試錐孔への湧水量は約 10l/min。掘削前の掘削孔への湧水 は約 1l/min。pilo- and-slash への湧水量はそれぞれ 0.35 と 0.45 l/min。 • 3 種類の数値解析モデリングは，亀裂の発達していない岩 盤の力学的応答と適合しているが，水理学的応答はどの種類 でも模擬できていない。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-2 試験名称 試験名称 209Room コネクテ ィッドパーミアビ リティ調査 ボーリング孔の損 傷評価研究 −102− 掘削影響コネクテ ィッドパーミアビ リティ調査 試験概要 • 発破掘削調査坑道の底盤部において，坑道 の軸方向に発生した掘削に伴う亀裂の連結を 定量化。 • コンクリートダムに水を満たし深さ 2m，幅 150mm のモニタ用スロットをラインドリリ ングで重ね合わせるように孔を掘削。 • ベントナイトのストリップスをコンクリー トと岩盤の間に挟み，シール性を改良。 • 孔径が 150 から 1240mm 試錐孔を主応力の 方向に対してある角度を持って掘削。直径 600mm の試錐孔で主応力の方向に掘削され たものが 1 本。 • 405Room での影響は床壁に一列に掘られ た浅い試錐孔で評価。 • 420m レベルで機械掘削された試験坑道の 底盤部で坑道の軸方向の掘削誘起亀裂の連結 性を定量化。 • 1.5m 高さ，1m 厚さのコンクリートダム（長 さ 12m）を設置し，部屋の床にラインドリリ ングおよびロックスプリティングで形成した 観測用トレンチを掘削。 • 底盤部の影響は，坑道周りのニアフィール ド応力の再分配により，深さおよそ 20 cm に 集中。 URL(AECL)での岩盤緩み域関連試験(2) 試験内容 試験結果 試験結果 • 岩盤緩み域の深さを測定するため， • 長さ 2m ダムに対する水頭 0.5m での流量は 1.8x10-2 l/min。 100mm 間隔のパッカーで隔離し，真空 ダムの長さを伸ばしたところ，流量は 98% 減少して 4.1x10-4 透水試験および水圧パルス試験を実施。 l/min。 • 亀裂は単一の発破で連結しているが，各発破をまたがって 同様に連結するわけではないことを示唆している。 • 水圧パルス試験は，岩盤緩み域は 209 室の床から約 0.3 m の深さに広がっていることを示唆。また透水係数は，バック グランド値の 10-14 m/s に対し，10-8 m/s と見積もられた。 ― • ボーリング孔崩壊は試錐孔の中で，主応力方向には平行で はなく非対称に発達したものと，主応力方向に平行で対称に 発達したものがあった。 • 研究結果は，割れと岩盤損傷は 3 次元的で，特に割れ目は 高偏応力領域にある坑道掘削前方から始まっていることを示 している。 • 405Room で目視確認された亀裂は床から 0.2m 下の範囲に 限られており，Room 隅の方ではほぼ表面(深度 0)であった。 • 赤外線サーモグラフィ調査により底 • 初期試験ではベントナイトストリップスが水を吸収して膨 張するに従って流量がゆっくりと減少する。 盤部のゆるみを調査。 • 岩盤緩み域を通る浸出量を評価する • 4 つのすべての試験で流量が約 5ml/min に収束したことか ため，観測トレンチの表面に設置した樋 ら，流路の長さは連結透水係数には影響しないことが示され た。平均の透水係数は岩盤緩み域 が発達している領域で 10-6 で集水。 • トレーサ試験が 1.5 m の移行経路長 m/s と見積もられた。 さで実施。 • 数値解析モデリングから，岩盤緩み域では，影響を受けて いない岩盤に比べプラグのシール周りの流れが非常に大きく なる前に，透水係数が少なくとも 3 桁，大きくなるに違いな いことが示された。 • トレーサ試験の物質流束計算により，透水係数は 7.4x10-7 m/s，そして移行空隙は 2.7% になると算出された。一次元の 移流拡散移行モデルによると，岩盤緩み域の長さ方向の分散 および移行空隙率はそれぞれ 0.6m と 3.3%であった。 • 結論として，応力誘起の影響により，岩盤緩み域内は比較 的高い透水性をもち，連結性をもつことが示唆された。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-2 試験概要 • 周辺環境温度下で大きな応力 を受けている岩盤中の地下開削 部周りにおける進行性損傷と掘 削誘起影響の発達についての研 究。 • URL の 420 m レベルで機械掘 削により長さ 46m， 直径 3.5 m の 円形試験坑道を掘削。 加熱影響試験 (1993 - 1996) • URL の 420m レベルで行われ た原位置試験では，直径 600mm の垂直試錐孔を用い，様々な掘削 /加熱シーケンスと拘束状態を実 現し，負荷経路，試錐孔の相互作 用および内部拘束圧が進行性損 傷および地下開削部周辺の影響 に及ぼす影響を評価。 −103− 試験名称 試験名称 掘 削 影 響 試 験 (Mine-by Experiment) (1989 - 1995) URL(AECL)での岩盤緩み域関連試験(3) 試験内容 • 計測機器を岩盤内に配置し，坑道 掘削する前から計測を始める。計器 は，伸縮計，内空変位アレー，三軸 歪みケージ，サーミスタおよびアコ ースティック・エミッション/微小震 動(AE/MS)モニタリングシステムな ど。 • 試験中，詳細なマッピング実施。 • クロスホール弾性波トモグラフ ィ，側壁内のアコースティック・エ ミッション研究および波動伝播効 果に基づくイメージングが実施さ れた。後調査として SEPP プローブ とマイクロベロシティープローブ による調査を実施。 • 観測用トレンチ，スロット，試錐 孔を使って目視できる影響の深さ の評価を実施。 試験結果 試験結果 • 影響の進展は進行性脆性損傷の多段階プロセスで，その結果天盤部およ び底盤部での V 字形の崩落を引き起こした。 • 掘削影響は，坑道の天盤部および底盤部の圧縮応力の集中する領域と側 壁の引張り応力集中(あるいは不負荷)領域で最も顕著であった。 • AE/MS 活動は，影響の進展と一致しており，高い偏差応力域である坑 道切羽前方での亀裂発生を示している。 • 坑道周囲からの岩石の砕片滑落は，実験室で得られた一軸圧縮強度の約 50%に達したところで始まった。 • 試験坑道に伴う岩盤緩み域は元の坑道周囲から約 1m の範囲に限られ， 3 次元的であり，坑道切り羽からある程度先まで広がっていた。 • 岩盤緩み域特性は坑道周りの位置によって変わり，いくつかの要因すな わち，応力集中の性質(すなわち，圧縮か引張か)；鉱物，粒径分布および さまざまな岩質ユニット構造；原位置応力条件と坑道軸に対する主応力の 方向；掘削法およびシーケンス；底盤部の岩盤緩み域から受ける内部拘束 などによって影響を受ることが判った。 • 非常に亀裂が発達した領域が各崩落ノッチ先端付で確認され，それは天 盤部では深さ約 180mm，また底盤部では深さ 240mm 深さまで広がって いた。影響はノッチの先端のどちら側にも径方向に 500 から 800mm 広が っていた。 • 側壁の影響は，側壁の深さ 0.8m 以内での引張りおよび剪断 AE 事象の 組み合わせによることがわかった。逆解析によりこの領域の剪断弾性率の 大きさは，壁から坑道半径の 1 径分の領域で約 60% に減少していた。 • 計測機器/モニタリングは，AE モ • 影響の進展は，主に掘削，加熱中で起こり，冷却の期間には小さく，温 ニタリングシステム，伸縮計，内空 度が一定になると影響の進展は減少する傾向が見られた。AE の結果は観 変位アレー，ピエゾメータおよびサ 察された影響の進展とよく一致した。 ーミスタ/熱電対，地質マッピング， • 掘削影響の広がりは主に試錐孔周縁で放射状および接面方向の境界応 試錐孔観察およびコアロギングを 力に依存する。 実施。 • 全てのケースで，崩落は試錐孔の壁から放射方向に 45 から 100mm の 範囲で起こる。 • 岩盤緩み域 は熱−機械負荷シーケンス，隣の試錐孔との近さ，内部拘 束圧および地質の変化に影響を受ける。内部拘束圧は 100kPa と小さくて も影響の進展をかなり抑えることができる。 • 100°C までの加熱により空隙圧力が 1 MPa 増加し，部屋の床の下の深 さ約 300mm にある大きな誘起亀裂での剪断移動を再び活発化させた。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-2 試験名称 試験名称 掘削影響研究 (1995 - 1997) トンネルシーリ ング性能試験 (1995 - 2005) −104− 試験概要 • 様々なニアフィールド応力分布お よび応力履歴，岩質変化および掘削方 法が，影響の進展と掘削安定性に及ぼ す影響を研究するため，420m レベル で様々な幾何形状および方向で一連の 発破掘削を実施。 • 坑道形状は，卵形，楕円形および円 形断面で原位置主応力方向に対してさ まざまの方向で掘削。 • 坑道の縦横比は，1:1 から 2.2:1 と し，卵形，楕円形の坑道の高さは公称 で 3.0m，円形の坑道の高さは 3.5m。 • シーリング技術を開発し，その技術 が周辺温度および高温環境下で実規模 チャンバーからの湧水を最小限にする ことを実証するための試験。 • 花崗岩内の岩盤緩み域の性質，その 性質と水理特性との関係，坑道の幾何 形状，方位性および掘削法が岩盤強度 に及ぼす影響，損傷メカニズム，影響 領域の進展について調査。 • 試験では，連絡坑道と，プラグ位置 に 2 つの切り込みキーをもつ長さ 30m，高さ 5m の楕円形試験室 (縦横 比 1.25:1)の掘削を行った。粘土製とコ ンクリート製のプラグを 12m 離して 試験室をシールするために設置した。 いずれも岩体に切り込みを入れてい る。 URL(AECL)での岩盤緩み域関連試験(4) 試験内容 • 計測機器/モニタリングは， 微 小 震動 モニ タリ ング ア レ ー，内空変位アレー，マイク ロベロシティープローブ (MVP) 測定，ボーリング孔カ メラ調査，コアロギングおよ び地質マッピングである。 試験結果 試験結果 • 影響の外側への広がりは，円形坑道壁から 0.5 m 深さ以内に限られた。 • 崩壊は花崗岩中の亀裂開口部で発生し，応力集中は坑道周縁に局所化してい た。もっと均質な応力分布では崩壊が減少あるいは防げた。 • 天盤部と底盤部の影響は，URL の 420m レベルでの応力条件に適合させた掘 削により，約 20 cm の深さ。 • 発破による円形坑道の崩壊は機械掘削された掘削影響試験坑道の形に似たも のであった。円形の発破掘削坑道の引張り応力の働く側壁領域での影響には，離 散的な放射状亀裂が含まれ，掘削影響試験坑道の場合よりもより奥深くに広がっ ていた。 • 試験結果は，岩盤緩み域の範囲は，原位置特性評価と掘削設計を十分行うこと で，最小限に抑えることができることを示している。 • 計測機器/モニタリングと して，MS アレー， AE アレ ー，サーミスタ，水文地質学 パッカー，地質マッピング， コアロギング， マイクロベロ シ テ ィ ー プ ロ ー ブ (MVP) 調 査，透水試験 (SEPPI) プロ ーブ調査，屈折法地震調査， クロスホール弾性波トモグラ フィ，ボアホール孔カメラを 含む。 • クロスホールトモグラフィにより，坑道壁から 0.3m までは P 波および S 波速 度が遅いことが判った。屈折法地震調査により岩盤緩み域 が 0.25 から 0.71m で あることが確認され，底盤部での影響が他の場所より顕著であった。MVP 調査 では，速度減少の大きい内側領域が坑道壁から岩盤に 0.05 から 0.21m，外側領 域が 0.2 から 0.5m であることを示していた。 • SEPPI プローブ測定は， 坑道壁の 0.1 から 0.3m の範囲で高い透水係数 (10-10 m2/s)を示した。バックグランドの透水係数は坑道壁から 0.4 から 1.0m の範囲 で 10-14 m2/s に達した。透水係数の減少は先端より側壁の方が顕著であった。 • ボーリング孔カメラ調査により，坑道壁から深さ 0.8m までに接面方向の割れ 目と少数の亀裂が認められた。粘土プラグ掘削部の目視観察から，岩盤緩み域は 坑道壁から 0.4m 以内に，発破に伴って発生した亀裂については 0.05 m 以内に 限られていた。 • 発破に伴う MS 事象は，坑道周縁の 2 m と坑道切り羽の前方に見られた。主 に坑道の天盤部と底盤部では進行中の事象が観測された。底盤部での MS 事象は 坑道に砂充填を行うことで発生がストップした。AE 事象は坑道の底盤部 0.6m で圧縮応力が集中した領域に集中していた。 • 岩盤緩み域内の超音波速度の繰り返し調査により，P 波と S 波速度が時間と共 に減少する現象が見られ，これにより岩盤緩み域の発達が時間依存であることが 示された。 • 微小割れ目は主として開削部の接面方向に発生し，側壁には単独の微小割れ目 が，天盤部と底盤部の圧縮応力領域では複数の割れ目の密集が見られた。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-2 試験名称 試験名称 トンネルシー リング性能試 験・コネクティ ッドパーミア ビリティ試験 トンネルシー リング性能試 験・トレーサ試 験 −105− 発破影響評価 プロジェクト 試験概要 • トンネルシーリング性能試験坑道の岩盤 緩み域底盤部の連結透水係数と透水係数を 測定する試験で，試験中は水頭を 1m で一定 に維持。 • コンクリートと岩盤の間のシール性を上 げるため，ベントナイトストリップを施した 2 つの 1.2m 高さのコンクリートダムを 3m 離して設置して，プールを建設。 • ヨウ化ナトリウム(NaI)とナトリウムフ ルオレセイントレーサをトンネルシーリン グ性能試験室の加圧側に注入する試験。 • URL の 240m レベルの高さ 3.5m の楕円 形発破坑道 (縦横比 1.25:1) 周辺岩盤の影 響を評価するためのプロジェクト。 • BDA 坑道をトンネルシーリング性能試 験坑道と同じ形状，原位置応力場に対して同 じ方位で，また，同じ掘削技術で掘削し，2 つの坑道での影響の特性と範囲を比較。 URL(AECL)での岩盤緩み域関連試験(5) 試験内容 • 岩盤緩み域内の浸出をモニターするために水を 集めるスロットを開けた。 試験結果 試験結果 • 41 日目に安定した流量 0.305 ml/min に到達。 • 流路面積は 0.2 m2，試験坑道底盤部の透水係数の 見積もり値は 2.5x10-8 m/s. • 坑道から放射状に掘削した水文地質学試錐孔に 掘削影響評価(EDA)パッカーを設置してトレーサの サンプリングを実施。 • 測定した空隙圧とトレーサ濃度の逆解析から，坑 道の周りの岩盤緩み域 は厚さ 0.5m で，粘土プラグ 周りの岩盤緩み域厚さはもっと小さくて 10cm。 • 粘土プラグ外側の岩盤緩み域 の透水係数は 7x10-11 m/s，長さ方向の分散は 0.1 m。 • マイクロベロシティプローブ，ボーリング孔カメ ラおよびコアロギング調査による岩盤緩み域特性評 価。 • 岩盤緩み域の範囲(最大)は，坑道の底盤部から深 さ 0.5m。もっと大きな底盤部影響は発破が行われる 底盤に高爆薬を充填したためと思われる。 • 天盤の左上部の岩盤緩み域も 0.5m。これは 240m レベルの岩盤に既存の微小割れ目の開口に関係する と考えられる。坑道に放射方向に微小割れ目が確認 された。 • 速度減少の内側領域は，一般にトンネルシーリン グ性能試験坑道の範囲に似ている。速度は坑道周囲 の岩盤緩み域の四半円の右上側近くと左下で 400m/s 減少。 • 速度減少の外側領域はトンネルシーリング性能試 験 ほどは顕著でなく，これは 420m レベルの高応力 が岩盤緩み域 の外側に寄与していることを示唆し ている。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-2 試験概要 • 坑道への湧水量測定で大容量の岩盤の透水係数 を評価するための試験。 天然バリア調 査 (ストリパ) フェーズ 1 (1980-1985) フェーズ 2 (1983-1988) フェーズ 3 (1986-1992) • フェーズ 1 は，既存の特性評価手法と試験手法 の適用可能性と限界を見極めるための演習。計画 は，サイトに隣接する亀裂領域を含む大容量岩盤の 水理学的特性，単一亀裂中のトレーサ移行試験，ス トリパ鉱山内および周辺の岩盤の水理−地球化学 的調査。 • フェーズ 2 は，改良型の特性評価技術の開発に 焦点があてられた。計画では，ストリパ地域の水文 地質の概念化，レーダ，地震波および水力学を使用 した孔間サイトでの亀裂帯の特性評価および，大き な亀裂を含む岩盤での 3 次元トレーサ試験などが 行われた。 • フェーズ 3 では，ストリパ鉱山の攪乱を受けて いないサイトでの特性評価技術の適用と技術改良 の継続を計画。計画では，ストリパ鉱山のサイト特 性評価および確証 (SCV)用サイトの水文地質学的 評価を，原位置応力測定技術，亀裂マッピング，地 震波調査，指向性レーダー，水理学的モデリングお よび地下水/移行モデリングなどを使って実施し た。 SCV サイトでの地下水流動および輸送の計 測結果と予測結果の比較も行われた。 ― Buffer Mass 試験 (ストリ パ) (1980-1985) • 廃棄物容器が熱を発生している周辺岩盤を粘土 でプラグすることに伴う現象とプロセスを調査す るために緩衝材試験を実施。 • KBS 廃棄物定置概念の半分の模模 の モ ッ ク ア ッ プ を ス ト リ パ鉱 山 の 340 m レベルで実施。6 本の大口径 試錐孔に高圧縮ベントナイトと発熱 体を充填。緩衝材，埋戻し材および 岩盤は約 4 年間加熱された。 −106− 試験名称 試験名称 マクロ透水性 試験 (ストリ パ) (1978-1980) 試験内容 ― 試験結果 試験結果 • 放射状の流入量データの分析から，圧力データと一致させる ためには，モデルで掘削部周りの薄い領域の透水係数を新鮮岩 盤の 3 分の 1 にすることが必要。 • コアロギング，ボーリング孔テレビュワーなど従来の特性評 価手法は，亀裂の位置，方位および特性の決定に有効。また， 偏向調査，自然ガンマ線， single-point 抵抗，比抵抗，温度， 自然電位および孔水内比抵抗のような従来の試錐孔検層を岩 石マトリックスおよび岩盤全体の電気特性の評価に使用。 • 従来の水圧パッカーシステムを使用した，単一孔およびクロ スホールの水理試験によって，亀裂帯の中での水理特性の分布 および亀裂帯の連結性について評価。 • 水圧破砕とオーバーコアリング法により，原位置応力を決 定；σ3 が準垂直の条件で，σ1=20， σ2= 10， σ3 = 4 MPa。 • 一般的に亀裂帯の水分量の増加に伴い生じる，岩盤の誘電率 および電気伝導度の局所的な変化を測定するため，単一および 複数の試錐孔へ適用できる，短パルスレーダシステムが開発さ れた。60m の範囲で有効である。 • クロスホールトモグラフィから得られた結果から，サイトの 大きな構造的特質が確認された。当技術の改良により，孔間距 離が 200m 未満で 1 m 厚さ程度の亀裂帯の特性評価が可能で あろう。 • 単一亀裂および大規模 3 次元アレーによるトレーサ移行試 験から，自然の水流動による放射性核種の吸着と移行遅延に関 する知見が得られ，また，亀裂および亀裂帯のチャンネリング への程度と影響がわかった。 • 坑道切り羽から 1 m での岩盤中の間隙水圧は岩盤緩み域に 支配され，岩盤緩み域の水理特性は異方性があり，坑道軸に平 行な透水係数は径方向より高かった。 • 緩衝材の水の吸収は離散亀裂に沿った流入に支配され、緩衝 材の膨張により，透水性亀裂が閉塞された。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-3 スウェーデンでの岩盤緩み域関連試験(1) −107− 試験名称 試験名称 サイト特性評 価・確証 (SCV) プロジェクト (ストリパ) 試験概要 • 天然バリア研究(フェーズ 3)の一環として，先進的なサ イト特性評価手法を開発，応 用するため，また，亀裂岩盤 における地下水流動と移行を 表現するのに使うモデルを確 証するため，SCV が実施され た。 岩盤閉鎖プロジ ェクト (ストリ パ) (1986-1992) • 緩衝材試験と同じ坑道で， 岩盤緩み域 の水理学的特性 およびグラウトにより岩盤緩 み域をシールする能力を評価 する研究を実施。 ZEDEX (掘削攪 乱領域試験) (エ スポ) (1994-1996) • TBM 掘削および 2 種類の スムースブラスティングによ る坑道周りの掘削攪乱領域の 調査 • 岩盤緩み域の力学的挙動 を，その起源，特性，物性変 化の大きさ，範囲および掘削 方法への依存性の観点から研 究することが目的。 試験内容 • プロジェクトの１つであ る坑道模型試験で，準水平の 坑道を掘削する前後におけ る岩盤内の水の流動分布お よび移行を予測し，モデル予 測と計測結果を比較。坑道掘 削前の湧水量の測定用に 6 本の試錐孔を円形に配置。 試験結果 試験結果 • 坑道への流入水量は，この坑道に対応する長さの試錐孔への流入量の 12% にすぎず，坑 道への流入は試錐孔への流入よりも，さらにチャンネリングされている。 • 建設後の坑道周りの地下水流れは，定性的ではあるが，かなり経路が変わっていることが， 塩水トレーサ試験によるレーダトモグラフィからわかった。 • 4 つの異なるモデリングにより試錐孔への流入量予測は，計測結果と整合がとれている。 各モデリング・グループは，坑道への流入量を 3 から 8 倍大きく評価しており，これは掘削 攪乱効果を考慮したためと思われる。亀裂帯の外側に中程度に亀裂のある岩盤への流入で， それが流入量の大部分を占める場合，その流入量が 20 から 30 倍大きく評価された。 • 確証坑道での試験により，攪乱領域の現象をもっと良く理解することが，岩盤力学試験お よびモデリング計画の主目的にならなければならないことが示された。特に単一亀裂の応力 -透水量係数の関係は掘削部への流入をよりよく予測するのに必要。 • ルジオン試験によって透 • 発破影響領域は坑道壁から 0.3m ，底盤部から約 1.2 m の深さに見積もられた。底盤部 水係数を測定。 の方が影響が大きいのは，掘削プロセスに関連すると考えられる。 • 壁の岩盤緩み域の透水係数は，周りの岩盤内よりも 2 桁大きかった。底盤部の岩盤緩み域 の透水係数は，壁の中の 2 倍あり，これは，発破で使用する爆薬充填密度が高いことによる。 • グラウトを施す前の透水係数は 5x10-10 から 5x10-7 m/s の範囲であった。グラウトによ り，透水係数は 10-9 m/s より小さくなったが，その後加熱することにより，透水係数は大き くなった。 • 岩盤緩み域の発達につい • TBM 坑道では，坑道周囲から数 cm の範囲にしか影響が見られない。AE 事象は主に坑道 て，試錐孔の掘削前，掘削中， 切り羽と坑道周囲に群生した。 掘削後に，掘削後に空洞の径 • 穿孔発破坑道では，影響が坑道底盤部(高エネルギー爆薬を設置した場所)から最大 80 方向のボーリング孔で測定 cm ，壁から 30 cm までの深さに見られた。岩盤緩み域では掘削に伴う亀裂，透水係数の増 すると共に，軸方向でも測 加，弾性波(地震波)の減少および深さ 50 cm まで延びたマクロな亀裂が見られた。 • AE 数は発破坑道の周りでは，TBM 坑道の 10 倍と大きくなったが，2 種類の発破設計の 定。 間では，AE 数と岩盤緩み域 の範囲にほとんど違いが見られなかった。 • 2 つの試錐孔でのビルドアップ試験で，掘削後の透水性は概ね 0.5 から 1 桁減少するか， 亀裂の発達した領域で高くなる傾向がある。 • 底盤部 岩盤緩み域の透水係数はマトリックス透水係数の 100 倍で，他の場所では，マト リックス透水係数の 10 から 40 倍であった。 • 発破の方法は掘削影響の深さに，また岩質の不均一性はマトリックス透水係数の値に影響 する。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-3 スウェーデンでの岩盤緩み域関連試験（2） −108− 試験名称 試験名称 発破影響試験 (エ スポ) 試験概要 • 発破影響を評価するため，エスポ研究施設 アクセス坑道の建設中に発破掘削部で研究を 実施。 試験内容 プロトタイプ処分 場 (エスポ) • 6 つの処分用孔のある実規模処分場の部屋 で，模擬。 現実的な条件下での，処分場構 成要素の一体化した機能の試験および実証， 工学的な基準，品質基準およびシステムの開 発，試験および実証，処分場設計および建設 工程の模擬が目的。 • 試験はエスポの閃緑岩内にある TBM 坑道 450 m レベルで実施。 定置技術の実証 (エスポ) • 地下の処分孔に使用済核燃料を定置する 技術を実証 • 長さ 50m の坑道を発破法で掘削し，実規 模の処分孔を掘削すべき 4 ヵ所を選定。 • 坑道の地質特性は，原位置応力計測等。 • 情報なし。 キャ二スター取り 出し試験 (エス ポ) • 膨潤したベントナイトに固着されたキャ ニスタを緩めるための手法と機器を開発し， また，地下環境で容器を安全に取り出すこと が出来ることを示すための試験。 • 長さ 15 m の坑道を掘削。 • 坑道の地質特性評価を実施。 • 情報なし。 ― 試験結果 試験結果 • 岩盤の影響部と非影響部の境界を明確にするた めに発破掘削時の振動速度が利用出来ることを実 証。 • 一番外側の発破孔への火薬の充填量が最小限で あった場合，影響は壁から約 0.2 m，底盤部から 0.5m になると考えられた。 • TBM 坑道の特性は，試験孔における圧力ビルド アップから透水量係数が 8x10-12 から 5x10-8 m2/s と測定された。 • 坑道への湧水量は約 5 l/min。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-3 スウェーデンでの岩盤緩み域関連試験（3） 試験概要 • 蒸発が周囲の岩盤からの流入を超えると ニアフィールドは不飽和し，負の水ポテンシ ャルが進行する。 掘削影響領域特 性評価 (グリムゼル) • グリムゼル試験サイトでフェーズ IV の調 査の一環として発破掘削特性評価を実施。 • 岩盤緩み域の範囲は，BGR タイプの孔間 ゲージを使用した P 波速度測定から評価。際 立った亀裂の影響が単一孔での小規模音波測 定から見つかった。クロスホール試験では受 信器の間隔は 0.05 から 0.1m。 • 岩盤緩み域 の範囲は，BGR タイプの孔間 ゲージを使用した P 波速度測定から評価。際 立った亀裂の影響が単一孔での小規模音波測 定から見つかった。クロスホール試験では受 信器の間隔は 0.05 から 0.1m。 弾性波速度研究 (グリムゼル) • 試錐孔および差速度測定など様々な弾性 波(地震波)速度法を使った岩盤緩み域深さの 研究。 −109− 試験名称 試験名称 不飽和領域調査 (グリムゼル) 試験内容 • 換気坑道への詳細な流入分布を測定。 • 坑道内の水量バランスおよびポテン シャルは，坑道内の水分状況を変えて， 坑道から 25 m のところで測定。 • 岩盤緩み域特性評価のため，地質学 的，微小構造，地球物理学的測定。 • 長さ 3m の試錐孔 8 本を坑道周縁から 扇状に異なる方位で 2 組掘削。 • 特性評価では，詳細な坑道壁の地質マ ッピング，方位コアおよび試錐孔の構造 地質マッピング，亀裂分析および微細構 造解析を行った。 • 単一孔速度測定は，坑道周縁の近くで は 0.02 から 0.05m 間隔に，それより深 くでは，0.05 から 0.1m にして実施。 ― 試験結果 試験結果 • 坑道壁から 1.6 m まで離れたことろまで負の水ポテンシャル が観測された。不飽和および再飽和試験を連続的に行い，不可 逆的な効果は見られなかった。 • ボーリング孔内観察により，坑道壁から 0.3 m に際立った， 坑道軸に平行な特徴的な掘削誘起の亀裂が示された。観測され る自然の開口亀裂非常に異なる，0.05 から 2 mm の不規則な長 さおよび幅の亀裂が，他の試錐孔でも観測された。 • さまざまな試錐孔深さから得たコアで岩盤応力を評価。より 深いところのコアは，坑道のニアフィールドから採取したもの に比べ，大きな時間依存性ひずみを示した。 • 地球物理学的測定により，減速速度の非対称な領域がトンネ ル壁から 1m のところに確認され(主として平行および+45°の 傾斜孔)，これは応力分布と不飽和に関係していた。 • 単一孔測定により，S 波速度の減少が平行および+45°の傾 斜孔では坑道壁から 0.5m のところで ，垂直および -45°傾斜 孔では坑道周縁の 0.2m のところで見られた。離散亀裂がニア フィールド速度に影響を及ぼした例が見られた。 • 掘削誘起の亀裂の空間方位はほとんど坑道の軸に平行で，幅 および長さは変動していた。 • 調査の結果，グリムゼルの坑道周りの岩盤緩み域の分布が一 様でないことが 4 本の試錐孔から示された。S 波速度の最大減 少 (2600 から 1500 m/s に)は 45°上向きに傾斜した孔で観測さ れ，減少領域は 0.5 m に広がっていた。水平，鉛直および 45° 下向きに掘られた試錐孔は，壁面で速度が 2000 m/s に減少， 壁から 0.25 m の範囲でバックグランドの速度に戻った。 • TBM 坑道の壁面では，バックグランドの P 波速度(5200 m/s) から約 500 m/s の低下がみられた。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-4 スイスでの岩盤緩み域関連試験(1) 試験概要 • 放射状の試錐孔が 20 本(10 本の平行孔および 10 本の上向き垂直孔) ，穿孔発破，ロード・ヘッダー， 圧縮空気削岩機による掘削領域特性評価プログラ ムの一環として掘削された。 試験内容 • 樹脂を充填した亀裂をオーバ ーコアリングし，坑道の異なる 部分での岩盤緩み域をサンプリ ングする試験。小口径の注入用 試錐孔の掘削，蛍光剤混合のエ ポキシ樹脂の注入，樹脂重合後 の注入孔のオーバーコアリング および オーバーコアリングさ れたサンプルの亀裂網の分析を 実施。 ED-A 岩盤 緩み域試験 (モンテリ) • 小口径の試錐孔に沿った透水係数プロファイル を得るため，また 1ｍ規模での亀裂網の不均一性と 連結性を評価するため，岩盤緩み域の内側領域で空 気圧試験を実施。 • 空気圧応答に基づいた，不飽和あるいは部分的 に飽和した岩盤に，窒素を注入，あるいはそこから もれる空気を測定。 • 岩盤緩み域の透水性を評価するためにクロスホ ール水理試験を実施。 ― ED-B 試験 (モンテリ) • 3.6m 径の坑道をロード・ヘッダーによって掘削 した場合の掘削応答を評価するための試験。 • 30mm の仮ショットクリートを掘削面の数メ ーター裏側に打ち，マッピングおよび内空変位計測 を実施。 • 隣の坑道から坑道切り羽の先に掘った試錐孔か ら，坑道切り羽の空隙圧および変位をモニター。 • Sliding micrometer，伸縮計，傾斜計および内 空変位アレーを設置し，変位を計測。 • 試錐孔 5 本で低透水性の粘土層の空隙率を測 定。 ― −110− 試験名称 試験名称 FM-B 流動メ カニズ ム (樹 脂注入)試験 (モンテリ) 試験結果 試験結果 • 発破掘削による断面は，ロード・ヘッダー掘削による方向と同 様の亀裂を示したが，坑道壁の近くでもっと高い亀裂頻度および大 きな亀裂開口を示した。 • 削岩機は，壁面に平行な不負荷亀裂を多数生じさせ，亀裂の開 口はロード・ヘッダーによるものより大きかった。 • 岩盤緩み域は 2 つの部分からなる。内側の領域は，深さ 0.6 か ら 1.3m でお互いに連結した不飽和亀裂網を含み，外側の領域は， 部分的に連結したり，孤立した亀裂となっており，部分的に飽和し ていることもあり，範囲は約 2 m 以下である。 • 岩盤緩み域 は，ロード・ヘッダーによる断面で範囲が狭くかつ 影響の程度も小さい。 • 岩盤緩み域は，側壁よりも天盤部と天盤部の方が範囲が広い。 • 新規坑道周りの 6 本のボーリング孔から，非常に透水係数の高 い(>1x10-14 m2) 領域が坑道周縁から 10∼20 cm の範囲にあること が示された。影響が天盤部から 50∼70 cm および側壁から 30-40 cm に見られることは，樹脂を注入した亀裂の分析と一致。 • ボーリング孔によって空気圧力応答が変わることは，亀裂網が 局所的に非常に不均一であることを示す。 • 揚 水 用 お よ び 観 測 用 試 錐 孔 の 透 水 係 数 は 1.9x10-8 か ら 4.0x10-8 m2/s の範囲に見積もられた。推定される岩盤緩み域 亀裂 の透水係数は，非攪乱のオパリナス粘土のものより 5∼8 桁高い。 • 岩盤緩み域 プロセスとして，引張り脆性亀裂，応力誘起崩壊， 層理面すべり，および膨張と軟化という 4 つを確認。 • 変位計測は，坑道切り羽の先で起こった弾性的な変形と坑道側 壁での非弾性的な変形によるものと解釈された。 • 空隙率は坑道切り羽の前方で増加し，計器位置を通り過ぎて坑 道掘削されると低下。逆解析では，計測結果と一致させるため， Skempton の B 係数として 0.75 を使用。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-4 スイスでの岩盤緩み域関連試験（2） 試験名称 試験名称 ED-C 岩盤緩み域 の地球物理学的特 性試験(モンテリ) 試験概要 • 新規掘削坑道の周辺の 8 本の試錐孔で， 複数手法による超音波速度プロファイルを 測定。 試験内容 試験結果 試験結果 • 弾性波は，試錐孔を使った測定(単一孔，ク • 新鮮岩盤の速度には異方性がある (層理に平行方 ロスホール，トモグラフィ)および屈折法調査。 向では 2700 m/s ，直交方向では 2300 m/s)。 • 低速度領域は天盤部と底盤部で 2 m 程度であり，側 壁 (0.7 m 程度)よりも顕著。 EH 岩盤緩み域 自 己回復試験 (モンテリ) • 透水・透気試験を新規坑道の周りのいくつ かの放射状に掘られた試錐孔で実施。SEPPI ツール(Bauer et al. 1995) MMPS ミニパッ カーシステムおよび反復試験など様々な手 法を 1 年以上にわたって継続実施。 ― • 最も透水性の高い領域は側壁でみられ(透水係数が 10-7 から 10-8 m/s) ，天盤部と底盤部でバックグラン ドと比較してわずかに増加(透水係数が 10-10 m/s)。 • 透水性が異なるのは坑道周りの異なる変形機構，す なわち側壁で引張り亀裂，天盤部と底盤部ですべりが 起こることに関連。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-4 スイスでの岩盤緩み域関連試験（3） −111− −112− 試験概要 • 使用済核燃料の取り出し可能な貯蔵層としての花崗 岩の適合性および岩盤の熱負荷応答を評価するため に， ネバダ州のクライマックス花崗深成岩の深さ 420 m で実施された掘削影響試験。 • 岩盤は，石英モンゾナイトと花崗閃緑岩からなり， 坑道と交差するいくつもの剪断領域と 3 方向に直行す る節理群からなる。試験は地下水面よりも上の不飽和 領域で実施。 試験内容 • 試験は，2 本の平行な坑道で，伸縮計 と振動ワイヤ応力計を２列に設置して 実施。計器設置後，2 本の平行坑道の中 間に穿孔発破による坑道を計器の配置 に平行になるように掘削。中央の坑道で 内空変位計測を実施。 • 弾性係数評価のため 6 つの手法を使 用。弾性係数と岩盤指数(rock quality indices) (Q および RMR 値)の経験的な 関係式検討も含む。 試験結果 試験結果 • 中央坑道の掘削中，加熱および冷却期間中の岩 盤応答結果をモニタし，結果を数値モデル予測と 比較。 • 温度分布の予測結果と計測結果の一致は良好， 計測された変位応答は，連続体モデルおよび離散 接合モデルを用いた予測結果と大きく異なる。 • 岩盤に初めから存在する不連続がニアフィール ド領域の力学的挙動を支配。 • 経験的な関係式から計算された応力は 26 GPa となり，実験室のコア試験から見積もられた 70 GPa よりかなり小さい。 コロラド鉱工業大 学(CSM)試験 (エドガー鉱山) • コロラド州アイダホ・スプリングス近郊のエドガー 鉱山の地表から約 100m 下の亀裂性片麻岩層で実施さ れた試験 • 地下開削部周囲の岩盤への影響を最小限するための 発破方法の開発・評価，掘削影響の性質と範囲の特性 を評価する手法の開発を目的。 • 掘削進捗に伴う変位をモニターするため，新たに掘 削される切り羽に隣接する天盤に垂直伸縮計を設置。 掘削に続いて長さ 5m の試錐孔 7 本を 1 組とし，発破 による影響の特性評価のために，掘削部から外向きに 放射状に 6 組掘削。 • ユッカマウンテンの調査研究施設内の原位置ブロッ クに掘られた深さ 5m の試錐孔内に設置した一つの発 熱体を 140°C に保ち，試錐孔まわりの岩盤をそのまま 加熱し，健全岩盤の熱的，力学的特性の変化を調べた。 9 か月間加熱後，9 か月間放置冷却。 • 掘削応答特性評価のために応力セル， 超音波速度計測，透水係数計測を実施。 • 制御発破により，発破による影響が直径 3 から 5 m の坑道で側壁から 0.5 ないし 1 m の範囲に 限定された。 • 応力セル，超音波速度計測，透水係数計測は岩 盤緩み域内の攪乱の範囲と程度を定めるのに概ね 有効。 • 不連続体変形解析手法を非弾性変位を考慮する ために使用。岩盤緩み域特性の決定には，亀裂の 数より，亀裂開口幅の方が重要。 • 比抵抗トモグラフィおよび熱中性子 検層技術を使って水分移動をモニタリ ング。 • 加熱前後のサンプルの実験室試験を 行い，熱伝導性，熱膨張性，力学的特性 の違いを測定し，影響の存在を調べた。 • SHT により強制的に与えられた加熱サイクル によっても，長期の健全岩盤の熱力，力学的特性 に大きな影響は見られず，影響の顕著な発達は見 られなかった。 • 岩石の加熱は一般的に発熱体のそばとその上側 で乾燥(飽和度の減少)を引き起こし，発熱体の下側 で加湿化(飽和度の増加) を起こす。 • 岩盤全体の透水係数は 10-15 m2 のオーダー。 単一加熱試験 (Single Heater Test) (ユッカマウンテン) (1996-1998) JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-5 米国での岩盤緩み域関連試験(1) 試験名称 試験名称 クライマックス使 用済燃料試験 (クライマックス鉱 山) 試験概要 • トポパ・スプリングスの溶結凝灰岩に機 械掘削された直径 5m，長さ 50m の加熱用 坑道での多年にわたる熱試験。 • 処分場母岩の加熱環境下での熱-水-化 学(THC)や熱-水-応力(THM)等の連成応答 の評価が目標。 ニッチ浸出試験 (ユッカマウンテ ン) • 坑道内で廃棄物に接触する水の量と分 布を制御する浸出プロセスの定量化のた め，主 ESF 坑道に掘られたニッチでの浸 出試験。 • 多頸部パッカー集合体を使用し，長さ 10m，直径 76mm の水平試錐孔を 0.3m の 区間を隔離。 RoomB原位置加熱 /構造試験 (WIPP) • 熱−機械負荷が一緒にかかった状態で， • 多接点伸縮計，内空変位アレー，応力計， 岩塩を掘削した時の挙動を評価するため， 熱電対を使って変形をモニタリング。 また測定結果とモデリング結果の比較の ための原位置加熱試験。 • 入り口断面が 5.5x5.5m の正方形で，奥 行き 93 m の部屋を 1984 年に連続掘削機 により掘削。試錐孔底部に電気加熱キャニ スターを設置し，熱負荷を線状に与える。 −113− 試験名称 試験名称 坑道規模試験 (ユッカマウンテ ン) (1997 – 現在) 試験内容 • 9 本のキャニスター型発熱体を坑道底盤部 に，また 50 個の翼型発熱体を水平に掘った試 錐孔に，軸方向にそって坑道の両側に設置。計 画では 4 年間加熱し，4 年間冷却させる。 • 熱電対および抵抗温度計，多接点試錐孔伸 縮計，坑道間伸縮計，コンクリート内張りの歪 み測定を含む。 • 熱によって亀裂が閉塞されることによって 生じる可能性のある岩盤弾性率の変化量を決 定するために平板載荷試験を実施。 • 坑道の片側の温度が周辺温度，もう一方が 100°C 以上になるように試験。 • ニッチ掘削の前後に試錐孔空気注入試験を 行い，ニッチ掘削に伴う透水係数の変化を評 価。 試験結果 試験結果 • 周辺温度に保たれた坑道の側壁の変位は，もう一方の 加熱された壁の変位のおよそ 2.5 倍であった。 • 岩盤の弾性率は周辺温度の壁で 11.4 GPa， 加熱壁で 29.5 GPa 。 • 岩盤の全透水率は温度データから 10-13 m2 と推定。 • 掘削後の透水係数は，既存の自然亀裂がニッチ掘削時 の応力開放により開口したため，掘削前の値より比較的増 加。 • 初期透水係数が高い(10-12 から 10-10 m2)領域では 1 桁弱 増加。初期透水係数が低い(10-14 から 10-13 m2)領域では 2 桁近く増加。変化は坑道壁から 1m の範囲で見られた。 • 亀裂開口幅を評価するために，弾性率の減少割合は 0.3 と推定した。応力の開放と透水係数の増加を関連つけるた めに，単連続体モデルを使用。 • 透水係数の変動パターンを，均一開口幅モデルでなく 均一間隔モデルに合うように逆解析した。透水係数の変化 は応力の開放による既存の亀裂の開口によると解釈。 • 中程度の昇温により室内の閉塞度が加速的に増した。1 m 程度までの閉塞が測定された。 • 天盤部のスラブ化が 0.9 m の深さみられた。 • モデリングから岩塩内の試錐孔の熱−力学的クリープ が予測されたが，別々にスラブ化するという特質の進展は 考慮されなかった。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-5 米国での岩盤緩み域関連試験(2) 試験名称 試験名称 給 気 立 坑 (AIS) 試験 (WIPP) −114− DRZ 調査 (WIPP) 試験概要 • 新しく直径 6.2m の給気立坑を レイズボーリング により 1987 年 に建設開始。 • トランスデューサは，ステンレ ス鋼の容器に直径 18 mm の PZT セラミック製ディスクで，互いに 平行で 45°上向きに掘られた 3 つ の直径 10 cm の穴にバネで常設。 • 上記計測は変位プロファイルを 計測するために多接点伸縮計で， 温度計測のために熱電対で補完。 • 1989 年に計器の設置を行って から以後 8 年間にわたって継続的 に測定。 試験内容 • 岩塩中の 655 m の垂直立坑付近で の影響進展の時間依存性を，超音波ト ランスデューサを同じようにいくつ かの深度に３列に設置してモニタリ ング。 • 上記配置により，立坑壁から 10 m の位置まで，立坑壁に対して垂直方 向，放射方向および接面方向で 270 の経路の弾性波速度および振幅を計 測。 • 地下掘削部から得られた岩塩コア について，光学顕微鏡，電子走査顕微 鏡観察，溶解および化学分析，水分含 有量の決定を行った。 • 試験アルコーブの岩盤緩み域 を 評価するために，クロスホールおよび 単独孔での圧縮波計測が，水平に掘っ た孔を 12 本配列して行われた。孔間 のレイパスは 1 m になるようにし， 単独孔は区間を 33 cm に固定して測 定した。 試験結果 試験結果 • 超音波アレーは，走時に対して 0.33%ほどの精度をもつ。 • 立坑壁から 8∼10 m の区間で P 波の走時は，1992 年から 1998 年まで一定。 • 立坑壁から 0.6∼2.1 m の区間では ，走時は上記と同じ期間で，およそ 1%増 加。 • 立坑壁から 0∼0.3 m の区間では，走時は，最初，1992 年に約 3 %増加し， その後 1997 年まで 3 から 4 %直線的に増加。 そして 1997 年には急速に約 10% 増 加。 • 上記現象は，1992 年に主要なクリープが落ち着き，その後 1993 年から 1997 年にかけて二次的なクリープとそれに付随する影響が現れ，それ以後は三次的ク リープが起こったものと解釈される。 • 圧縮弾性波速度は，1997 年代半ば初めに約 20 % 減少。速度を 20 % 減少さ せるような微小割れの量は局所的な透水性に影響を及ぼすものと考えられる。微 小割れを引き起こすメカニズムについてはよくわかっていない。 • 岩盤緩み域 は基本的に立坑壁から最初の 0.6 m で起き，粒子サイズでの時間 依存の小規模な割れが加速されてスラブ損傷を引き起こすと考えられる。 • 伸縮計の値から変位は立坑壁に近い 0.9 m の領域に限られる。 • コアの亀裂データから，岩盤緩み域は広い範囲で試錐孔音波速度測定結果と一 致することが示された。岩盤緩み域 が部屋の中央部で厚くなり(∼3 m)，隅にな ると薄くなる(∼1 m)ことがわかった。岩盤緩み域内の空隙率は部屋の中央部で 1% より以上大きく，隅になると 0.3% より大きくなるということがわかった。 音波計測は 50μm より小さい亀裂開口幅には感度がよくない。透水性の実験室 試験は，体積ひずみが 1 % 未満の現場試験に比べて数桁増加した。地層中の塩 水の蒸発および塩水中のミネラルの亀裂内への沈澱は，岩塩の岩盤緩み域では重 要なプロセスではない。 • アルコーブ内のクロスホール試験は速度が掘削部の近くで 10 % 近く減少し， 岩盤緩み域 が壁から 0.5 から 1 m の深さに広がっていることを示していた。部 屋の隅では，垂直のレイパスに沿う岩盤緩み域 は見られなかった。単独孔試験 でも同様な結果が得られ，壁から 1.5 m 以内の速度はもっと減少していた。岩盤 緩み域は壁の高さの中間部に比べて，底盤部および天盤部ではさほど顕著ではな かった。影響は異方性があり，壁に平行方向に優位の割れ目が発達していた。実 験室試験に比べ，原位置での影響は，掘削から 12 年経った時間依存の効果によ り顕著である。また複雑な掘削形状により不均質な影響が生じ，また，場合によ っては影響の伸展が妨げられる可能がある。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-5 米国での岩盤緩み域関連試験(3) 試験名称 試験名称 深部坑道の安定性 PHEBUS プ ロ ジ ェクト CACTUS プ ロ ジ ェクト −115− CLIPEX プロジェ クト (粘土岩地下 研究施設拡張のた めの使用計測機器 計画) 試験概要 • ブーム粘土層内に掘削した地下開削部の挙動をモニタするための調 査。 • 7m 長さ，2m 径の小部屋を掘削し，歪みケージ，内空変位計，圧力セ ルをコンクリートのキーストーンの内張りに設置し，地層中の変形と変位 をモニタ(1984-1987)。 • 直径 4m のアーチ坑道を 12 m 掘削し，コンクリートのキーストーンよ り軽量の金属性支持の曲がり強度を検証する。 計器により，アーチの曲 がり，内空変位，アーチの局所的変形，アーチと地層の接触面での全応力， 地層の変位を測定。 • 坑道を循環する空気と，取り囲む粘土層の間の水分移行の評価のため の試験。試験は，最初の段階では，換気装置を装備したモデル規模で行い， 1991 年から始まった第２段階では地下で実規模で行った。 • 事前に 50 年間冷却された高レベル放射性廃棄物から発生する熱を模擬 した発熱体周辺の粘土層の原位置での熱−水−応力相互作用を研究する ため ANDRA が始めたプロジェクト。 • 試験は，埋戻し材で囲まれた発熱体を設置し，その後，(1)流体力学的 に平衡状態に戻った地層を加熱，(2)流体力学的平衡になる前に急速に加 熱，を実施した。 • 掘削坑道切り羽前方での短期の流体力学的パラメータを評価するため の試験データを得るためのプロジェクト。 • 試験坑道と 1997 年に掘削開始された新しい立坑を接続する長さ 90m の連絡坑道の掘削が含まれる。計測機器は 1997 年に坑道の延長が始まる 前に設置。 • 主な実施主体は ANDRA (フランス) と ENRESA (スペイン)である。 EIG PRACLAY はプロジェクトの調整役であった。 • 計測は，全応力，空隙水圧力および変位計測である。 • 予測データを得るため，原位置試験では，原位置弾性率，非等方性挙 動，時間依存挙動，強度パラメータを求めるためのプレッシャーメータ， ダイラトメータ試験，原位置応力および原位置透水係数を評価するための 水圧破砕，拘束応力および原位置剪断係数を決定するためのセルフボーリ ング・プレッシャーメータ試験を実施。 • ロードセルか歪みケージ，内張りの表面の圧力を測定する全圧力セル を用いた内張りの応力測定，およびテープ 伸縮計を使用した内張り内空 変位も測定。 試験内容 試験結果 試験結果 • 掘削による小部屋の変形は 3 年後に安定。試験に より凍結しなくても粘土層内に坑道を掘削するこ とが可能であることがわかった。 • アーチ坑道試験により，内張りが地層の圧力に耐 え，変形に対応できることがわかった。内張りが支 えた全圧力は，土被り荷重全体の約 3 分の 1 であっ た。 • 換気により空隙が負圧になり，粘土の不可逆的な 圧縮が起きた。これにより，物質が固まりすぎた。 • 加熱段階で過渡的に空隙圧の増加がありその散 逸することが観察された。発熱体からの距離によっ て，放射方向およに接面方向の圧縮応力および引張 り応力が観測された。 • 熱サイクルの間に，地層の不可逆的固結が発熱体 の周囲で起きた。 • 直径 4m の坑道周りの影響の深さの評価と計器 位置選定のために，カム・クレイ(Cam-clay)モデル による予備的な数値解析モデリングが行われた。 • 予測結果から，可塑的領域は開削部から 4 から 7m となり，それは，内張りと地層の間にギャップ があるかないかに依存することがわかった。 • 切り羽の前方の軸方向の変位は 9 から 12 cm，放 射方向の内空変位は 2.5 から 4 cm。 • 全応力は最大 5.5 Mpa までであり，内張りにか かる圧力は 1 から 2 Mpa。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-6 ベルギーでの岩盤緩み域関連試験(1) 試験名称 試験名称 PRACLAY プロジェ クト(高レベル放射性 廃棄物粘土質処分場 のための予備的実証 試験) 試験概要 • 処分場建設および稼働によって，母岩に起こる 攪乱を評価するための実証プロジェクト。 • ブーム粘土層の掘削，換気，加熱に関する T-H-M 応答の考察。 試験内容 試験結果 試験結果 • EIG Euridice (SCK.ONDRAF/NIRAS と CEN と の間の経済権益グループ)によって今後数年にわたっ て計画。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-6 ベルギーでの岩盤緩み域関連試験(2) −116− −117− 試験名称 試験名称 原位置特性試験(神 岡鉱山) 試験概要 • 神岡鉱山の深度 175 m の亀裂性 片麻岩で実施。 試験内容 • 試験坑道掘削に伴う岩盤の変化を計測する 機器および手法の可能性を評価するための多段 階特性試験。 • 終端が円錐形をした試錐孔での応力測定の 評価，節理の 3 次元の変位を計測する節理変形 計，測定場所の先端部でのレーザー変位測定装 置を使った高精度伸縮計の適用，掘削に伴う速 度と減衰を特定するためのジオトモグラフィの 繰り返し調査が行われた。 原位置特性試験 (相模原試験サイ ト) • 特性試験は軟堆積岩内の試験サイ トで実施。サイトは，50 m まで掘ら れた 10 x 6 m 矩形立坑といくつかの 異なる大きさ，形をした坑道部分から なる。 • 原位置測定結果と，物性推定の差異を見極 めるために行われた実験室特性との比較。 • 試錐孔での P 波および S 波検層，横坑道と 坑道での平板載荷試験，およびプレッシャーメ ータ試験による原位置試験。 試験結果 試験結果 • 特性評価により，節理をまたぐ 3 次元の変位計の有効性 が実証された。高精度伸縮計の実験室試験は実施されたが， 現場へはまだ適用されていない。 • サイトで得られた応力測定値は，方向性と大きさが非常 に変化に富むものであり，これは節理の影響によるもの。 • 速度と減衰のジオトモグラフィ映像は，試験坑道の掘削 に伴うゆるみ領域の特定に有効であった。亀裂分析と合わせ ることにより，発破による影響は応力攪乱とは異なることが わかった。岩盤中の長期クリープは調査を繰り返し行うこと により特定された。 • ゆるみ領域は側壁から 0.8 ないし 1.6m に見られた。 • 矩形立坑および，試験用横坑の周りの低速度領域は開削 部から 5 m に広がっており，掘削攪乱によるもの。 • 原位置岩盤の強さはサンプル測定に比べて高くなる傾 向があるが，逆に影響などの要因の影響を受けた。 • 平板載荷試験から原位置の岩盤弾性係数が見積もられ た。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-7 日本での岩盤緩み域関連試験(釜石と東濃を除く) 試験名称 試験名称 原位置特性試験 (Tournemire, フ ランス) 試験概要 • 古い鉄道用トンネルから粘板岩内に掘っ た 2 本の坑道で実験室試験と原位置試験とを 合わせた岩盤特性調査を実施 試験内容 • 立方形のサンプルを用い，一軸方向に 負荷をかけ，負荷をかけている間に AE セ ンサでモニタした。AE および超音波速度 測定を用い，負荷中の各サンプルにおける 特性の変化を測定した。 • 原位置試験としては，試験坑道の端付 近に仮設したアレーを用い，湿度と温度変 化の微小震動への影響に関するモニタリ ングと高解像度の屈折法での研究を用い た掘削影響領域の広がりの調査がある。 • 周波数が 1 Hz から 10 kHz で感度の 高い，1 成分高周波数加速計，ピエゾ AE トランスデューサ，温度および湿度センサ ーなどの計測器を使用。 −118− 試験結果 試験結果 • 実験室試験の結果から粘板岩は脆性を示すが，AE 応答 はピーク強度の 80% を超えるまでは，それほど顕著ではな い。 • 超音波速度測定は粘板岩の特性が異方性を持っている ことを示している。また，実験室試験の結果から，地球物理 学的測定は原位置の粘板岩の特性評価には有効である。 • 微小震動のモニタリングでは，158 回の震動を記録し た。最も多いのは岩盤表面あるいはその近くであった。AE カウント数は少ないが，一定(1 分あたり 2 回未満)のカウン ト数が得られた。ただし，温度および湿度の変化は直接的に は AE/MS とは相関していなかった。 • 震源としてシュミットハンマー法を用いて，6 か所につ いて屈折法地震調査を行った。データの誤差および不確実性 は，サンプリングの正確さおよび採取の正確さに関係してお り，速度の誤差としては約 400 m/s である。 • 新規坑道での屈折法地震調査では，屈折深度は坑道底盤 部では 31 から 65 cm，壁では 15 から 39 cm であった。 • 鉄道トンネルに伴う岩盤緩み域内の速度は，トンネルの 軸方向の方が垂直方向のものより，かなり大きかった。ここ での岩盤緩み域 は岩盤内に約 2.5 m 広がっている。 • 亀裂の進展と分布は主に掘削方法，トンネルの幾何形状 および大きさ，既存の応力条件およびその進展，既存の地殻 変動に起因する亀裂，過去の地殻変動発達史，粘板質岩盤の 非飽和化に関連している。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-8 その他の岩盤緩み域関連試験(1) 試験名称 試験名称 実規模処分孔およ び研究坑道試験 (オルキルオト (Olkiluoto), フ ィ ンランド) 試験概要 • 低応力条件でトーナル岩中に研究坑道 が発破により掘削された。少ない亀裂の発達 した岩盤にフルフェース・ボーリング法を用 い 3 つの実規模処分孔を掘削した。 • 処分孔近くのニアフィールド領域と研 究坑道内で，地球物理学的，地質学的，水力 学的および岩盤力学的手法を用いた，掘削前 後の特性に関する総合的な特性調査。 • 試錐による影響の評価のため，He(ヘリ ウム)ガス法 および 14CPMMA 法 を使用し た。 試験内容 発破により掘削された坑道の掘削攪乱 の範囲を，坑道側壁の表面観察マッピング， トレーサを使用した half-barrel 観察，実規 模処分孔の表面観察マッピング，微小亀裂の 幾何学形状の研究のためのサンプリング， 様々な爆薬充填密度で発破孔近傍の空隙率 計測等を実施。 • −119− 試験結果 試験結果 14CPMMA による全空隙率測定から，空隙率の高くな • った領域は処分孔の壁からおよそ 10mm の深さまで広が っていることがわかった。 • ヘリウムガス法の結果は，透水率が高く，拡散係数は 攪乱面に垂直な方向で試錐孔の表面の値に近い，厚さ 19mm の領域があることを示す。 • この領域の平均的な透水率は 2.6x10-19 m2 (非攪乱岩 盤の 56 倍)。 • この領域での窒素中ヘリウムの平均拡散係数は 3.6x10-9 m2/s (非攪乱岩盤の 13 倍)。 • 研究坑道内の，目で確認される亀裂は，発破の爆薬充 填密度に依存し，底盤部の下，1 ないし 2m の範囲に及ぶ。 • 発破による坑道側壁の放射状の主亀裂は，爆薬の充填 密度に依存し，10 から 30 cm の深さに及んだ。 • 水力学的研究により，研究坑道周りに薄い高水圧層が 存在し，それにより，坑道への水の流入および狭い経路の 流れおよび移行が妨げられている。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-8 その他の岩盤緩み域関連試験(2) JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-9 計測手法 コアサンプリング（地質） コア観察（地質） • • • • 岩盤緩み域計測手法のまとめ(1) 計測データ・解釈結果 サイトごとの計測方法 備考 岩質および亀裂 岩盤緩み域の範囲と特徴 岩質及び亀裂 亀裂と掘削影響 • Mont-Terri – オパリナス粘土を対象に樹脂を充填した岩盤緩み域の亀裂をオーバーコアリング。樹脂を小さ な先導孔に注入し，オーバーコアリングする前に固化させた。注入孔は直径 40mm，深さ 1.3 m. • URL - トンネルシーリング性能試験 や 掘削影響試験など主な URL 試験からの全ての機器設置用及び特性評 価用の孔について検層が行われてきた。コアロギングシステムは，コンピュータ・データベース，処理用ソフト ウェア，特別の検層手順で構成されている。 • 釜石 -釜石でのコアロギングは，低流速領域が開口幅 1∼3mm の開口亀裂が存在する領域に相当することを示 している。 • Äspö – ニアフィールド状態を評価するために ZEDEX でコアロギング が行われた。 Q および RMS を使用し， コアロギングの結果を評価。 • URL – 全ての MVP ボーリング孔がトンネルシーリング性能試験坑道および ESS 坑道の一部で調査された。 URL では光量を調整できる RCS-1600 ミニチュアカラーテレビカメラを使用。映像はビデオに録画 . • 釜石 – BTV 調査の結果は，低流速領域が開口幅 1~3mm の開口亀裂が存在する領域に相当することを示して いる。 • Äspö – ZEDEX 坑道周辺の孔で行われたボーリング孔テレビ観察. ボーリング孔での地質特性を明らかにする ために全面を見るカラーカメラと側面をスキャンするテレビカメラ (BIPS)を使用 • URL – URL では全ての地下の掘削空洞，例えばトンネルシーリング性能試験アクセス坑道や主要試験室では マッピングが行われている。URL 立坑については掘削している間に亀裂帯と誘起亀裂の詳細なマッピングが行わ れた。マッピング手順，基準，および情報を維持するための地質データベース。詳細なマッピングのためにモザ イク写真を使用。URL 建設中に立て坑のマッピングを行うために特殊なケージを開発。スロットとボーリング孔 からさらに曝露面が得られる。 • 釜石–釜石では長さ 3m 以上の亀裂がマッピングされた。花崗閃緑岩中の亀裂の頻度は 0.8 本/m であった . • Mont Terri –亀裂マッピングとラインカウンティングが地下坑道の壁に設けられたニッチの壁に沿って行われ た。酸化現象 (石膏の結晶成長)が坑道の壁から 0.7 m の範囲で観察された 。元々の坑道周辺での亀裂深さを観 察するためのニッチで標準的な方法でマッピングが行われた。 • Äspö – ZEDEX プロジェクトの試験坑道で，影響，自然の亀裂および岩質の変化を調べるためにマッピングが 行われた. 線量浸透試験が亀裂を見つけるためにスロットで行われた。>0.5 m の亀裂がマッピングされ，マッピ ングは SKB の基準に従って行われた。 • URL–プロトタイプの Keele Microvelocity Probe (MVP) が掘削影響試験坑道での岩盤緩み域の範囲を評価す るため，長さ 1m のボーリング孔で区間速度を測定するために使用された。MVP ボーリング孔が，岩盤緩み域の 範囲と特性を調べるために ESS 坑道の何カ所かで放射状に掘削された。 これらの測定では第二世代の Keele MVP プローブが使用された。岩盤緩み域を明確にするために，速度の測定が，トンネルシーリング性能試験坑道の 16 本のボーリング孔（２列）について，最初の 1m は 5cm 毎に行われ，残りは 10cm 毎に行われた。Keele Micro-Velocity Probe (MVP) が直径 76-mm のボーリング孔に設置された。プロトタイプのプローブに使用され たトランスジューサーは，1 MHz 超音波圧電センサーをボーリング孔壁にバネで取り付けるものであった。高電 圧/高周波数パルス発生器がソースシグナルを発信した。センサーの間隔がボーリング孔周囲での浸透深さを決定 する。トンネルシーリング性能試験では，間隔は 80mm と 145 mm が使用された。センサーは，100-300 kHz の 範囲で感度があり，波形全体が 2 MHz で記録された。精度を上げるために相互相関法が使用された。 • Grimsel–BGR ミニ音響プローブを使って区間速度の弾性波クロスホール測定を行い，掘削空洞近くの岩盤緩 み域の範囲を明確にした。BGR ミニ音響プローブはエアハンマー源と 10cm 離して設置された二つの圧電式加 速時計で構成されている。信号の周波数範囲は，10 ∼ 40 kHz で，記録装置のサンプリング速度は 10 MHz で ある。 • WIPP–岩塩中の岩盤緩み域を評価するために，圧縮波速度がアルコーブ壁に水平に掘削した 12 本の孔につい て測定された。孔は，部屋のコーナーを二分する線になるように並べられた。直径 100mm の孔で間隔 33cm 一 定で計測。圧電式トランスジューサーが発信器/受信器 300 kHz PZT-5A 圧電ディスクとして使用された。 • Äspö – ZEDEX プロジェクトで岩盤緩み域の特性を調べるために区間地震波速度の計測が行われた。BGR ミ ニ音響プローブと Keele MVP が使用された。BGR プローブは，音源，エアハンマー，10cm 離した二つの受信 器で構成される。受信器は二つの圧電式加速時計。信号は４チャンネルディジタル・ストレージ・オシロスコー プで記録される。 • 亀裂の開口状況を保存。亀裂ネットワークの分 析が可能。 • 自然の亀裂の特性を把握可能。 ボーリング孔テレビ観察 （地質） • 孔壁の岩質および亀裂 • 岩盤緩み域の範囲と亀裂， 亀裂の方向 坑壁観察（地質） • 坑壁の岩質および亀裂 • 掘削空洞周辺岩盤の地質構 造と 掘削影響 弾性波検層（区間速度） （物 理探査） • ボーリング孔内での P 波お よび S 波の走時 • ボーリング軸方向での区間 速度 −120− • ボーリング孔で観察される微小クラック，ボー リング孔剥離，発破起因亀裂。 • 地質が異なることにより力学応答と影響特性 に影響が出る可能性あり。 • 目に見える亀裂は露出した表面に限られる。放 射状の亀裂の深さは目に見える亀裂をオーバー コアリングすることにより決定できる。 • センサーとボーリング孔壁を連結するために ワセリンなどの接触媒質を使うことが出来る。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-9 岩盤緩み域計測手法のまとめ(2) 計測手法 弾性波検層（物理探査） 計測データ・解釈結果 • 振源と受信器間での P 波お よび S 波の走時 • P 波および S 波の平均速度 クロスホール弾性波探査 （物理探査） • 振源と受信器間での P 波お よび S 波の走時 • P 波および S 波の平均速度 クロスホール弾性波トモ グラフィ（物理探査） • ボーリング孔間での多くの 波線経路に沿った P 波，S 波 の移動時間 • 地震波速度あるいは動力学 特性 電気探査（物理探査） • 電気抵抗および位相のズレ • 影響領域や脱飽和領域の同 定 • トンネル壁における P-波, S-波 および屈折波の移動時 間 • 地震波速度 弾性波探査屈折法（物理探 査） サイトごとの計測方法 • 釜石 – 岩盤緩み域は，空洞から離れた場所の岩盤に比べると P 波，S 波速度が遅いことが特徴である。釜石では， 空洞から 75cm 以内の P 波速度が健全な岩盤に比べて 30-50%低い。S 波速度は，坑道壁から 50cm までは 60%下がっ ていた。ハンマー振源を用い，中心周波数 200-500 Hz のダウンホールセンサーで記録下。空洞開口部から 5m までは 25cm 置きに，そこから 20m までは 50cm 置きに行われた。 • Grimsel – ダウンホール計測では，圧電式加速度計受信器を直径 86mm の孔の深さ 3∼5m まで移動させて行われ た。坑道の壁をハンマーで機械的にたたいて振源とした。 • Äspö – ZEDEX の 岩盤緩み域の特性を評価するために短い放射状の孔で P 波地震波速度と音響共鳴の計測が行わ れた。加速度計付きのボーリング孔プローブ。地震波は，坑道の壁に振り子型ハンマーで打撃して発生させた。 • WIPP – アルコーブ壁での岩盤緩み域を評価するために水平に１列に掘削した直径 100mm の 12 本のボーリング孔 で圧縮波速度のクロスホール計測が行われた。クロスホール波線経路は通常 1m である。300 kHz, PZT-5A 圧電式デ ィスクの圧電式トランスジューサー が，発信器/受信器として使用された。 • Äspö – ZEDEX での地震波速度の異方性を調べるために二つの MVP をクロスホールモードで使用した。プローブ は，発信器/受信器として 1 MHz の トランスジューサー で構成されている。Ｐ波とＳ波の両方が発生され，受信され た。 備考 • 検層では深さがまずと S/N 比が小さくな った。波線経路が長くなると信号の周波数 が少なくなった。 • 計測は早く，コストも安価であり，振源 から受信器までの距離の決定が容易であ る。 • 振源と受信器の間に開口亀裂があると信 号が小さくなる可能性がある。 • 振源と受信器を正確に設置させるために は正確なボーリング孔観察が必要。センサ ーの設置位置が悪いと誤差が大きくなる可 能性があり，波線経路が短いと特に顕著で ある。 • 信号を発信させるためにはボーリング孔 径との接触を十分にする必要がある。 • URL –掘削影響試験場所で岩盤緩み域の範囲，岩質の変化，異方性を調べるために放射状および長方形パネルでの ファーフィールド，ニアフィールド調査が掘削の前後に行われた。トンネルシーリング性能試験では二つのボーリング 孔で行われた掘削後調査で岩盤緩み域の範囲と地質の変化がある程度明確にされた。ミニチャートシステム (AECL) が使用され，センサーは 10∼80 kHz の範囲で動作した。ニアフィールド調査は岩盤に対して放射状に深さ 3m 以上ま で行われた。 • 釜石–断層写真の結果から坑道壁から 2m は P 波速度が減少していることが判る。解像度は解釈で使用されたセルの 大きさにより制限されている。釜石では振源としてスパーカーが使用された。支配的な P 波速度は 3000 ∼ 4500 Hz であった。ジオフォンとハイドロフォンが受信器として使用され，坑道壁とボーリング孔に沿って配置された。受信器 の間隔は 0.5m であった。逆解析のためのセルの大きさは，1m であった。 • Grimsel – Swept Impact Seismic Technique (SIST) が，ボーリング孔間数十メートルにわたる調査解像度の向上に 使用された。単一パルス圧電式，電磁式振源でなく，低出力の衝撃発生源で，スウェプトインパクト率を使って地震波 を連続的に発生させている。これは，岩体の不連続部を検出し，その特性を調べるために使用された。SIST が直径 46 ∼100 mm，深さ 1 km の孔の調査に使用された。周波数帯は 500-2500 Hz。 • Äspö – 地震断層写真が ZEDEX 坑道周辺の幾つかのパネルで P 波および S 波の地震波速度と減衰をマッピングす るのに使用された。高解像度地震波トモグラフィ調査では特別に建設したボーリング孔・ゾンデが使用された。主な構 成は，圧電式トランスジューサーを駆動させるためのダウンホール・パワー・モジュールをもつボーリング孔電源と 0.15m 間隔で８つの圧電式トランスジューサーを持つボーリング孔プローブである。 • Mont Terri – 岩盤緩み域を明確にするために通常の DC 抵抗測定と AC 抵抗，相変位測定を使って地球電気プロフ ィルが作成された。 • 振源と受信器を正確に設置させるために は正確なボーリング孔観察が必要。センサ ーの設置位置が悪いと誤差が大きくなる可 能性があり，波線経路が短いと特に顕著で ある。 • 信号を発信させるためにはボーリング孔 径との接触を十分にする必要がある。 • URL – トンネルシーリング性能試験坑道で影響範囲を明確にするために７本の水平調査ラインが使用された。影響 は，各調査で 0.01∼ 0.71 m であった。振源パルスはシュミットハンマーで発生させ，サンプリング周波数は 62 kHz。 • 釜石 –岩盤緩み域の範囲は釜石鉱山の反射面の深さで特徴づけられる。P 波速度の構造は内層の厚さが 50cm ある ２層構造と解釈され，P 波の速度は空洞開口部から離れた健全部の 50∼80%であった。P 波を発生させるのにハンマ ー振源を使用。岩盤緩み域の界面からの屈折波を坑道壁に沿って 50cm 間隔で長さ 11.5m 直線に並べたジオフォンで 受信した。 • Asse – ドイツのアッセ岩塩鉱山の壁で行われた調査。様々な振源を使い，受信器距離を変えて測定が行われた。結 果は，微小クラック構造に異方性があり，坑道壁に平行な方向が支配的であることを示していた。振源と受信器の距離 は 0.1 から 4.8 m まで 0.1m あるいは 0.2m ステップで行われた。速度分布は移動時間対距離の関数で計算された。こ の方法ではボーリング孔が必要ない。ボーリング孔計測より解像度は低い。 −121− • 結果は，坑道のコンクリート床盤に影響 される。 • 音響信号の浸透深さ（すなわち検出でき る亀裂の深さ）は，装置および岩盤物性に よる。 • この手法が機能するには岩盤の影響部と 健全部で音響インピーダンスにコントラス トが必要である。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-9 岩盤緩み域計測手法のまとめ(3) 計測手法 速度画像処理（物理探査） 計測データ・解釈結果 • P 波伝播時間 • 速度構造 振動計測（物理探査） • 地震動あるいは加速度 • 掘削中のエネルギー放出 反射法地震探査およびレ ーダー探査（物理探査） • 地震波速度，減衰，および スローネス • 速度および減衰異常 比抵抗トモグラフィ（物理 探査） • 電圧，電流 • 水飽和 熱中性子検層（物理探査） • カウント/秒 • 水飽和 • 誘発微小地震 • 空洞周辺岩盤中の微小亀裂 の時間的，空間的分布 微小振動(MS)観測（物理探 査） サイトごとの計測方法 • URL – 微小地震センサーへの P 波の移動時間を測定するために掘削影響試験坑道の短いボーリング孔の中で 雷管を爆破させた。結果について３D 速度構造の逆解析を行った。地震活動の多い地域での速度構造を得るため に誘起微小地震を振源として使用した速度画像も作成された。掘削影響試験のために設置された既存の微小地震 システムを使って行われた。爆破の位置は精確に調査した。速度画像から，坑道の側壁で引張応力の場所は，速 度が遅く，坑道のブレークアウト切り欠きの先端で早くなっていることが示された。微小地震活動は，速度の遅 い領域から速い領域に移る領域に対応し，影響領域の先端領域を示している。 • Äspö – 掘削の間に岩体に放出されたエネルギーを算定するために ZEDEX の掘削を行っている間の振動と加 速度を観測した。掘削のモニタリングが４ヶ所でボーリング孔の中に 3m 間隔で３軸トランスジューサーを設置 して行われた。TBM の振動は速度トランスジューサーでモニター;発破振動は，加速度計でモニター。 • Grimsel 構造的な特徴を明確にするためには少なくとも 100m の距離にわたって，反射法，垂直地震波プロフ ァイル法(VSP)，トモグラフィを適用するのが有効である。ピクセル寸法 2.5m のレーダーおよび地震波トモグラ フィは解像度の下限であった。岩盤の異方性と孔隙率に関する情報がＰ波とＳ波の受信器を使うことによって得 ることが出来る。３つの成分の情報から亀裂の密度と向きを推定出来る。具体的な機器の詳細については不明。 • Äspö–レーダーおよび地震波反射波を処理することにより，ZEDEX 坑道近傍の亀裂の存在と向きをマッピン グ目的で，電磁波速度（レーダー）が岩体の平均含水率を算定するのに使用された。ZEDEX 坑道の両側壁，底 盤および天盤で坑道レーダー調査も行われた。ボーリング孔レーダー計測は RAMAC システムを使って行われ た。 • Yucca Mountain–岩体を加熱することによる水の飽和度の変化をマッピングするために単一ヒーター試験が 行われた。自動データ収集システムで多くの電極中の電圧，電流の時間変化が測定された。データを処理した電 気抵抗断層写真が作成された。 • Yucca Mountain–岩盤の原位置での加熱前，中，後での水の飽和度を測定するために単一ヒーター試験が行わ れた。 • URL –掘削影響試験の間に 25,000 以上の AE/MS 事象が影響の拡がり，損傷の進展に応じて記録された。先 進坑道切り羽近傍で最も大きなモーメントマグニチュードが記録された。周波数 0.1 から 50kHz の誘起微小地 震の観測がトンネルシーリング性能試験坑道掘削の前，間，後および実験中に，AE モニタリングを同調させな がら連続的に行われた。50 Hz から 10 kHz の３軸加速度計が 16 個ボーリング孔にグラウトされた。 −122− 備考 • この技術の適用に影響を及ぼす因子は，応力状 態，掘削空洞寸法，地震波の発信およびアクセス である。 ― • 亀裂帯を明確に把握するために，減衰と速度/ スローネス断層写真がサイトの地質情報と共に 使用された。 • レーダー減衰差断層写真を作るために塩水ト レーサーが使用された。 • 粘土質材料に対しては浸透深さが浅いため，電 磁的方法は適していない。 • 電気比抵抗は Waxman-Smits の式で飽和度 と関連づけ。 ― • センサーの特性と配置は岩体の物性による。焦 点範囲が球形岩体が良質であれば高い精度が得 られる。 • ３軸加速度計はそれぞれ３つの直交した計測 を行う。センサーを設置するために一つあるいは もっと多くのボーリング孔が必要となる。 • システムは各設置毎に構成が必要である。以前 の操作周波数ではモニターできる容量は約 100,000 m3 に限定される。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-9 岩盤緩み域計測手法のまとめ(4) 計測手法 アコースティックエミッ ション (AE) 計測（物理探 査） 計測データ・解釈結果 • アコースティックエミッシ ョン • 掘削空洞周辺の微小亀裂の 時間的，空間的分布 ピエゾメータ計測（水理） • 間隙水圧 • 掘削への水圧応答 多段式透水試験（水理） • 間隙水圧 • 掘削への岩体の水圧応答 掘削影響評価 (EDA)パッ カーシステム計測（水理） • 間隙水圧 • 掘削への岩盤緩み域ニアフ ィールドの水圧応答 • 間隙水圧と変位 • 不連続亀裂の流体力学応答 水力 • 圧力−注水量 • ボーリング孔に隣接した岩 盤の透過性あるいは透水性 パ ッ カ ー − 伸 縮 計 (PAC-EX) シ ス テ ム 計 測 （水理 / 力学） 透水試験（水理） サイトごとの計測方法 • URL–掘削影響試験の側壁で AE 事象，主として引っ張り事象，一部算段事象を計測した。ほとんどが壁から 0.35m 以内で発生; 壁から 0.5m では P 波速度は遅かった;３D 速度構造での異方性は側壁部に複数の微小クラッ ク群があることを示している。加熱損傷試験では，加熱により坑道の底盤で AE が増加すると共に，目に見える 大きな亀裂に剪断ズレが生じ，AE 事象が直径 600mm のボーリング孔での剥離の進展に伴って生じた。誘起さ れたアコースチックエミッションをトンネルシーリング性能試験での粘土キー近くの小さな岩体中で MS モニタ リングと同調させながら連続的にモニタリングした結果，岩盤緩み域の成長の時間依存性が判明した。1 MHz の 超音波センサーが 16 個，掘削影響試験坑道の側壁に 0.6m 間隔で菱形状の配置でほぼ水平に掘られた長さ 1m の 放射状の孔４本に設置された。加熱損傷試験のために，1 MHz の超音波センサーが 16 個，拡張した掘削影響試 験坑道の底盤に 1.8m 間隔で正方形状の配置で垂直に掘られた長さ 4m の放射状の孔４本に設置された。トンネ ルシーリング性能試験でのセンサーの周波数は，50 から 5000 kHz で，小規模，高頻度地震事象の振源位置の精 度は 3cm 以内であった。 • Äspö – AE のモニタリングで ZEDEX 坑道の掘削に伴う微小亀裂の空間的，時間的分布を検知できた。TBM 坑道での AE 事象は坑道切り羽および坑道壁から 1m 以内に集中していた; ほとんどは坑道の周辺から 0.1 m 以 内であった。坑道から離れた場所でいくらかの事象が見られたのは既存の亀裂が滑ったことを示している。穿孔 −爆破坑道では，AE 事象は周辺から 0.7m まで拡がっていた; 坑道の底盤の方が拡がりが大きかった。AE 事象 の発生率は TBM 坑道の約 10 倍であった。掘削の進展に応じて測定された速度は，穿孔−爆破坑道，TBM 坑道 のいずれも，その周辺で 5m/s しか速度は減少しなかった。ボーリング孔は 6.5m 離れて，坑道掘削前に掘削され た。センサーは，各孔で 1.2m 間隔となっている。受信器の周波数は 40 から 100 kHz である。データの記録は， ４チャンネルディジタル・オシロスコープで行われた。位置の精度は約 100 mm である。 • URL– 209 室では，掘削中の 209 室の亀裂の間隙圧をモニターするために振動ワイヤピエゾメーターが使われ た。GEOKON 振動ワイヤピエゾメータがボーリング孔に設置された。この機器は信頼性が高く，小さな変化に も応答する。振動ワイヤ技術に基づく。 • URL–209 室の実験ではボーリング孔のシールと掘進坑道の周辺の圧力をモニターするために水圧パッカーが 使用された。亀裂を含む区間を隔離するために多段パッカーが使用された。通常は Baski 膨張式パッカーが使用 された。圧力定格および膨張率は高い。外形は小さく，内径は大きい。シール部が長く，ボーリング孔内部が均 一でなくても適合できる（通常は長さ 1m） 。ボーリング孔の寸法は，50 から 760 mm。圧力範囲は，0.3 から 70 Mpa。 • Mont Terri – Opalinus clay に適用するために新しいパッカーシステムが開発された。計測区間は，樹脂を注 入した変形しにくいしっかりしたパッカーで区切られた。少し大きめのボーリング孔の区間の計測のために焼結 ステンレス製の高多孔質管が設置された。計器を地層に固定するために樹脂が使われている。 • URL–トンネルシーリング性能試験坑道の掘削前に水文地質ボーリング孔には EDA と通常のパッカーが設置 された。区間を小さくできるので坑道周縁近傍がモニターできる。岩盤緩み域の特性評価のために短区間パッカ ーシステムを AECL が開発。僅か 100mm の区間が 25mm 厚の水圧式パッカーで隔離。 • URL – 209 室の実験では，209 室の亀裂の掘削への連結応答を評価するために PAC-EX が設置された。 • URL – 影響範囲とニアフィールド岩盤の透過率を決定するために，トンネルシーリング性能試験で直径 76mm の放射状のボーリング孔４本に SEPPI プローブ(ANDRA)を設置してパルス試験が行われた。SEPPI プ ローブは小さな注入室(5 cm), 2 つの機械式パッカー(7 cm), 2 つの漏洩回収室，2 つの長さ 35cm の標準パッカー で構成されている。プローブの全長は 226 cm。壁の近傍を計測するには管を長くする必要がある。シリンジ型の ポンプで水を高圧で注入する。注入水量は 0.1 mm3 まで計量出来る。定常状態（固有透過率> 10-17 m2）あるい はパルス試験（固有透過率 < 10-17 m2）を行うことが出来る。 • Äspö – ZEDEX での TBM および穿孔発破法で掘削した坑道での岩盤緩み域の範囲を評価するために様々な角 度に掘削された直径 86mm，長さ 3m のボーリング孔１２本に SEPPI プローブ (ANDRA)が設置された。擾乱 を受けていないマトリックスの透水係数は，2x10-19 から 3x10-19m2 であった。 自然の亀裂がパルス試験に悪影 響を及ぼし，TBM 坑道近傍の影響を判りにくくした。TBM 坑道の影響は，深さ 20 cm，穿孔発破坑道は底盤で 80 cm，壁で 25 cm であった。底盤の岩盤緩み域の透水係数はマトリックスの 100 倍以上で，その他は 10 から 40 倍であった。パルス試験のパラメータ: 初期注入室圧力= 1.5 Mpa，パルスの大きさ= 0.5 Mpa，圧力の低下は 300 秒間記録。排出時の体積弾性率とマトリックスの体積弾性率は，48，56 GPa である。空隙率= 1%. 深さ 8 ∼50cm は 5cm 間隔，深さ 100cm から管の端までは 20cm 間隔で測定が行われた。 −123− 備考 • センサーを配列するために，システムには一 つ，あるいはもっと多くのボーリング孔が必要で ある。センサーはほぼ永久的に設置され，システ ムを設置している間はボーリング孔は他の特性 評価に使用できない。 • URL での代表的なシステムでは４本のボーリ ング孔のそれぞれ４個のトランスジューサーを 設置する必要がある。システムは，一定の時間間 隔で原位置の速度計測も可能である。 • 高頻度でのモニタリングは，体積約 1000 m3 に限定される。 ― • 従来のパッカーはゴム製プラダー（袋）の長さ が長いために，モニタリング区間の間隔が狭かっ たり，掘削空洞に近いところの計測が出来ない。 • 特定の区間からの地下水のサンプリングは通 常の多段パッカーで可能である。 • 長期間モニタリング用に永久設置するのに適 している。 • URL での主要な亀裂をまたがる亀裂の固結度 （stiffness）の測定にうまく適用されている。 • 岩盤は水で飽和させる必要がある。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-9 岩盤緩み域計測手法のまとめ(5) 計測手法 計測データ・解釈結果 蓄圧試験および 差流計測（水理） • 間隙圧対時間応答 • 透過性 水圧パルス試験 （水理） • 圧力変化後の圧力− 時間応答 • 透過性 • 圧力変化後の圧力− 時間応答 • 透水性 透気圧試験（水 理） 真空透気試験（水 理） • 圧力変化後の圧力− 時間応答 • 透過性 一段および多段 水位低下試験（水 理） トレーサー試験 （水理/化学） • 水抜き後の圧力−時 間応答 • 透過性 • トレーサ濃度および 間隙圧 • 流動および拡散特性 • 浸透水 • 透水係数 連結透水試験（水 理） 伸縮計（力学） • 変位 • 掘削に起因する岩体 の変形応答 スライディング マイクロメータ あるいは傾斜計 （力学） • 変位 • 掘削に起因する岩体 の変形応答 サイトごとの計測方法 備考 • Äspö–ZEDEX プロジェクトで 38 組の圧力蓄積試験を実施し，掘削前後のデータの解析が行われた。データに影響を及ぼす不確実 性があり，結果については確定的ではない。試験ではボアホールにパッカーが取り付けられ，圧力が時間の経過とともにどの様に増加 していくかモニターされた。標準的な機器が使用された。特別に設計されたダウンホール流量計を使って差流の測定が行われた。流量 の測定は熱パルス法および熱希釈法で行われた。 • URL–坑道底盤での原位置透水性を評価するために 209 室の実験で使用。岩盤緩み域の深さを求めるためにパッカーで 100mm ず つ区切って行われた。ボーリング孔を使った標準的水圧試験手順。 • Mont Terri– 岩盤緩み域でのクロスホール水理試験。 • Yucca Mountain – 透気試験が主坑道から離れたアルコーブでアルコーブの掘削前後で行い，掘削が透気性に及ぼす影響が評価され た。シングルホール試験とクロスホール試験の両方が自動管理システムを使って行われた。最大７本のボーリング孔が同時に計測され た。圧力のモニタリングでは，精度が 0.5 kPa のトランスジューサーが使用された。各試験では一定流量で空気を注入するために質 量流量コントローラーが使用された。 • URL –坑道底盤での原位置透過性を評価するために 209 室の実験で使用。岩盤緩み域の透水性を評価するために 209 室の床にある 短いボーリング孔で行われた。不飽和，あるいは一部飽和した岩体のに窒素を注入したり，空気を抜いたりする作業が行われた。水が 抜けた領域はメートルのオーダーであった。 • Äspö – 透気性を求めるために，圧力蓄積試験で水理特性を掘削前後で測定。圧力蓄積試験では，ダブルパッカーシステムを使用。 放射状の孔での試験では長さ 1m の膨張性ゴムパッカーを 1m の間隔で設置。軸方向ボーリング孔での試験では 3.5m の間隔で設置。 掘削後，流量の違いから透過性を算定。 • URL –Mont Terri – 直径 40mm の放射状の孔で試験が行われた。試験孔には 10cm の区間になるよう機械的なダブルパッカーが設 置された。試験孔から 15∼25cm の位置にシングルパッカーの観察孔を設置。試験は，掘削空洞から区間をずらせて連続的に行われ た。検出限界は，5x10-16 m2。 • URL – 掘削空洞周辺の原位置透水性を評価するために 209 室の実験室に配列されたボーリング孔が使用された。 • ZEDEX プロジェクトでは試験の結論が出 ていない。 • URL – 粘土プラグキー周辺の岩盤緩み域の水理特性を調べるためにトンネルシーリング性能試験トレーサ試験が 行われた。トン ネルシーリング性能試験トレーサ試験では NaI と Na 蛍光トレーサをトンネルシーリング性能試験チャンバーの加圧側に注入。トレ ーサのサンプリングは坑道に対して放射状にある水文地質ボーリング孔に設置された EDA を使用して実施。 • URL – 209 室連結透水試験が穿孔発破坑道で中圧をかけて行われた。掘削影響連結透水試験は機械掘削坑道で高圧をかけて行われ た。トンネルシーリング性能試験連結透水試験は，穿孔発破坑道で高応力環境で行われた。水頭を一定にするためにコンクリートダム と水槽を使用。既知の水頭で既知の流動断面積を通ってドリルスロットに浸透していく量を測定。コンクリート−岩盤界面をシールす るためにベントナイト・ストリップを使用。流動長さが連結透水性に及ぼす影響をダムの長さを段階的に長くすることにより評価。 • URL – 209 室の実験で，掘削応答モニタリングのために３種類の伸縮計を比較。Bof-ex 伸縮計は掘削影響試験のモニタリングに使 用。 • Kamioka – 地下の変位を精度よく測定するために日本で開発されたレーザー変位センサーを使った高精度の伸縮計。 • Äspö – ZEDEX 坑道の掘削に伴う変位を測定するために伸縮計を使用。 ７本のアンカーを持った多重点式伸縮計；測定範囲± 10 mm; 精度 0.2 mm。 • URL –掘削に伴う２次元，３次元変形を評価するために立て坑掘削中および 209 室での試験中に使用。ケーシングが深とともにど の様に変形するかを評価するために手動で繰り返し計測。通常，坑道切り羽の前方に設置。 −124− • 坑道からの深さが浅い位置で使用。 • このシステムにより大量のデータが自動的 に得られる。 • 注入試験は過圧により亀裂を人為的に開口 させるので，一般的には抽出試験の方が好まし い。 • 自然の亀裂近傍で実施。 • パッカーが使用できないところでは影響岩 盤の大規模水理特性の調査が出来る。 試験は 坑道の底盤に限定される。 • 流動経路の断面積を推定する必要がある。 • 様々な種類の伸縮計が利用可能 • 発破の間にアンカーがスリップするのが問 題になる可能性がある。 • 市販の計器。変形を自動的にモニターする ために現場傾斜計をほぼ垂直な孔に使用する ことが出来る。 JNC TJ8400 2003-022 表 4.1-9 岩盤緩み域計測手法のまとめ(6) 計測手法 計測データ・解釈結果 掘 削 影 響 伸 縮 計 • 変位 (ED-EX) （力学） • 掘削により岩盤緩み域 に生じる変形応答 ボーリング孔膨張 計（力学） • 変位/圧力 • 岩盤変形率 収束配列（力学） • 変位 • 坑道の径方向寸法の変 化 プレート負荷試験 （力学） • 変位−加重応答 • 変形率 節理応力計（力学） • 3 直交方向での変位 • 岩盤節理の 3D 変形 原位置応力測定 （力学） • 方法により歪みあるい は圧力 • 原位置応力 サーミスター/熱 電対（熱） 赤外サーモグラフ ィ（熱） 実験室試験（物理， 力学，水理，熱お よび化学） • 温度 • 原位置熱状態 • 温度 • 温度異常 • 様々な測定値 • T, M, H, C および複 合特性 水力−地球化学サ • 水化学 ンプリング（化学） • 形成年代および輸送特 性の推定 サイトごとの計測方法 備考 • URL–岩盤緩み域の変位を詳細に計測するために AECL が開発した ED-EX を掘削影響試験に使用。ED-EX 伸縮計は AC-LVDT’s を 使用。アンカーの間を逐次測定。URL では機械的なスクリュー型アンカーを使用。アンカーの最小間隔は，約 0.3m。坑道に穿孔した直 径 38mm のボーリング孔に設置。 • 岩盤緩み域および周辺岩体における 変形履歴を強調するために，結果を隣接 する伸縮計の応答と組み合わせること が可能。 • 坑道壁近傍の弾性率の変化の測定が うまくできた方法 • URL–URL 立て坑上部の調査および 209 室の実験に適用。弾性係数が開口部周辺の応力に依存することが実証された。高強度ステン レス鋼シャフトとアジプレン膜を持つボーリング孔用機器; 70 Mpa 以上の圧力に耐える。 • 釜石 –坑道壁から 0.5m では変形率が小さく，壁から 1∼5m で大きな値が得られた。水平，上方 45°，垂直下方に延びた長さ 10m の ボーリング孔３本で実施。最大で一軸圧縮強度の 20%まで繰り返し負荷がかけられた。 • URL– Used routinely in 掘削影響試験などの掘削応答試験で定常的に使用。収縮を評価するために Kern ディストメータとアンバ ー・ワイヤ計測線が使用された。計器の校正に校正フレームが使用された。他にも同様の道具が利用可。 • Äspö –ZEDEX で TBM および穿孔発破坑道を掘削中の収縮を評価するために使用された。土壌用テープ式収縮メータが，TBM の切 り羽から 300mm，穿孔発破坑道の切り羽から 2m の位置に取り付けた計測スタッドと一緒に使用された。坑道では３本の計測線が使用 された。 • Yucca Mountain –岩体弾性係数を求めるためにフラットジャッキを使ったプレート負荷試験が坑道加熱試験近くのニッチで行われ た。304 ステンレス鋼板をステンレス鋼管材に縁でつきあわせ溶接して作ったフラットジャッキを使って岩体に水平に負荷を与えた。変 位を図るために MPBX 伸縮計が岩体に設置された。 • Kamioka – 日本の私的な地下研究施設では掘削前に５点応力計が２本のボーリング孔に設置された。節理での掘削起因の変位が坑道 の掘削の進展と共に測定された。節理応力計は，３つの直交板と測定範囲-2.5 to +2.5 mm，精度 0.001 mm の LVDT’s で校正されたい る。変位の３成分を測定。 • Mont Terri – ボーリング孔立て削り盤，アンダーコアリング，オーバーコアリング水圧破砕など幾つかの技術が原位置応力テンソル の測定に使用された。様々な技術で使われた機器については記述されていないが，標準的な手法に従っている。 • URL–多くの差圧計測技術が URL で試験し，比較された。原位置応力がオーバーコアリング，アンダーコアリング，アンダー掘削， 逆解析などの方法で評価されている。 • Äspö–ファーフィールド応力測定が HRL 全体の掘削空洞から 15∼20m で，また掘削後，ZEDEX 坑道の近傍で実施された。応力測 定は CSIRO３軸歪みセルのオーバーコアリングで行われた。 • URL – いろんなサーミスター，熱電対が加熱損傷試験で使用された。 • URL – 坑道底盤の亀裂を評価するために掘削影響試験で使用。特別な映像装置 (ANDRA) がつり下げた水平レールに取り付けられ た。異常を見つけるために坑道を加熱し，そのまま冷却させた。 • 釜石 – 岩盤物性と坑道からの距離には何の関連も見られなかった。顕微鏡で観察した微小クラックの頻度は坑道壁から 0.25m で最も 大きかった。これは発破に起因するものと考えられている。一軸，３軸圧縮試験，Brazilian 試験，物理特性試験。蛍光樹脂(アクリル 樹脂と蛍光塗料を混合したもの)で処理したサンプル中の影響を調べるために紫外線の下で顕微鏡観察。 • Äspö – ZEDEX 坑道にある放射状のボーリング孔からのサンプルについて，クラックを実験室で詳細に調べた。いろんな深さから採 取したコアを加工した 4cm 立方のサンプルについて実験室計測。計測は飽和状態および乾燥状態で行われ，等方圧縮試験，透水係数測 定，P 波速度計測，水銀間隙率計測，一軸圧縮強度，ヤング率の測定，微小亀裂分析用の薄片作成などが行われた。 • Olkiluoto – 孔隙率，有効拡散係数，透水性を求めるために健全部および影響部について実験室試験が実施された。サンプルは大直径 のボーリング孔壁からコアが採られた;He ガス法，および 14C-PMMA 法で試験。走査型電子顕微鏡と光学顕微鏡を使って岩盤緩み域で の亀裂特性が評価された。 • Mont Terri–主要断層に対して様々な位置にある間隙水の年代を評価するために，水文地球化学的サンプリングが長さ 20∼30m のボ ーリング孔で行われた。水を集めるために，ボーリング孔は，特別に開発したパッカーで閉じ込めた。 −125− • 坑道切り羽近くで手動で読みとるこ とが必要。掘削応答の一部のみを計測。 • ズレの範囲は限定されている。初期 のズレパターンは岩盤のピーク強度と 関係している。 • オーバーコアリングは，一般に開口 部から数十メートルに限定される。 ― • 底盤にゆるんだスラブがあるのをう まく発見。 ― ― JNC TJ8400 2003-022 σ3 σ1 σ1 σ2 σ2 Excavation Damaged Zone σ3 Failed Zone σ3 Excavation Disturbed Zone σ3 図 4.1-1 岩盤緩み域の定義 SE Softened and weakened zone (Compressive region) MS event NW Weakened zone (Compressive region) AE event Softened and weakened zone (Tensile region) Failed zone Tensile region Compressive region 図 4.1-2 機械掘削した坑道周辺の岩盤緩み域 −126− JNC TJ8400 2003-022 Outer damaged zone Inner damaged zone 図 4.1-3 トンネルシーリング性能試験穿孔発破坑道の周りの岩盤緩み域 −127− JNC TJ8400 2003-022 図 4.1-4 ZEDEX 発破坑道（掘削に伴う亀裂あり） 図 4.1-5 ZEDEX TBM 坑道壁（掘削に伴う亀裂少ない） −128− JNC TJ8400 2003-022 図 4.1-6 様々な手法で掘削された坑道周辺の岩盤緩みに関する知見 −129− JNC TJ8400 2003-022 図 4.1-7 結晶質岩，堆積岩での地下空洞掘削時の岩盤緩み域の範囲と特性の概念図 −130− JNC TJ8400 2003-022 4.2 4.2.1 埋戻し技術に関する情報整備 グラウト性能に関する調査 昨年度は，日本の地質環境に応じたシーリングシステムの考え方，システム自体の構築 を行う前段階として，これまでに示されている日本や海外における関連機関でのシーリン グシステムの考え方に関する情報整理を行った。具体的には国内としては，核燃料サイク ル開発機構の「地層処分研究開発第 2 次取りまとめ」と(財)電力中央研究所及び電気事業 連合会の「高レベル放射性廃棄物地層処分の事業化技術」 （概要版）を対象とした（図 4.2-1， 図 4.2-2 参照） 。海外の調査対象国としては，カナダ，アメリカ，スウェーデン，フィンラ ンド，スイス，フランスとした。入手可能な情報を基に，1) シーリングの目的，2) 選択 されている要素技術，3) 各技術の適用位置，4) 各技術に期待される機能，5) 各技術に要 求される性能，について整理を行ったが，本年度はグラウト性能に関する部分を中心に追 加調査を行ったので，グラウトの位置付けも含め，一部昨年度調査結果のレビューも併せ て，以下に検討結果を示す。 海外におけるシーリングシステム考え方の整理の確認 カナダ，アメリカ，スウェーデン，フィンランド，スイス，フランス，各国についての シーリングについての考え方をまとめたものを表 4.2-3 と表 4.2-4 に示す。国ごとに「埋め 戻し」，「プラグ」，「グラウト」の要素技術と共に，「処分坑道の処置」についてまとめた。 埋め戻しには処分坑道と周辺トンネル（主要坑道，連絡坑道，アクセス坑道）の区別はな いが，横置きの概念の場合，処分坑道自体に廃棄体を設置するため，処分坑道の埋め戻し の一部または全部が緩衝材となる場合がある。 (1) カナダ カナダの AECL で検討された処分概念では縦置き（in-borehole emplacement） ，廃棄 体を坑道内に定置する横置き（in-room emplacement）がある。カナダの緩衝材の標準 材料は Na 型ベントナイト(50%)と珪砂(50%)の混合物であり，この材料で 10-11m/s 以下 の透水係数を得ることができる。埋め戻し材については，処分坑道底部に現地締め固め， もしくは締め固めブロックとして設置する高密度埋め戻し材（Dense Backfill）と天盤 付近の隙間に吹き付けで充填させる低密度埋め戻し材（Light Backfill）がある。高密度 埋め戻し材は，特に縦置きにおいて上方への緩衝材のはらみ出しを抑制するため，氷河 期粘土（glacial lake clay）25%とずり花崗岩 75%を混合した乾燥密度 2.1g/cm3 以上の ものを用いるとしている。低密度埋め戻し材は，Na 型ベントナイト(50%)と珪砂(50%) の混合物を吹き付けることが考えられている。また，横置きに関しては，廃棄体間に締 め固めベントナイトブロックを設置することにより廃棄体間の隔離を行う。処分に使用 された坑道は高密度埋め戻し材と低密度埋め戻し材によって埋め戻され，立坑は全て高 密度埋め戻し材を使って埋め戻す。プラグは処分坑道の坑口や立坑，破砕帯との交差部 といった処分場の中で重要な位置に設置される。プラグの材料には低発熱高流動コンク −131− JNC TJ8400 2003-022 リート（Low Hest High Performance Concrete）が用いられるが，必要に応じて複合的 に止水のための締め固めベントナイトブロックやその周辺部へのグラウトを併用する。 カナダでのグラウトに関する知見 ・ストリパ及び URL で 10-8 m/sec 以上の岩盤を対象としたクレイグラウト/セメントグ ラウトの実験を実施 ・URL での破砕帯の透水係数は 10-7∼10-1 m/sec ・セメントグラウトは幅 20mm 以上の亀裂には注入可能だった ・グラウト後に熱応力により岩盤中に新たな亀裂が発生する可能性がある ・EDZ や破砕帯の透水係数は，グラウトによって 10-8 m/sec 程度まで改良できると判 断された ・ベントナイトを材料として用いれば，10-9 m/sec 程度までの改良が望める（他の粘 土系材料では，ここまでの改良は難しい）但し，水流が有る場合には不利である ・カーテングラウトは，プラグとの組み合わせで，EDZ を対象に適用されることが予 想されまた，坑道立坑を横切る破砕帯等の止水にもグラウトは効果的と思われる (2) アメリカ アメリカの Yucca Mountain における埋め戻しでは，このサイトが不飽和帯に位置し ており，人工バリアにおいても廃棄体を水から隔離するための構造（Drip Shield 等）が 適用されている。廃棄体の定置方法は横置きに相当する。現在の概念設計では，処分坑 道は廃棄体定置後も埋め戻さないとしており，それ以外の坑道については，地表と処分 区画への空気の移動を防ぐことと人間侵入を防ぐことを目的に埋め戻すとしている。し かし処分坑道を埋め戻すというオプションも残している。斜坑や立坑の埋め戻しの材料 としては，周辺岩盤と同程度の透水性があることが必要とされ，材料として破砕凝灰岩， ベントナイト，ベントナイト（5-10%）-砂混合土が挙げられている。プラグには高強度， 低透水性，長期耐久性をもつコンクリートが想定されており，材料の検討がなされてい る。 グラウトは亀裂や岩盤と人工バリアとの境界部へのシーリングのために用いられ，セ メントグラウトやベントナイトグラウトの適用が検討されている。 アメリカ（YMP）でのグラウトに関する知見 ・グラウトは坑道を閉鎖するためのプラグ周辺に適用することが考えられている ・施工方法としては，プラグ施工前に周辺岩盤に削孔・注入しての透水性の改良，プ ラグ施工後にプラグ部を通して周辺岩盤まで削孔・注入を行う方法が考えられてい る。 ・火山灰を用いた耐熱性にすぐれたグラウトの研究が進められている (3) スウェーデン −132− JNC TJ8400 2003-022 スウェーデンの概念では，廃棄体は縦置きの定置方法である。緩衝材に必要とされる 仕様としては，長期化学的安定性，10-11m/s 以下の低透水性，1MPa 以上の膨潤圧であ り，標準材料としては MX-80 Na 型ベントナイト(100%)が考えられている。埋め戻し材 に必要とされる仕様は，長期化学的安定性，10-10m/s 以下の低透水性，0.1MPa 以上の 膨潤圧であり，現在の標準材料は MX-80 Na 型ベントナイト(70%)と岩ずり(30%)の混合 物である。プラグには暫定プラグと恒久プラグが想定されている。暫定プラグについて は，処分坑道の坑口に設置され，コンクリートを材料として想定している。恒久プラグ については，操業時に使用した坑道や周辺のゆるみ部が卓越した透水経路になることを 防ぐために必要であり，影響度に関する研究がなされているが，設計基準は詳細なサイ ト特性調査によるデータが蓄積されてから決定するとしている。 セメント及びベントナイトを用いたグラウトが検討されている。 スウェーデン（SKB）でのグラウトに関する知見 ・SKB では，グラウト注入過程のモデル化研究を行っている ・エスポにおける HRL でフィールドテストを行う予定 (4) フィンランド フィンランドの Posiva が Olkiluoto で建設を予定している処分場の概念では，廃棄体 の定置方法は，スウェーデンと同じ KBS-3 タイプの縦置きである。緩衝材の材料として は，MX-80 Na 型ベントナイト(100%)を中心に検討中である。埋め戻し材には MX-80 Na 型ベントナイト(10~30%)と岩ずりの混合物を現地で締め固めることが想定されている。 しかし，処分場建設時や将来において地下水の塩分濃度がさらに高くなる可能性がある ことから，より膨潤性に富む材料（Finland 粘土）への変更もオプションとして検討し ている。プラグに関しては操業中のみの短期プラグに関してはコンクリート材料が検討 されており，長期プラグについては，締め固めベントナイトブロックを用いることが検 討されている。 グラウトについては現在検討中である。 (5) スイス スイスの Nagra で検討された処分概念では，廃棄体の定置方法は横置きに相当する。 キャニスターや緩衝材の厚さが比較的大きいのが特徴的である。また，Opalinus Clay における処分場レイアウトについての検討も行っている。廃棄体下部の緩衝材は締め固 めベントナイトブロックであり，廃棄体と共に定置位置まで搬送車により運ばれてくる。 定置された後，廃棄体周りは粒状ベントナイトで吹き付けられる。処分坑道の坑口には コンクリートのプラグが設置されるとしている。 グラウトについては現在検討中である。 スイスにおけるグラウト −133− JNC TJ8400 2003-022 ・グラウトは，施設建設中やトンネル閉鎖時の湧水低減に用いられるものと予想される (6) フランス フランスの放射性廃棄物は，長寿命で中レベルのカテゴリーＢ，長寿命で発熱が大き い高レベルのカテゴリーＣ，使用済み燃料（UOX，MOX）に分けられる。これらは各々， 別の区画での処分が考えられている。フランスの処分オプションは現在多くのケースが 想定されている。埋め戻しに関しては，いずれの場合も処分坑道の坑口にはプラグが設 置され，周辺坑道，立坑も埋め戻し材により埋め戻されるとしている。 グラウトについては現在検討中である。 昨年度に引き続き，日本や海外における関連機関のシーリングシステムの考え方，特 にグラウト部分を中心に情報整理を行った。その結果を以下にまとめる。 ・閉鎖システムと一環としてのグラウトと施設建設中の湧水低減のためのグラウトが ある ・前者としては，処分坑道の処置方法として，廃棄体縦置きの場合には膨潤性の埋め 戻し材で埋め戻す，横置きの場合には緩衝材を主体に埋め戻す，というレイアウト が基本であり，処分坑道の坑口にはプラグを設置する場合が多い。そして，周辺坑 道へは，粘土を含む材料で埋め戻しを行い，プラグを安全評価上重要な部位に設置 し，プラグ周辺岩盤にグラウトを併用するという考え方が多い。 ・グラウトに関しては，材料としてベントナイトとセメントが考えられているが，YMP のように火山灰を使う新しい材料の発想もある。 −134− JNC TJ8400 2003-022 4.2.2 類似プロジェクトに関する調査 (1) ベルギー，モルにおけるリシール試験 (ⅰ) シーリング試験概要 RESEAL プロジェクトは，可塑性の粘土中における代表的規模のボーリング孔および 立坑のシーリングを実証することを目指したものである。プロジェクトの主な目的は， ベントナイトで作られた透水性のシールが水，ガスおよび放射性核種のシール／母岩境 界に沿った，または掘削影響領域を通った選択的な移行を防止することを実証すること である。予め圧縮成形した高密度ベントナイトブロックを水平なボーリング孔のシール に使用し，一方，ベントナイトの粉末／ペレット混合物を立坑のシールに使用した。 立坑は深さ 24 m，内径 1.4 m，掘削直径約 2.2 m である。その底には，ギャラリーが あり，その長さは約 8 m，直径は立坑と同じ大きさである。立坑は約 16 m の深さまで コンクリートで埋め戻した。この埋め戻し領域の上には，立坑のライナーを撤去した後， ベントナイト製のシールを設置した。このシールは高さ 224 cm， 直径約 220 cm である。 最初の 60 cm は，このプロジェクトのために特別に設計され工業用締固め機を用いて， 粉末／ペレットの混合物を締固めた。シール内には，間隙水圧，全応力，変位，および 相対湿度を測定するための計器を設置した。シールの人工的な水の浸潤を 2000 年 5 月 始めに開始し，現在進行中である。 母岩に生じる可能性のある変位を出来るだけ少なくするためにシールを速やかに設置 したにもかかわらず，ライナーを除去したことによって，予想以上に大きな周辺母岩の 水力学的‐機械的擾乱が生じ，特に立坑壁面から半径方向に少なくとも 1 m の距離まで 亀裂が生じた。 ボーリング孔シーリング試験は，プレ圧縮した FEDEX 粘土および FoCa 粘土のブロ ックで直径 270 mm のボーリング孔をシールするもので，このシールは 1997 年 12 月に 設置した。飽和状態のシールの透水性が母岩層の透水性の 10 分の１であること，および ガス注入状態でのシールの挙動によりボーリング孔のシーリングの実現可能性が立証さ れた。 (ⅱ) シーリング材料 ① 性能要件 シーリングの目的とされているのは，地質バリアの能力の回復であり，また，立坑に 対して具体的に言うと，人間侵入の防止である。透水係数は，立坑およびボーリング孔 のシールの機能上の諸要件の中で１番大事である。IAEA は性能目標を以下のように要 約している。すなわち， 「立坑およびボーリング孔シールの透水係数は，地質媒体の隔離 バリアとしての有効性が危うくならないほど十分に低くあるべきであり，またシールと 母岩との境界における両者の結合の状態によって著しく影響されてはならない。さらに， 影響領域の透水係数は規制機関が規定した放射線防護目的に適合しているべきである。」 と述べている。IAEA はまた， 「シーリング材料の特性は，時間とともに著しく変化すべ きでなく，性能が放射線防護目的への適合性を維持できるように，ゆっくりと，また， −135− JNC TJ8400 2003-022 予測可能なように変化すべきである」と，述べている。 廃棄物処分場に選ばれた地質母岩と両立する天然材料であるベントナイトを使うこと により，これらの要件を満たすことが可能である。地質工学的観点から見ると，膨潤性 を持つ粘土を用いることにより，粘土層母岩を再び固め，EDZ 中の径方向の応力を大き くすることは可能であるが，当初の応力テンソルを回復することはできないことが，モ デリングによって示されている。このシミュレーションから，以下のような立坑シーリ ングに関する機能上の要件および勧告を定めることが可能となった。 「‐粘土層母岩中の径方向および接線方向の応力は，シールプラグの性能の点から見 て最も重要である。というのは，放射性核種の気体形態での垂直方向の移行がこれら２ つの主応力に直接的に依存するためである。したがって，径方向および接線方向の応力 は，母岩中の初期応力に可能な限り近い値まで回復させるべきである； ‐シーリング材の初期膨潤圧は最適化させなければならない。実際，シールの膨潤は ２つの相対する効果を持つ。すなわち，シール周囲の損傷領域において，径方向応力が 増加し，接線方向応力は減少する。初期膨潤圧は，径方向応力および接線方向応力に対 し同じ最小の値に達するように選ぶべきである。 」 ② ベントナイトペレット製造の最適化 RESEAL プロジェクトの枠組みの中で，高い乾燥密度を得るために，種々の形状およ び寸法のペレットの製造の試みが行われた。このペレット製造の最適化は CEA が，種々 の含水率および粒径の FoCa 粘土粉末および Serrata 粘土粉末を数バッチ用いて行なっ たものである。結果として得られた寸法は約 25×25×15 mm，密度は約 2 g／cm3 であ る。 ③ 粒状埋め戻し材料 かさ密度の高い粒状の埋め戻し材料を得るために，ペレットを同一粘土の粉末と混合 した。この混合物の密度は設置時にサイトで締固めることにより，さらに大きくするこ とができる。最大の密度を得るために粉末／ペレット比を最適化する試験を CEA が行な った。重量比が 50／50 および 35／65 の粉末／ペレット混合物について試験を行い，後 者の方がかさ密度がわずかに高くなったが，ペレットと粉末が分離するおそれが高くな ることがわかった。また，締固めなしで，50／50 の粉末／ペレット混合物に対して 1.4 g ／cm3 の密度が得られ，さらに締固めを行なうことにより，その密度を約 1.6 g／cm3 ま で増加させることができたので，この混合物を立坑シーリング試験に使用した。 (ⅲ) 立孔シーリング試験 ① 試験装置の設計および設置 HADES 地下研究施設の立坑は深さ 24 m，内径 1.4 m，掘削直径約 2.2 m であり，坑 底にはギャラリーがあってその長さ 8 m，直径は立坑と同じである。立坑はコンクリー トブロックでライニングされ，その背面に約 10 cm のコンクリートを流し込んだ層があ −136− JNC TJ8400 2003-022 る。 立坑は約 16 m の深さまでコンクリートで埋め戻しており，この埋め戻し領域の上面 に，立坑のライナーを除去した後，1999 年 9 月に，シーリングシステムを設置した。立 坑を効果的にシールするためには，Boom 粘土よりはるかに透水性の高いこのライナー を撤去することが必須であった。粘土シールは高さ 224 cm，直径約 220 cm である。シ ールは，重量比 50／50 で混合した FoCa 粘土のペレットと粉末から成っている。CEA がこのプロジェクトのために特別に設計した工業用締固め機が，シールの最初の 60 cm の層にこの混合物を締固めるために使われた。この締固められた層の密度は約 1.55 g／ cm3 であり，シールの上部には粉末／ペレット混合物を，シール中に設置した計装への 損傷を防止するために，締固めなしに置いた。この締固めを行なっていない層の密度は 約 1.4 g／cm3 である。粘土シールの上部および底部は樹脂層を設置して，水密および気 密を確保した。シールを押さえるシステム，すなわち鉄筋で固定したコンクリート・プ ラグをシールの上部に設けた。 シールシステムには，相対湿度センサー，間隙水圧センサー，および熱電対（シール が水和する時の熱的パルスにより，ベントナイトの熱伝導度の時間的変化，したがって その飽和度の時間的変化を評価することができる）を設置し，また全応力と変位のセン サーも設置した。また，シールが自然に飽和するのに必要な時間を短縮するために，シ ールに取り付けた一連のフィルターを通して人工的に水和させた。さらに，立坑から短 い（1m）径方向のボーリング孔を６本掘削し，7 本目のボーリング孔はライナーから 1m の距離に立坑に平行に掘削した。シール周囲の応力分布を三次元的に調べるため，径方 向のボーリング孔３本と垂直なボーリング孔１本には，全応力センサーと間隙水圧セン サーを装置した。他の 3 本の径方向ボーリング孔には変位計を設置した。 ② 試験結果 母岩に生じる可能性のある変位を出来るだけ少なくするためにシールを速やかに設置 したにもかかわらず，ライナーを撤去することによって周辺の母岩中に少なくとも 3 m に達する位置まで（立坑壁から 3 m 以上にはセンサーが設置されていない），重要な水 理的−力学的擾乱が生じた。すなわち，周辺母岩中に設置したセンサーにはライニング の撤去に伴う間隙水圧の低下が記録された。 このような低い間隙水圧は，母岩中で吸引力が発生し，計器位置で局所的に不飽和現 象が発生したものと解釈された。このような急速な間隙水圧の低下の後には，大気圧ま で間隙水圧の増加が起きているが，立坑壁面から 0.25 m にあるセンサーでは，初期値に 戻っている。このように間隙水圧が突然に大気圧と再平衡になるのは，母岩中で小さな 亀裂が発生しているためと解釈される。立坑壁に最も近いセンサー（壁面から 0.25 m の PW‐N4）が最初に再平衡となり，立坑壁面から遠いセンサー（壁面から 1 m の PW‐ N1）は最後に再平衡となっている。これは，割れ目が立坑壁面から母岩の中を進展して いっていることと関連付けられる。間隙水圧は，シールの下方ではシールを設置した直 −137− JNC TJ8400 2003-022 後に増加し始め，シールの近傍および上方では増加し始めるまでに数ヶ月かかっている。 シールの人工的な水和は 2000 年 5 月はじめに開始し，現在も進行中である。 ③ 今後の計画 シールは飽和した状態で，その性能をチェックする予定である。この目的のために， 種々の試験が計画されている。まず，シールの総合的な透水係数を最初に測定する予定 であり，その後ガス注入を行ない，さらに透水試験を行って，ガス試験によってシール に永久的な損傷がもたらされているかどうかをチェックする。最後に，放射性核種がシ ールを通り抜ける移行に対して選択的な経路が形成されているかどうかをチェックする ために，トレーサー注入試験を行ない，EDZ における拡散パラメータを測定するための 試験が行なわれることも予定されている。 (ⅳ) ボーリング孔シーリング試験 RESEAL プロジェクトの枠組みの中で行なわれたもう一つのフィールド試験は，ボー リング孔のシーリング試験であり，やはり HADES URF で行われ，ベントナイトブロッ クを用いてボーリング孔を効果的にシールできることを実証した。ボーリング孔シーリ ング試験では，直径 270 mm，深さ 14.7 m の水平ボーリング孔を，事前に締固めた FEBEX 粘土および FoCa 粘土のブロックを用いてシールする試験を行い，試験設備は 1997 年 12 月に設置した。 ベントナイトが飽和した段階で，Boom 粘土／FoCa シールの境界を通した透水性試験 およびガス破過試験を行った。飽和状態でのベントナイトブロックの透水性は，母岩層 の透水性の１０分の１である。観察結果から，ガスは FoCa シールと母岩層との境界に 沿って流れ，シール内は流れなかったことは明らかなようである。シールの透水性およ びガス注入状態でのシールの挙動により，ボーリング孔のシーリングについて，その実 現可能性が確認された。しかしながら，シールの性能をさらに確認するために，FoCa シールを通したトレーサーの注入も予定されている。 (2) スウェーデン，エスポにおける埋戻し，プラグ試験 (ⅰ) 概要 埋め戻し・プラグ試験では，埋め戻しの材料と定置方法の試験，および実規模プラグ の試験が行われている。この試験は，発破により掘削した処分坑道での埋め戻し材料と ニアフィールド岩盤との総合的な機能試験である。また，プラグの水力学的および力学 的な機能試験でもある。 試験設備の設置は，埋め戻しおよびプラグの最終部分の打設を含めて，1999 年秋にす べて完了し，1999 年末には透水マットに水を満たして水の飽和を開始した。 試験の主要な目的は以下の通りである。 ・発破により掘削した坑道の埋め戻しに用いる様々な材料および締固め方法を開発し， 試験すること。 −138− JNC TJ8400 2003-022 ・埋め戻し材の機能および埋め戻し材と周辺岩盤との相互作用を，発破により掘削し た坑道内で実規模で試験すること。 ・坑道プラグを建設する技術を開発し，その機能を試験すること。 試験領域は，長さ約 28 m で古い ZEDEX 坑道の部分に位置し，以下の三つの試験区 域に分けることができる。 1. 内側区域。ここは，30％のベントナイトを含む埋め戻し材を充填。 2. 外側区域。ここは，ベントナイトを含まない埋め戻し材を，また，天盤部はベント ナイト・ブロックを充填。 3. プラグ 埋め戻し材区域は，層状に埋め戻し材を置き，この目的のために開発し，製作した振 動板を用いて締固めを行った。予備試験によって，底盤から天盤までの全断面において， 傾斜を付けた締固めを行なうべきこと，また傾斜は約 35°にすべきという結論が得られ ている。 内側試験区域は，ベントナイト含有量 30％のベントナイトと破砕岩の混合物で充填さ れている。組成は実験室での試験および現場での締固め試験の結果に基づいたものであ る。外側試験区域は，ベントナイトを加えていない破砕岩で充填されている。破砕岩に は膨潤性がなく，むしろ沈下する可能性があるため，埋め戻し材と岩盤の間の接触がよ くなるように，埋め戻し材と天盤の間に数 10 cm の隙間を残し，ベントナイト 100％の 高圧縮ブロックをいくつも充填した。これらのブロックと岩盤との間に残された不規則 な部分にはベントナイトペレットを充填した。 ２つの試験設備区域は長さ 14 m であり，透水性のマットでできた排水層で各々の試 験設備区域を分割して，層の間に水圧勾配を与え，埋め戻し材およびニアフィールド岩 盤中での水の流動を調べた。マットは，また，埋め戻し材を人工的に水で飽和させるの にも使用している。マットは，2.2 m 間隔で設置した。天盤近くの流れを底盤近くの流 れから分離することができるようにするため，また，岩盤近くの流れを埋め戻し材中央 部の流れから分離するために，各マット区域は 3 つのユニットに分割した。 プラグを打設するまで一時的に埋め戻し材を支えるために，外側部分の端部には前も って組み立てたビームでできた壁を設けた。埋め戻し材の現場締固めは上部の隅では行 なえないため，この三角形部分はベントナイト含有量 20％のベントナイト／砂混合物の ブロックで充填した。 埋め戻し材および岩盤には，ピエゾメータ，全圧計，熱電対，水分計，および局所的 な透水係数を測定するための計器を設置した。埋め戻し材およびニアフィールド岩盤の 軸方向の透水性は，水が飽和した後，坑道に沿ってマット間に水圧勾配を与え，水の流 れを測定することにより試験することになっている。計器からの全てのケーブルは，ケ ーブルを通した漏洩を防ぐために，Tecalan チューブに収めた。ケーブルは，岩盤を通 る鋼製配管を通り，試験坑道とそれに隣接した Demo 坑道との間に掘削されたボーリン グ孔にあるデータ収集室まで引かれた。 プラグは，発生する可能性のある水圧と膨潤圧に耐えられるように設計されている。 −139− JNC TJ8400 2003-022 プラグは，内部にフィルタを取り付け，また内側の岩盤との接触部には高圧縮ベントナ イト・ブロックでできた「O リング」のついた 1.5 m 深さの三角形の切込みを設けた。 プラグの建設は，次の 5 段階で行った。 1. 切込みの掘削（穿孔および切込み表面の再加工） 2. 橋台(abutment)および円錐形リムの打設 3. 埋め戻し時に行なわれる，プレハブ支持壁用ビームの定置 4. O−リング・ベントナイト・ブロックの定置 5. プラグ本体の打設 (ⅱ) 各パートの概要 (a) ベントナイト＋岩ズリ部 ・30％ベントナイト+70％岩ズリ ・透水試験，圧縮試験 ・5section，各境界にドレーン層あり，傾斜は 35° ・20cm づつ締め固め ・岩ズリの径は最大 20mm ・ベントナイトを多くしているのは，地下水の塩分濃度が高いため（1∼2％） (b) 岩ズリ部 ・透水試験，載高試験 ・5section，各境界にドレーン層あり 傾斜は 35° ・上部のベントナイトブロックは，ベントナイト 50％＋砂 50％で，5cm サイズ ・上部の隙間にはベントナイト 100％のペレットを挿入 ・プラグ近傍のベントナイトブロックは，ベントナイト 20％＋岩ズリ 80％ (c) プラグ部 ・埋戻し部の膨潤左＋水圧に耐え得る構造（3.2Mpa） ・上下部にベントナイトブロックから減るローリングあり ・ローリングベントナイトブロックのサイズは 25×25×10cm（厚さ） ・厚さ 2.4cm の鉄筋コンクリート ・岩盤部への切り込みは深さ 1.5m（スロットドリリング） ・2001 年 6 月 27 日に grouting −140− JNC TJ8400 2003-022 (ⅲ) 計測 （ベントナイト＋岩ズリ） 部 計器 トンネル内 岩盤 岩ズリ部 トンネル内 全応力 ○ 8 間隙水圧 ○23 飽和度 ○25 ○38 温度 ○ 2 ○ 2 圧力シリンダー ○ 2 ○ 2 岩盤 ○13 ○52 ○10 ○28 比抵抗 ・岩盤：コアドリリング， l ＝1m 程度，パッカー長 0.5m 最終的な計測点数＝73 点 ・埋戻し部：間隙水圧＝33 点，全応力＝20 点 ドレーン層での間隙水圧＝12 点，飽和度＝57 点 (ⅳ) 試験 ・P＝100kPa ∼2001 年 10 月 3 日 ・P＝200kPa ∼2001 年 11 月 14 日 ・P＝300kPa ∼2001 年 11 月 28 日 ・P＝400kPa ∼2001 年 12 月 12 日 ・P＝500kPa ∼2001 年 1 月 21 日 (a) プラグ部からの湧水 P＝100kPa 時に 0.02 l ／min，P＝500kPa 時には 0.05 l ／min (b) ドレーン層での水圧 (c) 埋戻し層での間隙水圧 (d) 飽和度 (e) 比抵抗 (f) 全応力 (g) 岩盤での間隙水圧 (ⅴ) プラグ部 ZEDEX 坑道のプラグの要件は以下の通りである。 1. 圧密埋め戻し材を機械的に支持すること。 2. 高水圧に耐えること。 3. 埋め戻し部と坑道の開口部の間を厳重にシールすること。 埋め戻し部の機械的支持は最低限の要求条件である。土圧は 200∼300kPa 程度であり， 埋め戻し材による支持は，速やかに安定しなくてはならない。すなわち，埋め戻し作業 −141− JNC TJ8400 2003-022 が完了するまでには安定になっている必要がある。また，長期間かかって生じる水圧は 200∼300MPa 程度であり，岩盤にしっかり固定された堅固な構造が必要となる。さら に，シール機能は，埋め戻した坑道が飽和した後，まもなく働かなくてはならない。シ ール効果には，①プラグそれ自体の透水性が低い，②プラグと岩盤の間にシールが配置 されている，③EDZ 内のプラグを通過する可能性のある流路が遮断されている，という ことが必要である。 ① プラグの設計 プラグの要求性能は以下のとおりである。 ・プラグは耐水性鉄筋コンクリートで製作されるものとする。 ・プラグは，機械的支持および EDZ 流路の遮断のため，岩盤内にしっかりと固定され なくてはならない。 ・高圧密ベントナイトの O リングシールがプラグと岩盤の間に挿入されなくてはなら ない。 ② 溝の形状と深さ 溝は三角形断面を有している。内側の端部の角度を 90°にするため，水表面の埋め戻 し材側の傾きは 51°に設定した（開放側の傾きが応力解析によって 39°にする必要が あるため） 。エッジ部は，直径 8m の円形で，平均溝深さは約 1.5m としている。 ③ 支え壁及び橋台 0.3m 厚さの支え壁（retaining wall）は，0.3m×0.6m の鉄筋コンクリートでできて いる。橋台（abutment）は，0.5m の厚さのリムと一緒に打設・鉄筋施工する。このリ ムは，溝の面と共に，ベントナイト製 O リング用に確保されるスペースを作り出してい る。 ④ O リングシール 0.5m×0.5m の正方形断面を有する O リングのスペースには，ベントナイト・ブロッ クを充填する。目標とする膨潤圧は 5MPa で，これには 1600kg/m3 の平均乾燥密度が 必要になる。 ⑤ 岩盤／コンクリート境界面 コンクリートの収縮によって，岩盤とプラグ本体の間の境界面に隙間が生じる。これ によって，水圧荷重がプラグにかかる際の応力解析では説明できない変形ができる可能 性がある。このような変形を最小限に抑えるため，この隙間を埋めてプラグと岩盤の間 の機械的接合をしっかりしたものにする必要がある。したがって，接触グラウト施工 （contact grouting）用のチューブが，溝表面支持面に固定されている。グラウト施工は， 水圧荷重がかかるまで必要ない。接触グラウトも，ベントナイト O リングが期待通りの −142− JNC TJ8400 2003-022 性能を発揮しなかった場合には，プラグと岩盤間の水圧シールを向上させる可能性があ る。 ⑥ 作業手法 作業の手法は以下のとおりである。 ・溝掘削 ・コンクリート･ステップⅠ（底盤及び壁）の打設 ・最外部と間の埋め戻しを行なうと共に，支え壁の据え付け ・ステップⅠのコンクリート（天盤部）の打設 ・ステップⅠ及びⅡのコンクリート構成部分のシールのため，SyncoFlex フレキシブ ル･シール一覧を適用 ・接触グラウト施工用システムの据付 ・本体型枠の建設 ・鉄筋の施工準備 ・O リング設置 ・鉄筋の組立て ・冷却系統の据付 ・ベントナイト･ブロック間の隙間のシール ・ステップ２コンクリートの打設 ⑥ 溝（スロット） シール機能を損なう可能性があるため，プラグ周囲の岩盤内ではあらたな掘削影響は 許されない。したがって，溝部の掘削は，その面の近傍では発破作業を行なわず，コア・ ドリルを使って行った。溝の表面を合理的な範囲で十分平滑にするため，ボーリング孔 は出来るだけ近くセットしなくてはならない。全ての掘削の方向を正確にし，かつプラ グの対称軸に対する傾きが等しい穴を数多く掘削できるようなリグを設計した。このリ グは，①坑道周縁にボルト止めされ，円形溝形状と同じになるよう調整した 2 個の円形 フレーム，及び②全ての掘削を回転，方向決め及び固定するためのシステム，から構成 されている。 ⑦ ベントナイト O リング 岩盤壁とコンクリート・ステップⅠの間の空間は，縦断面がほぼ正方形になっており， 面積は，平均約 2cm の隙間を除いて，0.5m×0.5m になっている。ブロックの厚さを何 通りか作って半径方向の溝形状と合うようにした。 O リングのスペースを完全に埋めるためには， 約 1500 個のブロックが必要になった。 これらブロックは，Höganäs-Bjuf 社において，含水率 12％の顆粒状 MX-80 ベントナイ トから圧密した。水飽和後に目標密度に到達させるため，ブロックのかさ密度は，8.33kg/ −143− JNC TJ8400 2003-022 ブロックに相当する約 2050kg/m3 が必要であった。これには，約 100MPa の圧縮力が 必要になる。O リング用の 1500 ブロックの他に，試験用にさらに 300 個のブロックを 製作した。 ⑧ 定置方法 ベントナイト・ブロックの初期含水率は 12％であり，これによって極めて強いサクシ ョン（soil suction）が与えられる。ZEDEX 坑道の相対湿度は約 85％であり，これはブ ロックが水を吸収し，ひび割れ，そして最終的に崩壊することを意味している。湿った 空気から吸収する水に加えて，岩盤から供給される水もある。したがって，O リング据 付プロセスは，迅速に行われなければならず，プラグ本体も O リング据付が完了したら すぐに打設しなくてはならなかった。 ⑨ ベントナイト／コンクリート境界 ベントナイト製 O リングは，岩盤とコンクリートに囲まれており，ベントナイトが定 置された時点で，ステップⅠコンクリートは硬化し，養生できていた。しかしながら， プラグ本体はベントナイト製 O リングを設置した後に施工しなくてはならず，このこと は，不飽和ベントナイト･ブロックと未硬化コンクリートとの間で相互作用が発生する可 能性があることを意味する。実験室の試験では，コンクリートからベントナイトへの水 の移行による若干の擾乱が見られることが示されている。しかしながら，この相互作用 領域は薄く，擾乱もシール機能に著しい影響を及ぼさないと考えられる。 ⑩ 定 置 O リングスペースに装填する前に，O リング設置後すぐにプラグの施工が出来るよう にするため，注意深く準備を行った。事前にできるだけ多くの作業を行なう理由は，ブ ロック定置とコンクリート施工の間の時間を減らし，湿った空気から吸収する水を少な くすることにある。その準備作業として以下の作業を行った。 ・コンクリート型枠の製作。通路は，ベントナイト・ブロック，鉄筋，冷却装置及び 加振装置輸送用に残した。 ・接触グラウト施工のためのシステムの据付 ・コンクリート施工の終りに溝の頂部に残る空気の排気システムの据付 ・溝壁及びコンクリートに鉄筋を固定するためのシステムの据付 このように，O リング作業は型枠内の閉鎖空間で行なわなければならなかった。 −144− ・埋め戻し ・プラグ（粘土プラグ，コンクリートプラグ） ・グラウト コンクリートプラグ(1) アクセス坑道 掘削影響領域 湧水を伴う亀裂 埋め戻し 主要・連絡坑道 −145− グラウト(2) コンクリートプラグ(2) パネル 粘土プラグ(2) 処分坑道 グラウト(1) 粘土プラグ(1) 処分孔 図 4.2-1 シーリング技術の適用位置 （「地層処分研究開発第 2 次取りまとめ 1」）の考え方を図示化したもの） JNC TJ8400 2003-022 地表 要素技術 JNC TJ8400 2003-022 地表 要素技術 ・埋め戻し ・プラグ（粘土プラグ，コンクリートプラグ，複合プラグ） ・グラウト コンクリートプラグ(1) アクセス坑道 複合プラグ(2) 複合プラグ(3) 掘削影響領域 湧水を伴う亀裂 −146− グラウト(1) 埋め戻し 主要・連絡坑道 グラウト(2) コンクリートプラグ(2) パネル 粘土プラグ(2) 処分坑道 複合プラグ(1) 粘土プラグ(1) 粘土プラグ(1) 処分孔 図 4.2-2 シーリング技術の適用位置 （「高レベル放射性廃棄物地層処分の事業化技術 2」）の考え方を図示化したもの） JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-3 RESEAL プロジェクト −147− JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-4 立坑埋戻し試験状況 −148− JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-5 エスポにおける埋戻しプラグ試験位置（ZEDEX） −149− JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-6 試験概要 −150− JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-7 トンネル断面（斜め） −151− JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-8 計測配置（奥） −152− JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-9 埋戻し部の詳細 −153− JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-10 計測配置(手前) −154− JNC TJ8400 2003-022 図 4.2-11 プラグ部の詳細 図 4.2-12 ZEDEX トンネルの状況 −155− JNC TJ8400 2003-022 表 4.2-1 シーリングシステムの目的 （「地層処分研究開発第 2 次取りまとめ 1」」を基に表として整理した） 位置 埋め戻し 埋め戻し材 建設に使われた坑道 やその周辺の影響 領域 コンクリートプラグ(1) プラグ コンクリートプラグ(2) 粘土プラグ(1) グラウト グラウト(1) プラグ 粘土プラグ(2) グラウト グラウト(2) 建設に使われた坑道 と交差する断層 目的 埋め戻し部が卓越した透水経路に なることを防ぐ 全坑道 坑道周辺岩盤の長期間における変 形，ゆるみ域の拡大を防ぐ 処分場内への人間の侵入を防ぐ 地表坑口 処分場内への人間の侵入を防ぐ 処分坑道からの緩衝材・埋め戻し 処分坑道の両端 材の膨出を防ぐ 部 処分坑道内への人間の侵入を防ぐ 適宜（アクセス坑 坑道，ゆるみ域の寸断 道基部） 粘土プラグの周囲 ゆるみ域の寸断 断層の隔離（坑道の寸断，ゆるみ 断層を挟み込む 域の寸断） 位置 断層からの埋め戻し材の流出時に おける影響範囲の限定 断層部 断層からの埋め戻し材の流出防止 粘土プラグの周囲 ゆるみ域の寸断 粘土プラグに挟ま ゆるみ域の止水 れた影響領域 −156− JNC TJ8400 2003-022 表 4.2-2 シーリングシステムの目的 （「高レベル放射性廃棄物地層処分の事業化技術 4」）を基に表として整理した） 位置 目的 埋め戻し部が卓越した透水経路に なることを防ぐ 埋め戻し 埋め戻し材 全坑道 坑道周辺岩盤の長期間における変 形，ゆるみ域の拡大を防ぐ 処分場内への人間の侵入を防ぐ コンクリートプラグ(1) 地表坑口 処分場内への人間の侵入を防ぐ 処分坑道からの緩衝材・埋め戻し コンクリートプラグ(2) 処分坑道の両端部 材の膨出を防ぐ 処分坑道内への人間の侵入を防ぐ 建設に使われた坑 主要坑道と連絡坑 道やその周辺の影 粘土プラグ(1) 道，主要坑道どうし 各パネル毎の水理的分断 響領域 の交差部 プラグ 坑道，ゆるみ域の寸断 複合プラグ(1) アクセス坑道基部 アクセス坑道内の埋め戻し材の自 重による主要坑道への押し出しの 制御 坑道，ゆるみ域の寸断 アクセス坑道中間 複合プラグ(2) アクセス坑道内の埋め戻し材の膨 部 潤移動，自重沈下の制御 グラウト グラウト(1) 粘土プラグの周囲 プラグ 粘土プラグ(2) 断層を挟み込む位 置 建設に使われた坑 道と交差する断層 グラウト 堆積岩の地層境 プラグ 界部 グラウト(2) 複合プラグ(3) ゆるみ域の寸断 断層の隔離（坑道の寸断，ゆるみ 域の寸断） 断層からの埋め戻し材の流出時に おける影響範囲の限定 断層からの埋め戻し材の流出防止 ゆるみ域の寸断 断層部 粘土プラグの周囲 粘土プラグに挟まれ ゆるみ域の止水 た影響領域 地層境界部を挟み 高透水部になる地層境界部の隔離 込む位置 （坑道の寸断，ゆるみ域の寸断） −157− JNC TJ8400 2003-022 表 4.2-3 海外におけるシーリングの考え方のまとめ（1） −158− JNC TJ8400 2003-022 表 4.2-4 海外におけるシーリングの考え方のまとめ（2） −159− JNC TJ8400 2003-022 表 4.2-1 海外におけるシーリング研究 プロジェ クト TSX 国・サイト 立坑・坑道 研究 プラグ 期間 カナダ 坑道 7 年間 ・ベントナイトプラグ URL (ブロック) ・コンクリートプラグ RESEAL ベルギー モル Äspö HRL BACK FILL 立坑 3 年間 ・立坑でのベントナイト (水平ボー ／コンクリートプラ リング孔で グ（ベントナイト部 事前試験を は，パウダー／ペレッ 実施) トの混合） ・水平ボーリングでのベ ントナイトブロック 充填 スウェーデ 坑道 ン エスポ 7 年間 ・コンクリートプラグ PLUG TEST 埋戻し グラウト ・吹付けベン ・ベントナイ ・プラグの施工 方法 トグラウト トナイト ・セメントグ ・プラグの止水 ・砂 性能 ラウト ・埋戻しの施工 方法 − − ・ベントナイ ト 30%＋ 花崗岩ズ リ 70％ − −160− 検証項目 ・埋戻し部の透 水係数 ・埋戻し部のガ スブレークア ウト圧力 ・EDZ 部の透水 係数 ・埋戻し部，EDZ 部の拡散係数 ・発破掘削トン ネルでの埋戻 し材料・方法 の試験 ・発破掘削トン ネルでの埋戻 し性能と周辺 岩盤境界部の 性能確認 ・坑道プラグの 構築技術と性 能確認 JNC TJ8400 2003-022 4.3 性能評価に関する情報整備 4.3.1 安全評価における岩盤緩み域の位置付け ここでは，各国のプロジェクトにおける，安全評価上の岩盤緩み域の位置付けを整理す る。 掘削による影響領域に関する各国の取り扱いは，概略以下のとおりである。 ・カナダ 結晶質岩において，Excavation Damage 岩盤緩み域 zone と Excavation Disturb 岩 盤緩み域 zone（ともに岩盤緩み域）は置き換え可能な用語として用いている。 ・スウェーデン，フィンランド，スイス 結晶質岩において，Excavation Damage 岩盤緩み域 zone は，Excavation Disturb 岩 盤緩み域 zone と区別されている。Damage 岩盤緩み域 zone は，亀裂の発生や進展を 含む，非弾性的な変形を生じる内側の領域に限る。一方，Disturb 岩盤緩み域 zone は， その外側の，弾性変形が生じた領域まで含める。 ・スペイン 結晶質岩において，用語として Disturbed Rock Zone(DRZ)が，非弾性変形を生じる損 傷領域を指す。 ・日本 結晶質岩において，３つの領域が定義されている。 ・微細亀裂の発生により物理特性が変化した「内側の Excavation Disturb 岩盤緩み 域 zone」 ・間隙水圧の減少により地下水化学の変化した「不飽和領域」 ・その外側の，応力状態の変化により既存の亀裂の開口・閉合が生じる「応力再配 分領域 stress redistribution zone (SRZ)」 ・ベルギー，スイス Mol の Boom 粘土，Mont Terri の Opalinus 粘土とも，特性の変化した領域を 「Excavation Disturb 岩盤緩み域 zone」という用語で表している。Mol のマクロ的な 応答は実質的に塑性体である一方，Mont Terri の硬化した粘土では，結晶質岩の岩盤 緩み域とほぼ同じ応答を示す。 以下，用語「岩盤緩み域」を，特に指定しない限り“damaged”と“disturbed”を両方 含めた坑道周辺の領域全てを指すことにする。 また，岩盤緩み域の特徴，表現方法に関する 1998 年の SEDE のセッション文献におい て，岩盤緩み域の取扱い方に関する結論の概要は，以下のとおりである。 ・岩盤緩み域はしばしば，水理的に卓越した構造として過度に保守的な表現・モデル化 がなされている。 ・使用済み燃料，高レベル放射性廃棄物処分場の性能評価において，岩盤緩み域が上記 −161− JNC TJ8400 2003-022 のような取り扱われ方をすると，埋戻しベントナイト中の拡散速度を最大化すること となるため，その位置付けは重要な意義をもつことになる（SKB の KBS-3 の概念）。 よって，こうした設定を避けるため，岩盤緩み域をより保守的でない設定，代表的な 値で取り扱うことが重要である。 ・岩盤緩み域の重要性は，処分場の他の部位（すなわち，シールや埋戻しのタイプ，覆 工の存在やその種類など）との関係や相互作用によるのであるから，岩盤緩み域は孤 立した部位としてモデル化されるべきではない。 ・覆工や吹付けなどその他支保工の存在は，岩盤緩み域の観点からは，非常に興味深い といえる（例えば，岩盤緩み域の自己修復をもたらす見込みなど）かも知れないが， 性能評価の中に取り入れることは困難である。 ・岩盤緩み域が回復する見込みや岩盤緩み域の発達に関する時間依存性は，現在まで一 般に考慮されていない。 （1）結晶質岩サイト (ⅰ) カナダ カナダにおける使用済み燃料の処分コンセプトによると，耐食性容器に封入された廃 棄体容器が，カナディアンシールドと呼ばれる深成岩中の深度 500∼1000m の工学的に 設計された処分施設に埋設される。処分概念を提示するにあたり，AECL では２つの安 全評価，すなわち環境影響評価（EIS：Environmental Impact Statement）及びセカン ドケーススタディ（Second Case Study）を実施した。EIS においては，掘削損傷領域 は核種移行にとって無視し得る影響しか持たないという仮定を立てており，これにより 岩盤緩み域は AECL94 の評価モデルには含まれていない。これは，ドーム型空洞（vault） が建設される低い位置の岩盤領域（“waste exclusion zone”と呼ばれる）においては， 非常に小さい透水係数及び均質な水理特性を持つことによる結果である。AECL による と，応力解放によって透水係数が増加する可能性のある領域の幅は非常に狭いものであ り，たとえ高透水性のエリアが形成されたとしても，それは岩盤中の大規模な破砕帯に は連結しない，とされた。しかし，この仮定は，すなわち，核種が緩衝材から直接岩盤 緩み域に，埋戻し材を迂回する経路を通じて岩盤中の高透水性の破砕帯に導かれ，さら にそこから地表の環境まで移行する可能性があるという指摘を受けた。 AECL は，上記の指摘に対し， 「空洞の定置エリア周辺の岩盤緩み域と高透水性の破砕 帯が交差する点は，核種の移行を大きく促進する可能性があるものの，掘削段階に取ら れる予防措置により，そのような破砕帯を避けることを確認できると考えられる」と回 答している。AECL は，技術的判断から，そのようなゾーンは後で形成されるものであ る，とも主張している。AECL によれば，岩盤緩み域とその流れにつながる水みちは以 下の観点から制限できる，としている。 ・立坑，トンネル，ドーム型の処分空洞は，慎重な制御発破により掘削に伴う損傷を 最小限に抑えることが可能なこと。 ・坑道の形状や縦横比を最適化するとともに，坑道の方向を最大主応力方向との関係 −162− JNC TJ8400 2003-022 から最適化することにより，応力再分配に起因する損傷を最小限にすること。 ・立坑やトンネルにおいて，評価上重要な部分，つまり処分空洞（disposal room）の 両端部や，ドーム型処分空洞（disposal vault）へ通じる空洞に交差する亀裂の端部 の一方にシール（岩盤緩み域へのグラウトを含む）を施すこと。 AECL におけるセカンドケーススタディ（SCS：Second Case Study）では EIS と同 様の幾何形状で，架空の水理地質条件を考慮し， ‘waste exclusion zone’に 100 倍の透 水性が与えられた。SCS では， ‘waste exclusion zone’バリアが損なわれた点を補うた めに，‘イン-ルーム’定置（in-room emplacement）の設計概念と，より耐久性の高い 耐食性のある容器が用いられた。長期環境評価の結果，効果の小さな地質中の‘waste exclusion zone’をより効果の大きな人工バリアが補う，という理由にもより，SCS の 方に安全なケースが示された。数値解析モデル研究では，‘waste exclusion zone’と高 透水性の水みちを連結する個々の亀裂や岩盤緩み域（またはそれらの組合せ）の影響に ついて検討した。安全性へのかかわりは，EIS，SCS の両方でその線量結果に対する感 度が高い核種：I-129（ヨウ素）の移行を予測することによって判断された。３次元の EIS サイトスケール地下水モデルと，それに対応する２次元の溶質移行モデルが考慮さ れた。評価モデルは，ドーム型空洞の周囲を覆う厚さ 1m の岩盤緩み域と，空洞と大規 模破砕帯（厚さ 20m，浸透率 10-15m2，間隙率 0.1）を結ぶ個々の細い亀裂（または亀裂 群）を含んでいる。岩盤緩み域の浸透率は空洞上部で 10-18m2，底部で 10-17m2 であった。 個々の亀裂は，有効水理開口幅 10mm（狭い破砕帯のケースの場合，開口幅 80mm）を もち，長さ約 158m，幅 100m，傾斜角 45°と設定された。 I-129 の大規模亀裂への移行率，及び井戸水摂取を仮定した線量結果は，10 万年以上 の期間を考慮して評価した。主な知見は以下の通りである。 ・ ‘waste exclusion zone’と交差する単一亀裂の存在，及びその開口幅は，I-129 の移 行率と移行時間に対して重大な影響を及ぼす。 ・空洞周りの岩盤緩み域の存在は，I-129 の移行率に対して軽微な影響しか及ぼさない ように思われる。 ・主要断層への空洞周り岩盤緩み域の広がり（extension）は，I-129 の移行率と移行 時間に対して軽微な影響しか及ぼさない。 (ⅱ) フランス（SPA） フランスでは，花崗岩地質における一般的な処分場に対する長期安全評価研究が実施 された。フランスにおいては花崗岩サイトが放射性廃棄物処分に対して可能性のあるも のと考えられており，SPA プロジェクト上，IRSN は EVEREST の枠組み内で定義され る一般的な仮想サイトに関して評価を行っている。 (ⅲ) ドイツ（SPA） ドイツでは，国際 SPA プロジェクトの支援のもと，花崗岩地質における一般的な処分 場に対する長期安全評価研究が実施された。レファレンスケース，パラメータ変動，３ −163− JNC TJ8400 2003-022 つの異なるシナリオが検討された。 処分場概念は，単一のステンレス鋼容器を鉛直のボアホールに定置するものとされて いる。また，締め固めベントナイトが緩衝材として用いられる。その理由は，ドイツに おける花崗岩地質の最初の調査結果において，水理地質的，水理地化学的特性がスイス （地質構造は Krystallin-Ⅰに記載されているものを考慮した）と類似しているためであ る。 レファレンスシナリオは次のように定義された。処分場の操業段階の直後，ベントナ イトは即座に飽和する。全ての容器は 1000 年後に破壊し，SPA プロジェクトで特定さ れたソースタームによる核種の移動，ベントナイト中の拡散，花崗岩の低透水性の領域 における亀裂性岩脈を通じた核種移行とマトリックスによる吸着。廃棄体容器の 25％は， ファーフィールド中でそれと見なされる移行経路に接続されている。核種は，地表近く の層まで輸送される。汚染された地下水は，地表近くの井戸で汲み上げられ，飲料，灌 漑，畜牛の餌，人工池に用いられる。また，代案シナリオは以下の通りである。 ・深井戸：生物圏における水の希釈度はレファレンスケースにおけるよりも小さく， 暴露経路としては飲料水のみ考慮する。 ・坑道及び立坑の岩盤緩み域を通じた移行：ファーフィールドにおける移行経路とし て，長さ 500m，透水係数 1.75×10-3 m/s の多孔質媒体に代表されるものとする。 ・堆積層の覆い：花崗岩サイトが，堆積層に覆われているとする。低透水性の花崗岩 中で亀裂性の岩脈を通じて移行した後，核種は長さ 200m の多孔質媒体を通じて移 行する。 「岩盤緩み域を通じた核種移行」シナリオでは，岩石圏は，長寿命核種や，C-14，I-129， Cs-135 といった吸着性の弱い核種にとって，バリアとして機能しない。岩盤緩み域内の 移行中は C-14 の移行が遅延されず，濃度が低減されないため，最大の年間線量率は，レ ファレンスケースより早く現れ，レファレンスケースの 2.7 倍となる。アクチノイドの 線量率は，核種移行経路に沿った輸送中に減少するが，レファレンスケースと比較する と，その最大値より１オーダー以上大きい線量率が，もっと早くに現れる。 (ⅳ) スペイン 1997 年，花崗岩地質における一般的な処分場に対する予備的評価が実施された。 (a) レファレンスシナリオ ENRESA97 によると，線量に重要な影響を及ぼす岩盤領域のパラメータは， ・損傷領域（DRZ：disturbed rock zone）を通じた地下水流 ・地下水移行時間 ・岩石基質中の拡散による遅延 である。レファレンスシナリオにおいて，DRZ を通過する地下水総量は，0.37∼0.77m3 /year の範囲となり，以下のことが分かった。 ・溶解度の低い核種による線量は，DRZ からの流量に比例的である。 −164− JNC TJ8400 2003-022 ・溶解度制限のない核種（Cl-36，I-129，Cs-135）では，最大線量は DRZ からの流量 が１オーダー増加すると，2∼3 倍に増加する。 (b) 変動シナリオ レファレンスシナリオをもとに６つの異なる変動シナリオが実施された，現在の研究 で閉鎖するときに関わりの大きいシナリオを以下に示す。 1) 岩盤緩み域中及び岩盤領域中の地下水流れの変動シナリオ DRZ を通じた流れ，及び GBI（生物圏と岩石圏のインターフェース）と処分場を結ぶ 経路からの放出について，10 倍への増加と 1/10 への減少の２ケースについて解析され た。 ・流量が大きい場合 − 得られた結果は，溶解度の高い核種（Cl-36，I-129，Cs-135）による年平均線量 の最大値は，1.5∼3.5 倍に増加する。溶解度に低い核種による年平均線量は，DRZ か ら流出する流量が 10 倍に増加すれば，そのまま 10 倍となる。線量の総量は I-129 に 支配されるため，DRZ を通じた流れが 10 倍に増加することは，線量の総量が 2 倍に 増加することにつながる。 ・流量が小さい場合 − 得られた結果は，溶解度の高い核種（Cl-36，I-129，Cs-135）による年平均線量 の最大値は，1/4∼1/8 に減少する。その他の核種（溶解度に低い核種）による年平均 線量は，DRZ から流出する流量が 1/10 に減少すれば，そのまま 1/10 に減少する。線 量の総量は I-129 に支配されるため，DRZ を通じた流れが 1/10 に減少することは， 線量の総量が 1/4 に減少することにつながる。 2) 低品質シーリングシナリオ（poor-sealing scenario） シール材の劣化を含むシナリオの計算は，レファレンスケースと同様のモデル及びパ ラメータを用いて実行された。ただし，DRZ 及び岩盤を通じた地下水データは，MAFIC による計算（坑道のシールが機能しないと仮定，すなわちその領域では DRZ の通水性が 減少しない）で得られたデータを用いた。その結果，平均線量はレファレンスシナリオ の 1.5 倍であると示された。 (ⅴ) スイス（Krystallin-Ⅰ） アクセス坑道や立坑は，処分場施設の様々な構成要素と連絡し，結晶質岩では高透水 性の領域と交差する可能性がある。アクセス坑道の方向は，坑道に沿った有意な地下水 経路が生じる可能性を最小限に抑えるよう，一方向のみからのアクセスとなるよう取り 決められる。閉鎖時にはアクセス坑道及び立坑は埋め戻され，ある部位においては高性 能のシールが施される。レファレンスシナリオにおいては，シーリング性能により，立 坑からの核種の放出は無視できるものと仮定する。 仮にシールが長期的に機能しなくなると，埋戻し後のトンネル及び立坑は，地下水流 れや核種の移行にとって，健全母岩よりも高透水性の経路を提供する可能性がある。さ らに，立坑や坑道（処分坑道を含む）周りの母岩における岩盤緩み域中で亀裂が進展す −165− JNC TJ8400 2003-022 る可能性があり，この領域における連続的，または半連続的な開口亀裂のネットワーク も移行経路を提供する可能性が見込まれる。 岩盤緩み域は，流速の大きい移行経路(fast transport pathway)であり，境界条件（岩 盤緩み域中の移流フラックス）になるものと考慮されている。 高透水性の水みちの潜在的重要性は，代案のシナリオで検討されており，次の２つの ケースに区分されている。 ・埋め戻されたトンネル及び立坑に沿った移行 ・連続性を仮定した岩盤緩み域に沿った移行 埋戻し材，岩盤緩み域中における地下水のダルシー流速は，それぞれ 8.7 m/y 及び 2.9 my-1 であった。 処分場エリアは，処分坑道及びその周囲の岩盤緩み域が，仮想水平面と交差する面積 （投影面積）の合計とみなされている。各坑道は直径 3.7m であり，岩盤緩み域は坑道 壁面からちょうど坑道直径分の距離だけ広がるものと見込んでおり，したがって，各坑 道に相当する仮想平面の幅は 10m となる。廃棄体容器は 2693 個であり，トンネル軸方 向に 5m の離間距離で設置されることから，処分場エリアの面積は，10m×5m×2693 ＝1.35×105 m2 となる。 立坑における岩盤緩み域は，立坑の周りにリング状に形成され，立坑半径と同じ幅 （6.6m）を持つものと設定された。 移行経路は，等価な多孔質媒体としてモデル化された（この取扱いは保守的ではなく， もし岩盤緩み域が亀裂性媒体として取り扱われればもっと急速な核種移行が生じる。し かしながら，それに必要とされるデータが現状では得られていない）。 シーリングは，高レベル廃棄物（HLW）の個々のパネルと，中レベル廃棄物（ILW） のサイロを水理的に互いに離し，岩盤中の高透水ゾーンから隔離するよう設計される。 母岩中の調査孔もまた埋め戻される。シールは，アクセス坑道及び立坑の短い区域を低 透水性材料（締め固めベントナイトブロック）で埋め戻した部分で構成され，その端部 に厚いプラグ（コンクリート）を含む。ベントナイトはアルカリ溶解（セメント間隙水） により変質する可能性があるが，そのような溶液のベントナイト中への拡散は限られた 広がりしか持たないため，コンクリートプラグと隣接するベントナイトの限られた範囲 にのみその影響を受けると見込まれている。 調査孔，立坑，坑道のシーリングの実現性及び有効性がこれまでに検討されている。 シールは，核種移行の唯一の経路が低透水性の健全母岩中に限られるよう，処分場パネ ルの完全な水理的隔離をもたらすものと見込まれている。 (ⅵ) スウェーデン スウェーデンでは，埋戻し及びシーリングシステムの性能に関する新しい評価，関連 する懸念事項については報告されていない。しかし，さらなる研究が必要とされる安全 性に関わる幾つかの課題が認識されたことは，注目に値すると思われる。 ・最終的に用いられる掘削技術の違いにより，処分場内の異なる領域で生じる岩盤緩 −166− JNC TJ8400 2003-022 み域の広がりと水理特性 ・処分坑道内，またはその近傍でセメント系材料が使用された場合の，その局所的影 響 ・破砕岩を混入したベントナイト埋戻し材の長期的な地化学的，水理的な変遷 ・主要なシナリオに関連づけた，高応力，大きい動水勾配の条件下におけるシールと プラグの挙動 処分場施設の形状や境界によって範囲が区切られる岩盤領域（geosphere）は，岩石基 質の鉱物の種類，鉱物学的組成，岩盤の温度や応力状態によって特徴付けられる。割れ 目系の構造は，割れ目の幾何形状，表面の鉱物組成，様々な鉱物による充填物によって 表現される。水理的には，岩盤領域は割れ目系を通じた地下水及びガスの流れにより特 徴付けられる。岩盤領域の化学的変遷にとっては地下水組成が決定的であるとともに， ガス成分や処分施設内の工学材料からも影響を受ける。すべての変数は，時間及び空間 に依存している。 (ⅶ) フィンランド POSIVA は，実証的処分孔３本の特性に基づき，全断面ボーリング（full-face boring） 技術による処分孔周りの損傷領域は，核種移行の観点からはあまり重要ではないと結論 付けた。したがって，処分孔周りの損傷領域は，ニアフィールドの移行モデルには含ま れていない。実際，かなり小さな間隙率をもつ損傷岩盤の狭い領域は，ベントナイト緩 衝材から拡散により到達した核種と結合した沈下物を遅延するよう機能する。 レファレンスシナリオにおいて，ニアフィールドから岩石圏への核種の移行は，４つ の移動係数に支配される（流速と等価）。 ・キャニスター周りにシェル状に設置されたベントナイトの最も外側から，処分孔に 交差する岩盤中の割れ目へ ・処分孔頂部の破砕岩/ベントナイト埋戻し材から，坑道底盤下の岩盤損傷領域へ ・坑道内の埋戻し材から，坑道周辺岩盤，または損傷領域へ ・坑道に沿って，そして岩石圏中 坑道沿いの経路では，レファレンスケースにおいて，核種は最初のトンネル区画から 直接に岩盤圏に放出される保守的な仮定がなされている。 ニアフィールドモデルから岩石圏への４つの核種移行ルートが仮定されている。 ・キャニスター周りのベントナイトから，処分孔に交差する岩盤中の割れ目へ ・処分孔頂部の埋戻し材から，坑道底盤下の岩盤損傷領域へ ・坑道内から，坑道周辺岩盤，または損傷領域へ ・坑道に沿って，そして岩盤中 坑道沿いの移流，分散による核種移行のモデル化も可能であるが，レファレンスケー スにおいては，核種は最初のトンネル区画から直接岩石圏に放出されると保守的に設定 −167− JNC TJ8400 2003-022 されている。その他３つのルートによる移行は，ニアフィールドから岩盤中への総放出 量として合計され，岩盤中における核種移行解析のインプットとされる。 坑道および処分孔の上部は，破砕した岩とベントナイトの混合材料で埋め戻される。 混合材は，ベントナイトの配合率がサイト条件に合わせて調整され，例えば，塩水環境 下では 30％であるのに対し，塩分を含まない地下水環境下では 10∼15％の配合率が計 画されている。サイトの局所的なスケールにおける地下水流動シミュレーションでは， ２次元断面で処分場が等方的な透水量係数 5×10-8 m2 /s をもつものとしてモデル化さ れた。この仮定は，埋戻し後の坑道と，その周辺の岩盤損傷領域の水理特性を考慮した ものである。一般に，坑道内部やその周囲，また処分孔上部を通じた地下水流れのモデ ル化は，概念上の不確実性およびパラメータの不確実性を有する。その不確実性は，以 下の項目に関連する。 ・母岩，損傷領域，埋戻し材の絶対的および相対的透水係数 ・動水勾配と坑道方向の関係 ・坑道に交差する破砕帯の影響 ・埋戻し材，シール材の長期特性 (ⅷ) イギリス 英国においては，閉鎖後の性能評価に関する重要パラメータ取得に向けた地下水流動 モデリングへのアプローチとして，２次元多孔質連続体モデルが用いられた。この２次 元多孔質連続体モデルでは，岩盤緩み域が明白にモデル化された。この扱いにおける重 要な要素は，岩盤緩み域の広がりと水理特性の設定である。岩盤緩み域は空洞（vault） から約 8m の広がり（おおよそ空洞直径の半分，または，空洞直径が用いられた）を持 つものとされた。この岩盤緩み域領域における有効透過率（局所スケール）の空洞軸方 向の成分は健全母岩におけるそれより 2 オーダー大きいものと設定され，鉛直成分は変 化しないものとされた。 当初，この方法は一般の岩盤としては過大評価につながるとの観点で保守的な扱いと 見られた。その後，これは Aspo 地下研究所の ZEDEX プロジェクトで得られた結果か ら検証された。 重要な性能評価パラメータ（空洞を通過する地下水フラックスと地表への移行時間） の有効透過率への感度を判断するため，地下水モデリングについて「偏った調査（bias audit） 」が公式に実施された。パラメータは岩盤緩み域の透過率に対する感度が高いと の結果は得られなかったが，もし岩盤緩み域が岩盤中にかなりの広がりをもつモデル化 であれば，明らかに処分空洞を通過する地下水フラックスは違うものであったろう。興 味深いことに，数値計算によると，岩盤緩み域は，処分空洞内の廃棄体から地下水を遠 くそらす働きをするように見える。したがって，核種移行の危険性が過小評価されてい ないことを裏付けるにあたっては，空洞周りの岩盤緩み域を広がりと水理特性で定義す ることは保守的でない可能性がある。 −168− JNC TJ8400 2003-022 （2）堆積岩サイト (ⅰ) ベルギー 低品質シーリングシナリオ（poor-sealing scenario）は，主要坑道とアクセス立坑が十 分にシールされず，核種の選択的移行経路を提供し，主要坑道及びアクセス立坑の透水 係数が Boom 粘土より数オーダー大きくなるとの仮定を立てている。このとき，坑道は 地下水を泥質体に排水する巨大な濾過材のように振る舞い，坑道及び立坑を通じた移流 を促す。濾過の効果を一層強めるため，このシナリオはさらに Boom 粘土中の動水勾配 を逆転させるとの仮定をたてた。これまで実施された低質シーリングシナリオによる影 響評価によると，このシナリオは重要な影響を持つべきものでない，と示された。Boom 粘土の低透水性により処分場に流入する地下水が限られているため，シールが不十分な 主要坑道中の移流による核種移行は極端に制限されたままである。このシナリオの起こ り得る可能性は，処分場閉鎖段階におけるセーフティカルチャーと厳格な品質保証方針 を確実にすることにより，大きく低減される。 (ⅱ) フランス−IPSN 粘土系岩盤は，フランスにおける放射性廃棄物処分の一つの有力な候補である。SPA プロジェクトでは，処分場サイトはパリ盆地の主な特徴を反映しているが，特定のサイ トに対応しているわけではない。仮想的な処分場エリアは，パリ盆地の南端，167m の Toarcian/Domerian 粘土層に位置する。パリ盆地は沈降作用による海底堆積層から成る が，これらの層はほぼ水平と考えられ，幾分か露頭に連続しており，中心部は新しく形 成され，外周部は最も古い典型的な同心リング状を示している。これは，水理地質的に は，浸透性の高い層，帯水層，不浸透性の層，非透水半帯水層（aquitard）が交互に並 ぶ複雑な系となる。Toarcian と Callovo-Oxfordian 粘土層が，処分の有力候補層である。 しかし外観の特徴は空間的（水平，鉛直的とも）に変化する。その上にある帯水層（流 速約 0.03 m/y）の勾配が非常に小さく，鉛直方向の地下水の流れは約 2×10-5 m/y と考 えられている。Toarcian/Domerian 粘土層を通じた移行は，基本的に，その下の Trias 層からその上の Bajocian 層に向けた上向き流れである。 −169− JNC TJ8400 2003-022 4.3.2 安全評価における埋戻し部の位置付け ここでは，埋戻しに関する各国のコンセプトや研究プロジェクト，安全評価における位 置付けなどを整理する。 処分場地下坑道周辺の岩盤緩み域の発達は，ニアフィールドにおいて地下水流れや核種 移行を変化させる可能性があり，坑道埋戻しを考慮するにあたっては特に重要である。し たがって，岩盤緩み域の力学，水理特性を連成した定量評価は，性能評価との関連をもつ。 結晶質岩系岩盤サイトにおける緩衝材（または埋戻し材）としてベントナイトの水理，力 学，化学，熱，微生物の挙動の様子について，数多くの研究・試験が実施され，詳細に検 討されてきた。堆積岩サイトの研究用に FoCa 膨潤粘土，岩塩サイトの研究用に粉砕され た岩塩（crushed salt）について，その性能や自己修復特性を評価する研究が現在進められ ているところである。一般に，埋戻し材の主要な目的は，以下の役割を果たすことである。 ・応力集中を低減し，空洞を力学的に支えること。これによりバリアとしての母岩が 破壊されるのを防ぐこと ・立坑や水平坑道に沿った処分場への地下水の流入，処分場内の地下水（または塩水） の流出，さらに放射性核種の移行を防ぐ（流量や移行量を低減させる）こと ・溶解度制限によって，核種の移行量を低減するため，また地下水（塩水）の集中に よる押出しを最小限にとどめるため，間隙体積を小さく保つこと ・溶解度が小さく高い吸着性の核種にとって化学的に良好な環境を与えること ・核種が吸着（収着）する対象として，高い容量（能力）を提供すること 通例として，様々なタイプの埋戻し，すなわち - 特定の位置においては止水性をもつ埋戻し - 廃棄体の定置室（処分孔など）においては力学的・化学的に最適化された埋戻し - 処分施設の他の部位においては力学的に好ましい埋戻し などが求められる。ただし，透気性が小さい場合には，ガスの発生によりガス圧が非 常に大きくなる可能性があり，岩塩や粘土など透気性の小さい母岩では，最適化された 埋戻し材を直接的に危うくする可能性がある。 研究プロジェクトのうち，特に埋戻しや閉鎖の状況を取り扱ったもの，例えば BACCHUS RESEAL（粘土），BAMBUS（岩塩），FEBEX（花崗岩）は性能評価に関 連する課題に強い影響をもつと思われる。 （1）結晶質岩サイト (ⅰ) カナダ トンネルシーリング性能試験は，国際協力体制で実施されている主要なプロジェクト であり，実規模で坑道埋戻しに関する技術を実証する試験である。カナダだけでなく， 日本，フランス，アメリカから技術者が参加している。２つのプラグ，すなわち一方は 低発熱高性能コンクリート（LHHPC） ，他方は高圧縮の砂混じりベントナイトが，URL −170− JNC TJ8400 2003-022 の楕円形トンネルに設置された。このシーリング材（プラグ）は，ニアフィールド母岩 や埋戻し後の坑道を通じた地下水流れを遮るため，また埋戻し材のみの場合よりも高い シーリング性能を提供するために設計された。このシーリング材（プラグ）は，埋戻し 材に含まれる膨潤性の粘土材料を拘束し，シール（閉鎖）された廃棄体の定置室 （emplacement room）を，処分場の閉鎖前段階においては埋め戻されないアクセスル ートから隔てるものである。試験坑道の楕円形状およびトンネルの方向（最小主応力方 向に平行）は，坑道周辺の応力，損傷とも mine-by 試験のものより大きくないことを意 味している。 (ⅱ) フィンランド POSIVA では，埋戻し，シーリング材料に関して以下の三つの代案が検討されている。 ① 破砕した岩とベントナイトの混合材料の締め固め材料 ② 天然の混合層粘土（例えば，Friedland 粘土） ③「区分化した」コンセプト，すなわち，大部分は破砕した岩で埋戻し，坑道に沿い の移行経路や岩盤緩み域は耐久性を有するプラグで遮断する ① 破砕岩とベントナイトの混合材料 オリジナルの KBS-3 の概念では，埋戻し材は，破砕された岩と 10∼30％のベントナ イトから成り，ベントナイトの比率は，処分坑道の上方部分で高く，埋戻し材は，原位 置での締め固めが計画されていた。オルキルオトにおいて，アクセスルートの上部埋戻 しに，そのような材料が使用される可能性がある。しかし，35g/l もの塩分濃度をもつ 地下水環境下では，破砕岩とベントナイトの原位置の締め固めは，うまく機能しない（膨 潤性能および低透水性において）ように考えられる。 ②天然の混合粘土層 天然の混合粘土層，例えば北ドイツ産の Friedland 粘土は，純粋ベントナイトよりも 膨潤性能が小さいが低価格であり，破砕岩/ベントナイト混合材料の代わりに使用される 可能性がある。Friedland 粘土の一つの大きな利点は，その性能が，地下水の塩分濃度 に大きく影響されない点である。 ③ 区分コンセプト 区分化された埋戻しの概念では，坑道の大部分は破砕した岩で埋め戻される。坑道や 岩盤緩み域に沿った移行経路は，不透水性で耐久性に富むプラグによって遮られる。高 圧縮ベントナイトブロックから成るプラグの試設計を図 4.3-1 に示す。Ｖ-型の切り込み が岩盤緩み域沿いの流れと移行を遮る。切り込みおよびプラグのサイズと形は，岩盤緩 み域の浸透経路を効果的に遮断するため十分長く，かつ安定的構造となるよう，岩盤の 特性，埋戻し材からの支持，閉鎖前の水理的条件，応力状態によって調整されなければ ならない。締め固めベントナイトが破砕岩へ浸入し目減りすることは，最適化された粒 −171− JNC TJ8400 2003-022 子配合によるフィルター材料の層により，防ぐことが可能と考えられる。類似のフィル ター層が，処分孔のベントナイトの上部に設置される可能性がある。高圧縮性ベントナ イトから成る高耐久性プラグは，各処分坑道の入口で制作される。また，坑道の端部で は，岩盤中の動水勾配が“絶縁体中の導体”効果により激しく増大する可能性があるこ とから，より小規模のプラグが処分坑道の端部にも設置されるかも知れない。 S m a ll b e n to n ite b lo c k s C ru sh e d ro c k F ilte r m a te ria l B e n to n ite b lo c k s F ilte r m a te ria l C ru sh e d ro c k 図 4.3-1 破砕岩で埋戻された坑道における高圧締め固めベントナイトプラグの予備設計 セメント質材料からの高アルカリ間隙水は，ベントナイト緩衝材の性能に影響を及ぼ す可能性がある。現行の室内実験では，モンモリロナイトの格子変化や破壊について， 明確な証拠は得られていない。高 pH 液のベントナイト緩衝材への影響が不確実性をも つため，POSIVA は廃棄体定置坑に大量のコンクリートを用いることに対して慎重であ る。もし，このようなコンクリート構造が操業期間にトンネルに必要とされるなら，種々 の異なるタイプのコンクリートがベントナイトにどう影響を与えるか，詳細に検討され るであろう。必要であれば，閉鎖段階で処分場を埋め戻す前に，定置孔周辺のコンクリ ート構造を撤去する準備がなされるべきである，という意見もある。 (ⅲ) スウェーデン 岩盤緩み域をシールするため，坑道壁面から放射線状に削孔された長さ 1.0∼1.2m， 計 350 本のボアホールからセメントグラウトを注入する試験が実施された。岩盤緩み域 の透水性をみるため，グラウチングに続いてマクロフロー試験が繰り返し実施された。 驚くべきことに，全体系における透水性には変化のないことが分かった。それに続く掘 削によると，岩盤緩み域内の亀裂には，ほとんどグラウト材が浸透していないことが示 された。このことは，発破による破片により亀裂が遮られていたこと，または，発破に より発生したトンネルに並行する亀裂の存在（トンネル壁面から 0.1∼0.2m の範囲）に より亀裂をグラウトできない可能性など，が原因として考えられる。耐硫酸塩ポルトラ ンドセメント（SPRPC） ，シリカヒューム，コンクリート流動化剤及び水から成る高性 能グラウトの形態と長期性能パラメータの概念モデルを開発するため，いくつかの室内 試験が実施された。これらの試験は，グラウトの長期的特性に対するコンクリート流動 化剤の影響を見極める目的をもつ。新しい高性能材料に関する知見を深めるため，さら に数学モデルへのインプットを提供するため，特に材料の透水性と空隙率の関係が決定 された。材料特性の概念モデルを改良するための固−液反応過程の詳細を得る目的で， −172− JNC TJ8400 2003-022 さらに数学モデルによる予測と比較するため，浸出試験が実施された。 トンネルや岩盤大空洞の掘削により引き起こされる岩盤の力学特性，水理特性の変化 は，ときとして，重要な部位の埋戻しや封鎖といった形による是正措置を必要とする可 能性がある。このような措置は，以下のような手法により水理的移行経路を制限するこ とが目的である。 ・トンネルの埋戻し ・トンネル周囲の損傷領域における移行経路を制限すること ・処分エリアを，生物圏に近い，もしくは生物圏に直接通じている破砕帯やその他の 高透水性の構造から水理的に切り離すこと ・地表面に通じている立坑や斜坑に沿った移行経路を制限すること SKB の安全評価解析によると，現時点において，埋戻しは以下の３つの目的を有する とされている。 ・廃棄体キャニスター周囲の緩衝材の膨張を拘束すること ・トンネル沿いの系全体として，低透水性を確保すること ・処分場が廃棄体を隔離すべき全期間（10 万年以上）にわたり，トンネル壁面と埋戻 し材が密着した状態を確保するのに十分な膨潤圧を発生させること SKB の現時点での目標は，埋め戻された坑道全体系での透水性が，大規模亀裂の間に 存在する（大規模亀裂部を除いた）母岩と本質的に同等であり（すなわち，岩盤が“復 元”された状態），安全評価の地下水解析の観点からは，埋戻しが存在しないものと設定 できるようにすることである。 以上より，埋戻し材に求められる長期的な安全指標としては，以下の点を備えるべき である。 ・周辺岩盤の平均的な透水性を著しく超えることがないような透水性，すなわちスウ ェーデンの岩盤における典型的な条件下では，埋戻し材には 10-10 m/s オーダー程度 の透水性が求められる。 ・トンネル周辺岩盤を支持するため，トンネル頂部で少なくとも 0.1MPa の膨潤圧を 発揮すること。 ・緩衝材が膨潤した際に，トンネルにはみ出すのを防ぐこと。 （2）堆積岩サイト 粘土系岩盤のサイト，つまり柔らかい粘土や硬化した粘土岩に対しては，埋戻し・閉 鎖にあたって，まず母岩の力学的・水理的特性に関する調査・試験が必要とされる。こ うした岩盤の特徴は，透水性が小さいこと，移流速度が小さいこと，有意な ‘water-bearing feature’がない（少なくとも稀な）ことである。こうした岩盤におい て，汚染物質の移行に関わるバリアとして重要な点は，相対的な可塑性と相まって，工 学的バリアシステムの設計（岩盤自身が可能な限り元の状態に戻ろうとする自己修復特 性を補完するかたち）を促進することである。岩盤緩み域の水理的連続性を遮断する立 坑トンネルの閉鎖システムとともに，埋戻しを適切に設計することにより，工学的バリ −173− JNC TJ8400 2003-022 アシステムを実現しなければならない。 粘土岩の自己シール特性や可塑性は，水平坑道，立坑，斜坑の岩盤緩み域を通じた透 水経路を効果的に解消するシーリングシステムを設計する機会を与える。例えば，トン ネル中の短い区間において覆工材料を全て撤去し，母岩よりも透水係数の小さいベント ナイトを設置することも考えられる。 (ⅰ) ベルギー ブームクレイ（Boom clay）における処分概念は，可塑性のある粘土系岩盤を母岩とす る処分坑道の設計において，重要な検討材料を例示する。このような岩盤においては， トンネル壁面の変形を抑えるために高強度の支保（コンクリート又は鋼）を掘削直後に 設置しなければならない。 (a) 埋戻し 埋戻しを頑丈に設計するという基本方針は，埋戻し材の存在が，処分場システムの地 盤力学上の安定性や熱の放散に寄与するほか，全体としての安全性にも貢献する見込み があると想定されていることによる。したがって，この点に関し，埋戻し材には以下の 点が期待される。 ・水密性容器の腐食を制限するのに好ましい地下水化学環境を創出すること ・廃棄体物質の浸出を制限するのに好ましい地下水化学環境を創出すること ・嫌気性腐食，放射性分解，有機化合物の微生物分解により発生したガスの除去に役 立つこと ・ニアフィールドに放射性核種を保持し，閉じ込めること ガラス固化された廃棄体や使用済み燃料を埋設する処分空洞の埋戻し材料には，埋戻 し材を通じて効率的に熱が移動できるように十分高い熱伝導性が要求される。現在検討 中の材料は，FoCa 粘土（パリ盆地の Fourges-Cahaignes 地方で採取されるベントナイ ト系粘土）をベースとした混合材料である。混合材料の重量百分率は，60％が FoCa 粘 土，35％が砂，5％が黒鉛である。砂を混合することにより，トータルの膨潤量が低減さ れ，埋戻し材周辺の部位が過渡に圧縮されるのを防ぐことが可能となる。黒鉛は，混合 材料の熱伝導率を 1.5W/mK から 4.0W/mk に増加させるために用いられる。さらに，ガ ラス原料を添加することにより，ガラス固化体の溶解速度を低減することが可能と考え られる。連絡坑道，主要坑道，アクセス立坑の埋戻し材料は，力学的安定性を確保し， 周辺母岩との化学的相性を最適なものにする変形性や流動性（レオロジー的挙動）を持 たなければならない。砂と FoCa 粘土の混合材料は，一つのオプションであると見込ま れる。 (b) シーリング シーリング材料は，核種の放出を遅延させ，広げる点で，重要な役割を果たすことが −174− JNC TJ8400 2003-022 求められる。現在分析・検討されているものは，FoCa 膨潤粘土から製造されたペレット と粉末の混合材料である。1996 年に開始された RESEAL プロジェクトは，可塑的な粘 土における，代表スケールでのボアホール及び立坑シーリングの実証を目的とするもの である。プロジェクトの主要な目的は，ベントナイトの低透水性シールにより，地下水， ガス，核種のシール材／母岩の境界面に沿った選択的移行，および岩盤緩み域を通じた 選択的移行が回避されることを実証することである。高密度の締め固めベントナイトブ ロックが水平ボアホールの閉鎖に用いられ，それに対し粉末／ペレットの混合材料が立 坑の閉鎖に用いられた。 (c) 立坑シーリング試験 試験は，Hades 地下研究所の「実験用」立坑（直径 220cm）を閉鎖することである。 立坑の下部は，コンクリートで埋め戻された。1999 年 9 月，このコンクリートによる埋 戻しに加え，コンクリート支保が撤去され，シーリングシステムが設置された。シール 材料は，締め固め後 1.6g/cm3 の平均密度が得られるような割合で，高密度（2g/cm3 以上） の FoCa 粘土にペレット FoCa 粘土粉末を混合した材料から成る。初期の 60cm の締め 固めには，特に RESEAL プロジェクト用に設計された工業用圧縮機械が使用された。完 全飽和状態では，混合材料はシール位置の深度における地盤応力に等しい膨潤圧を発生 すると期待される。粘土シールの厚さは 224cm であった。粘土シールの上端と下端は， 樹脂の層により水密性と気密性が保たれた。鉄筋コンクリート，アンカーコンクリート によるシーリングシステムが，立坑シーリングの上部で適用された。 (d) 自己シール研究 掘削により生じる亀裂と関連して透水係数は変化するが，その透水係数は，可塑性を もつ粘土では，自己修復性により「回復される」傾向にある。数々の観察（HADES 地 下研究施設における小口径立坑周辺の透水係数を大規模に測定した結果に裏付けられ た）によると，自己修復の過程は，掘削後の比較的早い段階で起こることが示された。 これらの観察結果を確認するため，多くの研究が以下の目的で立ち上げられた。 ・２本目の立坑掘削，及び連絡坑道中の chamber 掘削開始により影響を受ける領域の集 中と広がりを評価すること ・損傷領域において，透水係数の初期状態が回復することの確認 ・割れ目や亀裂の起源（掘削そのものによる発生か，または既存の不連続面が動いたも のか）を確証すること ・２本目の立坑建設中に計測された水圧低下の解釈 ・粘土と黄鉄鉱の酸化による二次的な擾乱の評価 ・地層処分場周辺のような地下環境条件下における，粘土の自己修復特性を決定付ける 事象に対して，より深い理解を得ること。 (ⅱ) スイス −175− JNC TJ8400 2003-022 Mont Terri の Opalinus 粘土母岩は，横方向に等方的，約 50∼70％の粘土鉱物を含む 過圧密の頁岩として特徴付けられている。岩盤の地盤工学的特性は，含水量に大きく依 存する。含水量が小さいと強度が高く脆性的であるが，含水量が大きくなるにしたがっ て徐々に強度が低下し，延性的な挙動を示す。透水係数の増加は，トンネル周辺の領域 （つまり岩盤緩み域）での応力再分配，および超過応力に誘因された亀裂にのみ観察さ れる。坑道掘削に誘因された亀裂の自己修復特性を調査するため，二つの試験サイトが 選ばれた。一方はトンネル壁面から 0.7m に単独の亀裂が存在するサイト，他方は，岩 盤緩み域中に亀裂ネットワークを有するサイトである。どちらの亀裂系も，不飽和状態 であり，最飽和させるために異なる成分の２種類の水が用いられた。単独亀裂の透水量 係数は，およそ１年以内に１オーダー低下（1E-9 m2/s）した。亀裂ネットワークの透水 量係数は，110 日以内に，約 5E-7 m2/s から 1E-8 m2/s に低下した。 （3）安全評価における取扱い ここでは，近年の性能評価において，どのように埋戻し材が取り扱われているか述べ る。 ほとんどの評価において，処分場の立坑，坑道，調査孔では低透水性のシーリング材 料を用いるものとされている。シーリングは，処分場の様々な部位や，坑道に交差する 高透水性の構造（すなわち，高透水性の断層や亀裂）を水理的に隔離することを目的と して，立坑やアクセス坑の計画上重要な位置に施される。これらシールには，その効果 や，特に長期健全性に対する不確実性が存在すると考えられる。仮に，立坑や坑道のシ ールが劣化し，効果がなくなった場合には，立坑，坑道とそれらに沿った岩盤緩み域は， 地下水や汚染物質の移行に対して，乱されていない健全母岩よりも高透水性の移行経路 を与える可能性が懸念される。 埋戻し材（または緩衝材）と母岩の透水係数の対比により，どちらの経路が性能評価 上重要視されるべき因子であるかが位置付けられる。粘土を埋戻し材として用いる結晶 質岩系岩盤における処分システムでは，移行経路は，概ねキャニスターから母岩までの 粘土を通じた最も短い経路となる。粘土系の埋戻し材が設置される粘土系岩盤の処分シ ステムでは，埋戻し材は，母岩よりも大きな透水性をもつ可能性が見込まれる。このこ とは，処分場の坑道を選択的経路とすることにより，移行時間の短縮をもたらす可能性 がある。 埋戻し材の化学特性は，一般に二つのパラメータ，すなわち核種の溶解度と分配係数 （Kd）に代表される。処分場閉鎖後の長期間にわたる各段階に，これら二つのパラメー タに異なる値を設定することによって，処分場ニアフィールドで予想される化学条件の 変化を反映させる試みが多くなされている。基本的な水理地質特性，すなわち間隙率， 浸透率，透水性は一般に，長期にわたって一定であるとみなされる。粘土系の埋戻し材 の密度や膨潤圧といった力学特性は，適当な透水係数や拡散係数を選択することにより， 間接的に性能評価に含まれる。性能評価シミュレーションでは，クリープモデルを明確 −176− JNC TJ8400 2003-022 に取り入れている。 SKB の安全評価上の埋戻し材の取扱いに関するワークショップから得られた主要な結 論は，以下の通りである。 ・性能評価における埋め戻し後の坑道の取扱いは，埋戻し材による連続的な埋戻しに よる場合と，プラグやシール材を用いた埋戻しによる場合について相対的な利点を 再調査することが必要である。後者は，単調な埋戻しよりも，核種移行をより効果 的に抑制する可能性がある。 ・結晶質岩における節理の長期的な変質，粘土系岩盤における自己修復性は，埋戻し 材やプラグなどのシール材と母岩との密着性を維持するのに貢献する可能性がある。 ・膨潤性の粘土や粘土／破砕岩の混合材といったトンネルシーリング材の性能に対す る地下水の塩分濃度の影響については，さらに詳しく調査する必要がある。 ・性能評価モデルにおける埋戻し材をより正当に評価するため，いくつか残されてい る技術的な不確実性を究明すること，および埋戻し材料に関する研究と性能評価の インターフェースを向上させることを目的とした継続的な尽力が必要である。 ・坑道周辺領域の３次元ディスクリートフラクチャーモデルは，岩盤緩み域の異方的 特徴や水みちとしての横方向の連絡性に関する知見を提供しうる可能性がある。 ・微小振動データによると，熱的影響後の期間（2000 年程度以降） ，岩盤緩み域中の 亀裂の進展を抑制するためには，比較的小さな埋戻し材の圧力（100kPa 以下）があ れば十分であることを示唆している。この，もしかすると重要な観察結果について， 一般的な妥当性を確認するためにさらなる研究が求められる。 (ⅰ) 結晶質岩におけるシーリング，埋戻し 性能評価研究は，結晶質岩サイトの処分場における安全性に貢献する点において，ベ ントナイトによる埋戻しが重要な役割をもつことを明快に実証した。 (a) カナダ 立坑及びトンネルのシーリングの破壊は，地下水モデルにより検討されている。立坑 のシーリング（横坑，立坑の埋戻し材も）の破壊が，地下水モデルと（埋戻し材の浸透 率を７オーダー上げての）粒子追跡調査により，シミュレートされている。地下坑道か ら地表までの地下水移行時間への影響は，比較的重要にならないことが明らかになった。 粒子が立坑を地表まで上昇するケースは，非常に極端なケース，すなわち廃棄体を定置 しない領域（waste exclusion zone）を設けず，地下空洞は全て破砕岩だけで埋め戻すと 仮定した場合にしか起きないことが計算で示された。したがって，立坑や坑道のシーリ ングの破壊により見込まれる影響は，地下水流速に変化をもたせた設定により，ある程 度起こりそうなシミュレーションに取り込むことができると考えられる。 −177− JNC TJ8400 2003-022 (b) スウェーデンおよびフィンランド 埋戻し材の性能評価における POSIVA の取扱いは，埋戻し後の坑道が水みちとなる可 能性を考慮に入れているものの，本質的に SKB と同様である。 例えば，トンネル断面中に高透水性材料と低透水性材料を組み合わせることにより， 断面全てを単一に埋め戻す方法より，低コストで全体的な透水性を低減することができ る可能性がある。透水性の破砕帯は建設中に確認されるものであるから，例えば，全て の坑道断面を画一的に埋め戻す方法よりも，これらの破砕帯のシーリングに対して特別 注意を払うことにより，局所的な水みちへの経路を最小限に抑える方が効果的であると 考えられる。POSIVA が重要視している課題は，塩分濃度の高い地下水における埋戻し 材の性能である。 (ⅱ) 粘土系岩盤におけるシーリング，埋戻し 粘土系岩盤サイトの埋戻しに必要とされる重要な機能を，実現性，建設安全性，頑健 性といった課題も考慮して表 4.3-1 にまとめる。この表では，廃棄体定置坑道（岩盤緩 み域含む）が，低透水性で比較的単一な水理特性をもつ健全母岩領域の中に“孤立した” 状態となるよう，その端部で効果的にシーリングされるものと仮定されている。粘土の 自己修復特性および可塑性の粘土母岩は，岩盤緩み域を通じた移行経路を排除した立坑 や坑道のシーリングシステム設計に資する。例えば，坑道の短い区間で支保材料を全て 撤去し，母岩よりも透水性の低いベントナイトを設置することが可能である。粘土を母 岩とするケースでは，岩盤緩み域を 1m 程度掘削して劣化した岩盤を取り除き，適度の 膨潤圧（5MPa 程度）を発揮するベントナイトを充填すれば，岩盤緩み域の水理的連続 性を低減するのに十分であると考えられる。 埋戻しの役割の一つは，閉鎖後において，空洞が存在することにより生じる深刻な岩 盤の力学的損傷が生じないように防護することである。それに必要な機能は，坑道内側 への変形に抵抗し，岩盤緩み域中の亀裂の進展を抑えるために十分な膨潤性能である。 周辺岩盤の過渡なクリープ変形は，岩盤緩み域の幅を増加させるとともに，その透水係 数を増加させる可能性がある。Opalinus 粘土は自己修復性の確認が重要であり，安全性 を立証する上で必要である。 −178− JNC TJ8400 2003-022 表 4.3-1 粘土系岩盤サイトにおける埋戻し材に求められる役割と機能 埋戻しの役割 必要な機能 キャニスターを定位置に設 実際的で安全かつ低コ 置するための安定性を提供 ストの埋戻し材設置作 する 業 長期間にわたってキャニス 十分な強度とクリープ ターを支持し，その位置を への抵抗力，緩衝材の応 保持させるとともに，キャ 力に対する十分な緩衝 ニスターにかかる応力を一 性を備えること 備考 様にすること 空洞の存在による閉鎖後の 坑道の内側への変形や 周辺岩盤の過渡の変形（クリー 有意な力学的損傷から岩盤 岩盤緩み域中の亀裂の プ）は，岩盤緩み域の幅と透水性 を保護すること 進展を抑えるために十 を増加させる可能性がある。. 分な膨潤性能 廃棄体容器の健全性と核種 低透水性，自己シール 拡散支配の環境を与えること， の放出率低減，保有に好ま 性，埋戻し材中に有害な 処分場システムを通じた水みち しい化学環境及び地下水流 成分がないこと，または の発達を抑えること，好ましい地 れの制限により，長期にわ それのキャニスターへ 化学環境による核種の不動／遅 たって水理的に好ましい状 の移動を抑制する能力 延 高い吸着性能 埋戻し中の遅延は，線量の減少に 況を作ること 核種の吸着を促進すること 大いに貢献する。ただし，その貢 献度は母岩中の遅延効果よりも 小さい 廃棄体及びキャニスターを 必要とされる熱伝導率 許容温度以下に維持するこ 許容最大温度はサイト固有であ る（キャニスターの材質等） と 周辺岩盤を熱的悪影響から 必要とされる埋戻し材 Opalinus 粘土を用いた設計研究 保護すること 厚さと熱伝導率 では，母岩内の温度は（過去に受 けた最大温度である）90℃を超え なかった。これは，本質的ではな いにせよ，安全性の議論を簡単化 するものである −179− JNC TJ8400 2003-022 4.4 支保工の取扱いについて これまで既往の安全評価関連研究では，吹付け・覆工コンクリートを始めとする支保構 造等が考慮されていない。支保が設置されれば閉鎖時に撤去するのが前提とされている。 しかし，現実的にどのような支保構造や補助工法，防排水工が適用され得るかは詳細に明 示されておらず，処分場における支保工の撤去方法，実現可能性については未検討と判断 される。 4.4.1 支保工の現実的な仕様の整理 現実的に支保工や防排水工等が実際の処分場建設時に適用され得るか検討するため，一 般に適用されている道路トンネルや鉄道トンネルの事例や設計基準を参考に，以下の観点 から整理し，処分坑道周辺の支保構造の仕様を例示する。 ・支保構造 ・防排水工 ・補助工法 (1) 支保構造 支保構造は，掘削したトンネルを安定に保つために設けられる構造物の一部であり， 施工を安全に能率よく行えるものであるとともに，トンネルの長期にわたる共用に対し て，十分な信頼性を有するものでなければならない。支保構造を構成する部材としては 吹付けコンクリート，ロックボルト，鋼アーチ支保鋼及び覆工などがあり，各々の特徴 をいかして，地山条件に最も適合するように単独または組み合わせて用いる。 トンネルの内空の保持は，支保構造と地山とが一体になって達成されるので常に地山 と支保構造との相互作用を考える必要がある。また，トンネルの掘削に伴う地山の挙動 は地山の強度，節理などの不連続面の状態，地山の物性とトンネルを掘削する場所の応 力状態によって異なり，トンネルの施工順序や形状によっても複雑に変化する。トンネ ルの支保構造は各支保工部材を地山の挙動を勘案し，最も効果的な安定効果が得られる よう組み合わせ，施工順序や施工時期も含めて総合的に地山条件に適合したものとする ことが一般的である。 (ⅰ) 支保構造の選定と標準支保パターン 支保構造を構成する部材は，それぞれの特徴を生かして組み合わせ，トンネルの条件 に最も適したものとすることが必要であり，支保工の選定にあたっては，地山の挙動を 把握することが重要である。一般的に，トンネルの設計はサイドごとの地質に応じて設 計することが望ましく，トンネル支保設計では，掘削による応力の解放に伴う応力再配 分と支保効果との相互関係を解析することが基本となる。しかし，掘削しようとする地 点の地山条件（応力状態，地山の構造，節理などの不連続面の分布，力学特性など）を 正確に把握することは困難であり，適合する支保の設計を詳細に対応させることは非常 に困難となる。また，解析上の制約条件として，地山の不連続性や支保部材の適切なモ −180− JNC TJ8400 2003-022 デル化など難しい課題が存在するため，現在の山岳トンネルの設計においては，経験的 な手法や標準設計を適用する設計手法が用いられていることが多い。 例えば，日本道路公団の指針では，表 4.4-1 に示すように当初設計においては類似した 地山をトンネル施工時の挙動の特徴によって大まかに４つの岩石グループ（硬質塊状岩 盤，中硬質軟質塊状岩盤，中硬質層状岩盤，軟質層状岩盤）に分類し，さらに岩石グル ープごとにトンネル施工時の挙動に応じた地山等級（B，CⅠ，CⅡ，DⅠ，DⅡ）に詳 細分類し，標準支保パターンとの対応付けがなされている（「日本道路公団設計指針」よ り）。 各地山等級に対応する支保構造の具体的な適用範囲を図 4.4-1 に示す。これに基づく２ 車線トンネルの標準支保パターンを表 4.4-2 に示す。 −181− JNC TJ8400 2003-022 表 4.4-1 地山等級（JH） 地 山 岩 等級 種 弾性波速度(Vp km/s) 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 6.0 地山判定基準 地山強度 比 a b A c c 観察 ハンマー打撃による 割れ方 掘削後の状態 亀裂間 隔(cm) 切羽の自立性 内空変位 量(mm) − 微小 − ・ 岩質は新鮮で堅硬であるが割れ目は比較的少ない コア採取率はおおむね 70％ ・ 岩質はかなり堅硬であっても風化作用のため多少変 以上で大岩片状∼短柱状∼ 9０∼ 質した傾向が認められる 棒状を示し、コアの長さがお 80 ・ 岩質は堅硬であるがその層状をなす岩で層理あるい おむね 10∼20cm であるが、 は片理が認められ、その面に沿って割れやすいもの 5cm 前後のものもみられる。 ・ 水による劣化は少ない 微小 a b コアの状態 地質状態 (地質調査の成果または掘削面の状態) RQD (％) コア採取率はおおむね 90％ ハンマーが跳ね返る。 以上で完全な柱状を呈し、ほ ・ 岩質は非常に堅硬勝つ新鮮なもので大塊状を呈し、 80 以 強く叩いてかろうじ 100∼50 ・自立状態は非常によく長期に緩む ぼ 20cm 以上の長さを有す 割れ目がほとんどなく連続して安定している 上 て割れ、新鮮な面で割 以上 ことはない ・ 水による劣化はない る。細片はほとんど含まない れる 状態のもの。 d1 B ボーリングコア d1 ハンマーで強く叩け ば割れるが、ほとんど が亀裂あるいは節理 70∼30 等に沿って比較的大 きく割れる ・ 鏡面は自立、素掘面に局部的に 肌落ちが見られるが、おおむね 安定 ・ 局部的に緩んだ箇所は部分的 に支保を有する地山 ・ 緩み高さ 1.5∼3.0m a b Ⅰ c d1 d2 4 以上 a b Ⅱ − c d1 d2 ・ 鏡面は自立する ・ 素掘面は発破後直ちにクラウ ン部に吹付けが必要となる地 山 − ・ 風化作用を受けて岩石に変質を起こしているもの コア採取率は 40∼70％で亀 で、岩質が多少軟らかくなる 裂が多く、また砕けやすいた ・ 岩質は比較的堅硬であっても亀裂が細かく入ってい めに小さくなり、5cm 以下の 70 ∼ て、その間隙には薄い粘土が存在するもの 細片が多量に取れる状態の 20 ・ 層理の顕著な岩で非常に薄く割れやすいもの もの。原形復元困難∼不可 ・ 幅の狭い小断層を挟むもの 能。 ・ 水による劣化は少ない 4 以上 ハンマーで容易に割 れる。 亀裂面等に沿って比 50 程度 較的小片にわれ、むし 以下 ろ亀裂以外の面では ・ 鏡面は自立する 割ることが困難であ ・ 素掘面は天端付近で肌落ちし、 る 先受け支保工が必要となる地 山 ・ 緩み高さ 2.0∼4.0m 50 以下 a b Ⅰ c 4∼2 ・ d1 d2 e D 2 以上 a b Ⅱ c d1 コア採取率は低下しおおむ ・ ね 40％以下となることが多 20 程 く、コアは細片状となるが、 度 以 ・ 時には角礫まじり砂状ある 下 いは粘土状となるもの ・ ・ 2∼1 ハンマーで容易に崩 著しい風化作用を受け、一部には既に土壌化した部 れる 分がみられ中には多少硬い部分が残っている程度に 岩は脆く、指先で容易 に割れる 軟質で脆いもの 割れ目が極めて多いもので亀裂以外のいかなる部分 からでも容易に削ることができるもの 粘土化のあまり進んでいない破砕帯で、粘性土と細 片状の岩片の混合した状態になっていて、幾分硬い ところも含まれているもの 土砂・崖錐等 水により鏡が軟弱化する場合は DⅡ d2 a b E d1 60 以下 − ・ 鏡面は肌落ちが著しい ・ 素掘面は側方からの押し出し がある ・ 塑性範囲または緩み高さ 3.0∼ 6.0m 200 以下 − ・ 鏡面は押し出しを生じ、顕著な ものは崩壊する ・ 素掘面は周圧的な押し出しを 生ずる ・ 塑性範囲＞7.0m 400 以下 ハンマーのわずかな 打撃によって崩れる ハンマーの先が突き 刺さる e c − ・ 鏡面・素掘面とも肌落ちが著し い場合と側方から若干の押し 出しがある場合がある ・ 塑性範囲または緩み高さ 3.0m ∼6.0m 1 以下 − − ・ 著しい変圧･周圧をともなうような、かなり幅を有す る粘土化が著しい断層、破砕帯や大きな崖錐地帯等 ・ 水による劣化が著しく軟弱化を生ずる d2 e 注：1)岩種 a：変成岩（千枚岩、石墨片岩、珪質石墨片岩、石英片岩、緑色片岩、片麻岩、蛇紋岩、ホルンフェルス等） 深成岩（斑れい岩、橄欖岩等） b：古生層および中生層（粘板岩、砂岩および礫岩、硬砂岩、石灰岩、珪岩、輝緑凝灰岩等） c：火山岩（石英粗面岩、安山岩、玄武岩等） 脈 岩（花崗斑岩、輝緑岩等） 深成岩（花崗岩、閃緑岩等） 2)ボーリングコアの状態、RQD、亀裂間隔は、岩種 a、b、c、d1 に適用する。 d：第三紀層および下部洪積層（泥岩、頁岩、珪質頁岩、砂岩および礫岩、凝灰岩、凝灰角礫岩等） ただし、新鮮な岩石試料の一軸圧縮強度（qu）200kgf/cm2 を基準として d1、d2、に細分する。 d1：qu≧200kgf/cm2 d2：qu＜200kgf/cm2 e：上部洪積層（ロームおよび粘土、火山砕屑物） 、沖積層（崖錐、表土等） −182− JNC TJ8400 2003-022 地山等級 番 支保構造の種類 号 B C C Ⅰ Ⅱ D Ⅰ D Ⅱ 地山の自立性が比較 吹付けコンクリート ロックボルト ① 適用条件と特性 的良好な地山に適する 鋼アーチ支保工によ って緩み荷重を直接支 吹付けコンクリート ② える。 あるいは吹付けコ ロックボルト ンクリートに靭性を与 鋼アーチ支保工 える 掘削時の変位は小さ ①の支保構造と ③ いが， 長期的安定性が損 インバート われる恐れがある場合 ②の支保構造と ④ 掘削時の変位が大き インバート い場合 図 4.4-1 地山等級に対応する支保構造の範囲 表 4.4-2 2 車線トンネルの標準支保パターン表 長 さ (m) 施工間隔(m) 周方 延 長 向 方向 地 山 等級 支保パ ターン B B-a 2.0 3.0 1.5 2.0 CⅠ CⅠ-a CⅡ-a CⅡ-b DⅠ-a DⅠ-b 1.5 3.0 1.2 3.0 1.5 1.5 1.5 1.5 1.2 1.2 1.0 1.0 1.0 以下 3.0 4.0 1.2 1.0 4.0 1.2 1.0 以 下 CⅡ DⅠ DⅡ DⅡ-a 吹付け コンク 鋼アーチ支保工 リート 覆工厚(cm) イン バー ト 変形 余裕 (cm) 上半サ イズ 下半サ イズ ア ー チ ・ 側壁 − − 30 0 0 − − H125 − − − 30 (40) 0 30 (40) 0 上下半 15 H125 H125 30 45 0 上下半 20 H150 H150 30 50 10 施 工 範囲 厚 さ (cm) 上 半 5 120° 上半 10 上下半 10 掘 削 工法 補助ベンチ付き全断面 工法または上半工法 ロックボルト 標準 １掘 進長 (m) 支保パターンの a,b の区分は以下による。 ａ：基本的に全ての岩種に適用する標準支保パターン ｂ：当初設計において，粘板岩，黒色片岩，泥岩，頁岩，凝灰岩等のうち，トンネル掘 削にともなう変位が大きくなると予想される場合のみ適用する。 なお，インバートの（ ）は，第三紀泥岩，凝灰岩，蛇紋岩等の粘性土岩や風化結晶片 岩，温泉余土などに適用する。 −183− JNC TJ8400 2003-022 (ⅱ) 各支保構造の効果と特徴 各支保部材の効果と特徴の概要を以下に示す。 (a) 吹付けコンクリート 吹付けコンクリートは，地山を掘削終了後に地山に対してセメント，細骨材，粗骨材， 急結剤，水などの吹付け材料を圧送し，ノズルから圧縮空気により高速噴射することに よって地山と密着させて支持しようとするものである（表 4.4-3 参照） 。 表 4.4-3 吹付けコンクリートの作用効果 吹付けコンクリートの作用効果 概念図 ①岩盤との付着力，せん断抵抗のよる支保効果 吹付けコンクリートと岩盤の付着力により，吹付けコンクリー トに作用する外力を地山に分散させ，またトンネル周辺の割れ目 や亀裂にせん断抵抗を与え，キーブロックを保持し抜け落ちを防 止し，グラウンドアーチをトンネル壁面近くに形成させる。割れ 目の多い硬岩等に作用効果が大きい。 ②内圧効果，リング閉合効果 比較的厚い吹付けコンクリートが連続した１個の部材として 地山を支持することにより，地山の変形を拘束して地山に支保力 （内圧）を与え，地山を三軸応力状態に近い状態に保持して地山 の応力解放を抑制する。また，早期にインバートを敷設して断面 を仮閉合することにより，支保効果がさらに発揮される。 ③外力の配分効果 鋼アーチ支保工，あるいはロックボルトに土圧を伝達する部分 として挙動する。 ④弱層の補強効果 地山の凹みを埋め，弱層をまたいで接着することにより，応力 集中を防ぎ，弱層を補強する効果 ⑤被覆効果 掘削後，早期に壁面を被覆するため，周辺地山の風化防止，止 水，微粒子の流出防止等の効果がある。 (b) ロックボルト ロックボルトは，周辺地山を支保機能に有効に活用するための部材であり，地山と一 体となって効果を発揮することが期待されている（表 4.4-4 参照） 。 ロックボルトの設計（配置，長さ，定着方式，材質の決定）にあたっては，使用目的， 地山条件，作用効果および施工性等を考慮するが，特に地山条件の違いによる作用効果 −184− JNC TJ8400 2003-022 の相違を加味する必要がある。具体的には，節理や層理が発達した中硬岩・硬岩の場合 には，岩盤自体の強度が大きいため，応力的な問題よりも，亀裂等の力学的不連続面に おける岩塊の剥落や移動などの不安定性が問題となる。このような場合にロックボルト には，岩塊の剥落や移動を抑制し，岩盤を一体化して保持するような効果，すなわち縫 い付け効果（吊り下げ効果）や地山改良効果等が期待される。 また，強度の小さい軟岩の地山でトンネルの掘削によって周辺地山の応力が岩盤の強 度を超え，広範囲にわたって塑性化したり，比較的大きな変形が発生するような場合に は，ロックボルトによって地山の変形や塑性化を抑制したりすることによって地山の安 定化を図る必要がある。こうした場合にはロックボルトの作用効果としてアーチ形成効 果，内圧効果，地山改良効果等が期待される。 ロックボルトを吹付けコンクリートや鋼製支保工等の他の支保部材と併用する場合に は，各々の支保効果を考慮し，総合的に支保機能を評価すべきであり，ロックボルトの 作用効果を長期にわたり期待する場合には，鋼材の腐食が問題となる。一般的な地山で は，全面接着型ボルトは腐食しないものとして取り扱っている例もあるが，十分な検討 が必要である。特に，温泉余土，酸性湧水，硫酸，硫化水素の存在する地山のような強 酸性地山や海水の影響を受ける地山においては，耐腐食性の材料を用いるなどの対策が 必要である。 表 4.4-4 ロックボルトの作用効果 ロックボルトの作用効果 概念図 ①縫付け効果（吊下げ効果） 発破などで緩んだ岩塊を緩んでいない地山に固定し，落下 を防止しようとするもので，最も単純な効果である。割れ目 の発達した地山において，吹付けコンクリートと併用すると 効果がある。 ②はり形成効果 トンネル周辺の層をなしている地山は，層理面で分離して 重ねばりとして挙動するが，ロックボルトによって層間を締 め付けると，層理間でのせん断応力の伝達が可能となり，合 成ばりとして挙動させる効果が生じる。 ③内圧効果 ロックボルトの引張力に相当する力が内圧としてトンネル 壁面に作用する。これにより，トンネル近傍の地山を三軸応 力状態に保つことが可能となる。これは，圧縮試験時におけ る拘束圧の増大と同じような意味を持ち，地山の強度あるい は耐荷強度の低下を防ぐ作用となる。 −185− JNC TJ8400 2003-022 ④アーチ形成効果 ロックボルトによる内圧効果のため，耐荷能力の高まった トンネル周辺の地山は，一様に変形することによって地山ア ーチを形成する。 ⑤地山改良効果 地山内にロックボルトが挿入されていると，地山自身の有 するせん断抵抗力が増大し，地山が降伏した場合でも残留強 度が増す。このような現象は，ロックボルトにより地山の強 度特性が改善されたということになる。 (c) 鋼製支保工 鋼製支保工は吹付けコンクリート，ロックボルト等とともにトンネルの安定を保つ支 保部材であり，想定される作用荷重に耐える強度を有するように使用鋼材，建込み間隔 などを決定し，他の支保部材と一体となって支保機能を有効に発揮させる必要がある。 1) 役割 鋼製支保工の使用目的は，トンネル断面の形状と大きさ，切羽の自立性，土圧の大き さなどによって異なるが，以下のとおりである。 ① 吹付けコンクリートの補強 吹付けコンクリートは，初期材令時には変形係数が小さいために変形しやすく，強 度も小さいため地山条件によっては鋼アーチ支保工を用いて，吹付けコンクリートと 一体化し，支保の剛性，強度を増加させることがある。 ② 地山切羽の早期安定 鋼製支保工は建込みと同時に十分な強度を有した支保部材となるため，切羽自立時 間の短い土砂地山や割れ目の発達した地山では，吹付けコンクリートあるいはロック ボルトよりも所要の強度発現が早い。しかし，建込み時に地山との間に間隙が生じて いるため，この間隙のブロッキングまたは吹付けコンクリートによる充填をすみやか に行わないと，切羽の早期安定の効果がなくなるので注意が必要である。 ③ フォアポーリング等の支点 切羽の自立性が悪い地山では，切羽前方地盤を事前に支持するため，フォアポーリ ング（異形棒鋼，鋼管及び鋼矢板等）を用いた補助工法を行う場合がある。図 4.4-2 に示すような場合には，フォアポーリングの支点として鋼アーチ支保工が必要である。 −186− JNC TJ8400 2003-022 鋼製支保工の背面よりの施工 孔あき鋼製支保工での施工 図 4.4-2 先打ちボルトの支点としての使用例 鋼製支保工の使用にあたっては，サイクルタイムあるいは余掘りが増大することや， 吹付けコンクリートの施工性が悪くなりがちで，吹付けコンクリートのシェルを分断 する場合がある，さらに余掘りが大きい場合は，鋼アーチ支保工と地山との間隙が大 きくなり，吹付けコンクリートの余吹き量が増加する等の問題点がある。 2) 形状 鋼製支保工の形状には図 4.4-3 に示すようなものがあり，形状や寸法の決定にあたって は，地山の荷重や掘削工法などを十分に考慮に入れたうえで，強度的に弱点となる継手 部をできるだけ少なくするよう設計する必要がある。 (1)上半部のみ （半円形） (2)上･下半部 （馬蹄形） (3)全周 （インバートつき馬蹄形） (4)全周 （円形） 図 4.4-3 鋼製支保工の各種形状 (d) 覆工 覆工は前述した支保工とは異なり， 2 次覆工は化粧巻という考え方がとられている。 しかしながら，吹付けコンクリート及びロックボルト等の永久構造物としての信頼性 が未だ確認されていないこともあり，一般にトンネル構造物として最終的な安全を保証 するものとして覆工が設けられる。覆工の役割を述べると次のものがある。 ①トンネルが吹付けコンクリートやロックボルトにより安定した状態にある場合に は，地震や交通振動等の外力，トンネル完成後の地下水の回復に伴う地山の物性 変化や支持力低下，各種支保部材の長期間使用による材料劣化に伴う支持力の低 −187− JNC TJ8400 2003-022 下，等に対して構造物の安全性を高める ②ロックボルトや吹付けコンクリートのみでは地山の変形を収束させ，安定な状態 に保つことができない場合には覆工にも荷重を分担させ（圧効果を与え） ，トンネ ルの安定を保つ。 ③トンネル側面からの湧水に対する止水機能やトンネル側面に設置される種々の内 装品の取付け用としての機能を果たす (2)防水工・排水工 覆工に水密なコンクリートを用いても，打ち継ぎ目や亀裂からの漏水を完全に止める ことは不可能である。覆工に漏れが生じると，凍害による覆工の劣化，冬季のつららの 発生，架線･通信･電気などの内部設備の機能と耐久性の低下など多くの問題が発生する。 これらの障害を防止するためには適切な防水工を行わなければならない。NATM では吹 付けコンクリートを下地として連続した全面防水工が施工でき，覆工も全面で打設する ことから，優れた漏水防止効果が得られる。さらに防水工は前述した覆工のひび割れ防 止効果も期待することができる（図 4.4-4 参照） 。 −188− JNC TJ8400 2003-022 防水工 覆工防水工（吹付けコンクリート面に設ける防水シート、 防水被膜など） A（覆工防水工の下部端末としてトンネル両側 裏面排水工 の縦断方向に設ける排水工） B（集中的な湧水箇所において、吹付けコンク リート面に設ける排水工） 横断排水工（トンネル横断方向に設け 防・排水工 防水工 路盤排水工 る路盤下の排水工） 中央排水工（トンネルセンター付近に 設ける路盤下の排水工） 路側排水工 円型水路、等 清掃用ます 湧水処理工（吹付けコンクリートを施工する場合の事前の湧水処理工） 図 4.4-4 防･排水工の区分 図 4.4-5 防・排水工の呼称 (3)補助工法 亀裂の多い地山，破砕された地山，膨張性軟岩地山や土砂地山では，天端部の肌落ち･ 崩落，鏡部の崩壊が発生し，掘削後切羽の安定が充分確保できない場合がある。このよ うな状況では施工の安全性が損なわれ，滞水土砂地山や被圧水を有する地山では，流砂 現象や突発的な出水により地山の崩壊や土砂流出が起こる可能性が高い。地山からの湧 水は，少量であっても吹付けコンクリートの付着性を低下させるため，吹付けコンクリ ートを洗い流したり，剥離させたり，リバウンド量･急結材混入率が多くなる等施工を困 難にする原因となる。さらに，ロックボルトの定着力も湧水により低下するため，支保 −189− JNC TJ8400 2003-022 効果が低減することになる。このように，NATM では湧水が施工に及ぼす影響が大きい。 したがって，地山の状況や湧水によって施工が困難になる場合や支保効果が低減する場 合には，施工を安全かつスムーズにそして効率的に進めるために適切な補助工法を併用 することが必要となる（図 4.4-6 参照） 。 ―注入式フォアパイリング 補助工法 ―斜め打ちロックボルト、 鉄筋(フォアパイリング)、鋼管パイプ ―ミニ・パイプルーフ ―天端部の安定 ―鋼矢板・鉄矢木 ―メッセル 特殊工法 ―パイプルーフ ―凍結工法 ―切羽の安定 ―(屈伸スパンの短縮) ―鏡止めロックボルト 補助工法 ―鏡止め吹付けコンクリート ―薬液注入工法 ―鏡部の安定 ―垂直縫地ボルト 補助工法 ―(リングカット) ―(切羽傾斜) 特 ―止水壁･･･地中壁、コラムジェット ―止水･遮水 法 ―圧気工法 殊 工 ―薬液注入工法･･･セメント、L.W、薬液等 ―凍結工法 ―湧水処理 ―水抜きボーリング ―水抜きトンネル ―排水工法 ―ディープウェル ―ウェルポイント （ ）は必ずしも補助工法に含まれないが、切羽安定の手段として随時使用されている 図 4.4-6 補助工法の種類 −190− JNC TJ8400 2003-022 (4)処分坑道の支保工の現実的な仕様の例示 前項（1）∼（3）で支保構造，防排水工，補助工法の特徴を整理したが，ここでは， 処分坑道の支保工の現実的な仕様を例示するにあたり，日本道路公団による地山等級に 対応した支保構造の範囲（図 4.4-1），２車線道路トンネルの標準支保パターン（表 4.4-2）， などを参考にした（「日本道路公団設計指針」より）。 なお，処分坑道の仕様は「地層処分研究開発第 2 次とりまとめ」に順じた。 −191− JNC TJ8400 2003-022 (ⅰ) 結晶質岩，竪置き方式の例 支保構造として吹付けコンクリートとロックボルトを考慮する。 ロックボルト（L=3000） 吹付けコンクリート（t=50） 埋め戻し材 排水溝 岩盤 ゆるみ域 緩衝材 ロックボルト（L=3000） 岩盤 ゆるみ域 吹付けコンクリート 埋め戻し材 ゆるみ域 廃棄体 岩盤 図 4.4-7 現実的な支保構造の例（結晶質岩，竪置き方式） −192− JNC TJ8400 2003-022 (ⅱ) 堆積岩，竪置き方式の例 支保工として，吹付けコンクリート，金網，ロックボルト，鋼アーチ支保，覆工コン クリート，インバートコンクリートを考慮する。 ロックボルト（L=4000） 吹付けコンクリート（t=200） 金網 覆工コンクリート（t=300） 埋め戻し材 排水シート インバートコンクリート 岩盤 ゆるみ域 吹付けコンクリート 金網 緩衝材 排水シート 覆工コンクリート 岩盤 ロックボルト（L=4000） 鋼アーチ支保（H150） ゆるみ域 吹付けコンクリート,金網 排水シート 覆工コンクリート 埋め戻し材 インバートコンクリート 覆工コンクリート ゆるみ域 廃棄体 岩盤 図 4.4-8 現実的な支保構造の例（堆積岩，竪置き方式） −193− JNC TJ8400 2003-022 4.4.2 支保工撤去の現実的な可能性について (1) 支保工撤去に関わる検討課題 支保構造として用いた覆工コンクリートや鋼材は，長期的にはセメント成分の溶出や 鋼製材料の腐食により，処分場の安全性能に対して悪影響を及ぼす可能性が考えられる ため，埋戻し時には撤去するのが望ましいと考えられている。しかし，支保構造は，坑 道掘削後の周辺岩盤の変形や応力の流れの変化に伴い，岩盤からの荷重を周辺岩盤と分 担して受け持つこと，数十年後の処分場閉鎖段階では，緩み域に相当する岩荷重が全て 支保構造に作用している可能性があることから，撤去しようとすれば崩落や肌落ちの発 生などのきわめて厳しい状況が予想される。 そのため，処分場における支保工撤去の検討にあたっては，まず，処分場の総合的な 安全性を担保する上で，支保工撤去が本当に必要であるかどうかについて性能評価の観 点から検討することが重要である。その検討の中で，撤去する場合にはすべてを撤去す べきなのか，あるいは部分的（例えばプラグ部のみ）に撤去すればよいのか，コンクリ ートは撤去し鋼材は残した場合はどうか，処分坑道はすべて撤去するが他の坑道は撤去 しなくてもよいか，撤去する必要のある範囲は限定できないかなど，十分な検討がなさ れなければならない。その上で支保工撤去が必要であると判断された場合には，撤去工 法の検討に加えて，撤去にかかる工程・費用の課題に対して，撤去を考えなくてもよい 処分場の考え方・設計（新しい覆工材料の開発・採用）が可能かどうかの検討も重要と なる。 ここではまず，少なくともプラグ設置箇所については，その止水性能確保の観点から 支保工の撤去が必要と判断されることを考慮し，支保工撤去の事例収集を中心に検討す ることとした。 (2)支保工撤去工事の事例 JICST のキーワード検索により，類似工事の事例を収集した。その結果を表 4.4.2-1 に示す。支保工を撤去した事例は少なく，さらに周辺岩盤に損傷を与えないように考慮 した工法となると，非常に限定される。プラグ設置部の覆工撤去技術としては，その工 法として，ウォータージェット，もしくはウォータージェットに研磨剤を混入した工法 （アブレイシブジェット）などが考えられる。 −194− JNC TJ8400 2003-022 表 4.4-5 支保工の撤去事例 No. 工事名 1 青 函 ト ン ネ ル 青函トンネル トンネル名 場所 工期 青森県東津軽郡 1984. 5 （竜飛）定点１ ∼ 発注者 施工 撤去工法 定点（トンネル内で列車火災が生じ 覆工コンクリート アブレイシブジェット（ウォータ 建設公団 た場合の避難対策としての緊急停 ジェットの噴流水に研磨剤を混合 車場）の工事にあたり，本坑の既設 したもの）によりコンクリートの コンクリートを取り壊して分岐坑 縁切り→分割発破 or ラバースプリ を設ける。 ッターによる取り壊し 安 房 ト ン ネ ル 安房トンネル 長野県南安曇郡 1996. 9 建設省 中ノ湯工区工 安曇村中ノ湯 鹿島 坑口の迂回（本設トンネル切換えの ための）分岐工事 ∼ 1997.12 事 3 撤去した支保部材 日 本 鉄 道 鹿島 1985. 8 2 工事概要（撤去の目的） 九州自動車道 肥後トンネル 肥後トンネル 熊本県球磨郡山 日 本 道 路 熊谷，間 既設作業坑（１期線の避難坑）を本 鋼アーチ支保，ロックボルト， 発破，ブレーカー 江村大字万江 公団 JV 坑（２期線）に拡幅するための工事 金網，鉄矢板，木矢板，底盤コ ンクリート，２次覆工コンクリ で支保を撤去 南工事 ート，吹付けコンクリート，U 字溝など 4 口径 50 粍中 中原送水管 原送水管布設 替工事その１ 仙台市青葉区八 1993. 7 仙 台 市 水 鹿島 老朽化の激しい既設トンネル（φ 巻き立てコンクリート 機械による取り壊し，補助工法と 幡七丁目地内 道局 500 の送水管）を撤去し，新送水管 して薬液注入（ウレタン）を採用 ∼ 1995. 6 を布設 −195− 備考 JNC TJ8400 2003-022 4.5 性能評価を総合的に検証するための原位置試験計画 4.5.1 概要 (1)本検討の位置付け 高レベル廃棄物の地層処分は時系列的に次の順に進められる。 ①処分予定地の選定 ②処分場サイトの特性調査･処分技術の実証 ③処分場の設計･安全審査 ④処分場の建設･操業･埋戻し ⑤処分場の閉鎖 これらの内で④が地下の作業になり，実際にこれらを実施するまえにその方法の妥当 性を確認しておく必要がある。④のうち建設(掘削)については，これまでに多数の類似工 事が経験されているが，操業・埋戻しについては，実績が見当たらない。さらに埋戻し については，技術の適用性が処分サイトの地質条件に支配されるため，処分サイトとし て可能性のある地質環境に対し，埋戻し技術の適用性を示す必要がある。 (2)処分場の安全確保における埋戻しの位置付け 掘削された立坑・坑道をそのまま放置しておく場合，以下の懸念がある。 ①バリア機能に有意な影響を及ぼす可能性がある。 地圧により，立坑・坑道の力学的安全性が減少する。 立坑・坑道が核種の卓越移行経路になる。 ②地下施設と生物圏を直結する通路になり，不用意に人間が接近する可能性がある。 このため，処分場の安全性を確保するうえで，埋戻し部を適切に処置しておくことは 重要である。処分場の安全性に影響する可能性のある重要事象としては次の 2 ケースが 想定される。 ①アクセス立坑を通じて地上へ核種が移行するケース ②坑道から断層破砕帯を通して地上へ核種が移行するケース これらに対する対応の基本的な考え方を整理すると以下のようになる。 坑道またはアクセス立坑において，核種移行遅延性能が周辺岩盤と同等以上であれば， 問題はない。 核種移行遅延性能が周辺岩盤より劣る場合，核種がアクセス立坑または断層破砕帯を 通じて地上へ移行するケースに対し，処分場の安全性を確認する必要がある。 4.5.2 技術開発項目 シーリングシステムは，地層処分システムの性能を支配する重要な構成要素であるが， まだ具体的な仕様が確定されていない。仕様・施工法を確定するためには，以下の開発が 必要である。 ①掘削影響領域の調査・評価技術の開発 ②要素技術の開発 −196− JNC TJ8400 2003-022 ③設計手法の開発 ④性能評価手法の開発 さらに，開発された技術は原位置で実証する必要がある。 わが国の高レベル廃棄物処分のサイトはまだ決まっておらず，候補地の地質として結晶 質岩と堆積岩が挙げられている。そのため，これらの地質に対してシーリングシステムを 確立しておく必要がある。現在，結晶質岩に対してはカナダ，マニトバ州の州都ウィニペ グの北東約 100km に位置する AECL・URL の地下 420m の坑道を利用して原位置試験(ト ンネルシーリング性能試験)を実施中である。一方，堆積岩に対しては，まだ世界的にも原 位置試験は実施されておらず，わが国では現在計画中の幌延深地層研究所にて実施される 予定である。 トンネルシーリング性能試験は，結晶質岩におけるシーリングシステムを検証する目的 で開始された実規模工学試験であり，カナダの AECL，日本のサイクル機構(当時動力炉・ 核燃料開発事業団)のお互いのニーズに基づき 1996 年から開始したプロジェクトである。 その後，サイクル機構，AECL に加えてフランスから放射性廃棄物管理機関（Agence nationale pour la gestin des déchets radioacts, 以下，ANDRA） ，アメリカから WIPP （Sandia national Laboratory がサポート）が参加している。 トンネルシーリング性能試験のうち，日本側のニーズに対応する部分として，サイクル 機構がこれまで検討してきたコンセプトであるベントナイトプラグが設置されており，試 験の目的を具体的に述べると以下のようになる。 ①結晶質岩に設置されたシーリングシステムの性能を検証する。 ②ベントナイトプラグを製作する技術の適用性を評価する。 ③施工されたベントナイトプラグおよび掘削影響領域を通過する地下水流動を評価する。 ④シーリングシステムの性能に影響する要因を抽出する。 4.5.3 幌延深地層研究所における原位置試験計画 幌延深地層研究所における「シーリングシステム」に関わる原位置試験は，より質の高 い成果が期待できるように，トンネルシーリング性能試験の経験とからめて計画する必要 があり，特に以下の点に注目する必要がある。 ①地質の相違，すなわち結晶質岩と堆積岩の相違によって異なる技術要素 ②上述の AECL・URL のトンネルシーリング性能試験で開発し切れなかった技術項目 具体的には，第 1 候補と考えられているシーリングシステム(トンネルシーリング性能試験 で設置したシステムと基本的な点は同じ)を設置し，堆積岩におけるシーリングシステムの有 効性を確認すること，さらにシーリングシステムを地質条件に対応させて設計，性能評価す る手法を確立することが基本となる。シーリングシステムの設計とは，プラグの形状，岩盤 への掘り込み深さ，ベントナイトの設置方法(特に頂部)，グラウト方法等を決めることであ り，性能評価とは，プラグおよび掘削影響領域を通過する地下水流動を解析的に評価するこ とである。これらの手法が確立されることによって，高レベル処分場サイトの地質条件に対 し，シーリングシステムの設計が可能になり，またその性能も概略評価することができる。 その結果，埋戻し部の性能も考慮した，処分場の安全性を評価できることになる。 −197− JNC TJ8400 2003-022 (1)掘削影響領域の調査・評価 埋戻し部の核種移行遅延性能は周辺の掘削影響領域の水理特性に支配されるため，掘 削影響領域の把握はシーリングの設計をする上においても，また，埋戻し部のシーリン グ性能を予測する上においても重要である。トンネルシーリング性能試験では掘削影響 領域の幅，分布，水理特性を把握するため，以下の 6 つの計測が実施された。このうち， 特に⑤，⑥が水理特性の把握を目的にしたものである。計測の結果，各項目で評価され ると包含した緩み領域はおおよそトンネル形状を一様に 0.5ｍ大きくした形になってい る。これに対し，原位置試験で設置したベントナイトプラグは空洞壁面から 1m 周辺岩 盤に掘り込んだ形とした。 すでにシーリングシステム全体の性能は通過する地下水量から概略評価されているが， 厳密な地下水流動の評価はしきれておらず，現在，プラグおよび掘削影響領域を通過す る地下水流動の解析的評価がトレース試験と合わせて実施されている。地下水流動が精 度よく評価されたならば，その結果から，ここで実施した下記 6 つの計測のそれぞれの ＵＲＬの地質に対する有効性の議論が可能になる。 幌延においては，地質および岩盤特性が異なることから，トンネルシーリング性能試 験での検討結果をそのまま適用することはできず，あらためてトンネルシーリング性能 試験で実施した下記計測と同じ計測を実施し幌延の地質への適用性を評価することが望 ましい。これによって，幌延の坑道掘削における緩み領域の概要が把握でき，また個々 の計測に対してもトンネルシーリング性能試験での評価と比較することが可能になる。 これらから，結晶質岩と堆積岩に対する一般的な掘削影響領域の調査・評価方法がまと まるものと考える。 ①トンネル掘削に伴うマイクロサイスミックの計測 ポアホール MS17 から MS26 での掘削により生じたマイクロサイスミック （0.1-10kHz の幅）をとらえる。計測範囲は 100,000m3 の範囲内。（結果は資料−2 参照） ベントナイトプラグ周辺の AEl から AE4 において Acoustic Emission を計測。計測範 囲はマイクロサイスミックより小さく 1,000m3 であるが，50-250kHZ のより周波数の高 い波をとらえることができる。 ②トンネル周辺岩盤内の弾性波検層 ベントナイトプラグ，コンクリートプラグ付近に放射状に各々6 本ずつ 5ｍの検層用の ボアホール（MVP Array）を掘削。それぞれにおいて Micro-Velocity Probe（Keele 大 学が開発）を用い弾性波検層を測定。 ③トンネル壁面からの屈折波探査 トンネル壁面から，ベントナイトプラグ予定位置を横切る 7 測線において弾性波屈折 波探査を実施。トンネル周辺の弾性波速度の低下傍域の把握。 ④トンネル周辺の弾性波トモグラフィー探査 ベントナイトプラグ周辺の 2 断面において P 波 S 波の弾性波トモグラフィーを実施。 ⑤トンネル周辺岩盤内の間隙水圧の測定 ポアホール HGTl から HGT9 でのパッカーシステムによる測定。空洞近傍の 1ｍ区間 −198− JNC TJ8400 2003-022 では EDA パッカー（AECL が開発）を用い，最小で 10cm の区間の間隙水圧を測定。 ⑥トンネル壁面近傍の岩盤内の透水係数の計測 トンネル壁面近傍（最短で壁面から 10cm）の岩盤内の透水係数を，Micro-Velocity -Probe で計測したものと同じボアホールを使って計測。ANDRA が開発した SEPPI Probe が用いられた。 (2)試験トンネルの形状 日本においてトンネルシーリング性能試験のような極端な偏圧のある地圧下での処分 場建設は考えにくいが，地下大深部ではこのような地圧が生じる可能性も否定はできな い。その時，掘削による周りの岩盤の損傷を少なくする方法の一つとして，トンネルシ ーリング性能試験で検討されているようなトンネル断面形状を楕円にすることも考えら れる。 (3)ベントナイトプラグの形状 トンネル形状に対し，どれだけ岩盤中にプラグの切り込みを作るかがポイントであり， 上述の掘削影響領域の評価によって決定することになるが，幌延の岩盤の場合，掘削影 響領域はトンネルシーリング性能試験の場合より大きくなる可能性が高く，2∼3m 程度 の岩盤への掘り込みが必要と予想される。その場合，プラグの設置にあたり，コンクリ ート支保工の撤去，岩盤中にプラグを切り込ませるための岩盤掘削方法等の検討が必要 である。 (4)ベントナイトプラグの製作・施工 トンネルシーリング性能試験ではベントナイトプラグを施工するために，300∼400 個 /日の能率で合計 9000 個のベントナイトブロックを製造した。ベントナイトブロックは 80×50×200mm の直方体状で，その仕様は，ベントナイト配合率 Bm=70％，乾燥密度 ρｄ =1.9t/m3 であり，重量は約 13kg である。 この方法で作られたベントナイトプラグは満足できる低透水性を有していたが，頂部 において締め固めが不十分な部分があり，ベントナイトが膨潤するまでは，この部分が 地下水の卓越移行経路になってしまった。実際の処分においては，想定される導水勾配 は小さく，また膨潤に必要な時間も十分あることから上記問題点は生じないと予想され るが，頂部のベントナイトの施工方法を改良することが望ましい。 (5)ベントナイトグラウト シーリングシステムの性能において掘削影響領域の透水性が重要であり，トンネルシ ーリング性能試験においても，このことが明らかになった。 ベントナイトの開発については，グラウト自体の性能向上とシ−リングシステムへの 適用方法の検討が必要である。前者については，グラウト材料の開発と注入方法の開発 がポイントとなる。後者については，改良を必要とする掘削影響領域の所定の場所に適 切に注入できる技術の開発が重要である。ここでは後者について述べることとする。 −199− JNC TJ8400 2003-022 トンネルシーリング性能試験で適用した方法，すなわち注入孔がトンネルから離れる 方向にレイアウトした方法では，トンネル壁面のごく近傍部の透水性は改良できないと いう点で不十分である。この問題点を改良し，プラグ周辺領域を効率的にかつ確実に改 良する方法として，図 4.5-2 に示す注入パターン１と注入パターン２の組み合わせを構 築する。 注入パターン１はプラグに対し坑道軸から離れる方向へ削孔した注入孔に対して注入 を行うのに対し，注入パターン２はプラグに対し坑道軸に近づく方向へ削孔した注入孔 に対して注入を行う。注入パターン１は拡幅部の鉛直面から注入を行うもので，前章の 適用試験で実施した注入レイアウトと同じである。注入パターン 2 は坑道埋め戻しの順 序により 2 通りの方法が想定される。注入パターン２−１はプラグ設置後，両側からの アクセスが可能な場合での注入方法で，注入パターン２−２は片側から埋め戻しが進ん できて，片側の坑道への埋め戻しが完了している場合の注入方法である。注入パターン ２−１は坑道からプラグ拡幅部へ注入孔を削孔し坑道から注入を行うもので，注入孔を プラグまで貫通させることにより水みちになる可能性が高いプラグと岩盤の境界部分へ の注入も可能になる。注入パターン２−２はアクセス可能な側への注入は注入パターン ２−１と同じであるが，既に埋め戻しが完了している側へは，拡幅部鉛直面から埋め戻 し材により充填されている坑道へ向けて注入を行う。注入孔を坑道まで貫通させること により埋め戻し部と岩盤との境界部分への注入も可能になる。これらのグラウトの注入 時には，適用試験で実施したグラウトスラリーを低濃度から高濃度へ配合切り替える注 入方法を用い，注入後は注入孔を締め固めベントナイトにより埋め戻すこととする。 プラグ周辺部へのグラウトは，上記の注入パターン１と注入パターン２を交互に組み 合わせることにより隙間無く改良できるものと考える。注入孔の本数については実際の 岩盤の状況により決定されるが，一例としてプラグ片側から注入する場合の注入パター ン１と注入パターン２の場合を示す。 (6)ベントナイトプラグ部の拡幅方法 トンネルシーリング性能試験では拡幅部の岩盤の凹凸に対し，ベントナイトの吹き付 けを用いて平滑にした上で，ベントナイトブロックを設置した。その結果，吹き付け部 分が弱点になったことはすでに述べた。この問題に対し，岩盤が理想的に平らに掘削で きたならば，ベントナイト吹き付けをしなくてもベントナイトブロックをうまく整形す ることにより岩盤とベントナイトブロックの隙間をなくすことができる。日本の岩盤を 想定した場合，亀裂も多く，きれいな掘削面を望むことは現状では困難かも知れない。 しかし，岩盤緩み域を作らずに岩盤面を平らに掘削する手法としてはウォータージェッ ト等の適用が考えられ，日本で同様の Key の拡幅を行うときは新たな掘削技術の開発が 望まれる。 (7)一般部埋戻し 一般部の埋戻しは，これまでに試験の実績も蓄積されていることから，それらの中か ら最も高品質を確保できそうでかつ合理的な方法を選択するのが望ましい。その上で， −200− JNC TJ8400 2003-022 選ばれた方法をプラグの性能試験とは別の場所で検証するのがよいと考えられる。この 視点で現在最も合理的と考えているのは，SKB が実施した「Vibratory Plate Compactor による締め固め」である。試験において留意する項目は，以下のとおりである。 ①想定している密度が一様に得られること ②隙間部も所定の密度に締め固められること 左から見た図 注入パターン１ 注入パターン２－１ 注入パターン２－２ 埋め戻し グラウト注入方向 注入孔口 図 4.5-1 注入パターン案（1） −201− 注入孔 JNC TJ8400 2003-022 注入パターン１＋注入パターン２ 注入範囲 ３次元的イメージ図 図 4.5-2 注入パターン案 (2) −202− JNC TJ8400 2003-022 両側からアクセス可能な場合 ① ⑥坑道埋め戻し ②坑道拡幅 埋め戻し ③パターン1注入 ④粘土プラグ設置 粘土プラグ ⑤パターン2-1注入 図 4.5-3 注入手順案 (1) −203− JNC TJ8400 2003-022 片側からしかアクセスできない場合 ⑥パターン2-2注入 ① ②坑道拡幅 ⑦粘土プラグ設置 粘土プラグ ③片側埋め戻し ベントナイトブロック 積み上げ 埋め戻し サポート ⑧パターン2-1注入 ④片側埋め戻し完了 埋め戻し サポート ⑨坑道埋め戻し完了 ⑤パターン1注入 埋め戻し 図 4.5-4 注入手順案 (2) −204− JNC TJ8400 2003-022 ５．おわりに 本年度の研究では，カナダ AECL におけるトンネルシーリング性能試験で昨年度までに 実施した 4MPa までの注水圧の試験に引続き，加熱の影響下における性能に関する試験を 行ったことから，①取得されるデータおよびトレーサー試験結果のデータの整理・解釈， ②トレーサー結果の数値解析に関わる技術的検討，評価，③シーリングシステム性能評価 手段構築のための情報整理，を行った。 −205−