防水型トンネルの設計法に関する研究

防水型トンネルの設計法に関する研究
防水型トンネルの設計法に関する研究
研究予算：運営費交付金（一般勘定）
研究期間：平 24～平 26
担当チーム：道路技術研究グループ（トンネル）
研究担当者：砂金伸治，淡路動太，日下敦
【要旨】
近年，環境負荷低減に対する社会的な関心の高まりと共に，地下水環境への配慮から防水型トンネルを採用す
る事例が増加してきている．本研究では，防水型トンネルの設計法に関する事例分析，水理挙動解析，覆工構造
解析を実施し，防水型トンネルにおける設計の合理性について検討を行った．その結果，地下水環境保全の要求
レベルに応じた防水型トンネルの実施タイプを選択することにより設計や施工の合理性を高めることができる可
能性を示した．また，防水型トンネルに伴う水理挙動解析では，トンネル周辺地山の透水係数が水理挙動に大き
く影響を与えるため，特に，排水―非排水区間が共存する防水型トンネルでは，区間境界部で湧水量の局所化に
対して覆工背面地下水の縦断方向への流下防止対策を検討し，
覆工背面水位の上昇を防止する必要性を示唆した．
また，防水型トンネルの覆工コンクリートの構造設計では，断面形状と設計水頭の関連性を把握し，合理的な設
計が可能となる目安を示した．
キーワード：山岳トンネル，防水型トンネル，事例分析，3 次元浸透流解析，覆工構造解析
1. はじめに
2. 研究方法
2.1 既往の防水型トンネルのデータ分析
近年，環境負荷低減に対する社会的な関心の高まり
防水型トンネルが計画された 20 事例を対象に設計
と共に，防水型トンネルを採用し，地下水環境へ配慮
しながらトンネル建設を行う事例が増加してきている．および施工に関する事例分析を行った．
標準的な山岳工法のトンネルは排水構造を持ち，周辺
の地下水位を下げて覆工コンクリートへの水圧の作用
トンネル掘削に伴って
地下水位が低下
を防止するのが一般的である（図-1(a)）
．一方，防水
型トンネルでは，トンネル掘削による地下水位低下を
抑制するために，トンネル全周をシート等の防水材で
アーチ部にのみ
防水シート設置
覆うことで非排水構造とするため，水圧の作用に対す
る覆工コンクリートの高耐力化が必要になる（図
裏面排水工
-1(b)）
．また，トンネル周辺地山の止水性を担保する
横断排水工
ために行われる補助工法等の検討も必要になる場合が
地下水を坑内に導き
排水を実施
(a) 標準型トンネル：排水構造
ある．しかし，防水型トンネルの設計は，各地域の複
雑な地質性状に大きく依存し，特殊トンネルとして事
トンネル掘削に伴う
地下水位低下を抑制
例ごとに独自の検討が進められることが多いため，統
一された考え方を示すことは難しい状況であった．こ
のため，防水型トンネルの構築を合理的に進めるため
トンネル全周に
防水シート設置
の一つの方法として，設計・施工の両面において体系
化された手法の確立が求められている．本研究では，
防水型トンネルの設計法に関する事例分析，水理挙動
地下水を導水せず
覆工に水圧が作用
解析，覆工構造解析を実施し，防水型トンネルにおけ
(b) 防水型トンネル：非排水構造
る設計の合理性について検討を行った．
図-1 標準型トンネルと防水型トンネルの違い
1
防水型トンネルの設計法に関する研究
2.1.1 施工事例の分析
す．ここでは，自由地下水面を持つ均質地山でのトン
防水型トンネルの施工事例の分析では，土被り，地
ネル掘削を想定し，トンネル延長の中央部に非排水区
山条件，設計水頭，防水型トンネルの実施形式および
間，その両側に排水区間を持つ円形トンネルの半断面
採用目的について整理を行った．防水型トンネルの実
モデルにより，3 次元浸透流解析を行った．
施形式として，地下水位低下の許容レベルに応じて，
各解析ケースにおいて設定した透水係数の一覧を表
トンネル内への導水を掘削時から低減するもの（Type
-1 に示す．地山部は比較的透水係数の高い 1.0×10-4
1：掘削時防水型と称する）1)と掘削時の地下水位の低
cm/sec に設定した．また，トンネル外周部 6 m を掘削
下は許容し，供用期間中に地下水位を回復するもの
影響域として透水係数を変化させた
（図-3）
．
ここでは，
2：掘削後防水型と称する）2)に分類して整理
トンネル掘削に伴う掘削影響域のゆるみの影響を
を行った．防水型トンネルの採用目的については，大
1.0×10-3 cm/sec と仮定し，地山改良による低透水化は
きく分けて次の 3 つに分類し整理を行った．
すなわち，
1.0×10-5 cm/sec とした．さらに，区間境界部の止水壁
生態系の保全などを目的とする自然保護型，トンネル
として，トンネル外周部 12 m を透水係数 1.0×10-6
掘削の影響圏に存在する用水等の水源の確保を目的と
cm/sec に設定した（図-3，表-1）
．
（Type
する水源保全型，そして，地下水位低下による周辺地
解析ステップとしては，はじめに初期水位をトンネ
盤の圧密沈下などによる近接構造物の変状防止を目的
ル天端から 48 m に設定し，トンネル設置面との対角
とする変状防止型である．
面を地下水供給のある水位固定境界，その他の境界面
2.1.2 覆工コンクリート設計事例
を地下水供給のない水位変動境界とした．次に，トン
一般的な山岳トンネルの覆工は，地山の挙動が安定
ネル掘削時の水位挙動を再現するため，トンネルの全
してから施工を行うことが原則であり，この場合は基
壁面を浸出面として 288 日間
（トンネル延長 720 m を
本的に覆工に力学的機能は付加させない 3)．一方，防
2.5 m/day での掘削を想定）の非定常解析を実施した．
水型トンネルでは，回復した水位が静水圧として覆工
に作用することから，基本的に RC 構造物として，骨
組構造解析等を行い，許容応力度法による断面力照査
4)が実施されている場合が多い．
本研究では内空断面積の縦横比が 0.8 未満のものを
標準形断面，0.8~1.0 のものを準円形断面，縦横比 1.0
のものを真円形断面と分類し，設計事例を比較して検
討することを試みた．ここでは，防水型トンネルの覆
図-2 解析モデル概要図
工コンクリートの設計基準強度，内空断面の断面形状
止水壁（h=12m)
ごとにアーチ部とインバート部の覆工厚および主筋の
掘削影響域（h=6m)
配筋密度に着目して整理を行った．
トンネル径
(D=11.8m)
2.2 覆工背面における地下水の縦断方向への流下防止
20m
対策の検討
2.2.1 検討概要
図-3 解析モデルトンネル部拡大図
防水型トンネルに関する水理挙動を理解するために
表-1 解析ケース一覧
は，トンネル横断方向だけでなく，縦断方向の地下水
透水係数 (cm/sec)
挙動も考慮した 3 次元的な再現手法を採用する必要が
ケース名
地山
ある．本研究では，排水区間と非排水区間が共存する
Case 1a
1.0×10 -4
Case 1b
1.0×10 -4
Case 2a
1.0×10 -4
への流下防止対策について検討を実施した．
Case 2b
1.0×10 -4
2.2.2 解析モデル
Case 3a
1.0×10 -4
防水型トンネルに着目し，単純な水理モデルを用いて
施工過程を考慮した 3 次元浸透流解析を行い，トンネ
ル近傍の透水係数や，排水―非排水区間の境界部にお
ける止水壁の影響等の整理を行い，地下水の縦断方向
本研究に用いた解析モデルの概要を図-2，図-3 に示
2
掘削影響域
(6m)
ゆるみ
1.0×10 -3
ゆるみ
1.0×10 -3
影響無
1.0×10 -4
影響無
1.0×10 -4
改良
1.0×10 -5
止水壁
(h=12m)
無
1.0×10 -4
有
1.0×10 -6
無
1.0×10 -4
有
1.0×10 -6
無
1.0×10 -4
防水型トンネルの設計法に関する研究
最終ステップでは，トンネル掘削によって水位が下が
源保全型では Type 2 の採用が多い傾向にある．
また，
った状態から，非排水区間のトンネル壁面を非浸出面
保全対象地域が限定できる場合には，トンネル延長上
に設定して非排水化を再現し，365 日間の非定常解析
の一部を非排水区間とし，残りを排水区間とすること
を行って地下水位の回復状況および坑内湧水量の経時
で設計の合理性を向上させる事例も一部で認められた．
変化を求めた．
排水区間と非排水区間が共存する場合には地形や地質
2.3 水圧に耐えることができる覆工構造の検討
の複雑性に加え，区間境界部周辺での複雑な水理挙動
が想定されるため，より慎重な検討が必要になると考
本研究では骨組構造解析を実施して，RC 構造物と
えられる．
して防水型トンネルの覆工コンクリートを設計する際
の作用水圧と断面力の基本的な挙動について検討を行
これまでに検討された防水型トンネルの実施条件に
った．また，許容応力度法による断面照査法に従い，
ついて分析した結果を図-6，図-7，図-8 に示す．防水
覆工コンクリートの基準強度，厚さ，鉄筋量の組み合
型トンネルは，土被り 1D 未満（D：トンネル掘削幅）
わせに応じた設計耐力を示す M-N 曲線を求め，設計
の未固結地山から 2D 以上の硬岩まで広い範囲で実施
．また，保全対
水圧に対する覆工設計の成立性について検討を行った．されていることが分かる（図-6，図-7）
象である設計水位についても，Type 1 と Type 2 の両
本研究で用いた骨組み構造解析は，上述した防水型
トンネルでの代表的な内空断面である標準形，準円形
Type 1 : 掘削時防水型
自然保護型
（生態系等の保護）
および真円形（図-4）のそれぞれについて，自重と水
圧を考慮し，トンネル外周部には引張側では未作動と
(a) 標準形
V/H=0.76
6
.6
=5
R1
R3=11.2
2
N=20
図-5 防水型トンネルの実施タイプと採用目的
V=11.2
V=9.52
R5=
1.5
8.4
R4=
H/2=5.6
7
1
変状防止型
（近接影響の低減） 0
R4=16.6
V=8.51
行った．
.6
=5
R1
R3=11.2
4
水源保全型
（用水等の確保）
なる非線形地盤バネを設置したモデルを用いて検討を
Type 2 : 掘削後防水型
Type 1 : 掘削時防水型
土被り
1D未満
R5
=2
.5
H/2=5.6
(b) 準円形
V/H=0.85
3
3
1～2D
H/2=5.6
(c) 真円形
V/H=1.00
Type 2 : 掘削後防水型
2
4
2
2D以上
6
D : トンネル掘削幅
図-4 骨組み構造解析に用いた内空断面諸元
N=20
図-6 土被りに関する施工実績
Type 1 : 掘削時防水型
3. 研究結果
未固結地山
3.1 既往の防水型トンネルのデータ分析
3.1.1 防水型トンネルの施工事例の分析結果
Type 2 : 掘削後防水型
4
7
3
軟～硬岩
6
図-5 に各採用目的別にみた防水型トンネルの実施
N=20
タイプの傾向を示す．Type 1 と Type 2 における覆工
図-7 地山条件に施工実績
構造は基本的に同一であるが，Type 1 では，掘削時の
Type 1 : 掘削時防水型
トンネル内への導水を抑止するために，基本的に掘削
天端＋10m未満
前に地山改良等を実施し，トンネル周辺地山の止水性
を高めるのが特徴である．一方，Type 2 では，止水注
天端＋20m未満
入工を事前に実施しないため，排水―非排水区間境界
部において，非排水区間から排水区間へのトンネル縦
天端＋20m以上
Type 2 : 掘削後防水型
3
5
1
2
3
断方向の地下水流動に対する対策が必要である．Type
6
N=20
1 は掘削時から水位低下を極力低減させるため，自然
図-8 設計水頭に関する実績
保護型や変状防止型で採用されるケースが多いが，水
3
防水型トンネルの設計法に関する研究
状を偏平に近づけて掘削断面積を小さくする試みがな
者で様々なケースが認められる（図-8）
．
されている．図-9 に各設計水圧に対して設計された典
このように，防水型トンネルは，これまでに採用目
型的な防水型トンネルの形状を示す．
的や施工条件，設計水頭などについて様々な条件下で
計画されてきており，覆工構造や防水機構，水理影響
道路トンネルにおける覆工コンクリートの設計基準
の低減方法について，多くの工夫が実施されている．
強度は基本的に 18 MPa が用いられているが，図-10
そして，地下水環境保全の要求レベルに応じた防水型
12
トンネルの実施タイプを選択することにより防水型ト
10
頻度
ンネル建設の合理性を高めることができる可能性があ
ることが分かった．
3.1.2 覆工コンクリート設計事例の分析結果
真円形
準円形
標準形
2
8
2
6
8
4
防水型トンネルの断面形状は，トンネル全周に作用
6
2
する水圧の大きさにより，インバート半径が大きな標
1
1
1
1
21 MPa
24 MPa
30 MPa
36 MPa
0
準断面では隅角部で曲げモーメントが増大するため，
断面形状をより円形に近づけ，さらにインバート部の
図-10 覆工コンクリート設計基準強度分布
耐力をアーチ部に比べて強くする必要がある．一方，
1.1
掘削断面の縦横比
完全な円形では覆工の厚さを円形近似したものよりも
薄くすることができる場合があるが，施工性の悪化や
掘削断面積が増大する．特に，道路トンネルでは，地
下鉄や導水路に比べて掘削断面積が比較的大きくなる
傾向があるため，トンネル掘削断面形状が建設コスト
に与える影響は小さくない．このため，施工の合理性
1
0.9
0.8
0.7
0.5
0
が確保出来る範囲で許容応力を満たすように，断面形
Arch : f’ck = 24 MPa
t = 400 mm
D19@200
Invert: f’ck = 24 MPa,
t = 500 mm
D22@200
設計水頭
= 3.6m
インバート部覆工
(a) 標準形: V/H < 0.8
V=10.7m
H=12.8m
断面縦横比
V/H = 0.83
設計水頭
= 25m
V=12.6m
設計水頭
= 50m
40
50
60
1000
800
600
真円形
準円形
標準形
400
200
0
アーチ部覆工
0
Arch : f’ck = 30 MPa
t = 650 mm
D16@250
Invert: f’ck = 30 MPa
t = 700 mm
D16@250
200
400
600
800
1000
アーチ覆工厚 (mm)
図-12 アーチとインバートの覆工厚の関係
10
8
(b) 準円形: 0.8 ≤ V/H <1.0
断面縦横比
V/H = 1.00
30
1200
インバート部覆工
真円形：アーチ
準円形：アーチ
標準形：アーチ
真円形：インバート
準円形：インバート
標準形：インバート
1
2
アーチ部覆工
頻度
H=12.6m
20
図-11 設計水頭と断面縦横比の関係
アーチ部覆工
断面縦横比
V/H = 0.69
10
設計水頭(m)
インバート厚 (mm)
V=9.6m
H=13.8m
真円形
準円形
標準形
0.6
Arch : f’ck = 24 MPa
t = 500 mm
D16@250
Invert: f’ck = 24 MPa
t = 500 mm
D16@250
6
1
4
2
1
1
2
3
1
4
3
0
インバート部覆工
1
1
1
1
3
1
1
1
3
1
(c) 真円形: V/H=1.0
図-9 防水型トンネル覆工の設計事例
図-13 覆工コンクリートの主筋配筋密度の分布
4
防水型トンネルの設計法に関する研究
に示すように防水型トンネルでは，多くのケースで 24
排水―非排水境界周辺部はトンネル中心方向に向かう
～30 MPa が用いられている．
横断方向の地下水と非排水区間から排水区間に向かう
縦断方向の地下水の両者が集中する状態になっている
道路トンネルにおいて設計された覆工構造に関する
設計水頭と断面縦横比の関係を図-11 に示す．設計実
と考えられる．
績からは，断面縦横比 0.8 未満の標準形断面で設計さ
3.2.2 地下水位と坑内湧水量の経時変化
れたトンネルでは，設計水頭の最大は 20 m 程度であ
止水壁が無い場合の非排水区間中心位置における地
る．また，設計水頭が 50 m に達する所では，トンネ
下水位の経時変化を図-15 に，坑内湧水量の経時変化
ル形状は完全な円形として設計されているが，それ以
を図-16 に示す．掘削影響域を高透水化した Case 1a
下の設計水頭では断面縦横比も一つのパラメータとし
および地山と同等とした Case 2a では，掘削後速やか
て経済的なトンネル形状の検討が行われていることが
に地下水位がトンネル底盤部まで低下している（図
分かる．
-15）
．一方，坑内湧水量は掘削初期には高い値を示す
防水型トンネルの覆工コンクリートのアーチ部とイ
が，水位の低下と共に速やかに低下して，ほぼ定常状
ンバート部の部材厚の関係を図-12 に示す．一般の道
態となっている（図-16）
．
路トンネルの覆工厚は通常部においては 30cm が標準
トンネル掘削後 288 日でトンネル中心部を非排水化
であるが，防水型トンネルでは，より部材厚を厚くす
すると，すべてのケースで非排水区間の地下水位が上
ることで高耐力化を実現していることが分かる．真円
昇に転じ，一年程度で，回復水位は定常状態に近い挙
形断面では，アーチ部とインバート部の厚さは同一で
動を示している（図-15）
．坑内湧水量はトンネルの非
ある一方で，断面形状がより偏平でインバート部の曲
排水化に伴って即座に低下し，その後は顕著な変動を
率半径が大きくなるものでは，インバート部の部材厚
示さない（図-16）
．このように，本解析で再現した排
をより厚くすることで許容応力を満たす設計が行われ
水－非排水区間が共存するトンネルでは，排水区間の
ていることが分かる．
坑内湧水が定常的に存在するため，非排水区間の水位
主筋の配筋密度に関する設計実績を図-13 に示す．
は初期水位の高さまでは完全に回復しない結果となっ
この図に示されているように，より高い設計水頭に対
ている．
一方，掘削影響域の透水係数を 1.0×10-5 cm/sec に低
して設計が行われている準円形断面のインバート部で
より配筋密度が高くなる傾向が認められる．
下させた Case 3a では，掘削後の地下水位の低下速度
3.2 覆工背面における地下水の縦断方向への流下防止
は緩やかで，288 日後でも地下水位はトンネルの高さ
対策の検討結果
まで低下していない（図-15）
．また，排水区間におけ
3.2.1 トンネル周辺の全水頭分布と地下水流向
る地下水位（図-15 の点線）は，非排水化一年経過後
各解析ケースの結果を代表し，Case 1a における全
でもトンネルの高さまで低下しない結果となった．一
水頭分布図を図-14 に示す．非排水区間では非排水区
方，坑内湧水量は低い値で変動も小さく安定した挙動
間の中心から排水区間への縦断方向の地下水流動を示
を示している（図-16）
．
す動水勾配が顕著である．一方，排水区間では縦断面
以上のように，地下水位と坑内湧水量の経時変化に
と横断面（B 断面）の両者でトンネル中心方向に向か
着目すると，地山の透水係数が 1.0×10-4 cm/sec では，
う地下水流動を示す動水勾配が顕著で，とくにトンネ
トンネル掘削やトンネルの非排水化等に対して水理挙
ル壁面近傍で勾配が大きくなっている．したがって，
動は敏感に応答して速やかに水位変動が生じるが，掘
A
【トンネル中心縦断図】
B
削影響域を 1.0×10-5 cm/sec 程度まで低下させること
全水頭
G.L.～ (m)
により，水理挙動は著しく緩慢になる可能性を示唆す
-60
-65
水位線
る結果となった．
-70
3.2.3 排水―非排水区間境界部の水理挙動
-75
排水区間
非排水区間
【非排水区間（A断面）横断図】
排水区間
【排水区間（B断面）横断図】
-80
止水壁設置の有無を比較した各ケースにおける非排
-85
-90
水化 1 年後の縦断方向の地下水位分布を図-17 に示す．
-95
-100
掘削影響域を高透水化した Case 1a では，他のケース
-105
水位線
水位線
トンネル
-110
トンネル
に比べて非排水区間全体で地下水位が低いが，Case
-115
1a に止水壁を設置した Case 1b では，Case 2a とほぼ
-120
図-14 全水頭分布図（Case 1a）
同程度まで非排水区間の地下水位が回復している（図
5
防水型トンネルの設計法に関する研究
-17）
．つまり，トンネル周辺に高透水帯ができている
場合でも，止水壁の構築により非排水区間から排水区
間への地下水流動が抑制され，ゆるみ域形成に伴う水
位の低下を軽減できる可能性があることを示している．
ただし，Case 2a に止水壁を設置した Case 2b では回
復水位の高さに顕著な差は認められないことから，基
本的な回復水位の高さが止水壁の高さを超えている場
合には，止水壁による回復水位向上への効果は小さい
ことを示唆している（図-17）
．一方，掘削影響域を低
透水化した Case 3a では，排水区間でも水位はトンネ
ルの高さまで低下しておらず，それに伴って非排水区
図-15 非排水区間中心部の地下水位の経時変
間の水位は，その他のケースに比べて高い位置にある
と考えられる．
トンネル坑内への区間湧水量（トンネル延長方向の
単位長さあたりのトンネル壁面流入量，L/min/m）の
縦断方向分布図を図-18 に示す．止水壁が設置されて
いない Case 1a および Case 2a では排水―非排水区間
境界部で区間湧水量がピークを示し，特に掘削影響域
を高透水化させた Case 1a で区間湧水量の局所化が顕
著である．一方，止水壁を設置した Case 1b および
Case 2b では，排水―非排水区間境界部近傍で区間湧
図-16 坑内湧水量における経時変化
水量が大きくなるものの，止水壁のないケースに比べ
て，区間湧水量の局所化は顕著ではない（図-18）
．こ
の結果は，止水壁の設置により，非排水区間から排水
区間への縦断方向の地下水流動が抑制され，区間境界
部での湧水の局所化が緩和された可能性を示している．
本解析で得られた Case 1a の区間湧水量の最大値約
6 L/min/m は，50 m ピッチの横断排水工を想定する
と，約 300 L/min の湧水量が一箇所に集まる規模に相
当している．このため，排水―非排水区間境界部の近
傍では，区間湧水量の局所化に見合った導水処理を検
討することで，排水区間における覆工背面の地下水位
上昇を防止し，覆工に水圧を作用させない配慮が必要
図-17 非排水化 1 年後の地下水位分布
になると考えられる．
3.3 水圧に耐えることができる覆工構造の検討結果
3.3.1 断面形状ごとの設計水圧に対する断面力分布
図-19 に覆工厚を 600 mm とした時の標準形，準円
形および真円形断面の各地盤反力係数における水圧と
断面力分布の関係を示す．図中には，解析を行った全
断面位置の曲げモーメントと軸力の関係を示している．
また，図中の赤破線はコンクリート設計基準強度 30
N/mm2，主筋 D25 で 125 mm ピッチの複鉄筋構造と
した時の断面力が許容応力度内となる限界位置を示し
ている．
図-18 非排水化 1 年後の区間湧水量分布
6
防水型トンネルの設計法に関する研究
地盤反力係数 [MN/m3]
50
20
-6,000
＋40m
-4,000
＋30m
＋20m
-3,000
＋10m
-2,000
天端＋0m
-1,000
＋40m
-4,000
-3,000
0
＋20m
-2,000
＋10m
-1,000
天端＋0m
0
＋50m
-4,000
＋40m
＋30m
-3,000
-2,000
天端＋0m
0
＋40m
＋30m
-3,000
＋30m
＋20m
-2,000
＋10m
天端＋0m
-1,000
0
1,000 2,000 3,000
曲げモーメント M [kNm]
＋20m
＋10m
-2,000
天端＋0m
0
1,000 2,000 3,000
曲げモーメント M [kNm]
-6,000
30N-D25@125
-5,000
＋50m
-4,000
＋40m
-3,000
＋30m
＋20m
-2,000
＋10m
天端＋0m
-1,000
0
-3,000 -2,000 -1,000
0
1,000 2,000 3,000
曲げモーメント M [kNm]
軸力 N [kN]
＋40m
-3,000
0
-3,000 -2,000 -1,000
＋50m
-4,000
30N-D25@125
＋50m
30N-D25@125
0
-3,000 -2,000 -1,000
1,000 2,000 3,000
-5,000
-4,000
1,000 2,000 3,000
-5,000
-1,000
-6,000
30N-D25@125
0
曲げモーメント M [kNm]
曲げモーメント M [kNm]
軸力 N [kN]
軸力 N [kN]
1.00
＋20m
＋10m
0
-3,000 -2,000 -1,000
-5,000
V/H=
天端＋0m
-6,000
-1,000
1,000 2,000 3,000
＋10m
-2,000
0
-3,000 -2,000 -1,000
1,000 2,000 3,000
-5,000
曲げモーメント M [kNm]
-6,000
0
軸力 N [kN]
＋30m
-3,000
軸力 N [kN]
軸力 N [kN]
＋40m
0
-3,000 -2,000 -1,000
-3,000
30N-D25@125
-4,000
＋30m
＋20m
-1,000
-6,000
＋50m
＋40m
-4,000
曲げモーメント M [kNm]
30N-D25@125
-5,000
真円形
天端＋0m
0
-3,000 -2,000 -1,000
1,000 2,000 3,000
-6,000
0.85
＋10m
-2,000
曲げモーメント M [kNm]
V/H=
＋30m
＋20m
＋50m
-5,000
-1,000
0
-3,000 -2,000 -1,000
準円形
30N-D25@125
＋50m
-5,000
軸力 N [kN]
軸力 N [kN]
0.76
30N-D25@125
＋50m
-5,000
V/H=
軸力 N [kN]
30N-D25@125
標準形
100
-6,000
-6,000
＋50m
-4,000
＋40m
-3,000
＋30m
＋20m
-2,000
＋10m
-1,000
天端＋0m
0
-3,000 -2,000 -1,000
0
1,000 2,000 3,000
曲げモーメント M [kNm]
図-19 各設計水頭と地盤反力係数に対する断面力の発生状況と断面形状の関係
水圧の増大に伴う曲げモーメントの発生量は小さくな
標準形断面では下半～インバートにかけての隅角部
を中心に大きな曲げモーメントが発生するのが特徴で，り，真円形における最大曲げモーメントの値は，水圧
特に最大曲げ圧縮応力度の発生位置では，水圧の増加
の大きさに寄らず，ほぼ一定の値を示している．
に伴って，軸力に対して曲げモーメントの発生割合が
3.3.2 許容応力度法による各断面形状の設計の成立性
著しく大きくなっている．また，設定された地盤反力
図-20 は，各断面形状において覆工厚を変えた時の
係数の影響が顕著であり，地盤反力係数が小さい時，
各作用水圧に対する最大断面力の値をそれぞれ地盤反
発生する曲げモーメントは著しく大きくなる傾向が認
力ごとに結んだものである．図中の赤破線は，主筋と
められる．一方，水位が低い段階でも，曲げモーメン
して D25 を 125 mm ピッチで配置した複鉄筋構造に
トの発生割合が大きいため，縁応力が引張となる箇所
おいて，覆工コンクリート設計基準強度を 24，30，
も認められる．このことは，標準形断面で RC 構造を
36 N/mm2 とした時のそれぞれの断面力が許容応力以
持たない一般的なトンネル覆工で，排水工の閉塞など
内となる境界線を示している．
により背面水位を持つような条件が発生した場合には，
標準形断面における最大断面力の値は，作用水圧の
比較的低い水位の段階でも，引張りひび割れが発生す
増加に伴って曲げモーメントが著しく増加するため，
る可能性を示唆している．特に地盤反力係数が小さい
地盤反力係数が 100 MN/m3 以下では，設計水頭が天
時には，この傾向が顕著になると考えられるため注意
端＋20 m を超えると覆工厚や設計基準強度によらず，
が必要である．
許容応力を満足することが困難であることが分かる．
図-19 では，各設計水圧に対する軸力の発生量は，
また，準円形断面における最大断面力の値は，水圧の
標準形，準円形および真円形の各断面形状間でほぼ同
増加に伴う曲げモーメントの増大傾向が比較的小さく
程度であるが，準円形から真円形に近付くにつれて曲
なるため，
地盤反力係数が 100 MN/m3 以上であれば，
げモーメントの発生量が著しく小さくなっていること
設計水頭が 40 m に達していても許容応力を満足させ
を示している．また，標準形では水圧の増大に伴って
る条件が存在することが分かる．ただし，設計水頭が
最大曲げモーメントの発生量が顕著に増大する傾向が
天端＋50 m を超えると，許容応力を満足させるため
認められるが，
断面形状がより真円に近付くにつれて，
には，地盤反力係数で 200 MN/m3 程度になるような
7
防水型トンネルの設計法に関する研究
覆工厚
t = 600 mm
＋30m
-3,000
＋20m
＋10m
-2,000
＋0m
100M
200M
-1,000
50M
0
0
20MN/m3
800
＋30m
-3,000
＋10m
-2,000
＋0m
0
0
1,200
1,000
＋50m
＋40m
-4,000
＋30m
＋20m
-3,000
＋10m
天端＋0m
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
-2,000
-1,000
0
0
400
800
1,500
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
0
500
1,000
1,500
20MN/m3
＋40m
＋30m
-3,000
＋20m
＋10m
天端＋0m
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
-2,000
-1,000
0
0
曲げモーメント M [kNm]
500
1,000
＋30m
-3,000
＋20m
＋10m
-2,000
＋0m
200M 100M 50M
0
0
-6,000
-5,000
-5,000
-2,000
＋30m
＋20m
-1,000
＋10m
＋0m
100M 20MN/m3
0
0
400
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
800
1,200
＋40m
-3,000
＋30m
＋20m
-2,000
＋10m
＋0m 24N-D25@125
100M 20MN/m3 30N-D25@125
36N-D25@125
-1,000
0
0
曲げモーメント M [kNm]
500
1,000
1,500
1,000
0
2,000
3,000
曲げモーメント M [kNm]
天端＋50m
＋40m
＋30m
＋20m
-6,000
20MN/m
3
1,000
500
1,500
-5,000
-4,000
-3,000
＋10m
＋0m
200M 100M 50M
-2,000
0
2,000
20MN/m3
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
-1,000
0
1,000
2,000
3,000
曲げモーメント M [kNm]
-7,000
200M
-4,000
-3,000
＋30m
＋20m
-2,000
＋10m
＋0m
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
100M
0
0
曲げモーメント M [kNm]
500
100M
天端＋50m
＋40m
-1,000
-6,000
3
50M 20MN/m
軸力 N [kN]
＋40m
-3,000
-4,000
軸力 N [kN]
軸力 N [kN]
天端＋50m
20MN/m3
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
曲げモーメント M [kNm]
-6,000
-4,000
200M 100M 50M
0
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
-1,000
-5,000
軸力 N [kN]
1.00
＋0m
-2,000
-7,000
-4,000
1,500
天端＋50m
-3,000
＋40m
曲げモーメント M [kNm]
200M 50M
＋30m
＋20m
＋10m
-4,000
2,000
＋50m
-5,000
-6,000
200M 50M
-5,000
-1,000
真円形
V/H=
＋40m
曲げモーメント M [kNm]
＋50m
-4,000
1,200
20MN/m3
200M 100M 50M
-6,000
200M 100M 50M
-5,000
20MN/m3
軸力 N [kN]
軸力 N [kN]
200M 100M 50M
＋0m
-2,000
0
-6,000
-5,000
-3,000
-1,000
軸力 N [kN]
-6,000
準円形
0.85
500
＋20m
＋10m
曲げモーメント M [kNm]
曲げモーメント M [kNm]
V/H=
20MN/m
-4,000
3
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
-1,000
-6,000
＋30m
＋20m
200M 100M 50M
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
400
-4,000
天端＋50m
＋40m
-5,000
＋40m
-7,000
天端＋50m
軸力 N [kN]
＋40m
-4,000
天端＋50m
-5,000
軸力 N [kN]
軸力 N [kN]
0.76
天端＋50m
-5,000
V/H=
-6,000
軸力 N [kN]
標準形
t = 1000 mm
t = 800 mm
-6,000
-6,000
軸力 N [kN]
t = 500 mm
1,000
1,500
2,000
曲げモーメント M [kNm]
-5,000
-4,000
-3,000
-2,000
200M 50M
-1,000
0
0
1,000
20MN/m3
天端＋50m
＋40m
＋30m
＋20m
＋10m
＋0m
24N-D25@125
30N-D25@125
36N-D25@125
2,000
3,000
曲げモーメント M [kNm]
図-20 各設計水頭と地盤反力係数に対する最大断面力と覆工コンクリートの許容応力の関係
きる可能性があることがわかった．
硬質な岩盤の分布が必要になる．一方，真円形断面に
おける最大断面力の値は，作用水圧の増加に伴う曲げ
2) 防水型トンネルに関する水理挙動解析の結果から，
モーメントの増大が小さいため，設計水頭が天端＋50
トンネル周辺地山の透水係数は水理挙動に大きく影響
m に達するケースでも十分に許容応力を満足させる
を与えるため，特に，排水―非排水区間が共存する防
条件が存在していることを示している．
水型トンネルでは，区間境界部の湧水量の局所化に見
以上のことから，各断面形状において，許容応力度
合った導水処理や止水壁の設置等により，地下水の縦
法を用いた断面照査方法によりトンネル覆工コンクリ
断方向への流下防止対策を検討し，覆工背面水位の上
ートの設計を行うと，標準形断面では設計水頭が天端
昇を防止する必要性があることがわかった．
＋20 m 程度に達する条件で合理的な設計が困難とな
3) 防水型トンネルに関する覆工構造解析の結果から，
り，準円形断面では設計水頭が天端＋50 m 程度に達
覆工コンクリートの構造設計では，設計水頭に対して
する所で設計の合理性を失うが，真円形断面では設計
地盤反力と断面形状が主要な設計パラメータとなるこ
水頭が天端＋50 m に達しても十分に許容応力を満た
とがわかった．また，断面形状と設計水頭の関係をも
す条件が存在することが分かる．この結果は，図-11
とにした合理的な設計の可能性を示した．
に示した設計実績における設計水頭と掘削断面の縦横
参考文献
比の関係と調和的である．
1）坂巻俊次・粕谷光晴・齋藤宏樹・伊達健介・成田望：地
下水環境保全を目的とした非排水構造トンネルの地上注
入工と掘削工，トンネル工学報告集，Vol.23，pp.189～196，
2013．
2）狩野浩資・景山浩孝・安部学：流域の水利用への影響を
考慮したトンネル構造―中国横断自動車道尾道松江線―，
トンネルと地下，Vol.43，No.11，pp. 839～845，2012．
3) トンネル標準示方書（山岳工法）
・同解説，土木学会，2006．
4) 道路橋示方書（I 共通編，IV 下部構造編）
・同解説，日
本道路協会，2002．
4. まとめ
防水型トンネルの設計方法に関して，事例分析，水
理挙動解析，覆工構造解析による検討結果から，以下
の知見が得られた．
1) 施工事例の分析結果から，地下水環境保全の要求レ
ベルに応じた防水型トンネルの実施タイプを選択する
ことにより防水型トンネルの合理性を高めることがで
8
防水型トンネルの設計法に関する研究
RESEARCH ON DESIGN METHOD OF WATERPROOF TUNNEL
Budget：Grants for operating expenses
General account
Research Period：FY2012-2014
Research Team：Road Technology Research
Group (Tunnel)
Authors：ISAGO Nobuharu
AWAJI Dohta
KUSAKA Atsushi
Abstract: Waterproof rock tunnels have been constructed when it was necessary to reduce the impact on
the hydrological environment. This study performed case analyses of existing waterproof rock tunnels,
seepage analysis on the hydrological behavior and frame structural analysis for design of waterproof lining
to discuss the practicability of design and construction. The results of the case analyses show that the
appropriate choice of construction type by considering the construction conditions and the allowable level of
the hydrological environment enable the reasonable design. The results of the seepage analysis of the
waterproof–drainage coexistence tunnels indicate that measures such as a ground improvement, a curtain
grouting and installation of the appropriate drainage systems are required to ensure stability of tunnel
structure and to preserve the hydrological environment when the excavation disturbed zone has a relatively
high permeability. The possibility of rational design of the lining structure was also shown on the basis of
the relation between sectional shape and design water head.
Keywords: Waterproof rock tunnel, Hydrological environment, Lining structures, Waterproof structures,
Seepage analysis
9

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