結晶質岩を対象とした長期岩盤挙動評価手法に関する研究（2014年度

JAEA-Research
2015-015
DOI:10.11484/jaea-research-2015-015
結晶質岩を対象とした長期岩盤挙動評価手法に
関する研究（2014年度）
（委託研究）
Study on Crystalline Rock Aiming at Evaluation Method
of Long-term Behavior of Rock Mass (FY2014)
(Contract Research)
福井勝則　羽柴公博　佐藤稔紀　桑原和道
高山裕介
Katsunori FUKUI, Kimihiro HASHIBA, Toshinori SATO, Kazumichi KUWABARA
and Yusuke TAKAYAMA
バックエンド研究開発部門
東濃地科学センター
地層科学研究部
Geoscientific Research Department
Tono Geoscience Center
Sector of Decommissioning and Radioactive Waste Management
November 2015
Japan Atomic Energy Agency
日本原子力研究開発機構
本レポートは国立研究開発法人日本原子力研究開発機構が不定期に発行する成果報告書です。
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より発信されています。
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〒319-1195 茨城県那珂郡東海村大字白方 2 番地4
電話 029-282-6387, Fax 029-282-5920, E-mail:[email protected]
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© Japan Atomic Energy Agency, 2015
JAEA-Research 2015-015
JAEA-Research 2015-015
結晶質岩を対象とした長期岩盤挙動評価手法に関する研究（2014 年度）
(委託研究)
日本原子力研究開発機構バックエンド研究開発部門
東濃地科学センター地層科学研究部
福井勝則＊、羽柴公博＊、佐藤稔紀＋、桑原和道※、高山裕介
(2015 年 8 月 28 日受理)
岩石や岩盤は、クリープや応力緩和のような時間依存性挙動を示すことが知られている。高レ
ベル放射性廃棄物の地層処分においては、建設時および操業時は言うまでもなく、坑道埋め戻し
後も千年程度の長期にわたる坑道の安定性の評価が要求される。このため、長期にわたる岩石や
岩盤の時間依存性挙動を把握することは、そのような坑道の長期安定性を評価する上で重要な課
題である。そこで、岩石や岩盤の時間依存性挙動を、精密な試験や観察・計測から直接的に検討
する手法（現象論的方法）で解明し、岩盤構造物の長期挙動予測評価手法を開発する研究を行っ
てきた。これまでの研究により、現象を把握するための試験法、非線形粘弾性論を拠りどころと
した現象の評価方法をほぼ確立し、また、土岐花崗岩のモデルを作成するためのパラメータを取
得した。残された課題は、得られたモデルとパラメータの信頼性の検討である。
本報告書は、2014 年度に実施した研究をまとめたものである。第 1 章では、研究内容とその
背景を概括した。第 2 章では、継続して行ってきた長期クリープ試験結果について報告する。試
験は中断することなく、試験期間は 17 年を越えた。第 3 章では、湿潤状態かつ常温～100℃程度
での，岩石の変形・破壊特性および時間依存性を調べるための試験方法について検討した。経済
性や設備構築までの時間、安全性などを考慮して、試験はなるべく短時間で実施し、その時間中
は試験片の温度がほぼ一定に保たれるような試験方法の確立を目指した。第 4 章では、一軸圧縮
応力下だけでなく、これまでにほとんど検討されていない三軸圧縮応力下での長期強度について
検討した。地下の岩盤は地圧を受けているが、地圧が長期強度よりも小さければ、岩盤は長期に
わたって破壊にいたらないと考えられる。また、地圧が長期強度よりも大きければ、岩盤が破壊
することにより応力緩和が徐々に進行し、破壊が生じない程度の応力状態（長期強度以下）にな
っていると考えられる。そこで、地圧測定結果の上限を長期強度とみなし、それを表す境界線に
ついて室内試験結果をもとに推定した。
本報告書は東京大学が日本原子力研究開発機構との委託研究により実施した研究成果に関するも
のである。
東濃地科学センター：〒509-6132 岐阜県瑞浪市明世町山野内 1-64
＋幌延深地層研究センター
※技術開発協力員
＊東京大学
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JAEA-Research 2015-015
JAEA-Research 2015-015
Study on Crystalline Rock Aiming at Evaluation Method of Long-term Behavior
of Rock Mass (FY2014)
(Contract Research)
Katsunori FUKUI＊，Kimihiro HASHIBA＊，
Toshinori SATO＋， Kazumichi KUWABARA※ and Yusuke TAKAYAMA
Geoscientific Research Department, Tono Geoscience Center，
Sector of Decommissioning and Radioactive Waste Management，
Japan Atomic Energy Agency
Akiyo-cho, Mizunami-shi, Gifu-ken
(Received August 28, 2015)
Rock, under in-situ conditions, shows time-dependent behavior such as creep/relaxation. With
respect to high-level radioactive waste disposal, knowledge of the long-term mechanical stability
of shafts and galleries excavated in rock is required, not only during construction and operation
but also over a period of thousands of years after closure. Therefore, it is very important to
understand the time-dependent behavior of rock mass for evaluating long-term mechanical
stability. The purpose of this study is determining the mechanisms of time-dependent behavior of
rock mass by precise testing, observation and measurement in order to develop methods for
evaluating long-term mechanical stability of a rock mass. In the previous work, testing techniques
have been established and basic evaluation methods were developed. Further research is needed
to examine the reliability of the provided model and parameter.
This report describes the results of the activities in fiscal year 2014. In Chapter 1, we provide an
overview and the background to this study. In Chapter 2, the results of a long-term creep test on
Tage tuff are described and the total testing time exceeded 17 years. In Chapter 3, the testing
equipment and procedure were examined to investigate the deformation, failure and
time-dependency of rock under wet conditions and between room temperature and 100°C. In
Chapter 4, Not only uniaxial compression test but also, the long-term strength of rock under
triaxial stress state was researched with the aid of laboratory testing results and in situ rock
stress measurement. If rock stress is smaller than long-term strength, it is thought that the rock
mass does not break down it for a long term. In addition, if rock stress is bigger than long-term
strength, stress-relaxation gradually moves because rock breaks down it, and it is thought that it
is in a stress state (lower than long-term strength) of the degree that breakdown does not produce.
Therefore the long-term strength was considered to be the upper limit of the result of in situ rock
stress measurement. Based on a laboratory test result, the boundary line which expressed it was
estimated.
Keywords: Time Dependency，Creep，Rock Stress，Laboratory Test
This work was performed by the University of Tokyo under contract with Japan Atomic
Energy Agency．
＋Horonobe Underground Research Center
※ Collaborating Engineer
＊ The University of Tokyo
ii
JAEA-Research 2015-015
目次
1.
はじめに........................................................................................................................................... 1
2.
堆積岩（田下凝灰岩）の長期クリープ試験 .................................................................................... 4
3.
岩石の変形・破壊特性および時間依存性におよぼす熱の影響 ..................................................... 18
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
4.
岩盤の長期強度に関する検討 ........................................................................................................ 34
4.1
4.2
4.3
4.4
4.5
4.6
5.
はじめに ................................................................................................................................. 18
試料岩石と試験装置 ............................................................................................................... 19
温度の維持方法の検討 ........................................................................................................... 20
載荷速度切換試験 .................................................................................................................. 27
まとめ ..................................................................................................................................... 33
はじめに ................................................................................................................................. 34
三軸圧縮強度の歪速度依存性による長期強度の推定 ............................................................ 34
強度回復特性による長期強度の推定 ..................................................................................... 40
地圧測定結果を用いた検討 .................................................................................................... 43
岩盤の長期強度に関する考察 ................................................................................................ 57
まとめ ..................................................................................................................................... 59
結言 ................................................................................................................................................ 60
参考文献 ................................................................................................................................................ 61
Contents
1.
Introduction ................................................................................................................................... 1
2.
Long-term creep test of Tage tuff.................................................................................................. 4
3.
Deformation, failure characteristics and time dependence of the rock which influence of
the heat gives ................................................................................................................................ 18
3.1
Introduction ......................................................................................................................... 18
3.2
Sample rock and testing equipment .................................................................................... 19
3.3
Examination of the maintenance method of the temperature .......................................... 20
3.4
Loading rate changeover test ............................................................................................... 27
3.5
Summary ............................................................................................................................... 33
4.
Examination about the long-term strength of the rock mass ................................................... 34
4.1
Introduction........................................................................................................................... 34
4.2
Estimation of long-term strength by the strain rate dependency of the triaxiality
compressive strength ............................................................................................................ 34
4.3
Estimation of long-term strength by strength recovery properties .................................. 40
4.4
Examination using the in situ rock stress measurement .................................................. 43
4.5
Consideration about the long-term strength of the rock mass .......................................... 57
4.6
Summary ............................................................................................................................... 59
5.
Conclusions ................................................................................................................................... 60
References ............................................................................................................................................ 61
iii
JAEA-Research 2015-015
表リスト
表 3-1 試験片の諸元、試験条件、試験結果........................................................................ 28
表 4-1 破壊条件式と 3 岩石での定数の値 ........................................................................... 36
表 4-2 検討に用いた World Stress Map Project の地圧測定結果...................................... 44
表 4-3 検討に用いた長らの地圧測定結果 ........................................................................... 51
表 4-4 室内試験結果から推定した長期強度と図 4-8 および図 4-9 での表記..................... 53
図リスト
図 2-1 空圧式クリープ試験機の概略図 ................................................................................. 4
図 2-2 空圧式クリープ試験機の写真..................................................................................... 5
図 2-3 試験機の移動作業中の写真 ........................................................................................ 8
図 2-4 クリープ歪およびシリンダ内の圧力の変化............................................................. 13
図 2-5 クリープ歪および室温と水温の変化........................................................................ 14
図 2-6 クリープ歪および湿度の変化................................................................................... 14
図 2-7 室温と水温の差および湿度の変化 ........................................................................... 15
図 2-8 クリープ歪および空圧の変化................................................................................... 16
図 2-9 クリープ歪および室温と水温の差の変化 ................................................................ 16
図 3-1 サーボ試験機の写真 ................................................................................................. 19
図 3-2 試験片の温度を維持する方法の検討........................................................................ 20
図 3-3 試験片の表面温度の計測結果................................................................................... 21
図 3-4 試験片表面の最高温度の経時変化 ........................................................................... 24
図 3-5 恒温水槽中での保持時間が試験片表面の最高温度におよぼす影響 ........................ 24
図 3-6 試験片の温度を維持する方法の検討........................................................................ 25
図 3-7 試験片を入れたステンレス製容器中の水面温度の計測結果 ................................... 26
図 3-8 試験片を入れたステンレス製容器中の水温の経時変化 .......................................... 27
図 3-9 載荷速度切換試験の概要 .......................................................................................... 27
図 3-10 応力－歪曲線 .......................................................................................................... 29
図 3-11 高温・湿潤状態の試験での水温の変化 .................................................................. 30
図 3-12 一軸圧縮強度の比較 ............................................................................................... 32
図 4-1 三軸圧縮試験におけるピーク強度での最小主応力と最大主応力............................ 35
図 4-2 式(4-1)と式(4-3)で計算された歪速度と強度の関係 ................................................. 37
図 4-3 歪速度依存性を考慮した Hoek & Brown の破壊条件............................................. 39
図 4-4 岩石の強度回復特性を調べるための試験の手順 ..................................................... 40
図 4-5 田下凝灰岩を鋼製円筒内で載荷した際の応力－歪曲線 .......................................... 41
図 4-6 押し込み試験での最大応力と押し固めた試験片の一軸圧縮強度............................ 41
図 4-7 破壊した試験片が押し固められていく過程での応力円包絡線 ............................... 42
iv
JAEA-Research 2015-015
図 4-8 World Stress Map Project の地圧測定結果と室内試験結果から推定した
長期強度 ................................................................................................................... 54
図 4-9 長らの地圧測定結果と室内試験結果から推定した長期強度 ................................... 56
図 4-10 地圧測定結果と室内試験結果から推定した長期強度 ............................................ 59
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1. はじめに
高レベル放射性廃棄物の地層処分において、処分坑道の力学的安定性は、建設・操業時はも
とより閉鎖後も千年程度にわたって要求される。一方、処分坑道をとりまく岩石や岩盤は、ク
リープや応力緩和などの力学的な時間依存性挙動を示すことが知られており、その挙動を把握
することは処分坑道の安定性評価における課題となっている。
本研究は 1994 年度～2003 年度に実施した時間依存性挙動を予測評価するための研究を基礎
とする。1994 年度には、空圧式クリープ試験機の改良を行った。1994 年度の終わりに、稲田
花崗岩を購入し、P 波速度やシュミットハンマー試験などを行った。1995 年度には、空圧式ク
リープ試験機を使用して、湿潤状態の田下凝灰岩のクリープ試験を行った。また、完全応力－
歪曲線を求めるために、サーボ試験機を用いて一軸圧縮試験と一軸引張試験を行った。さらに、
サーボ試験機を用いて稲田花崗岩の短期クリープ試験を行った。1996 年度中に開始する予定で
ある稲田花崗岩を用いたクリープ試験に備えて、油圧式クリープ試験機の改造を行った。狙い
は、耐久性と安定性の向上である。特に測定装置は、完全に取り替えて新しいものとした。1996
年度には、クリープ試験、圧縮試験および引張試験を行った。また、2 つの様式（油圧式と空
圧式）の周圧維持装置を検討した。1997 年度は、従来の結果を踏まえた上で、クリープ試験、
圧縮試験および引張試験などを行い、引き続き行ってきた田下凝灰岩の長期クリープ試験、稲
田花崗岩の中期クリープ試験の結果について報告した。なお、クリープ試験はともに湿潤状態
で行った。1998 年度は田下凝灰岩のクリープ試験を引き続き行った。サーボ試験機を使用した
中期クリープ試験も行った。白浜砂岩では、クリープ応力レベル 17 %でもかなりのクリープ変
形が見られた。さらに、3 種類の岩石を用いた三軸圧縮試験、一軸引張応力下での除荷・載荷
試験を行った。1999 年度～2002 年度は、田下凝灰岩のクリープ試験を引き続き行った。また、
多連油圧式クリープ試験機と可視化周圧ベッセルを開発し、試験データを得ることに成功した。
2003 年度には、これまでの研究を継続して行うとともに、10 年間にわたる研究の経緯と成果
を概観した。
2004 年度は、田下凝灰岩のクリープ試験を引き続き行った。中間温度領域におけるクリープ
試験と、比較的低い応力下でのクリープ試験を実施した。また、時間依存性挙動のメカニズム
について検討し、試験結果のばらつきも情報の一つと考えた。2005 年度には、引き続き田下凝
灰岩のクリープ試験と中温度領域におけるクリープ試験を実施した。また、一般化応力緩和試
験に関する計画を提案した。さらに、大久保が提案した構成方程式中のパラメータを求めるた
めの新しい試験方法について述べた。TBM のカッターヘッドのスラスト/回転トルクから原位
置で岩盤強度を推定する方法も提案した。2006 年度も、田下凝灰岩のクリープ試験を引き続き
行い試験期間は 9 年を越えた。また、土岐花崗岩を用いて力学試験を行い、その結果から時間
依存性を考慮した構成方程式のパラメータの取得と数値実験を実施した。さらに、岩盤の不均
一性評価技術の開発を目的として、さく岩機により岩盤特性（強度など）のばらつきを測定・
評価する手法について検討するとともに、岩盤長期挙動評価を目的とした新岩盤分類法につい
ても検討をした。2007 年度も、田下凝灰岩のクリープ試験を引き続き行い試験期間は 10 年を
越えた。一般化応力緩和試験をサーボ制御試験機で行うための制御プログラムを開発した。そ
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JAEA-Research 2015-015
のプログラムを使用して土岐花崗岩の一般化応力緩和試験を行い基礎的なデータを得ることに
成功した。さらに、拡張したコンプライアンス可変型構成方程式を解析的に検討し、ついで、
得られたデータをもとにして、構成方程式のパラメータを求めるとともに数値実験を実施した。
2008 年度は、これまでの 10 年間以上の経験に基づいて、クリープ試験装置の試験機本体、圧
力制御装置、センサーおよびメータについてまとめた。一般化応力緩和試験については、それ
を行うためのサーボ試験機の制御プログラムを改良し、土岐花崗岩の試験結果を蓄積した。さ
らに、時間依存性挙動を重要な要因として考慮した岩盤分類方法の考えを提案した。2009 年度
は、岩石を対象にした構成方程式とそのパラメータの取得法についてまとめた。さらに、拡張
したコンプライアンス可変型構成方程式を用いた有限要素解析により、土岐花崗岩の長期挙動
に関する予察的検討を行った。2010 年度は、田下凝灰岩のクリープ試験を引き続き行い試験期
間は 13 年を越えた。また、岩石を対象にした構成方程式とそのパラメータの取得、原位置試
験計画策定のための予備的検討を進めた。地下深部における長期間の空洞安定性評価にあたっ
ては、岩盤の破壊基準が必要となるが、これに関する既往の研究事例は非常に少ないので、既
往の研究事例のレビューおよびそれに基づく岩盤の破壊基準の設定に関する検討を行った。
2012 年度は、田下凝灰岩のクリープ試験を引き続き行った。また、岩石の時間依存性挙動把握
のため、載荷速度依存性に関するデータの整理と分析を行った。さらに、周辺岩盤に加わる応
力が円形坑道よりも大きくなるような条件下での、坑道の安定性について検討した。2013 年度
は、田下凝灰岩のクリープ試験を引き続き行った。岩石の載荷速度依存性に関するデータを追
加し、それらを原位置で利用するため、時間依存性を考慮した岩盤分類について考察した。さ
らに、一軸引張応力下での岩石の構成方程式について検討した。本年度は、これまでに例を見
ない長期間のクリープ試験を継続するとともに、高レベル放射性廃棄物の地層処分において問
題となる常温から 100℃程度までの条件下での岩石の力学特性に関する検討を行った。さらに、
室内試験結果と地圧測定結果を用いて、三軸応力下での岩石の長期強度について検討した。
第２章では、継続して行ってきた長期クリープ試験結果について報告する。本研究では、岩
盤構造物の長期挙動予測評価手法に対して新しい知見を加えるため、長期間のクリープ試験に
耐えうる試験装置と、長期間にわたって精度の良い計測が行える計測システムを開発して、
1994 年から試験を開始した。本年度は試験機の移動を行ったが、中断することなく、試験期間
は 17 年を越えた。第２章では、試験機の移動の様子と、これまでに得られた試験結果を示し
た。第３章では、湿潤状態かつ常温よりも高い温度において、岩石の変形・破壊特性および時
間依存性を調べるための試験方法について検討した。なお、ここで検討する温度は、高レベル
放射性廃棄物の地層処分において問題となる常温～100℃程度までである。経済性や設備構築
までの時間、安全性などを考慮して、試験はなるべく短時間で実施し、その時間中は試験片の
温度がほぼ一定に保たれるような試験方法の確立を目指した。第４章では、一軸圧縮応力下だ
けでなく、これまでにほとんど検討されていない三軸圧縮応力下での長期強度について検討し
た。地下の岩盤は地圧を受けているが、地圧が長期強度よりも小さければ、岩盤は長期にわた
って破壊にいたらないと考えられる。また、地圧が長期強度よりも大きければ、岩盤が破壊す
ることにより応力緩和が徐々に進行し、破壊が生じない程度の応力状態（長期強度以下）にな
っていると考えられる。そこで、地圧測定結果の上限を長期強度とみなし、それを表す境界線
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JAEA-Research 2015-015
について室内試験結果をもとに推定した。
-3-
JAEA-Research 2015-015
2. 堆積岩（田下凝灰岩）の長期クリープ試験
本章では、試験を開始してから 17.5 年経過した、空圧式クリープ試験機による田下凝灰岩の
長期クリープ試験について述べる。試験条件は、前回の試験（1994 年（平成 6 年）11 月から
1996 年（平成 8 年）8 月まで実施）と同様で以下の通りである。
岩石：田下凝灰岩
試験機：空圧式クリープ試験機（図 2-1 および図 2-2）
環境：常温下、湿潤状態
試験片：直径 25mm×高さ 50mm の円柱形
クリープ応力：2.8MPa［一軸圧縮強度(9.1MPa)の 30%］
実験開始日時：1997 年（平成 9 年）5 月 23 日 10 時 27 分
2014 年（平成 26 年）12 月 19 日現在：実験開始後 554、601、600s 経過
変位の計測方法：試験開始後から現在にいたるまでの計算機による取り込み（主に載荷初期
と破壊に備えての計測）と、2000 年（平成 12 年）から毎週月曜日と金曜日午前 10 時頃の測
定（定常時の計測）
試験開始後に追加した計測項目：
・シリンダ内の圧力：2000 年 2 月から記録を開始
・水温、室温、湿度：2010 年 1 月から測定を開始。図 2-2 に示すように、水温は、試験を行
っている横で、試験に用いているものと同じ容器に田下凝灰岩の試験片とイオン交換水を入れ
た状態で測定している。湿度の測定にはアスマン式通風乾湿計を用いている。
Air compressor
Reduce pressure
valve
(a)
(b)
Shut-off valve
Air cylinder
(c)
Pressure gage
CPU
A/D
図 2-1
Amp.
空圧式クリープ試験機の概略図
-4-
(e)
(d)
Displacement
sensor
JAEA-Research 2015-015
温度計 2
温度計 1
容器内に田下凝灰岩の
試験片を設置して試験
容器
温度計 2
イオン交換水
田下凝灰岩の
別の試験片
図 2-2
空圧式クリープ試験機の写真
温度計 1：室温測定用
温度計 2：水温測定用
-5-
JAEA-Research 2015-015
試験の維持・管理方法は以下の通りである。
1）維持・管理（ほぼ毎日）：
・シリンダ内の圧力が設定値に保持されていることの確認
・試験片が完全に水没した状態になっていることの確認
・前回の点検時に比べて、変位の出力値の大きな変化はないかの確認
2）維持・管理（適宜）：
・コンプレッサ内部の水抜き
・減圧弁のブリード孔の掃除
3）計測装置が異常を示した場合の対応策：
・歪増幅器：任意の歪量を出力できるキャリブレータを用意し、試験前と適宜試験中に歪
増幅器のキャリブレーションを行う。
・圧力計：シリンダの手前の開閉弁を閉めることによって数時間はクリープ試験が継続
できるのでその間に点検を行う。
・変位計：クリープ試験は継続したままで、変位計の接点にブロックゲージを入れるこ
とで点検を行う。ただし、ブロックゲージを取り出すと接点が若干ずれてし
まうので、変位計の点検は変位計が異常の原因と判断した場合に限定する。
・計算機やその他の機器（CRT やフロッピーディスクドライブなど）
：同機種を複数台ストックする。
本年度は、クリープ試験機が設置してあった東京大学本郷キャンパス内の工学部 4 号館の耐
震工事のため、試験機を工学部 3 号館へ移動させたので、まず、この点について述べる。試験
機の移動は 2014 年 5 月 22 日午前に行った。工学部 4 号館と工学部 3 号館は近接しているが、
試験機が設置してあった部屋（工学部 4 号館 1 階）から、移動先の部屋（工学部 3 号館 4 階）
までは、約 200m の距離があり、途中には坂やエレベータによる移動も必要であった。当初は、
載荷を中断して除荷した状態での移動も検討したが、予想された移動時間は 1 時間程度と短く、
図 2-1 の開閉弁を閉じておけばその間の荷重の低下はほとんどないこと、載荷した状態でも移
動が可能なこと、長期にわたって試験を行ってきたので、できるだけ載荷を継続することが重
要であること、などの理由により、載荷を中断せずに移動することにした。
図 2-3 には、移動中の試験機の写真を示した。9 時 50 分から作業を開始し、まず、計測装置
（PC、歪増幅器、ディジタルマルチメーターなど）の電源を切り、ケーブルをテープで固定し
た（図 2-3(a)）。移動中に水がなるべくこぼれないようにするため、容器の上面はビニールテー
プで覆った（図 2-3(b)）。図 2-1 の開閉弁を閉じ、コンプレッサの電源を切ってからコンプレッ
サと減圧弁の間の配管を取り外した。次いで、試験機から減圧弁までと計測装置が離れないよ
うに台車に載せた。その際、コンプレッサも同じ台車に載せ、梱包を行った（図 2-3(c)～図 2-3(e)）。
図 2-3(f)と図 2-3(g)は工学部 4 号館と工学部 3 号館の間を移動中の様子である。図 2-3(h)は工
学部 3 号館のエレベータに載せているところ、図 2-3(i)は工学部 3 号館の移動先の部屋に着い
て試験機を設置させているところの様子である。移動先の部屋に着いた後、梱包を外し、計測
装置の電源を入れた。その後、コンプレッサと減圧弁の間の配管をつないでから、コンプレッ
サの電源を入れた。コンプレッサ内部の空気圧が所定の値 9.8MPa（100kgf/cm2）になったこ
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JAEA-Research 2015-015
とを確認してから開閉弁を開け、移動前の状態に戻した（図 2-3(j)）。作業が終了したのは 10
時 55 分であった。その後、図 2-3(k)のようにコンプレッサを防音用マットに載せ、防音用シ
ートを被せた。これは、工学部 4 号館では実験室が並ぶ 1 階に設置していたが、工学部 3 号館
では居室や講義室のある 4 階に設置したためである。
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JAEA-Research 2015-015
(a) ケーブルをテープで固定した状態
(b) 容器の上面をビニールテープで覆った状態
図 2-3
試験機の移動作業中の写真(1/5)
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JAEA-Research 2015-015
(c) 計測装置などの梱包中
(d) 試験機を移動させているところ
(e) 台車に載せて梱包した試験機
図 2-3
試験機の移動作業中の写真(2/5)
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JAEA-Research 2015-015
(f) 工学部 4 号館から搬出中
(g) 工学部 3 号館横の坂道を下る
図 2-3
試験機の移動作業中の写真(3/5)
- 10 -
JAEA-Research 2015-015
(h) 工学部 3 号館のエレベータに移動中
(i) 工学部 3 号館の実験室に到着した状態
図 2-3
試験機の移動作業中の写真(4/5)
- 11 -
JAEA-Research 2015-015
(j) 工学部 3 号館の実験室に設置した状態
(k) コンプレッサに防音シートを被せた状態
図 2-3
試験機の移動作業中の写真(5/5)
- 12 -
JAEA-Research 2015-015
2014 年（平成 26 年）における、クリープ歪とクリープ荷重を作用させるシリンダ内の圧力
の経時変化を図 2-4 に示す。試験機を移動した日を矢印で示してある。試験機の移動直後から
クリープ歪が急激に減少を始めた。この原因を探るため、歪増幅器のキャリブレーションを行
ったところ、0 点とゲインの設定値が以前の値から変化していたため、元の値になるように調
整を行った。従来はクリープ歪 50×10-6 程度の増減がみられていたが、歪増幅器の調整を行っ
た直後、増減はほとんどなくなったが、その後は従来と同様の増減が見られるようになった。
シリンダ内の空圧は試験機の移動により若干変化したが、その後はほぼ一定の値を保っている。
0.17
800
歪増幅器の調整
0.16
700
0.15
クリープ歪
0.14
500
0.13
試験機の移動
0.12
400
0.11
300
0.1
200
空圧
シリンダ内の空圧 (MPa)
クリープ歪 (×10-6)
600
0.09
100
5月
月
9月
12月
1月
1月
9月
0
5月
0.08
0.07
12月
月
図 2-4
クリープ歪およびシリンダ内の圧力の変化
（2014 年（平成 26 年））
図 2-4 と同じ期間の水温と室温の変化を図 2-5 に示す。水温と室温には似たような変化が見
られたが、水温の変化のほうが若干大きく、夏場に高く冬場に低くなる傾向が見られた。試験
機の移動の後、水温と室温の差が小さくなり、10 月以降は両者とも短期間の変動が大きくなっ
ている。図 2-6 には湿度の変化を示したが、実験室は湿度の制御をしていないので、夏場は湿
度が高く 60～80%となり、冬場は低く 40%以下となった。冬場にデータ点が消えているのは、
アスマン式通風乾湿計で測定できる湿度の下限を下回ったためである。図 2-7 には室温と水温
の差および湿度の変化を示す。水の蒸発熱の影響により、湿度が低いほど室温と水温の差が大
きく、湿度が高いほど室温と水温の差が小さいという傾向が見られた。
- 13 -
JAEA-Research 2015-015
800
40
クリープ歪
700
35
30
500
400
25
室温
300
20
水温，室温 (℃)
クリープ歪 (×10-6)
600
水温
200
15
100
5月
9月
9月
1月
5月
1月
月
月
図 2-5
10
12月
12月
0
クリープ歪および室温と水温の変化
（2014 年（平成 26 年））
800
クリープ歪
700
100
400
80
300
60
200
40
100
5月
9月
9月
1月
月
月
図 2-6
クリープ歪および湿度の変化
（2014 年（平成 26 年））
- 14 -
12月
5月
0
20
湿度
0
12月
湿度 (%)
500
1月
クリープ歪 (×10-6)
600
JAEA-Research 2015-015
100
7
80
5
4
40
3
20
2
0
温度差
1
5月
9月
5月
1月
1月
9月
0
湿度 (%)
60
湿度
月
月
図 2-7
12月
12月
室温と水温の差 (℃)
6
室温と水温の差および湿度の変化
（2014 年（平成 26 年））
図 2-8 には、試験開始（1997 年 5 月 23 日）から 2014 年 12 月 19 日までのクリープ歪とシ
リンダ内の圧力の経時変化を示した。試験開始から約 3 年間は、歪のデータを計算機で取り込
んだ。その際、記憶容量の節約のため、ある歪をとった最終時刻を記憶したのでデータ点が少
なくなっている。その後は、毎週月曜日と金曜日午前 10 時頃に歪と空圧の値を記録した。2007
年までは、時間とともにクリープ荷重を作用させるシリンダ内の圧力が設定値よりも徐々に減
少していったので、適宜、圧力を設定値に戻すという作業を行ってきた。クリープ歪は概ね圧
力と似たように変動しながらも徐々に増加した。しかし、2010 年度の報告書で指摘したように、
2008 年から 2009 年にかけては、圧力がほぼ一定に保たれていたにもかかわらず、クリープ歪
は従来と同じように変動しながら若干の減少傾向を示した。この原因として、何らかの影響で
シリンダが動きにくくなっている可能性が考えられたので、2010 年 10 月 29 日に減圧弁（b）
により圧力を設定値の 0.098MPa(1kg/cm2)から 0.049MPa(0.5kg/cm2)まで下げてから、圧力を
0.049MPa(0.5kg/cm2)と 0.039MPa(0.4kg/cm2)の間で 10 回上下させた。その後、圧力を設定
値である 0.098MPa(1kg/cm2)に戻した。この作業の後は、クリープ歪は 2007 年と同程度まで
増加し、それ以降はシリンダ内の圧力と似たような変化をした。2013 年度に入ってからもクリ
ープ歪には大きな変化は見られなかったが、10 月以降は若干の減少傾向が見られた。本年度の
試験機の移動直後はクリープ歪が急激に減少したが、歪増幅器の調整を行ったことで、元の値
にほぼ戻った。図 2-9 には、クリープ歪と温度差（＝室温－水温）の経時変化を示した。温度
差には夏場や冬場を極値とした年周期が見られたが、クリープ歪にはそのような傾向は見られ
なかった。
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JAEA-Research 2015-015
0.17
900
800
0.16
2010/10/29
クリープ歪
0.15
0.14
600
0.13
500
2014/5/22
0.12
400
0.11
300
0.1
200
0.09
空圧
100
0.08
2003年7月
2010年
7月
年月
0.07
2014年
12月
2014年12月
2003年
7月
1997年5月
1997年
5月
2010年7月
0
空圧 (MPa)
クリープ歪 (×10-6)
700
年月
図 2-8
クリープ歪および空圧の変化
（1997 年（平成 9 年）～2014 年（平成 26 年））
2010 年 10 月 29 日にシリンダを低圧力下で上下運動させる作業を行った。
2014 年 5 月 22 日に試験機の移動を行った。
8
900
2010/10/29
6
クリープ歪
700
4
クリープ歪 (×10-6)
600
500
2014/5/22
2
400
300
0
温度差
室温－水温 (℃)
800
200
-2
100
-4
2014年
12月
2014年12月
年月
2010年
7月
2010年7月
1997年5月
2003年
7月
2003年7月
0
1997年
5月
年月
図 2-9
クリープ歪および室温と水温の差の変化
（1997 年（平成 9 年）～2014 年（平成 26 年））
2010 年 10 月 29 日にシリンダを低圧力下で上下運動させる作業を行った。
2014 年 5 月 22 日に試験機の移動を行った。
- 16 -
JAEA-Research 2015-015
本研究での試験は開始から 17 年をすぎ、過去に例が少ない長期間のデータを取得している
ところである。本年度は試験機の移動があったが、特に大きな問題もなく試験は継続できてい
る。2015 年度は工学部 3 号館から耐震工事の終了した工学部 4 号館へ、再度、試験機を移動
する予定である。今回の試験機の移動の経験を生かして、今後もできるだけ長期にわたって試
験を継続する予定である。
- 17 -
JAEA-Research 2015-015
3. 岩石の変形・破壊特性および時間依存性におよぼす熱の影響
3.1
はじめに
地下構造物の長期的な安定性を評価するためには、周辺岩盤の時間依存性挙動を把握するこ
とが重要である。超深地層研究所計画では、今後、研究坑道を利用した研究段階において原位
置試験の実施が予定されている。その試験計画の策定に資する情報を得るため、これまで研究
所周辺に広く分布する土岐花崗岩を用いて試験を行ってきた。
2006 年度は、瑞浪超深地層研究所用地におけるボーリング（MIZ-1 号孔）によって採取し
た土岐花崗岩を用いて、一軸圧縮試験、圧裂引張試験、P 波弾性波速度試験、ショア硬度試験
を実施した。また、載荷速度を遅速 2 段に切り換えながら一軸圧縮試験を行って、強度の載荷
速度依存性についても調べた。2007 年度は、同様のボーリングによって採取した土岐花崗岩を
用いて、一軸圧縮試験と一般化応力緩和試験を行った。2008 年度も、同様のボーリングによっ
て採取した土岐花崗岩を用いて一般化応力緩和試験を行って、データを蓄積した。これらの結
果を 2009 年度にとりまとめたところ、土岐花崗岩の強度やヤング率、ポアソン比などの物性
値や、強度の載荷速度依存性から求めた時間依存性の程度（n の値）は、本研究室で過去に扱
った経験のある稲田花崗岩と大きな違いがないことがわかった。クリープ特性や一般化応力緩
和特性に関しても、過去に得られている他の岩石と定性的には似た傾向を示すことが確認され
た。2010 年度は、岩石の強度の載荷速度依存性とクリープ寿命の応力依存性との関係、および、
時間依存性、強度とクリープ寿命の分布特性、寸法効果の相互関係について、決定論モデルや
確率過程論モデルを用いて説明した。さらに、これまでに本研究室で取得してきた岩石の強度
と n の値を整理して、土岐花崗岩の強度や n の値と比較検討した。2012 年度は、2010 年度に
示した岩石の強度と n の値に、試験方法の記載やデータを追加して再整理した。次いで、不連
続面の時間依存性と関係が深いと考えられる亀裂表面あるいは破片表面でのすべりに支配され
ている可能性が高い場合の n の値について検討した。さらに、室内試験で得られた結果を原位
置岩盤の評価に利用するために重要な、時間依存性の寸法効果に関する検討を行った。2013
年度は、国内外の岩石の強度と n のデータを追加して、岩石ごとの比較や時間依存性に影響を
与える要因について検討を行った。さらに、設計や施工に利用するための一つの方法として、
時間依存性を考慮した岩盤分類に関する検討を行った。約 40 種類の岩石の n の値を整理した
ところ、そのほとんどが気乾状態で取得されたデータであった。湿潤状態でのデータの蓄積は
乏しく、さらに常温よりも高い 100℃程度までのデータはほとんどみつからなかった。
本章では、湿潤状態かつ常温よりも高い温度において、岩石の変形・破壊特性および時間依
存性を調べるための試験方法について検討した。なお、ここで検討する温度は、高レベル放射
性廃棄物の地層処分において問題となる常温～100℃程度までである。岩石の変形・破壊特性
におよぼす温度の影響については数多くの研究が行われてきたが、常温～100℃程度までで岩
石の時間依存性におよぼす温度の影響を精密に検討した例はほとんどない。過去には 2000 年
度から 2005 年度にかけて、20、40、60、80℃のもとでクリープ試験を行ったが、クリープ試
験は時間や手間がかかるうえに、温度の影響の評価も困難であった。そこで本研究では、クリ
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JAEA-Research 2015-015
ープ試験よりも短時間で実施でき、上述の n の値を求めることで時間依存性の程度を容易に評
価できる載荷速度切換試験について、湿潤状態かつ常温よりも高い温度での実施を試みた。
3.2 試料岩石と試験装置
常温よりも高い温度での載荷速度切換試験は本年度が初めてであり、試験装置や試験手順の
検討を主に行うことから、今回は、土岐花崗岩と力学特性が似ている稲田花崗岩を用いること
にした。試験片は直径 25mm、高さ 50mm の円柱形とした。気乾状態での試験には、試験室で
1 ヶ月以上乾燥させた試験片を用いた。湿潤状態の試験では、1 ヶ月以上乾燥させてからデシ
ケータに入れ、真空脱気した後にイオン交換水で含水飽和させた試験片を用いた。
2000 年度から 2005 年度のクリープ試験では、試験装置、計測方法、断熱材などの検討に時
間を要した。これは、長時間にわたって一定の温度を保ち、計測装置への温度の影響を小さく
する必要があったためである。今回の試験では、試験装置全体、もしくは、載荷部の温度を制
御することも考えたが、経済性や設備構築までの時間、安全性などを考慮して、試験はなるべ
く短時間で実施し、その時間中は試験片の温度がほぼ一定に保たれるような試験方法について
検討した。試験には 1500kN サーボ試験機（MTS 製）を用いた。試験装置の写真を図 3-1 に
示したが、この装置を採用したのは、上下の載荷盤が大きく、試験片の熱による試験装置の温
度上昇がほとんどないと思われたからである。荷重は歪ゲージ式ロードセル、変位は差動変圧
器式変位計で測定した。
(a)
試験機全体
(b)
図 3-1
サーボ試験機の写真
- 19 -
載荷部
JAEA-Research 2015-015
3.3
温度の維持方法の検討
試験中に、湿潤状態の試験片を 80℃程度に維持する方法について検討した。まず、図 3-2(a)
のように含水飽和させた試験片にラップを二重に巻き、載荷盤と接触する両端部を露出させた。
その試験片を図 3-2(b)に示した恒温水槽（ヤマト科学製、BH401）に入れて、イオン交換水中
に水没させた。その後、1.3℃／分で 80℃まで水温を上昇させた。水温 80℃のもとで一定時間
保持した後に、試験片を取り出してプラスチック板の上に置き、表面の温度変化を図 3-2(c)に
示したサーモビュア（アートレイ製、ARTCAM-320-THERMO）で測定した（図 3-2(d)）。
(a) ラップを巻いた稲田花崗岩の試験片
(b) 恒温水槽
(c) サーモビュア
(d) 試験片の表面温度の測定
図 3-2
試験片の温度を維持する方法の検討
試験片はラップを巻いた状態
- 20 -
JAEA-Research 2015-015
水温 80℃のもとで 0.5 時間、1 時間、2 時間、4 時間、8 時間保持した後の試験片の表面温度
の変化を図 3-3 に示した。温度計測開始直後の試験片では、ラップを巻いた部分の温度は高か
ったが、両端面付近の温度はそれよりも低かった。時間の経過とともに温度が低下していった
が、特に両端面付近の温度低下が顕著であった。なお、ラップを巻かないと、試験片表面から
の水分の蒸発によって温度低下はさらに大きくなった。サーモビュアで測定した表面温度の最
高値の経時変化を図 3-4 に示した。恒温水槽中の水温は 80℃程度であったが、試験片を水中か
ら取り出してプラスチック板の上に置いた状態で、表面温度は 70℃程度まで低下した。その後
も表面温度は低下していき、5 分経過時点で 45℃程度となった。図 3-5 には、図 3-4 において
水温 80℃で 0.5 時間保持した場合と、それ以上の時間保持した場合の結果との差を示した。恒
温水槽中に 4 時間保持した場合の温度が最も高く、それ以外は 0.5 時間保持した場合との差は
±1.5℃程度であった。8 時間保持した場合と 0.5 時間保持した場合との差は小さく、0.5 時間以
上保持すれば試験片ごとのばらつきに比べて保持時間の影響は小さいと思われる。
温度（℃）
温度計測開始直後
温度計測開始 3 分後
温度計測開始 1 分後
温度計測開始 4 分後
温度計測開始 2 分後
温度計測開始 5 分後
(a) 80℃で 30 分保持後
図 3-3
試験片の表面温度の計測結果（1/3）
試験片はラップを巻いた状態
- 21 -
JAEA-Research 2015-015
温度（℃）
温度計測開始直後
温度計測開始 1 分後
温度計測開始 3 分後
温度計測開始 4 分後
温度計測開始 2 分後
温度計測開始 5 分後
(b) 80℃で 1 時間保持後
温度（℃）
温度計測開始直後
温度計測開始 1 分後
温度計測開始 3 分後
温度計測開始 4 分後
温度計測開始 2 分後
温度計測開始 5 分後
(c) 80℃で 2 時間保持後
図 3-3
試験片の表面温度の計測結果（2/3）
試験片はラップを巻いた状態
- 22 -
JAEA-Research 2015-015
温度（℃）
温度計測開始直後
温度計測開始 1 分後
温度計測開始 3 分後
温度計測開始 4 分後
温度計測開始 2 分後
温度計測開始 5 分後
(d) 80℃で 4 時間保持後
温度（℃）
温度計測開始直後
温度計測開始 1 分後
温度計測開始 3 分後
温度計測開始 4 分後
温度計測開始 2 分後
温度計測開始 5 分後
(e) 80℃で 8 時間保持後
図 3-3
試験片の表面温度の計測結果（3/3）
試験片はラップを巻いた状態
- 23 -
JAEA-Research 2015-015
80
温度保持時間（時間）
試験片表面最高温度（℃）
0.5
1
70
2
4
8
60
50
40
0:00
1:00
2:00
3:00
4:00
5:00
測定開始後経過時間（m:ss）
図 3-4
試験片表面の最高温度の経時変化
80℃での保持時間が0.5時間の試験片との温度差（℃）
試験片はラップを巻いた状態
3
2
1
0
-1
温度保持時間（時間）
1
2
4
8
-2
-3
0:00
1:00
2:00
3:00
4:00
5:00
測定開始後経過時間（m:ss）
図 3-5
恒温水槽中での保持時間が試験片表面の最高温度におよぼす影響
80℃で 0.5 時間保持した試験片との差を示した。
試験片はラップを巻いた状態
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JAEA-Research 2015-015
試験片にラップを巻いただけでは、5 分で 30℃以上の温度低下が見られたので、次に試験片
を水没させたままで測定を行った。すなわち、まず、ラップを巻いていない試験片を図 3-6(a)
に示したステンレス製容器（縦 100mm、横 130mm、高さ 60mm）の中に入れ、試験片の上に
図 3-6(b)に示した鋼製円筒（直径 30mm、高さ 20mm）を載せてから、それらを恒温水槽中で
水没させた。鋼製円筒を載せたのは、一軸圧縮試験と同じ状況にするためである。その後、1.2℃
／分で 80℃まで水温を上昇させた。水温 80℃のもとで 1 時間保持した後に、ステンレス製容
器ごと取り出して厚紙の上に置き、水温の変化をサーモビュアと図 3-6(c)に示した熱電対で測
定した（図 3-6(d)）。なお、熱電対では水深 25mm 程度の温度を測定した。
(a) ステンレス製容器
(b) 鋼製円筒
熱伝対
鋼製円筒
試験片
(c) 熱電対
(d)
試験片を入れたステンレス製容器中
の水温の測定
図 3-6
試験片の温度を維持する方法の検討
試験片はステンレス製容器に入れた状態
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JAEA-Research 2015-015
試験片を入れたステンレス製容器中の水面温度の変化を図 3-7 に示した。この図から、図 3-3
に示したラップを巻いただけの試験片よりも温度の低下が小さいことがわかる。サーモビュア
と熱電対で測定した水温の経時変化を図 3-8 に示した。サーモビュアの値は水面の最高温度で
ある。恒温水槽中の水温は 80℃程度であったが、試験片を水中から取り出して厚紙の上に置い
た状態で、水面の温度は 73℃程度まで低下した。しかし、熱電対で測定した水深 25 mm の位
置では、78℃程度と高かった。その後は水温が徐々に低下していったが、ラップを巻いただけ
の試験片に比べると低下量は小さく、水深 25mm の位置では 5 分経過しても 70℃程度であっ
た。この結果より、試験片を水没させた状態であれば、2 分以内で±2℃程度、5 分以内で±5℃
程度の範囲で試験が行えることがわかった。
温度（℃）
温度計測開始直後
温度計測開始 1 分後
温度計測開始 3 分後
温度計測開始 4 分後
図 3-7
温度計測開始 2 分後
温度計測開始 5 分後
試験片を入れたステンレス製容器中の水面温度の計測結果
- 26 -
JAEA-Research 2015-015
ステンレス製容器中水温（℃）
80
70
60
50
赤外線カメラ
熱伝対
40
0:00
1:00
2:00
3:00
4:00
5:00
測定開始後経過時間（m:ss）
図 3-8
3.4
試験片を入れたステンレス製容器中の水温の経時変化
載荷速度切換試験
載荷速度切換試験の概要を図 3-9 に示した。(a)は歪だけを制御信号にした場合、(b)は次式で
表されるように歪 ε と応力 σ の線形和を制御信号とした場合である。
(3-1)
応力
Ct
応力
E
Δε
Δε
C1 C2 C1 C2 C1
C1 C2 C1 C2 C1
載荷速度
載荷速度（歪速度）
歪
歪
(b) 歪と応力の線形和を制御信号とする場合
(a) 歪を制御信号とする場合
図 3-9
載荷速度切換試験の概要
- 27 -
JAEA-Research 2015-015
ここで、t は時間、E はヤング率、C は載荷速度、α は応力の帰還量を決める定数である。式
(3-1)で α＝0 とした場合が(a)に相当する。載荷速度切換試験では、式(3-1)の左辺の値が一定量
増加するごと（以下では切換間隔と呼ぶ）に、C の値を 3×10-5 /s と 3×10-4/s とで交互に切り換
えた。C をこのように設定すると平均載荷速度は 5.5×10-5/s となる。載荷速度を歪速度に変換
した値は α やヤング率によって変わるが、稲田花崗岩のピーク強度での歪は 7～8×10-3 であっ
たので、1 回の試験は 2 分程度で終了した。試験では α を 0.4 とし、常温・気乾状態、常温・
湿潤状態、高温・湿潤状態で試験を行った。試験の詳細な条件は表 3-1 にまとめた。
表 3-1
試
料
稲
田
花
崗
岩
試験片の諸元、試験条件、試験結果
番号
直径
mm
高さ
mm
重量
g
比重
一軸圧縮強度
MPa
状態
温度
℃
切換間隔
×10-4
17
25.03
50.29
64.721
2.62
241.5
気乾
20.6
3
7
24.97
50.30
64.662
2.63
214.0
飽和
20.6
3
9
25.00
50.31
64.790
2.62
203.4
飽和
61±2
3
18
24.98
50.32
64.665
2.62
233.9
気乾
20.5
1.5
8
24.94
50.31
64.679
2.63
197.5
飽和
20.5
1.5
10
25.00
50.33
64.767
2.62
207.6
飽和
77±2
1.5
ステンレスバット水中内実施
19
24.98
50.31
64.534
2.62
218.7
気乾
20.5
1.5
ステンレスバット内実施
11
25.02
50.29
64.819
2.62
213.2
飽和
20.5
1.5
ステンレスバット水中内実施
12
25.01
50.32
64.964
2.63
196.1
飽和
77±2
1.5
ステンレスバット水中内実施
備考
ステンレスバット水中内実施
試験で得られた応力－歪曲線を図 3-10、熱電対で測定した高温・湿潤状態での 3 本の試験で
の水温の変化を図 3-11 に示した。常温・気乾状態では、ステンレスバット内で試験を行ったの
が 1 本、ステンレスバットを用いずに試験を行ったのが 2 本である。ステンレスバット内で試
験を行った方が、強度とヤング率が若干小さくなった。常温・湿潤状態でも、ステンレスバッ
ト内で試験を行ったのが 1 本、ステンレスバットを用いずに試験を行ったのが 2 本である。ス
テンレスバット内で試験を行った際に、強度やヤング率の低下はほとんど見られなかった。高
温・湿潤状態では、すべてステンレスバット内で試験を行い、61±2℃での試験が 1 本、77±2℃
での試験が 2 本であった。温度が違ったのは、図 3-11 に示したように、載荷開始までの時間
が 1 本だけ長かったからである。試験中は時間に対してほぼ直線的に温度が低下した。図
3-10(c)からわかるように、温度の違いによる、強度やヤング率の違いはほとんど見られなかっ
た。図 3-12 にはすべての試験片の一軸圧縮強度を示したが、水分によって若干の強度低下が
見られたが、湿潤状態における温度による影響はほとんど見られなかった。
- 28 -
JAEA-Research 2015-015
250
No.17
No.18
200
応力
（MPa）
No.19
150
100
50
0
0
2000
4000
6000
8000
6
歪（×10
-6））
歪（×10
(a) 常温・気乾状態
250
No.7
No.8
応力
（MPa）
200
No.11
150
100
50
0
0
2000
4000
6000
-6） 6
歪（×10
歪（×10
）
(b) 常温・湿潤状態
図 3-10
応力－歪曲線（1/2）
- 29 -
8000
JAEA-Research 2015-015
250
No.9
No.10
応力
（MPa）
200
No.12
150
100
50
0
0
2000
4000
6000
8000
-6）
6）
歪（×10
歪
（×10
(c) 高温・湿潤状態
図 3-10
応力－歪曲線（2/2）
80
70
ピーク強度
載荷開始
ステンレス容器内水温（℃）
75
65
60
55
0:00
2:00
4:00
6:00
8:00
10:00
ステンレス容器設置後経過時間（m:ss）
(a) 試験片 No.9
図 3-11
高温・湿潤状態の試験での水温の変化（1/2）
- 30 -
JAEA-Research 2015-015
ステンレス容器内水温（℃）
ピーク強度
75
載荷開始
80
70
65
60
55
0:00
2:00
4:00
6:00
8:00
10:00
ステンレス容器設置後経過時間（m:ss）
(b) 試験片 No.10
ステンレス容器内水温（℃）
ピーク強度
75
載荷開始
80
70
65
60
55
0:00
2:00
4:00
6:00
8:00
10:00
ステンレス容器設置後経過時間（m:ss）
(c) 試験片 No.12
図 3-11
高温・湿潤状態の試験での水温の変化（2/2）
- 31 -
JAEA-Research 2015-015
250
気乾状態
一軸圧縮強度（MPa）
湿潤状態
230
210
190
170
0
20
40
60
80
100
温度（℃）
図 3-12
一軸圧縮強度の比較
今回の試験により、改良すべき点が 2 つあることが判明した。1 つ目は試験に用いた容器で
ある。今回用いたのは市販のステンレス製容器であったが、初期の状態では容器の底が平らで
はなかった。そのため、載荷盤と容器の底が密着するまで、荷重を少し加える必要があった。
載荷中は載荷盤と容器の底が密着しているので問題はなかったが、ピーク強度以降で応力が小
さくなると、容器の底が元の形状に戻り、応力が急激に減少する様子が観察された。今回は試
験方法の検討ということで、市販の容器を用いたが、専用の容器を製作する必要があろう。も
う 1 つは、切換間隔と載荷速度の設定である。載荷速度切換試験はピーク強度以降の応力低下
が緩やかな岩石では実績が多く、載荷速度依存性の程度を表す n の値の取得も容易である。一
方、花崗岩のように破壊が脆性的な岩石では、ピーク強度付近で 2 種類の載荷速度に対応する
強度を推定することは容易ではない。図 3-10 からもわかるように、今回の試験条件では、ピ
ーク強度付近で図 3-9 のように包絡線を引くことが難しく、n の値を取得することができなか
った。今後、適切な切換間隔や載荷速度、データ整理方法について検討を行い、破壊が脆性的
な岩石での n の取得方法を確立する必要がある。
- 32 -
JAEA-Research 2015-015
3.5
まとめ
本章では、湿潤状態かつ常温よりも高い温度（常温～100℃程度まで）において、岩石の変
形・破壊特性および時間依存性を調べるための試験方法について検討した。なお、経済性や設
備構築までの時間、安全性などを考慮して、試験はなるべく短時間で実施し、その時間中は試
験片の温度がほぼ一定に保たれるような試験方法の確立を目指した。まず、試験中に、湿潤状
態の試験片を 80℃程度に維持する方法について検討したところ、試験片を水没させた状態であ
れば、2 分以内で±2℃程度、5 分以内で±5℃程度の範囲で試験が行えることがわかった。
常温・気乾状態、常温・湿潤状態、高温・湿潤状態で載荷速度切換試験を行ったところ、常
温では水分によって一軸圧縮強度の低下が見られたが、湿潤状態での温度による影響はほとん
ど見られなかった。今回の試験により、改良すべき点が 2 つあることが判明した。1 つ目は試
験に用いた容器であり、この点は新しい容器を製作することで解決できる。もう 1 つは、載荷
速度切換試験における切換間隔と載荷速度の設定である。これまでは主に、ピーク強度以降の
応力低下が緩やかな岩石で載荷速度切換試験を行っており、ピーク強度付近での 2 種類の載荷
速度に対応する応力－歪曲線の推定や n の値の取得は容易であった。一方、破壊が脆性的な花
崗岩では容易ではなく、今後、適切な切換間隔や載荷速度、データ整理方法について検討を行
う必要がある。
- 33 -
JAEA-Research 2015-015
4. 岩盤の長期強度に関する検討
4.1
はじめに
岩石がクリープや応力緩和、載荷速度依存性などの時間依存性挙動を示すことは古くからよ
く知られている。しかしながら、未だ解決されていない問題として、岩石が長期にわたって破
壊にいたらないような応力条件（これを以下では長期強度と称する）があるのか、あるとすれ
ば実験室で得られるような短期強度の何%程度に相当するのか、という疑問が残されている。
本章では、一軸圧縮応力下だけでなく、これまでにほとんど検討されていない三軸圧縮応力
下での長期強度について検討した。地下の岩盤は地圧を受けているが、地圧が長期強度よりも
小さければ、岩盤は長期にわたって破壊にいたらないと考えられる。また、地圧が長期強度よ
りも大きければ、岩盤が破壊することにより応力緩和が徐々に進行し、破壊が生じない程度の
応力状態（長期強度以下）になっていると考えられる。そこで、地圧測定結果の上限を長期強
度とみなし、それを表す境界線について室内試験結果をもとに推定した。室内試験結果として、
岩石の長期強度と関係が深いと思われる、三軸圧縮強度の歪速度依存性と強度回復特性のデー
タを整理した。なお以下では、応力は圧縮を、歪は収縮を正とした。
4.2
三軸圧縮強度の歪速度依存性による長期強度の推定
三軸圧縮強度の歪速度依存性に関する検討には、2013 年度の報告書 1)でまとめたデータのう
ち、多くの周圧下で試験が行われた三城目安山岩、稲田花崗岩、田下凝灰岩の結果を用いた。
三城目安山岩と田下凝灰岩については、他のブロックでの結果 2),3),4)も検討に加えた。図 4-1 に
は、三軸圧縮試験のピーク強度における最小主応力（周圧）と最大主応力の関係を示した。結
果はすべて、気乾状態、歪速度 10-5/s での値である。図には、表 4-1 に示した Coulomb、Mohr、
Hoek & Brown の破壊条件式による計算結果も示した。三城目安山岩と田下凝灰岩の結果はブ
ロックによるばらつきが見られたが、いずれの岩石でも Hoek & Brown の破壊条件式で試験結
果をほぼ再現できた。Coulomb の破壊条件式は、田下凝灰岩の試験結果とはほぼ一致したが、
三城目安山岩と稲田花崗岩では、最小主応力が大きくなるほど試験結果との乖離が大きくなっ
た。Mohr の破壊条件式は、いずれの岩石でも試験結果よりもかなり小さめの強度となった。
これらの結果より、三軸圧縮強度の検討においては Hoek & Brown の破壊条件式を用いること
にした。
- 34 -
JAEA-Research 2015-015
400
試験結果
Coulomb
Mohr
最大主応力 (MPa)
300
Hoek & Brown
200
100
0
0
10
20
30
40
最小主応力 (MPa)
(a) 三城目安山岩
試験結果は 2013 年度報告書 1)，山口 2)，趙 3)を再整理した結果
800
試験結果
Coulomb
Mohr
最大主応力 (MPa)
600
Hoek & Brown
400
200
0
0
10
20
30
40
最小主応力 (MPa)
(b) 稲田花崗岩
試験結果は 2013 年度報告書 1)を再整理した結果
図 4-1
三軸圧縮試験におけるピーク強度での最小主応力と最大主応力（1/2）
実線は表 4-1 の値を用いた計算結果
- 35 -
JAEA-Research 2015-015
60
最大主応力 (MPa)
50
40
30
試験結果
20
Coulomb
10
Mohr
Hoek & Brown
0
0
2
4
6
8
10
最小主応力 (MPa)
(c) 田下凝灰岩
試験結果は 2013 年度報告書 1)，羽柴 4)を再整理した結果
図 4-1
三軸圧縮試験におけるピーク強度での最小主応力と最大主応力(2/2)
実線は表 4-1 の値を用いた計算結果
表 4-1
破壊条件式と 3 岩石での定数の値
一軸圧縮強度は歪速度 10-5/s での値
破壊条件式
定数
max
: 最大主応力
min
: 最小主応力
t
一軸圧縮強度
σc(MPa)
: 一軸引張強度
Coulomb
c
max
tan
min
内部摩擦角
2
4
φ(degree)
2
三城目
安山岩
稲田
花崗岩
田下
凝灰岩
95
180
20
45
60
32
12
36
6
Mohr
max
min
l
t
2 l
脆性度
t
min
Hoek&Brown
max
min
c
1 m
t
Br(=σc/σt)
l
min
c
m
Br
2 2 Br 1
Br 2 1
Br
- 36 -
JAEA-Research 2015-015
基準となる歪速度 C0 での強度を σ0 とすると、歪速度 C での強度 σf は次式で表される。
1
n 1
C
C0
f
0
(4-1)
σf は一軸圧縮強度もしくは三軸圧縮強度（最大差応力）、n は歪速度依存性を表す定数である。
歪速度が変化したときの強度の変化量 Δσf は、C と C0 の差が小さいうちは冪級数展開により次
式のように近似できる。
f
f
0
0
0
1
n 1
C
C0
1
1
n 1
ln
C
C0
(4-2)
従って、強度の歪速度依存性は以下の式で整理されることもある。
f
1
0
n 1
ln
C
C0
(4-3)
1
図 4-2 には、C0＝10-5/s としたときの、式(4-1)と式(4-3)による計算結果を示した。いずれの
式でも、n が小さいほど強度の変化（歪速度依存性）は大きくなった。通常の室内強度試験で
の歪速度は 10-3～10-7/s であるが、この範囲内では式(4-1)と式(4-3)の差は小さいことがわかる。
歪速度がそれよりも速い場合や遅い場合は 2 つの式の乖離が大きくなったが、本研究で検討す
る歪速度が遅い領域では式(4-3)による強度の方が小さくなった。
2
式(4-1)
σf/σ0
1.5
n
n
n
n
n
=
=
=
=
=
式(4-3)
20
30
40
60
100
1
0.5
0
10-20
10-15
10-10
10-5
1
歪速度 (1/s)
図 4-2
式(4-1)と式(4-3)で計算された歪速度と強度の関係
- 37 -
JAEA-Research 2015-015
Hoek & Brown の破壊条件式に歪速度依存性を組み込む方法はいくつか考えられるが、ここ
では、破壊条件式中の一軸圧縮強度 σc が歪速度依存性を持つと考えた。一軸圧縮強度の歪速度
依存性は式(4-1)もしくは式(4-3)の σf を σc に置き換えればよいので、それぞれの式に対応して、
歪速度依存性を考慮した Hoek & Brown の破壊条件式として次式が得られる。
max
max
min
min
C
C0
1
n0 1
c0
C
C0
1
n0
1 m
1
ln
C
C0
1
c0
(4-4)
min
1
n0 1
c0
(4-5)
min
1 m
1
n0
C
ln
C0
1
1
c0
σc0 は歪速度 C0 での一軸圧縮強度、n0 は一軸圧縮応力下での n である。C＝C0 では 2 式は一
致し、σmin＝0 では一軸圧縮強度の歪速度依存性を表す式となる。図 4-3 には、三城目安山岩で
C が 10-5、10-6、10-10、10-15、10-20/s の場合の、式(4-4)と式(4-5)による計算結果を示した。n0
は試験で得られている三城目安山岩の平均的な値 35 を用い、その他の物性値は表 4-1 に示し
た値を用いた。いずれの図でも、C＝10-5 での計算結果は図 4-1 の Hoek & Brown の破壊条件
式による計算結果に一致する。式(4-4)と式(4-5)のいずれでも、歪速度の低下とともに周圧下で
の強度が低下した。図 4-2 からもわかるように、式(4-5)の方が一軸圧縮強度の低下が大きかっ
たので、周圧下での強度の低下も大きくなった。稲田花崗岩と田下凝灰岩の n0 は 45 程度であ
るが、式(4-4)と式(4-5)による計算結果は三城目安山岩と同様の傾向を示した。
Sone and Zoback5)は、地殻の歪速度の下限値が 5-8×10-20/s 程度と推定しており、式(4-4)と
式(4-5)において C＝10-20 とした図 4-3 の太線が、三城目安山岩の三軸圧縮強度の歪速度依存性
から推定される長期強度の候補になると考えられる。なお、稲田花崗岩と田下凝灰岩の三軸圧
縮強度の歪速度依存性から、同様の計算で得られた曲線も長期強度の候補として検討する。
- 38 -
JAEA-Research 2015-015
300
歪速度 (1/s)
10-5
10-6
10-10
10-15
10-20
最大主応力 (MPa)
250
200
150
100
50
0
0
10
20
30
40
最小主応力 (MPa)
(a) 式(4-4)による計算結果
300
歪速度 (1/s)
10-5
10-6
10-10
10-15
10-20
最大主応力 (MPa)
250
200
150
100
50
0
0
10
20
30
40
最小主応力 (MPa)
(b) 式(4-5)による計算結果
図 4-3
歪速度依存性を考慮した Hoek & Brown の破壊条件
対象岩石は三城目安山岩で計算には n0=35 と表 4-1 に示した定数の
値を用いた。
- 39 -
JAEA-Research 2015-015
4.3
強度回復特性による長期強度の推定
大久保ら
6)は、一度破壊した岩石の強度の回復特性を、短時間で容易に調べるための室内試
験を行った。試験では図 4-4 に示したように、外径 50mm、内径 27mm、高さ 40mm の鋼製
円筒の中に、直径 25mm、高さ 25mm の円柱形試験片を置き、試験片と同じ直径のプラテンを
用いて変位速度 5×10-3mm/s で載荷した。軸方向の応力と歪は試験片の初期断面積と初期高さ
を用いて求め、試験片の拘束圧（横方向の応力）は鋼製円筒内壁に加わる内圧として、円筒の
外側側面に貼った歪ゲージを用いて求めた。図 4-5 に青の実線で示したように、最初は試験片
と円筒内壁との間に隙間があるので、一軸圧縮応力状態で軸方向歪と軸方向応力が増加してい
き、ピーク強度（一軸圧縮強度）に達した後は軸方向応力が低下した。その後も載荷を継続す
ると、試験片側面が円筒内壁に接触し、その後は軸方向応力（青の実線）と横方向応力（赤の
実線）の両方が増加した。軸方向応力があらかじめ定めた応力（押し込み最大応力）に達する
と除荷し、試験片を鋼製円筒から取り出してから、変位速度 5×10-3mm/s で一軸圧縮試験を行
った。図 4-6 には気乾状態での田下凝灰岩と三城目安山岩の一軸圧縮試験結果を示した。横軸
は押し込み最大応力、縦軸は鋼製円筒から取り出した試験片の一軸圧縮強度である。図よりわ
かるように、田下凝灰岩は押し込み最大応力の増加とともに一軸圧縮強度が増加（回復）した
が、三城目安山岩は強度の回復は見られなかった。
荷重
鋼製
円筒
鋼製
円柱
岩石
試験片
圧縮破壊
取り出し
押し込み
図 4-4
一軸圧縮試験
岩石の強度回復特性を調べるための試験の手順
- 40 -
JAEA-Research 2015-015
160
140
応力 (MPa)
120
100
軸方向応力
80
60
40
20
横方向応力
0
0
0.05
0.1
0.15
0.2
軸方向歪
図 4-5
田下凝灰岩を鋼製円筒内で載荷した際の応力－歪曲線
試験結果は大久保ら 6)を再整理した結果
押し込み試験後の一軸圧縮強度 (MPa)
10
8
6
田下凝灰岩
三城目安山岩
4
2
0
0
100
200
300
押し込み試験での最大軸方向応力 (MPa)
図 4-6
押し込み試験での最大応力と押し固めた試験片の一軸圧縮強度
試験結果は大久保ら 6)を再整理した結果
- 41 -
JAEA-Research 2015-015
大久保ら
6)の結果を再整理して、破壊した田下凝灰岩の試験片を押し固めていく過程でのモ
ールの応力円の変化を図 4-7 に示した。押し固めの進行とともに、最小主応力と最大主応力が
増加していき、応力円の半径も大きくなった。図には応力円包絡線を青の実線で示したが、こ
の曲線は次式で a＝2、b＝0.7 とした場合の計算結果である。
a
n
b
(4-6)
試験片ごとに包絡線はばらついたが、概ね式(4-6)で近似でき、その平均的な曲線が a＝2、
b＝0.7 とした結果であった。図には、三城目安山岩の平均的な応力円包絡線を赤の実線で示し
た。この場合は、式(4-6)で a＝3.8、b＝0.7 とした場合の計算結果である。図 4-6 に示したよう
に、この試験では三城目安山岩は強度回復が見られなかったが、応力円包絡線は田下凝灰岩よ
りも上方に位置していることがわかる。
三城目安山岩
せん断応力 (MPa)
田下凝灰岩
垂直応力 (MPa)
図 4-7
破壊した試験片が押し固められていく過程での応力円包絡線
黒で示した試験結果は大久保ら 6)を再整理した結果
この試験で得られた強度回復の程度は、岩石の組織や構成鉱物、試験片の寸法や形状、試験
片と鋼製円筒との隙間、などの影響を受けると考えられる。しかしながら、田下凝灰岩に関し
ては、一度破壊してばらばらになった後に、岩石片に加わる応力が図 4-7 に示す経路で変化し
た場合に強度が徐々に回復したことは確かである。すなわち、田下凝灰岩では図 4-7 の曲線よ
りも下側では破壊が生じない可能性があり、この曲線が長期強度の候補になりうると考えられ
る。そこで、田下凝灰岩の強度回復を表す τ＝2σn0.7 から、次式に a＝2、b＝0.7 を代入するこ
とにより変換した主応力間の関係を、長期強度の候補として検討することにする。
max
or
min
a 2b
2b 1
a 2b
2b 1 2
a2
2b
- 42 -
(4-7)
JAEA-Research 2015-015
4.4
地圧測定結果を用いた検討
地圧測定結果として、World Stress Map Project が無料で公開しているデータベース 7)を用
いた。データベースには、世界各地で取得された 21750 の地圧データが収められている。その
中から、まず、応力解放法もしくは水圧破砕法で取得されたデータを選び出した。さらにその
中から、最小主応力と最大主応力の両方が記載されているデータを選び出した。なお、水圧破
砕法で得られたデータの中には、深度から算出した鉛直応力を主応力の一つとしたデータも含
まれている。データベースでは、測定深度、同じ深度でのデータ数、データのばらつきなどを
もとに、データの品質が A～E の 5 段階で示されている。World Stress Map Project では品質
A～C のデータが信頼できるデータとされていることから、品質 A～C のデータを検討に用い
ることにした。さらに、最小主応力が負、最大主応力が負、最小主応力＞最大主応力、となっ
ているデータは除いた。表 4-2 に示したように、最終的に検討に用いたデータの数は 191 であ
った。データが取得された地域は多い順に、ヨーロッパ 91（うち北欧 21）、オーストラリア
56、北米 27、アジア 15（うち日本 4）、アフリカ 2 であった。
- 43 -
JAEA-Research 2015-015
表 4-2
検討に用いた World Stress Map Project7)の地圧測定結果(1/6)
緯度
経度
深度
(km)
国
品質
最大主応力
(MPa)
最小主応力
(MPa)
-20.78
139.48
0.86
Australia
C
40.2
19.1
-21.602
147.957
0.60
Australia
B
28.2
15.48
-21.592
147.967
0.36
Australia
B
22.9
10.61
-21.833
148.058
0.39
Australia
B
17.2
11.11
-21.51
148
0.12
Australia
B
9.2
3.96
-21.866
148.009
0.26
Australia
B
20
7.4
-21.264
147.914
0.14
Australia
B
8.2
3.73
-21.54
148.25
0.07
Australia
C
2.8
2.01
-23.0 43
148.564
0.16
Australia
B
17.7
3.96
-23.051
148.542
0.09
Australia
C
15.5
2.78
-23.058
148.563
0.19
Australia
C
17
4.44
-23.078
148.528
0.10
Australia
B
4.9
2.6
-23.012
148.56
0.14
Australia
C
12.5
3.96
-22.946
148.586
0.08
Australia
C
5.1
2.31
-22.995
148.554
0.17
Australia
C
10.7
4.53
-24.033
148.614
0.18
Australia
C
6.03
4.8
-24.014
148.646
0.11
Australia
C
4.96
2.83
-24.673
149.911
0.42
Australia
B
40.5
11.29
-24.621
149.882
0.59
Australia
B
35.4
16
-24.585
149.914
0.3 7
Australia
A
39.3
11.38
-24.684
149.9
0.52
Australia
A
37.9
14.03
-24.644
149.908
0.41
Australia
A
12.1
8.6
-24.47
150.031
0.57
Australia
B
29.9
14.42
-30.37
116.94
0.06
Australia
C
21.8
1.877
-33.366
150.14
0.31
Australia
C
22.9
8.1
-33.385
150.14
0.31
Australia
C
29.7
7.63
-33.384
150.145
0.32
Australia
C
26.2
7.99
-33.386
150.15
0.35
Australia
B
24.5
8.42
-33.392
150.16
0.35
Australia
C
18.2
8.67
-33.363
150.163
0.35
Australia
B
25.7
8.06
-21.592
148.173
0.25
Australia
C
7.4
5
-32.441
150.802
0.24
Australia
B
26.7
7.2
- 44 -
JAEA-Research 2015-015
表 4-2
検討に用いた World Stress Map Project7)の地圧測定結果(2/6)
緯度
経度
深度
(km)
国
品質
最大主応力
(MPa)
最小主応力
(MPa)
-32.438
150.835
0.32
Australia
B
34.2
12.38
-33.377
151.383
0.64
Australia
B
29
13.84
-31.19
121.78
0.60
Australia
C
28
15
-33.082
151.4
0.21
Australia
B
10.3
4.73
-33.241
151.196
0.83
Australia
A
54
22.28
-32.9
151.244
0.23
Australia
C
30
7.42
-32.355
151.256
0.49
Australia
C
37
11.11
-32.591
151.044
0.10
Australia
B
8
2.53
-32.661
151.147
0.07
Australia
C
5.4
1.95
-33.959
151.25
0.11
Australia
C
7.8
2.77
-33.892
151.261
0.09
Australia
C
5.9
2.37
-33.972
151.247
0.12
Australia
B
9
3.15
-33.897
151.193
0.63
Australia
B
40.4
21.7
-33.972
151.229
0.50
Australia
A
23.5
13.19
-33.83
151.226
0.09
Australia
C
4
2.22
-24.76
150.045
0.39
Australia
B
18.8
9.94
-24.76
150.045
0.42
Australia
B
24
9.89
-23.295
119.774
0.23
Australia
B
28.6
7.8
-21.592
148.173
0.29
Australia
B
12.2
7.13
-21.592
148.173
0.19
Australia
B
7.0 6
4.48
-22.92
148.61
0.13
Australia
C
10.6
5
-21.74
148.05
0.12
Australia
C
5.6
3.3
-24.52
150.05
0.20
Australia
B
10.1
4.8
-23.25
148.54
0.13
Australia
B
6.8
4.3
47.193
14.69
1.10
Austria
B
38.5
8.5
48.133
16.917
0.00
Austria
C
4
1.1
47.283
15.167
0.80
Austria
C
28
14
47.467
9.9
0.19
Austria
C
23.1
5.2
46.63
13.649
0.56
Austria
C
46
27
50.59
6.26
0.25
Belgium
A
0
0
46.8
-81.6
1.23
Canada
C
64.5
32.7
46.3
-82.6
0.45
Canada
C
31.2
12.8
- 45 -
JAEA-Research 2015-015
表 4-2
検討に用いた World Stress Map Project7)の地圧測定結果(3/6)
緯度
経度
深度
(km)
国
品質
最大主応力
(MPa)
最小主応力
(MPa)
48.19
-81.35
0.73
Canada
C
53.1
20.1
46.5
-81
1.50
Canada
C
74.6
40.3
47.646
8.65
0.50
Switzerland
B
21.7
17.8
47.48
7.71
0.01
Switzerland
C
1.65
0.66
46.887
8.417
0.95
Switzerland
A
42
21
46.888
8.387
1.23
Switzerland
A
38
15.66
46.88
8.39
0.90
Switzerland
A
38
20
34.902
33.1
0.40
Cyprus
A
0
0
49.833
12.288
0.11
Germany
A
7.2
0
49.816
12.119
1.9 0
Germany
B
28.8
15
49.96
11
0.19
Germany
A
4.9
0
50.055
12.158
0.09
Germany
A
10.5
0
50.2
9.516
0.41
Germany
A
14
11.4
50.033
9.677
0.09
Germany
B
2.5
0
51.85
10.272
0.14
Germany
B
3.9
0
50.141
11.697
0.06
Germany
C
5.1
0
52.119
9.883
0.07
Germany
C
0.1
0
52.083
9.897
0.07
Germany
A
1.6
0.9
48.5
9.61
0.17
Germany
C
1.55
0
49.866
12.2
0.26
Germany
C
3.85
1.6
49.875
12.505
0.15
Germany
A
4.4
0
48.28
8.133
0.19
Germany
A
4.1
0
48.258
8.141
0.17
Germany
A
9.6
0
50.26
11.358
0.19
Germany
C
5.6
2.9
50.4
8.183
0.24
Germany
C
11.9
6.9
50.433
8.217
0.30
Germany
C
19.5
10.6
48.45
8.483
0.26
Germany
C
13
7.3
49.955
11.083
0.08
Germany
C
3.3
2.1
61.65
22.69
0.35
Finland
B
47.2
26.4
46.18
2.96
0.23
France
A
7.2
0
46.18
2.96
0.53
France
A
17.2
0
45.9
1.6
0.54
France
A
1.5
1.4
- 46 -
JAEA-Research 2015-015
表 4-2
検討に用いた World Stress Map Project7)の地圧測定結果(4/6)
緯度
経度
深度
(km)
国
品質
最大主応力
(MPa)
最小主応力
(MPa)
48.93
7.88
3.40
France
C
89.4
44.2
45.9
1.63
0.97
France
A
26.8
16.7
46.18
2.96
0.63
France
A
19.2
12.8
46.07
3.63
0.75
France
A
19.8
10.7
47.8
7.25
0.55
France
C
26.3
17.6
45.38
3.09
0.75
France
B
16.5
10.5
43.51
5.29
1.05
France
A
36.2
14
49.19
6.61
0.70
France
A
37.7
14.3
43.63
3.3
0.84
France
A
24.5
10
45.7
5.307
0.02
France
C
20.9
6.7
47.867
7.333
0.67
France
B
26
13
50.184
-5.282
0.64
United Kingdom
B
5.7
0.5
53.383
-0.973
0.46
United Kingdom
B
27.1
14.5
52.774
-0.992
0.46
United Kingdom
C
12.2
6.8
52.47
-1.637
0.68
United Kingdom
A
24.65
12.9
53.907
-1.06
0.85
United Kingdom
B
29.7
15.3
53
-1
0.84
United Kingdom
A
22.5
12
53.12
-4.097
0.28
United Kingdom
B
17.6
6.4
54.417
-3.455
1.10
United Kingdom
B
38.7
22.1
54.421
-3.461
1.00
United Kingdom
A
46.3
24.3
54.431
-3.43
0.60
United Kingdom
B
31.9
17.7
54.414
-3.474
0.60
United Kingdom
A
33.4
22.8
54.414
-3.474
0.20
United Kingdom
C
8.3
1.7
52.775
-0.957
0.52
United Kingdom
A
20.9
10.34
47.317
17.617
0.01
Hungary
C
2.6
0.9
-1
100.5
0.20
Indonesia
B
7.4
0.117
17.35
78.475
0.15
India
B
27
26
65.713
-17.567
0.15
Iceland
C
7.4
4.4
34.57
134.98
1.20
Japan
B
43
28
34.58
135.02
0.90
Japan
A
26
18
34.8
135.33
0.90
Japan
A
31
20
36.6
139.5
0.98
Japan
B
83
24
- 47 -
JAEA-Research 2015-015
表 4-2
検討に用いた World Stress Map Project7)の地圧測定結果(5/6)
緯度
経度
深度
(km)
国
品質
最大主応力
(MPa)
最小主応力
(MPa)
37.6
126.9
0.05
Korea - Republic of
C
7.3
1.2
37.6
127
0.03
Korea - Republic of
B
9.1
0.9
37.6
127.1
0.04
Korea - Republic of
C
4.6
1
37.6
126.8
0.03
Korea - Republic of
B
6
0.7
67.117
16.117
0.90
Norway
C
46.5
18.1
68.4
17.85
0.40
Norway
C
20.8
5.8
61.517
7.3
0.44
Norway
B
16.7
3.7
37.7
-8.1
0.30
Portugal
C
21.2
12
56
60.6
0.10
Russia
C
18.3
12.5
56.9
60.7
0.30
Russia
C
42.5
7.4
53.1
87.5
0.34
Russia
C
32
9
52.7
88
0.41
Russia
C
22
12
58.2
59.8
0.12
Russia
C
4.7
1.9
59.6
60.3
0.30
Russia
C
13.5
2.6
59.6
60.3
0.37
Russia
C
14
6.4
59.6
60.3
0.38
Russia
C
12
8.8
54.41
-3.5
1.50
Sea
B
63.3
33.4
34.9
128.6
0.18
Sea
B
14.5
4.9
34.9
128.6
0.24
Sea
B
7.9
6.5
37
126.8
0.18
Sea
B
11.2
4.8
34.9
127.6
0.19
Sea
C
7.3
5
34.9
127.6
0.11
Sea
B
8.2
2.9
64.3
-22
0.10
Sea
C
5.3
3.5
64.167
-21.9
0.38
Sea
C
5.8
3.9
59.625
15.101
0.35
Sweden
A
20
11.2
60.378
17.832
0.2 5
Sweden
A
20
13
59.624
15.101
0.20
Sweden
B
21.8
15.9
59.624
15.101
0.40
Sweden
B
18.8
7.6
56.211
13.12
0.10
Sweden
B
10.2
6.4
59.338
15.452
0.10
Sweden
C
7.8
1
66.687
20.354
0.10
Sweden
C
8.6
0.8
67.187
20.707
0.50
Sweden
B
18.8
8.3
- 48 -
JAEA-Research 2015-015
表 4-2
検討に用いた World Stress Map Project7)の地圧測定結果(6/6)
緯度
経度
深度
(km)
国
品質
最大主応力
(MPa)
最小主応力
(MPa)
67.186
20.642
0.50
Sweden
C
32.2
10.2
63.464
18.978
0.25
Sweden
B
19
11.5
56.667
13.679
0.10
Sweden
A
12.3
9
61.115
14.758
0.20
Sweden
B
18
13.4
57.428
16.685
0.50
Sweden
B
48.5
24.9
56.821
12.714
0.15
Sweden
B
11.5
6.3
-8.7
35.7
0.73
Tanzania
C
36.8
8
-8.7
35.7
0.36
Tanzania
C
16.5
5.7
36.69
-121.35
0.18
United States
C
13.8
5.3
39.53
-107.9
2.31
United States
C
49.3
46.5
39.3
-89.35
0.10
United States
C
8
2.2
35.386
-119.868 1.30
United States
A
49
20
35.572
-119.977 1.30
United States
A
49
20
35.539
-119.955 1.30
United States
A
49
20
35.506
-119.922 1.30
United States
A
49
20
35.714
-119.966 1.30
United States
A
49
20
35.682
-119.944 1.30
United States
A
49
20
35.649
-119.933 1.30
United States
A
49
20
33.22
-81.69
0.42
United States
A
34
12.1
31.62
-103.28
3.47
United States
C
119.8
68
31.92
-103.05
2.34
Un ited States
C
52.4
26.7
43.18
-89
0.10
United States
B
9.4
0
34.45
-117.87
0.79
United States
B
35.2
19.3
39.5
-82.5
0.81
United States
A
24
11.3
46.438
-119.574 1.02
United States
B
61.2
34.8
46.533
-119.682 1.07
United States
B
61.1
33.4
43.78
-89.33
0.19
United States
B
16
4.9
44.07
-87.85
0.12
United States
B
6.5
0
42.08
-78
0.51
United States
B
16
7.8
40.64
-83.92
0.11
United States
B
10.1
0
34.78
-101.87
0.85
United States
C
19.4
13.4
- 49 -
JAEA-Research 2015-015
前節までで検討した岩石はすべて日本で産出されたものであったため、日本の地圧測定結果
を追加して検討することにした。検討に用いたデータは、長ら
8)が報告したデータである。デ
ータはすべて応力解放法により取得され、3 つの主応力が記載されている。データには岩種の
記載があったため、岩種ごとに整理したところ、火成岩が 30 データ、堆積岩が 15 データ、変
成岩が 13 データであった。表 4-3 に示した合計 58 データを検討に用いることにした。
室内試験結果から推定した長期強度の候補を表 4-4 にまとめた。3 岩石の三軸圧縮強度の歪
速度依存性から、歪速度が非常に遅いときの Hoek & Brown の破壊条件式を式(4-4)と式(4-5)
のように求めた。それぞれを以下では compression (power func.)、compression (exp func.)と
記載する。田下凝灰岩を押し固めると徐々に強度が増加したので、その押し固めの過程での主
応力の関係を長期強度の候補とした。これを以下では compaction と記載する。
- 50 -
JAEA-Research 2015-015
表 4-3
検討に用いた長ら 8)の地圧測定結果(1/2)
深度
三次元主応力 MPa
区分
岩種
火成岩
花崗閃緑岩
600
36.8
24.6
16.4
火成岩
花崗閃緑岩
430
27
7.6
6.2
火成岩
花崗閃緑岩
240
25
8
6.6
火成岩
花崗閃緑岩
520
22.3
14.2
4.4
火成岩
花崗閃緑岩
730
43.8
26.8
17.8
火成岩
花崗閃緑岩
260
29.3
7.6
2.9
火成岩
流紋岩
192
5
3.92
2.84
火成岩
石英閃緑岩
260
14.6
6.3
5.9
火成岩
石英閃緑岩
960
22.9
10.7
7.5
火成岩
花崗閃緑岩
250
10.8
6.4
0
火成岩
花崗閃緑岩
250
13.7
4.7
0.5
火成岩
輝緑岩
590
19.5
14.1
5.5
火成岩
輝緑岩
590
21.1
13
2
火成岩
花崗閃緑岩
200
14
8.18
0.15
火成岩
花崗岩
550
21.9
11.2
6.1
火成岩
花崗岩
550
28.1
11.4
7.5
火成岩
流紋岩
340
9
6.2
4.6
火成岩
流紋岩
340
15.9
11.3
3.1
火成岩
珪化斑レイ岩
210
10.3
7.1
5.4
火成岩
斑レイ岩
210
14.5
10.7
7.6
火成岩
花崗岩
370
23.4
13.2
7.16
火成岩
花崗岩
280
9.4
6.3
3.1
火成岩
ひん岩
280
9.81
6.28
3.82
火成岩
花崗岩
310
20.1
9
4.6
火成岩
花崗岩
310
17.8
9.8
2.9
火成岩
流紋岩
108
4.9
3.1
1.9
火成岩
流紋岩
108
3.4
2.8
1.4
火成岩
輝緑岩
370
32.4
16.9
0.9
火成岩
花崗閃緑岩
510
15.8
11.1
6.23
火成岩
花崗閃緑岩
375
5.88
4.12
3.33
m
- 51 -
最大
中間
最小
JAEA-Research 2015-015
表 4-3
検討に用いた長ら 8)の地圧測定結果(2/2)
深度
三次元主応力 MPa
区分
岩種
堆積岩
砂質泥岩
450
11.8
11
8.53
堆積岩
凝灰岩.凝灰角礫岩
400
13.2
9.4
5.7
堆積岩
凝灰岩.凝灰角礫岩
400
17
10.2
6.7
堆積岩
輝緑凝灰岩
210
6.2
4.8
1.8
堆積岩
角礫岩
395
12.1
8.53
7.65
堆積岩
珪質砂岩
420
15.7
10.6
7.85
堆積岩
礫岩
270
8.24
5.49
4.9
堆積岩
砂岩
500
12.6
8.43
4.51
堆積岩
泥岩
520
14.2
12
9.41
堆積岩
砂岩
130
1.58
1.19
1.12
堆積岩
塊状粘板岩
430
13.5
11.9
9.9
堆積岩
粘板岩
430
16.4
11.1
8.8
堆積岩
粘板岩.凝灰岩質砂岩
115
7.4
5.6
3.2
堆積岩
頁岩
175
8.3
4.9
3.7
堆積岩
石灰岩
248
9
4.5
3.9
変成岩
ホルンフェルス
920
31.6
22.2
6
変成岩
角閃石黒雲母片麻岩
950
28.5
13.6
4.22
変成岩
角閃石黒雲母片麻岩
950
23.4
18
6.12
変成岩
角閃石黒雲母片麻岩
950
29.2
17.6
3.24
変成岩
片麻岩
175
5.5
2.1
1.3
変成岩
片麻岩
495
18.8
10
8
変成岩
片麻岩
495
16
6.2
5.2
変成岩
緑色片岩
385
36.8
28.1
19
変成岩
緑色片岩
1565
53.6
31.4
16.3
変成岩
緑色片岩
1565
51.9
25.4
11.8
変成岩
緑色片岩
1219
58.9
38.9
5.9
変成岩
緑色片岩
1219
36.4
21.9
6.1
変成岩
黒色片岩
270
9.02
5.39
4.71
m
- 52 -
最大
中間
最小
JAEA-Research 2015-015
表 4-4
室内試験結果から推定した長期強度と図 4-8 および図 4-9 での表記
三軸圧縮試験
三城目安山岩
稲田花崗岩
田下凝灰岩
押し込み試験
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
Compaction
World Stress Map Project の地圧測定結果と室内試験結果から推定した長期強度を、図 4-8
に示した。黒の実線は σmax＝σmin を表し、地圧測定結果はこの線の上方にプロットされる。三
城目安山岩の結果から推定した compression (power func.)は、地圧測定結果の上方に位置した。
σmin が 15MPa よりも小さい場合は、compression (exp func.)の上方に位置する地圧測定結果が
多く見られたが、σmin が 15MPa よりも大きい場合は、compression (exp func.)の上方に離れて
位置する地圧測定結果は 1 つだけであった。ただし、三軸圧縮試験での σmin は 40MPa 以下で
あったので、それよりも大きい σmin の範囲では試験結果を外挿して波線で示した。稲田花崗岩
の結果から推定した compression (power func.)と compression (exp func.)は、ともに地圧測定
結果のかなり上方に位置しており乖離が大きかった。田下凝灰岩の結果から推定した
compression (exp func.)の上方に位置する地圧測定結果は、σmin が 20MPa よりも小さいと数多
く見られたが、σmin が 20MPa よりも大きい場合は 4 つだけであった。compression (power
func.)の上方に位置する地圧測定結果は、σmin が 10MPa よりも小さいといくつか見られたが、
σmin が 10MPa よりも大きい場合は 1 つだけであった。ただし、三軸圧縮試験での σmin は 10MPa
以下であったので、σmin が 10MPa よりも大きい地圧測定結果と比較できたのは、波線で示し
た試験結果を外挿した曲線である。Compaction は図 4-8 の中ではもっとも地圧測定結果と調
和的であり、σmin が 25MPa よりも小さい範囲では、地圧測定結果のほぼ上限に位置した。σmin
が 25MPa よりも大きい場合は、すべての地圧測定結果が compaction の下方に位置した。
- 53 -
JAEA-Research 2015-015
250
地圧測定結果
等方圧
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
最大主応力 (MPa)
200
150
100
50
0
0
20
40
60
最小主応力 (MPa)
(a) 三城目安山岩の室内試験結果から推定した長期強度との比較
250
最大主応力 (MPa)
200
地圧測定結果
等方圧
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
150
100
50
0
0
20
40
60
最小主応力 (MPa)
(b) 稲田花崗岩の室内試験結果から推定した長期強度との比較
図 4-8
World Stress Map Project7)の地圧測定結果と室内試験結果から推定した
長期強度（1/2）
- 54 -
JAEA-Research 2015-015
250
地圧測定結果
等方圧
最大主応力 (MPa)
200
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
Compaction
150
100
50
0
0
20
40
60
最小主応力 (MPa)
(c) 田下凝灰岩の室内試験結果から推定した長期強度との比較
図 4-8
World Stress Map Project7)の地圧測定結果と室内試験結果から推定した
長期強度（2/2）
日本国内の地圧測定結果と室内試験結果から推定した長期強度を、図 4-9 に示した。World
Stress Map Project の結果に比べて深度が浅い場所での測定結果が多く、σmin は 20MPa より
も小さかったが、σmax が大きい結果が多かった。三城目安山岩から推定した長期強度では、
compression (power func.)が地圧測定結果の上限の近傍に位置した。堆積岩での地圧測定結果
は compression (exp func.)の下方に位置したが、火成岩や変成岩での測定結果は compression
(exp func.)の上方に位置するものも多かった。稲田花崗岩から推定した長期強度は World
Stress Map Project の地圧測定結果とほぼ同様に、compression (power func.)と compression
(exp func.)ともに地圧測定結果のかなり上方に位置しており乖離が大きかった。田下凝灰岩か
ら推定した長期強度に関しては、堆積岩での地圧測定結果は compression (power func.)と
compression (exp func.)の下方に位置したが、火成岩や変成岩での測定結果はそれらの線の上
方に位置するものも多かった。Compaction は火成岩や変成岩を含めた地圧測定結果の上限近
傍に位置し、その曲線よりも大きく上方に乖離した測定結果は火成岩と変成岩でそれぞれ 1 つ
ずつだけであった。
- 55 -
JAEA-Research 2015-015
250
地圧測定結果（火成岩）
地圧測定結果（堆積岩）
地圧測定結果（変成岩）
等方圧
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
最大主応力 (MPa)
200
150
100
50
0
0
10
20
30
最小主応力 (MPa)
(a) 三城目安山岩の室内試験結果から推定した長期強度との比較
250
最大主応力 (MPa)
200
150
地圧測定結果（火成岩）
地圧測定結果（堆積岩）
地圧測定結果（変成岩）
等方圧
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
100
50
0
0
10
20
30
最小主応力 (MPa)
(b) 稲田花崗岩の室内試験結果から推定した長期強度との比較
図 4-9
長ら 8)の地圧測定結果と室内試験結果から推定した長期強度（1/2）
- 56 -
JAEA-Research 2015-015
250
地圧測定結果（火成岩）
地圧測定結果（堆積岩）
地圧測定結果（変成岩）
等方圧
Compression (power func.)
Compression (exp func.)
Compaction
最大主応力 (MPa)
200
150
100
50
0
0
10
20
30
最小主応力 (MPa)
(c) 田下凝灰岩の室内試験結果から推定した長期強度との比較
図 4-9
4.5
長ら 8)の地圧測定結果と室内試験結果から推定した長期強度（2/2）
岩盤の長期強度に関する考察
本研究では、地圧測定結果の上限を長期強度とみなし、それを表す境界線について検討した。
しかしながら、地圧測定結果は場所、深度、岩種、種々の環境などの影響をうけてばらつくの
で、その境界線を決めるのは容易ではない。そこで、室内試験結果から長期強度になりうる候
補を挙げ、そのある程度根拠を持った結果と地圧測定結果とを比較したわけである。
表 4-4 に示したように、いくつかの岩石から長期強度の候補を推定したが、このうちの、三
城目安山岩の三軸圧縮試験から推定した長期強度、および、田下凝灰岩の強度回復から推定し
た長期強度は、種々の岩石の標準的な結果とみることもできる。その根拠は以下のとおりであ
る。まず、三城目安山岩の三軸圧縮試験結果から、Hoek & Brown の破壊条件式の歪速度依存
性により長期強度を推定したが、三城目安山岩は一軸圧縮強度が 100MPa 程度であり、2013
年度の報告書で示した約 40 岩種の中で平均的な強度であった。また、約 40 岩種の n0 は 20～
80 の間に入っていることが多く、三城目安山岩の n0=35 は平均値に近い値であった。これら
の結果より、三城目安山岩の三軸圧縮試験結果は岩石の標準的な結果を表している可能性があ
る。田下凝灰岩の気乾状態での強度回復特性より τ＝2σn0.7 を長期強度の候補としたが、湿潤状
態では τ＝1.9σn0.7、田下凝灰岩と同様に強度が回復した湿潤状態の土丹では τ＝1.5σn0.7、来待
砂岩では気乾状態が τ＝2.6σn0.7、湿潤状態が τ＝2.1σn0.7 であった。τ＝2σn0.7 はそれらの中間の
結果であり、大久保ら 5)が報告した強度回復が見られた岩石のうちの標準的な結果といえる。
- 57 -
JAEA-Research 2015-015
これらの室内試験から推定した長期強度と、図 4-8 および図 4-9 に示したすべての地圧測定
結果をあらためて図 4-10 に示した（白抜き記号）。過去の研究結果との比較のため、Damjanac
and Fairhurst9)が、花崗岩が長期強度を持つ根拠にした 2 つの地圧測定結果（Canadian Shield
Region and granite quarry in St. Cloud、 MN、 USA）を黒塗り記号で示した。まず全体的
に見ると、地圧測定結果に対して SA compression (power func.) はやや過大評価、 SA
compression (exp func.)はやや過小評価になっていることがわかる。この結果より、短期間の
載荷速度依存性を表すには power func.と exp func.の違いは小さいが、長期的な載荷速度依存
性を表す関数形はそれらの間に入る可能性がある。TT compaction は地圧測定結果の上限を比
較的よく表現できており、この曲線よりも上方に大きく逸脱した測定結果は、約 250 データの
うち最小主応力が 0MPa、1MPa、6MPa の 3 データだけであった。TT compaction は SA
compression (power func.)と SA compression (exp func.)の中間的な傾向を示しており、グラ
フの形状も良く似ている。これらはまったく異なる方法で推定した曲線であったが、長期強度
に関してはなんらかの関連がある可能性がある。現在の初期応力場や岩盤の状態が長期にわた
り大きく変化していないと考えれば、これらの結果を考慮すると、やや範囲は広いが、SA
compression (power func.)と SA compression (exp func.) にはさまれた灰色の範囲に、岩盤の
長期強度を表す境界線がある可能性がある。
稲田花崗岩の三軸圧縮試験から推定した長期強度は、他の曲線に比べてかなり上方に位置し
た。そのため地圧測定結果からも乖離しているように見えたが、図 4-9(b)に示したように、日
本の火成岩で測定された結果のうちの一軸圧縮応力下に近い条件では、乖離は比較的小さかっ
た。田下凝灰岩の三軸圧縮試験から推定した長期強度は、他の曲線に比べて下方に位置した。
これも、図 4-9(c)に示したように、日本の堆積岩で測定された結果に限ってみると、すべての
地圧測定結果が compression (power func.)と compression (exp func.)の下方に位置した。この
ように、火成岩（花崗岩）や堆積岩（凝灰岩）などの岩種別に整理すると、室内試験結果から
推定した長期強度と地圧測定結果の上限は調和的であった。World Stress Map Project のデー
タベースでは岩種の記載があるデータが少なく、岩種ごとの比較が難しかったが、今後もデー
タを蓄積しながら岩種ごとに詳細な検討を行っていく必要がある。
本研究で考慮しなかった室内試験と原位置での条件の違いとして、寸法、水分、温度などが
ある。また、測定された地圧は測定時点での値であり、岩盤がこれまでに受けてきた応力履歴
や歪速度を反映したものではない。これらの諸条件の影響に関しては、室内試験においても未
知な部分が多く、データを蓄積しながら今後も検討を続けていく必要がある。
- 58 -
JAEA-Research 2015-015
250
地圧測定結果（図4-8および図4-9）
地圧測定結果（図 4-8 および図 4-9）
8))
地圧測定結果（Damjanac and
地圧測定結果（Damjanac
and Fairhurst
Fairhurst9）
）
等方圧
SA compression (power func.)
SA compression (exp func.)
TT compaction
最大主応力 (MPa)
200
150
100
50
0
0
20
40
60
最小主応力 (MPa)
図 4-10
地圧測定結果と室内試験結果から推定した長期強度
SA: Sanjome andesite、 TT: Tage tuff
4.6
まとめ
岩石・岩盤の長期強度をナチュラルアナログにより検討する第一歩として、本研究では、地
圧測定結果の上限を長期強度とみなし、それを表す境界線について室内試験結果をもとに推定
した。室内試験結果として、岩石の長期強度と関係が深いと思われる、三軸圧縮強度の歪速度
依存性と強度回復特性のデータを整理した。検討に用いた試験結果は 3 種類の岩石から得られ
たものであったが、三城目安山岩の三軸圧縮試験から推定した長期強度、および、田下凝灰岩
の強度回復から推定した長期強度は岩石の標準的な結果と考えられた。地圧測定結果は日本国
内と国外の、あわせて約 250 のデータを用いた。その結果、やや範囲は広いものの、図 4-10
の灰色で示した範囲内に岩盤の長期強度を表す境界線がある可能性を指摘した。また、火成岩
や堆積岩に限っていえば、室内試験結果（三軸圧縮強度の歪速度依存性）から推定した長期強
度と地圧測定結果の上限が調和的であることがわかった。
従来の研究では一軸応力下での長期強度に関する議論がほとんどであり、実際の岩盤の応力
状態である三軸応力下での検討はほとんどなされていなかった。室内試験と原位置では寸法、
温度・水分条件、過去の応力履歴などが異なっているが、三軸応力下の長期強度に関して新た
な知見が得られたことは大きな意味をもっていると考える。三軸応力下での長期強度の存在が
- 59 -
JAEA-Research 2015-015
確認できれば、長期にわたって使用する地下構造物の設計、施工、維持管理に役立てることが
できるであろう。例えば、図 4-10 の灰色の範囲の下限、すなわち、SA compression (exp func.)
をより安全側の長期強度として実務に利用することが考えられる。
5. 結言
本研究の主たる目的は、未だに知られるところの少ない長期岩盤挙動に対して少しでも新し
い知見を加えることである。
第 2 章では、堆積岩（田下凝灰岩）の長期クリープ試験について述べた。本年度で、試験開
始から 17 年以上が経過した。このような長期にわたる試験は過去にも例が少なく、岩石の長
期時間依存性挙動を評価するための貴重なデータを取得しているといえる。本年度は、クリー
プ試験機が設置してあった東京大学本郷キャンパスの工学部 4 号館の耐震工事のため、試験機
を工学部 3 号館へ移動させたので、その詳細について説明した。2015 年度は工学部 3 号館か
ら耐震工事の終了した工学部 4 号館へ、再度、試験機を移動する予定である。今回の試験機の
移動の経験を生かして、今後もできるだけ長期にわたって試験を継続する予定である。
第 3 章では、湿潤状態かつ常温よりも高い温度（常温～100℃程度まで）において、岩石の
変形・破壊特性および時間依存性を調べるための試験方法について検討した。なお、経済性や
設備構築までの時間、安全性などを考慮して、試験はなるべく短時間で実施し、その時間中は
試験片の温度がほぼ一定に保たれるような試験方法の確立を目指した。試験中に、湿潤状態の
試験片を 80℃程度に維持する方法について検討したところ、試験片を水没させた状態であれば、
2 分以内で±2℃程度、5 分以内で±5℃程度の範囲で試験が行えることがわかった。常温・気乾
状態、常温・湿潤状態、高温・湿潤状態で載荷速度切換試験を行ったところ、常温では水分に
よって一軸圧縮強度の低下が見られたが、湿潤状態での温度による影響はほとんど見られなか
った。花崗岩のように破壊が脆性的な岩石について、載荷速度依存性におよぼす水分や温度の
影響を詳細に調べるには、適切な載荷速度の切換間隔や載荷速度そのもの、データ整理方法に
ついて検討を行う必要があり、この点が今後の課題として残された。
第 4 章では、岩石・岩盤の長期強度をナチュラルアナログにより検討する第一歩として、地
圧測定結果の上限を長期強度とみなし、それを表す境界線について室内試験結果をもとに推定
した。室内試験結果として、岩石の長期強度と関係が深いと思われる、三軸圧縮強度の歪速度
依存性と強度回復特性のデータを整理した。地圧測定結果は日本国内と国外の、あわせて約 250
のデータを用いた。従来の研究では一軸応力下での長期強度に関する議論がほとんどであり、
実際の岩盤の応力状態である三軸応力下での検討はほとんどなされていなかった。室内試験と
原位置では寸法、温度・水分条件、過去の応力履歴などが異なっているが、三軸応力下の長期
強度に関して新たな知見が得られたことは大きな意味をもっていると考える。
- 60 -
JAEA-Research 2015-015
参考文献
1) 福井勝則，羽柴公博，佐藤稔紀，真田祐幸，桑原和道：“結晶質岩を対象とした長期岩盤挙
動評価手法に関する研究（2013 年度）
（委託研究）”，JAEA-Research 2014-020，2014，50p.
2) 山口勉：“岩石の変形及び破壊に対する時間の影響の研究”，東京大学博士論文，1980.
3) 趙顕：“岩石の時間依存性挙動と構成方程式に関する研究”，東京大学博士論文，1995.
4) 羽柴公博：
“岩石の時間依存性を調べる試験法の開発と構成方程式の改良”，東京大学博士論
文，2005.
5) Sone, H.，Zoback, M. D.，: “Time-dependent deformation of shale gas reservoir rocks and
its long-term effect on the in situ state of stress”，Int. J. Rock Mech. Min. Sci.，69， 2014，
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6) 大久保誠介，福井勝則，杉田隆博: “緩み領域の強度回復に関する基礎研究”，資源と素材，
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7) Heidbach, O.，Tingay, M.，Barth, A.，Reinecker, J.，Kurfeß, D and Müller, B.，
“The
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World
Stress Map database release 2008”，doi:10.1594/GFZ.WSM.Rel2008，2008.
8) 長秋雄，国松直，金川忠，藤井真希，横山幸也，小川浩司，田仲正弘: “我が国における地
下岩盤内の初期地圧状態－応力解放法による実測データに基づく－”，地質調査研究報告，
60，2009，pp.413-447.
“Evidence
:
for a long-term strength threshold in crystalline
9) Damjanac，B.，Fairhurst，C.，
rock”，Rock Mech Rock Eng.，43，2010，pp.513-531.
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国際単位系（SI）
表１．SI 基本単位
SI 基本単位
基本量
名称
記号
長
さメートル m
質
量キログラム kg
時
間
秒
s
電
流アンペア A
熱力学温度ケルビン K
物質量モ
ル mol
光
度カンデラ cd
面
体
速
加
波
密
面
表２．基本単位を用いて表されるSI組立単位の例
SI 組立単位
組立量
名称
記号
積平方メートル
m2
積立方メートル
m3
さ，速度メートル毎秒
m/s
速
度メートル毎秒毎秒
m/s2
数毎メートル
m-1
度，質量密度キログラム毎立方メートル
kg/m3
積
密
度キログラム毎平方メートル
kg/m2
比
体
電
流
密
磁界の強
(a)
量濃度
，濃
質
量
濃
輝
屈
折
率
比透磁率
積立方メートル毎キログラム
度アンペア毎平方メートル
さアンペア毎メートル
度モル毎立方メートル
度キログラム毎立方メートル
度カンデラ毎平方メートル
(b)
（数字の）　１
(b)
（数字の）　１
乗数
24
10
1021
1018
1015
1012
109
106
103
3
m /kg
A/m2
A/m
mol/m3
kg/m3
cd/m2
1
1
102
101
ゼ
タ
エクサ
Ｚ
Ｅ
10-2
ペ
テ
タ
ラ
Ｐ
Ｔ
ギ
メ
ガ
ガ
Ｇ
Ｍ
マイクロ
ノ
10-9 ナ
コ
10-12 ピ
10-15 フェムト
キ
ロ
ヘクト
デ
カ
ｋ
ｈ
da
d
°
’
日
度
分
10-3
10-6
記号
センチ
ミ
リ
ト
10-18 ア
10-21 ゼプト
10-24 ヨクト
d
c
m
µ
n
p
f
a
z
y
1 d=24 h=86 400 s
1°=(π/180) rad
1’=(1/60)°=(π/10 800) rad
”
1”=(1/60)’=(π/648 000) rad
ha 1 ha=1 hm 2=104m2
L，l 1 L=1 l=1 dm3=103cm3=10-3m3
t
1 t=103 kg
秒
ヘクタール
リットル
SI基本単位による
表し方
m/m
2
2
m /m
s-1
m kg s-2
m-1 kg s-2
m2 kg s-2
m2 kg s-3
sA
m2 kg s-3 A-1
m-2 kg-1 s4 A2
m2 kg s-3 A-2
m-2 kg-1 s3 A2
m2 kg s-2 A-1
kg s-2 A-1
m2 kg s-2 A-2
K
cd
m-2 cd
s-1
トン
表７．SIに属さないが、SIと併用される単位で、SI単位で
表される数値が実験的に得られるもの
名称
記号
SI 単位で表される数値
電子ボルト
ダルトン
統一原子質量単位
eV
Da
u
天
ua
文
単
位
1 eV=1.602 176 53(14)×10 -19J
1 Da=1.660 538 86(28)×10-27kg
1 u=1 Da
1 ua=1.495 978 706 91(6)×1011m
表８．SIに属さないが、SIと併用されるその他の単位
名称
記号
SI 単位で表される数値
バ
ー
ル bar １bar=0.1MPa=100 kPa=10 5Pa
水銀柱ミリメートル mmHg １mmHg≈133.322Pa
m2 s-2
m2 s-2
s-1 mol
(a)SI接頭語は固有の名称と記号を持つ組立単位と組み合わせても使用できる。しかし接頭語を付した単位はもはや
コヒーレントではない。
(b)ラジアンとステラジアンは数字の１に対する単位の特別な名称で、量についての情報をつたえるために使われる。
実際には、使用する時には記号rad及びsrが用いられるが、習慣として組立単位としての記号である数字の１は明
示されない。
(c)測光学ではステラジアンという名称と記号srを単位の表し方の中に、そのまま維持している。
(d)ヘルツは周期現象についてのみ、ベクレルは放射性核種の統計的過程についてのみ使用される。
(e)セルシウス度はケルビンの特別な名称で、セルシウス温度を表すために使用される。セルシウス度とケルビンの
単位の大きさは同一である。したがって、温度差や温度間隔を表す数値はどちらの単位で表しても同じである。
(f)放射性核種の放射能（activity referred to a radionuclide）は、しばしば誤った用語で”radioactivity”と記される。
(g)単位シーベルト（PV,2002,70,205）についてはCIPM勧告2（CI-2002）を参照。
表４．単位の中に固有の名称と記号を含むSI組立単位の例
SI 組立単位
組立量
SI 基本単位による
名称
記号
表し方
-1
粘
度パスカル秒
Pa s
m kg s-1
力のモーメントニュートンメートル
Nm
m2 kg s-2
表
面
張
力ニュートン毎メートル
N/m
kg s-2
角
速
度ラジアン毎秒
rad/s
m m-1 s-1=s-1
角
加
速
度ラジアン毎秒毎秒
rad/s2
m m-1 s-2=s-2
熱流密度 , 放射照度ワット毎平方メートル
W/m2
kg s-3
熱容量 , エントロピージュール毎ケルビン
J/K
m2 kg s-2 K-1
比熱容量，比エントロピージュール毎キログラム毎ケルビン J/(kg K)
m2 s-2 K-1
比エネル
ギージュール毎キログラム
J/kg
m2 s-2
熱
伝
導
率ワット毎メートル毎ケルビン W/(m K) m kg s-3 K-1
体積エネルギージュール毎立方メートル J/m3
m-1 kg s-2
電
界
の
強
さボルト毎メートル
V/m
m kg s-3 A-1
電
荷
密
度クーロン毎立方メートル C/m3
m-3 s A
表
面
電
荷クーロン毎平方メートル C/m2
m-2 s A
電束密度，電気変位クーロン毎平方メートル C/m2
m-2 s A
誘
電
率ファラド毎メートル
F/m
m-3 kg-1 s4 A2
透
磁
率ヘンリー毎メートル
H/m
m kg s-2 A-2
モルエネルギージュール毎モル
J/mol
m2 kg s-2 mol-1
モルエントロピー, モル熱容量ジュール毎モル毎ケルビン J/(mol K) m2 kg s-2 K-1 mol-1
照射線量（Ｘ線及び γ 線）クーロン毎キログラム
C/kg
kg-1 s A
吸
収
線
量
率グレイ毎秒
Gy/s
m2 s-3
放
射
強
度ワット毎ステラジアン
W/sr
m4 m-2 kg s-3=m2 kg s-3
放
射
輝
度ワット毎平方メートル毎ステラジアン W/(m2 sr) m2 m-2 kg s-3=kg s-3
酵素活性
濃度カタール毎立方メートル kat/m3
m-3 s-1 mol
ヨ
表５．SI 接頭語
記号
乗数
名称
タ
Ｙ
シ
10-1 デ
表６．SIに属さないが、SIと併用される単位
名称
記号
SI 単位による値
分
min 1 min=60 s
時
h 1 h =60 min=3600 s
（a）量濃度（amount concentration）は臨床化学の分野では物質濃度
（substance concentration）ともよばれる。
（b）これらは無次元量あるいは次元１をもつ量であるが、そのこと
を表す単位記号である数字の１は通常は表記しない。
表３．固有の名称と記号で表されるSI組立単位
SI 組立単位
組立量
他のSI単位による
名称
記号
表し方
（ｂ）
平
面
角ラジアン(ｂ)
rad
1
（ｂ）
(ｂ)
(c)
立
体
角ステラジアン
sr
1
周
波
数ヘルツ（ｄ）
Hz
力
ニュートン
N
圧
力
応
力パスカル
,
Pa
N/m2
エネルギー , 仕事 , 熱量ジュール
J
Nm
仕事率，工率，放射束ワット
W
J/s
電
荷
電
気
量クーロン
,
C
電位差（電圧） , 起電力ボルト
V
W/A
静
電
容
量ファラド
F
C/V
電
気
抵
抗オーム
Ω
V/A
コンダクタンスジーメンス
S
A/V
磁
束ウエーバ
Wb
Vs
磁
束
密
度テスラ
T
Wb/m2
インダクタンスヘンリー
H
Wb/A
セルシウス温度セルシウス度(ｅ)
℃
光
束ルーメン
lm
cd sr(c)
照
度ルクス
lx
lm/m2
Bq
放射性核種の放射能（ｆ）ベクレル（ｄ）
吸収線量, 比エネルギー分与,
グレイ
Gy
J/kg
カーマ
線量当量, 周辺線量当量,
Sv
J/kg
シーベルト（ｇ）
方向性線量当量, 個人線量当量
酸
素
活
性カタール
kat
名称
オングストローム
海
里
バ
ー
ン
Å
Ｍ
１Å=0.1nm=100pm=10-10m
１M=1852m
b
ノ
ネ
ベ
ト
パ
ル
kn
Np
Ｂ
１b=100fm2=(10-12cm) 2 =10-28m2
１kn=(1852/3600)m/s
ル
dB
ッ
ー
デ
シ
ベ
SI単位との数値的な関係は、
対数量の定義に依存。
表９．固有の名称をもつCGS組立単位
名称
記号
SI 単位で表される数値
ル
グ erg 1 erg=10-7 J
エ
ダ
ポ
イ
ア
ス
ス
トーク
チ
ル
フ
ガ
ォ
ン dyn 1 dyn=10-5N
ズ P 1 P=1 dyn s cm-2=0.1Pa s
ス St 1 St =1cm2 s-1=10-4m2 s-1
ブ sb 1 sb =1cd cm-2=104cd m-2
ト ph 1 ph=1cd sr cm-2 =10 4lx
ル Gal 1 Gal =1cm s-2=10-2ms-2
マクスウエル
ガ
ウ
ス
エルステッド（ａ）
Mx
G
Oe
1 Mx = 1G cm2=10-8Wb
1 G =1Mx cm-2 =10-4T
1 Oe　(103/4π)A m-1
（a）３元系のCGS単位系とSIでは直接比較できないため、等号「　」
は対応関係を示すものである。
キ
レ
ラ
名称
ュ
リ
ン
レ
ガ
ト
表10．SIに属さないその他の単位の例
記号
SI 単位で表される数値
ー Ci 1 Ci=3.7×1010Bq
ゲ
ン
ン R
ド rad
ム rem
マ γ
フ
ェ
ル
ミ
メートル系カラット
ト
標
準
大
気
1 R = 2.58×10-4C/kg
1 rad=1cGy=10-2Gy
1 rem=1 cSv=10-2Sv
1 γ=1 nT=10-9T
1 フェルミ=1 fm=10-15m
1 メートル系カラット = 0.2 g = 2×10-4kg
ル Torr 1 Torr = (101 325/760) Pa
圧 atm 1 atm = 101 325 Pa
カ
ロ
リ
ー
cal
ミ
ク
ロ
ン
µ
1 cal=4.1858J（｢15℃｣カロリー），4.1868J
（｢IT｣カロリー），4.184J（｢熱化学｣カロリー）
1 µ =1µm=10-6m
（第8版，2006年）

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