特許 7454526 地山の圧縮強度推定方法

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】特許公報(B2)

(11)【特許番号】

(24)【登録日】2024-03-13

(45)【発行日】2024-03-22

(54)【発明の名称】地山の圧縮強度推定方法

(51)【国際特許分類】

   E21C 39/00 20060101AFI20240314BHJP

   E21D 9/093 20060101ALI20240314BHJP

   G01N 3/00 20060101ALI20240314BHJP

【ＦＩ】

E21C39/00

E21D9/093 F

G01N3/00 D

【請求項の数】 6

(21)【出願番号】P 2021098835

(22)【出願日】2021-06-14

(65)【公開番号】P2022190486

(43)【公開日】2022-12-26

【審査請求日】2023-07-28

(73)【特許権者】

【識別番号】000140292

【氏名又は名称】株式会社奥村組

(74)【代理人】

【識別番号】100101971

【弁理士】

【氏名又は名称】大畑 敏朗

(72)【発明者】

【氏名】塚本 耕治

【審査官】石川 信也

(56)【参考文献】

【文献】特開２０２０－０６３６３９（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２０２０－０５１２４６（ＪＰ，Ａ）

【文献】特開２００３－０６６１５５（ＪＰ，Ａ）

(58)【調査した分野】(Int.Cl.，ＤＢ名)

Ｅ２１Ｃ ３９／００

Ｅ２１Ｄ ９／０９３

Ｇ０１Ｎ ３／００

(57)【特許請求の範囲】

【請求項1】

ピストンで打撃されるシャンクロッド、前記シャンクロッドと直列に取り付けられて先端に固定されたビットで地山に打撃力を与える打撃ロッド、および前記打撃ロッドで地山に打撃力を与えたときに地山より反射されて前記打撃ロッドに伝搬する反射波データを計測する計測手段を備えた削岩機を用意し、
圧縮強度が相互に異なる複数の試験体に前記削岩機で打撃力を与えて前記各試験体毎における前記反射波データを取得し、当該反射波データの圧縮応力の最大振幅と引張応力の最大振幅との比である反射波応力振幅比係数を求め、
前記各試験体における圧縮強度と前記各試験体について求められた前記反射波応力振幅比係数とから、前記圧縮強度と前記反射波応力振幅比係数との相関データを求め、
前記相関データと、掘削対象の地山に前記削岩機により打撃力を与えた際に計測された反射波データの反射波応力振幅比係数とから、地山の圧縮強度を推定する、
ことを特徴とする地山の圧縮強度推定方法。

【請求項2】

前記各試験体の反射波データおよび前記地山の反射波データの少なくとも何れかの反射波データは、打撃により地山と接するビット先端部から最初に反射して前記打撃ロッドに伝搬した反射波のデータである、
ことを特徴とする請求項１記載の地山の圧縮強度推定方法。

【請求項3】

前記計測手段は、前記打撃ロッドと前記シャンクロッドの長さを合計した長さの中央部分に設置されている、
ことを特徴とする請求項１または２記載の地山の圧縮強度推定方法。

【請求項4】

前記計測手段は、入力波と反射波とが干渉しない位置に設置されている、
ことを特徴とする請求項１または２記載の地山の圧縮強度推定方法。

【請求項5】

前記計測手段は、前記打撃ロッドに取り付けられたひずみゲージである、
ことを特徴とする請求項１～４の何れか一項に記載の地山の圧縮強度推定方法。

【請求項6】

複数の前記試験体は、所定の岩石ブロックに複数の削孔を行い、削孔した空孔にセメント系固化材を充填して製作する、
ことを特徴とする請求項１～５の何れか一項に記載の地山の圧縮強度推定方法。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、地山の圧縮強度推定方法に関し、特に、トンネル等を掘削する際における切羽前方地山の圧縮強度推定に適用して有効な技術に関するものである。

【背景技術】

【0002】

トンネル等の掘削において切羽前方の地山性状を把握することは、安全で経済的に施工するために必要不可欠である。そして、切羽前方地山の硬軟などの地山性状を探査する技術として、削孔検層法がある。また、この方法を用いて地山の圧縮強度を予測することが試行されている。

【0003】

この方法は、ドリルジャンボに搭載された油圧式削岩機を用いて、トンネルの切羽から前方に３０～５０ｍ程度のノンコア削孔（試料（コア）を採取しない削孔）を行い、削孔速度や削岩機の打撃圧（削岩機のピストンがシャンクロッドを打撃することでシャンクロッドに発生した打撃力）、回転圧（ロータによりシャンクロッドに与えられる回転力）、フィード圧（削岩機の推力）などの機械データから削孔位置の地山性状を予測するものである。そして、地山性状を評価する指標としては、削孔時の機械データから求められた削孔速度や単位掘削体積あたりの掘削に要したエネルギー量である掘削体積比エネルギー（「削孔エネルギー」ともいう）がある。

【0004】

しかしながら、掘削体積比エネルギーは、地山性状だけではなく、打撃圧や回転圧、フィード圧などの作動圧の圧力変化や削孔ずりの粒度の違い、削孔ずりの排出状態等によっても変化するため、地山性状を精度よく把握することが難しい。

【0005】

つまり、削孔によりできた掘削ずりが孔内から十分に排出されていない場合には、掘削ずりの二次破砕により掘削効率（削岩機が発生したエネルギーに対する掘削に消費されるエネルギーの比率）が低下し、実際よりも堅硬な地山と過大に評価される。また、亀裂の発達した地山や断層破砕帯などの脆弱地山では孔壁崩壊により掘削効率が低下し、やはり過大に評価される。

【0006】

また、フィード圧が所定の圧力より小さく、ビットの着岩が十分でない場合には、地山へのエネルギー伝達効率が悪くなるだけでなく削孔速度そのものが低下するため、掘削体積比エネルギーが上昇し、実際よりも堅硬な地山と評価されることになる。したがって、掘削時にはフィード圧を一定に保つ必要があるが、著しく脆弱な地山などで安定した削孔を行うためには、フィード圧を低く設定しなければならない。

【0007】

このように、掘削体積比エネルギーを指標とした場合、地山の硬軟の程度や圧縮強度を精度よく把握することは困難である。

【0008】

そこで、ダンピング圧（油圧）を指標として地山の圧縮強度を探査する技術が提案されている。これは、打撃ロッドとビットで地山に打撃力を与えた際に地山から受ける反発力を吸収するダンパ装置が装備された削岩機において、反発力（反発度）の大きさをダンピング圧（地山からダンピングピストンに伝達される打撃反力）により評価するものである。これは、ダンピング圧は、ビット先端の地山からの反発力が直接反映しているので、掘削体積比エネルギーを用いて地山の圧縮強度を評価する探査よりも精度が向上すると考えられるからである。

【0009】

ここで、特許文献１には、ダンピング圧の脈動振幅を用いて地山の圧縮強度を探査する技術が開示されている。具体的には、正規化されたダンピング圧の脈動振幅と圧縮強度が相互に異なる複数の試験体の圧縮強度との相関データを予め求めておき、削岩機により地山に打撃力を与えた際に計測されたダンピング圧の脈動振幅を打撃圧で除して正規化して当該相関データを参照することにより地山の圧縮強度を推定するものである。

【0010】

また、非特許文献１には、ダンピング圧を指標とした地山の圧縮強度を探査する技術が開示されている。具体的には、ダンピング圧とフィード圧との関係は地山の圧縮強度と高い相関を有することから、ダンピング圧の値とフィード圧の値とを計測することにより地山の圧縮強度を推定するものである。

【先行技術文献】

【特許文献】

【0011】

【文献】特開２０２０－０６３６３９号公報

【非特許文献】

【0012】

【文献】トンネル工学研究論文・報告書第６巻１９９６年１１月報告（７）、「油圧式削岩機のダンピング圧を利用した切羽前方探査法」

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0013】

しかしながら、特許文献１や非特許文献１に記載の技術は、地山の性状をシャンクロッドと打撃ロッドを介して伝搬する応力をダンピング圧（油圧）の変動として間接的に推定するものであるために、実際の圧縮強度を精度よく推定することができない可能性があった。

【0014】

本発明は、上述の技術的背景からなされたものであって、切羽前方地山の圧縮強度を高精度で推定することのできる地山の圧縮強度推定方法を提供することを目的とする。

【課題を解決するための手段】

【0015】

上記課題を解決するため、請求項１に記載の本発明の地山の圧縮強度推定方法は、ピストンで打撃されるシャンクロッド、前記シャンクロッドと直列に取り付けられて先端に固定されたビットで地山に打撃力を与える打撃ロッド、および前記打撃ロッドで地山に打撃力を与えたときに地山より反射されて前記打撃ロッドに伝搬する反射波データを計測する計測手段を備えた削岩機を用意し、圧縮強度が相互に異なる複数の試験体を前記削岩機で打撃力を与えて前記の試験体毎における前記反射波データを取得し、当該反射波データの圧縮応力の最大振幅と引張応力の最大振幅との比である反射波応力振幅比係数を求め、前記各試験体における圧縮強度と前記各試験体について求められた前記反射波応力振幅比係数とから、前記圧縮強度と前記反射波応力振幅比係数との相関データを求め、前記相関データと、掘削対象の地山を前記削岩機により打撃力を与えた際に計測された反射波データの反射波応力振幅比係数とから、地山の圧縮強度を推定する、ことを特徴とする。

【0016】

請求項２に記載の発明の地山の圧縮強度推定方法は、上記請求項１に記載の発明において、前記各試験体の反射波データおよび前記地山の反射波データの少なくとも何れかの反射波データは、打撃力を与えることにより地山と接するビット先端部から最初に反射して前記打撃ロッドに伝搬した反射波のデータである、ことを特徴とする。

【0017】

請求項３に記載の発明の地山の圧縮強度推定方法は、上記請求項１または２記載の発明において、前記計測手段は、前記打撃ロッドと前記シャンクロッドの長さを合計した長さの中央部分に設置されている、ことを特徴とする。

【0018】

請求項４に記載の発明の地山の圧縮強度推定方法は、上記請求項１または２記載の発明において、前記計測手段は、入力波と反射波とが干渉しない位置に設置されている、ことを特徴とする。

【0019】

請求項５に記載の発明の地山の圧縮強度推定方法は、上記請求項１～４の何れか一項に記載の発明において、前記計測手段は、前記打撃ロッドに取り付けられたひずみゲージである、ことを特徴とする。

【0020】

請求項６に記載の発明の地山の圧縮強度推定方法は、上記請求項１～５の何れか一項に記載の発明において、複数の前記試験体は、所定の岩石ブロックに複数の削孔を行い、削孔した空孔にセメント系固化材を充填して製作する、ことを特徴とする。

【発明の効果】

【0021】

本発明によれば、圧縮強度が相互に異なる複数の試験体を削岩機で打撃力を与えて各試験体毎における反射波データを計測手段で取得し、反射波データの圧縮応力の最大振幅と引張応力の最大振幅との比である反射波応力振幅比係数を求め、各試験体における圧縮強度と反射波応力振幅比係数とから両者の相関データを求め、当該相関データと掘削対象の地山を削岩機により打撃力を与えた際に計測された反射波データの反射波応力振幅比係数とから地山の圧縮強度を推定するようにすることで、切羽前方地山の圧縮強度を高精度で推定することが可能になる。

【図面の簡単な説明】

【0022】

【図1】本発明の一実施の形態である地山の圧縮強度推定方法に用いられる削岩機の模式図である。

【図2】図１の削岩機の打撃による応力波の発生と打撃ロッドの伝播、地山の破砕機構を示す説明図であり、（ａ）はピストンの打撃によりシャンクロッドとピストンに発生した圧縮応力を示す図、（ｂ）～（ｄ）はビットの先端が地山に貫入する状態およびその際のビット荷重と貫入深さとの関係を連続的に示す図である。

【図3】地山に押し付けられた状態にあるビットの応力波の挙動を示す模式図である。

【図4】岩石ブロックを用いた試験体の製作を示す説明図である。

【図5】試験体の一軸圧縮強度を示す図である。

【図6】図４の試験体の削孔の様子を示す説明図である。

【図7】図１の削岩機の打撃ロッドにおけるロッド応力の計測位置を示す説明図である。

【図8】試験体Ｂの削孔時におけるロッド応力の計測波形を示す図であり、（ａ）は測点１での応力波形、図８（ａ）は測点２での応力波形である。

【図9】図８の破線枠における拡大図であり、（ａ）は測点１での応力波形の拡大図、（ｂ）は測点２での応力波形の拡大図である。

【図10】試験体Ｂ，Ｄ，Ｅを削孔した際におけるピストンの打撃による応力波がビットに入射する波を示す図である。

【図11】ビットが試験体Ｂ，Ｄ，Ｅに打撃力を与えた後のビットからの最初の反射波（第１反射波）を示す図である。

【図12】図１１において、ビットが試験体Ｄに打撃力を与えた後のビットからの第１反射波を抽出して示す図である。

【図13】試験体Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅを削孔した際において打撃ロッドの応力波から求めた反射波の応力振幅比係数の削孔深度分布を示す図である。

【図14】試験体Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅから導かれる反射波の応力振幅比係数と圧縮強度との関係を示すグラフである。

【発明を実施するための形態】

【0023】

以下、本発明の一例としての実施の形態について、図面に基づいて詳細に説明する。なお、実施の形態を説明するための図面において、同一の構成要素には原則として同一の符号を付し、その繰り返しの説明は省略する。

【0024】

図１は本発明の一実施の形態である地山の圧縮強度推定方法に用いられる削岩機の模式図である。

【0025】

図１に示す削岩機１０は、打撃機構や回転機構が油圧で駆動される油圧式の削岩機であり、油圧ドリフタ１１と、スリーブ１２を介して油圧ドリフタ１１のシャンクロッド１３に直列に取り付けられるとともに先端にビット１４が固定された打撃ロッド１５とを備えている。さらに、油圧ドリフタ１１は、シャンクロッド１３を打撃するピストン１６と、シャンクロッド１３を回転させるロータ１７（図７）とを有している。なお、ビット１４の地山Ｇとの対向面（つまり掘削側）には、チップ１４ａが埋め込まれている。

【0026】

このような削岩機１０により、油圧ドリフタ１１内のピストン１６が作動油によりシリンダ（図示せず）内を移動し、シャンクロッド１３を打撃する。シャンクロッド１３は、ピストン１６による打撃力のほかロータ１７からの回転力Ｒと削岩機１０の推力（フィード圧）とをスリーブ１２を介して打撃ロッド１５に伝達し、打撃ロッド１５は打撃力と回転力を先端のビット１４に伝達する。そして、ビット１４が打撃力、回転力および推力を直接地山Ｇに加えることにより、地山Ｇが破砕される。

【0027】

ここで、油圧ドリフタ１１内のピストン１６がシャンクロッド１３を打撃した際に発生する圧縮応力波（打撃エネルギー）は先端のビット１４に伝播して地山の破砕に消費されるが、一部の応力波は反発力として油圧ドリフタ１１に戻る。この打撃の反発力は削岩機１０を後退させるとともにビット１４の着岩性を悪化させ、掘削効率の低下の要因となる。

【0028】

そこで、地山からの反発力を緩和すると同時に、フィード圧に関わらずビット１４の着岩性を維持するために、ダンパ装置が設けられている。

【0029】

このダンパ装置は、図示するように、地山からの反発力を吸収するダンピングピストン１８と、ダンピングピストン１８の内側に配置されて所定の推力を打撃ロッド１５に与えるプッシングピストン１９とから構成されている。プッシングピストン１９から打撃ロッド１５への推力は油圧により与えられており、地山からの反発力がダンピングピストン１８の油圧つまりダンピング圧で吸収される。なお、シャンクロッド１３のプッシングピストン１９側には、プッシングピストン１９の軸受けとなる円筒状のブッシュ２０が設置されている。

【0030】

本実施の形態の削岩機１０では、ピストン１６はシャンクロッド１３を毎分２，８００～４，５００回打撃する。また、打撃により破砕した掘削ずりは、水などによるフラッシングにより破砕位置から取り除かれ、孔外に排出される。

【0031】

ここで、削岩機１０の打撃により打撃ロッド１５を伝播する応力波について説明する。

【0032】

削岩機１０の打撃による応力波の発生と打撃ロッド１５の伝播、地山の破砕機構を図２に示す。なお、図２（ｂ）～（ｄ）には、ビット１４の先端が地山Ｇに貫入する際のビット荷重（ビット１４から地山Ｇへの荷重）と貫入深さとの関係（以下、「Ｆ－δ関係」という）を併記している。実際のＦ－δ関係は、載荷時、除荷時ともに直線でなく曲線となるが、ここでは単純に直線で示している。また、図２（ｃ）、（ｄ）において、圧縮応力と引張応力は、ドット密度が疎になる程小さく、密になる程大きいことを表している。

【0033】

さて、油圧ドリフタ１１内のピストン１６がシャンクロッド１３を打撃して衝撃力を与えると、打撃した部位に局所的な圧縮応力が発生する（図２（ａ））。

【0034】

局所的な圧縮応力は波（応力波）としてスリーブ１２を介して打撃ロッド１５を伝播する。打撃ロッド１５を伝播する応力波の伝播速度は例えば５，０８０ｍ／ｓであり、打撃ロッド１５が棒状であることから１次元波動として扱うことができる（図２（ｂ））。

【0035】

応力波はビット１４まで伝播して先端部の地山Ｇとの境界で入射波となり、ビット１４に埋め込まれたチップ１４ａから地山Ｇ内に透過する透過波となるが、一部はビット１４と地山Ｇの音響インピーダンスの違いから境界で引張応力の反射波となって削岩機１０側に戻っていく。Ｆ－δ関係では、ビット荷重が増えるにつれて貫入深さも大きくなる載荷過程に入る（図２（ｃ））。

【0036】

応力波の入射が終了すると、ビット１４は地山Ｇの剛性によって撥ね返され、反射波は引張応力から圧縮応力に変化する。Ｆ－δ関係ではビット荷重の減少につれて貫入量が減少する除荷過程に入り、最終貫入量となる。図２（ｄ）のハッチングの面積が地山Ｇの破砕に消費されたエネルギーである（図２（ｄ））。

【0037】

ここで、地山Ｇに押し付けられた状態にあるビット１４の応力波の挙動を図３に示す。ビット側を弾性体１、地山側を弾性体２として２つの弾性体が平面で接した状態に置き換えて考えると、境界面（弾性体１と弾性体２の境界）に入射波が到達して反射波と透過波に分かれる挙動として捉えることができる。

【0038】

次に、このような削岩機１０を用いた地山の強度推定方法について説明する。

【0039】

地山の強度推定方法においては、先ず、前述した油圧式の削岩機１０を用いて、圧縮強度が既知の地山を模擬した試験体Ｓに対して削孔を実施する。削孔は、圧縮強度の異なる複数の試験体Ｓについて行った。

【0040】

圧縮強度の試験では、使用材料であるセメント系固化材（不分離性グラウト）の種類を変えることにより圧縮強度の異なる地山を模擬した試験体Ｓを製作し、これを削岩機１０の打撃圧、回転圧、フィード圧、ダンピング圧の作動圧を変更して削孔する際のロッド応力および削孔速度や各油圧の機械データを計測した。なお、固化材の養生期間は同一とした。

【0041】

試験体Ｓの製作には、４個の花崗岩（茨城県笠間市で採掘された稲田花崗岩）からなる岩石ブロックＥ（１００ｃｍ×１００ｃｍ×１００ｃｍ）を使用した。岩石ブロックＥの削孔する面を上にしてφ１２７ｍｍのビットを装着した空圧式クローラドリルを用いて一面の６か所から垂直方向に深さ６０ｃｍの削孔を行い、図４に示すように、４個の岩石ブロックＥそれぞれに同一種類のグラウトモルタルＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄを厚さが５０ｃｍになるように充填し最上部に厚さ１０ｃｍのキャップ用モルタルＰを充填して試験体Ｓを製作した。

【0042】

試験体Ｓの一軸圧縮強度（σ）を図５に示す。一軸圧縮強度は、充填したグラウトモルタルＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄと同じ種別のグラウトモルタルＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄを用いて試験体Ｓごとに５本のテストピース（図示せず）を製作しておき、削孔実験の実施時間に合わせて一軸圧縮試験を行い、その平均値から求めた。なお、試験体Ｓは花崗岩からなる岩石ブロックＥの削孔していない位置から新たに削孔する場合とした。

【0043】

削孔実験では、岩石ブロックＥに充填したグラウトモルタルＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄの固化後、図６のように充填面が鉛直方向になるよう試験体Ｓを横転した後、グラウトモルタルＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄを充填した試験体Ｓの孔をφ６４ｍｍのビット１４を用いて水平方向に６０ｃｍ程度の深さまで削孔した。なお、削孔実験では、圧縮強度の異なる試験体Ｓを安定して削孔するため、打撃圧１６ＭＰａ、フィード圧６ＭＰａ、ダンピング圧９ＭＰａに設定した。

【0044】

削孔実験の計測には、削岩機１０の油圧や削孔長などの削孔データを自動計測する削孔検層装置(図示せず）とロッド応力を計測する汎用の記録装置を用いた。削岩機１０の油圧回路に設置した油圧センサを用いて打撃圧、回転圧、ダンピング圧、フィード圧を計測した。また、ロッド応力の計測結果を削孔深さについて整理するため、削孔検層装置から出力される削孔長のデータを利用した。

【0045】

４個の岩石ブロックを用いた打撃ロッド１５の応力を計測する実験では、長さ３．７０ｍの六角中空ロッド（対辺３５ｍｍ、内径９．５ｍｍ）を用いた。ここで、ロッド応力の計測位置を図７に示す。計測位置は、打撃ロッド１５とシャンクロッド１３との接合部から５０ｃｍの位置（測点１）と、削孔時にセントラライザＣＬと計測ケーブル（図示せず）が干渉しないように測点１からビット１４側に１．７ｍ離れた位置（測点２）との２箇所である。つまり、全長３．７０ｍの打撃ロッド１５に対し、測点１は中央（１．８５ｍ）よりもビット１４とは反対側であり、測点位置は中央よりもビット１４側となっている。また、測点１にはひずみゲージ（計測手段）Ｍ１を、測点２にはひずみゲージ（計測手段）Ｍ２を設置した。なお、打撃ロッド１５の曲げ応力の影響を打ち消すため、１か所当り２枚のひずみゲージを六角断面の対辺に貼った。なお、測点は本実施の形態に示す位置に限定されるものではなく、測点箇所は３箇所以上であってもよい。

【0046】

削孔中は打撃ロッド１５が回転するため、事前に計測ケーブルを回転と逆方向に３０回転ほど打撃ロッド１５に巻いておき、打撃ロッド１５の回転で巻き戻されてさらに３０回転ほど逆方向に巻くまでの約２５秒間（ロッド回転数：１４５ｒｐｍ）を計測した。記録装置では、２箇所の測点（測点１，測点２）のロッド応力のデータと削孔検層の専用計測装置の計測データを同期させてサンプリング周波数１ＭＨｚ（サンプリング時間間隔１０^－６秒）で記録した。

【0047】

試験体Ｂの削孔時におけるロッド応力の計測波形を図８に示す。ここで、図８（ａ）は測点１での応力波形、図８（ａ）は測点２での応力波形である。図８において、計測したひずみからヤング率を２０５．８ＧＰａとして応力に換算し、引張応力を正、引張応力を負として表示している。

【0048】

測点１および測点２について打撃による応力波が確認できる０ｍｓ～５ｍｓの範囲（破線枠）の拡大図を図９に示す。ここで、図９（ａ）は測点１での応力波形の拡大図、図９（ｂ）は測点２での応力波形の拡大図である。打撃ロッド１５の弾性波速度が５，０８０ｍ／ｓであることから、図示するように、削岩機１０の打撃による応力波が打撃ロッド１５を伝播して測点１に到達した時間を基準にすると（図９（ａ））、１．７ｍ前方の位置にある測点２には０．３３５ｍｓ遅れて到達している（図９（ｂ））。測点１から反射が想定されるビット１４の先端までの距離が３．２５ｍ、シャンクロッド１３の端部までの距離が０．４９ｍであることを考慮して応力波が到達する走時線ＲＴを図中に併記した。実線の走時線ＲＴａが油圧ドリフタ１１側からビット１４側に伝播する応力波の走時を示し、破線の走時線ＲＴｂがビット１４側から油圧ドリフタ１１側に伝播する応力波の走時を示している。ピストン１６がシャンクロッド１３を打撃した際に発生した応力波がビット１４に入射する波（入射波）と試験体に打撃力を与えた後ビット１４から反射した波（反射波）を確認することができる。

【0049】

また、応力波は、ビット１４先端とシャンクロッド１３端部との間を繰り返し反射しながら振幅が減衰していることが分かる。すなわち、図９において、応力波を形成する入射波と反射波は、ビット１４が試験体Ｓに打撃力を与えた後の最初の入射波（第１入射波）および反射波（第１反射波）の振幅が最も大きく、次の入射波（第２入射波）および反射波（第２反射波）、さらにその次の入射波（第３入射波）および反射波（第３反射波）となるにつれて振幅が減衰していることが分かる。

【0050】

さらに、図９（ａ）の波形と図９（ｂ）の波形とを比較すると、図９（ａ）に示す測点１に設置されたひずみゲージＭ１で計測された入射波と反射波との間隔（第１入射波と第１反射波との間隔、第２入射波と第２反射波との間隔、第３入射波と第３反射波との間隔）の方が、図９（ｂ）に示す測点２に設置されたひずみゲージＭ２で計測された入射波と反射波との間隔よりも大きくなっている。したがって、ビット１４に対して相対的に近い測点２よりも遠い測点１に設置されたひずみゲージＭ１で計測された入射波と反射波の方が相互干渉が小さいことが分かる。

【0051】

試験体Ｓ（グラウトモルタルＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄ、岩石ブロックＥ）の圧縮強度（σ）の違いによる入射波と反射波の応力波形の変化を確認するため、圧縮強度が大きく変化する３種類の試験体Ｂ，Ｄ，Ｅを対象に比較した。各試験体Ｂ，Ｄ，Ｅを削孔した際のピストン１６の打撃による応力波がビット１４に入射する波を比較した結果を図１０に、ビット１４が試験体Ｂ，Ｄ，に打撃力を与えた後のビット１４からの最初の反射波（第１反射波）を比較した結果を図１１に、それぞれ示す。なお、測定点は、図１０および図１１ともに、測点１である。

【0052】

ビット１４に入射する応力波は、地山Ｇの破砕に寄与する圧縮応力が大きく、引張応力は小さい。試験体Ｂ，Ｄ，Ｅにおける入射応力波の圧縮応力の最大振幅は、図１０に示すように、１８４．９ＭＰａ、２２２．８ＭＰａ、２１０．０ＭＰａと大きな差が見られないことからピストンの打撃力が概ね一定であったと推察できる。これに対し、ビット１４が試験体Ｓを破砕した際に削岩機１０側に伝播する第１反射波では、図１１に示すように、圧縮強度が大きい試験体Ｓほど引張応力の最大振幅が１６８．０ＭＰａ、１４２．１ＭＰａ、１０２．１ＭＰａと小さくなり、逆に圧縮応力の最大振幅が２７．６ＭＰａ、５１．０ＭＰａ、１１６．５ＭＰａと大きくなる。これらのことから、試験体Ｓの圧縮強度や剛性が大きくなるほどビット１４と試験体Ｓの音響インピーダンスの差が小さくなり引張応力が小さくなったこと、応力波の入射が終了してビット１４に生じる反射波が圧縮応力になると、試験体Ｓの剛性が大きいほど試験体Ｓからの反発力が大きくなり反射波の圧縮応力が大きくなったことが推察される。

【0053】

入射波の主要な応力は圧縮応力であり、ビット１４からインピーダンスの小さい試験体Ｓに入射することから反射波は引張応力となる。そして、試験体Ｓの圧縮強度が大きいほど反射波の引張応力は小さくなり、反射波の圧縮応力は大きくなった。そこで、図１２に示すように、一例として試験体Ｄについて、第１反射波の引張応力の最大振幅と圧縮応力の最大振幅を用いて反射波の正負の応力振幅比に基づく係数（以下、反射波の応力振幅比係数という）を次式から求め、圧縮強度との関係を検討する。

【0054】

α_Ｒ＝（σ_Ｃ－σ_Ｔ）／（σ_Ｃ＋σ_Ｔ）

【0055】

ここで、α_Ｒは反射波の応力振幅比係数、σ_Ｃは第１反射波の最大圧縮応力振幅、σ_Ｔは第１反射波の最大引張応力振幅である。

【0056】

なお、反射波の応力振幅比係数は第２反射波や第３反射波から求めるようにしてもよい。但し、前述したように、ビット１４が試験体Ｓに打撃力を与えた後の最初の反射波である第１反射波の振幅が最も大きくなることから、第１反射波から求めるのが望ましい。

【0057】

また、同じく前述したように、ビット１４に対して相対的に遠い測点１に設置されたひずみゲージＭ１で計測された反射波の方が入力波との相互干渉が小さくなる。よって、測定点はビット１４の先端部（地山と接する側）とシャンクロッド１３の端部（ピストンと接する側）からできるだけ離れていることが望ましく、少なくとも、本実施の形態のように、ビット１４に近い測点２よりも打撃ロッド１５とシャンクロッド１３の長さを合計した長さの中央部分である測点１に設置されているひずみゲージＭ１の計測データを用いるのがよい。

【0058】

但し、測定点は、入力波と反射波とが干渉しない位置であればよく、必ずしも、打撃ロッド１５とシャンクロッド１３の長さを合計した長さの中央部ではなくてもよい。

【0059】

さて、反射波の応力振幅比係数において、ビット１４の先端が自由端の場合はσ_Ｃ＝０と考えることができ、α_Ｒ＝－１となり、一方、固定端である場合はσ_Ｔ＝０と考えることができ、α_Ｒ＝１となる。よって、試験体Ｓの圧縮強度が大きくなると、反射波の応力振幅比係数の値が大きくなる。

【0060】

試験体Ｓ（グラウトモルタルＡ，Ｂ，Ｃ，Ｄ、岩石ブロックＥ）を削孔した際に打撃ロッド１５の応力波から求めた反射波の応力振幅比係数の削孔深度分布を図１３に示す。なお、図１３（ａ）は試験体Ａにおける、図１３（ｂ）は試験体Ｂにおける、図１３（ｃ）は試験体Ｃにおける、図１３（ｄ）は試験体Ｄにおける、図１３（ｅ）は試験体Ｅにおける、反射波の応力振幅比係数の削孔深度分布である。

【0061】

これらの図面において、打撃ごとに求めた反射波の応力振幅比係数を○で示し、削孔深度方向の傾向を見るため、５０個あたりの区間平均を実線で示した。また、試験体Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅの削孔区間における係数の平均値を併記した。なお、削孔開始時のキャップ用モルタルＰの部分は、作動油圧が急激に上昇する区間であるため、反射波の応力振幅比係数の評価から除外した。

【0062】

図１３より、試験体Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅの反射波の応力振幅比係数の平均値は、－０．６６、－０．３９、－０．３５、－０．２８、０．３０であり、圧縮強度が大きくなるほど反射波の応力振幅比係数が大きくなっていることが分かる。また、試験体Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄでは、削孔深度が６０ｃｍ付近の試験体Ｅの花崗岩に変化する位置で反射波の応力振幅比係数が急激に大きくなっている。

【0063】

反射波の応力振幅比係数（α_Ｒ）と圧縮強度（ｆ）との関係を図１４に示す。図１４において、削岩機１０を空打ちした場合にα_Ｒ＝－１、ｆ＝０となることから、この条件の結果が原点となるように横軸をα_Ｒ＋１として整理した。図示するように、両者の間には比較的高い相関が見られる。これは、試験体Ｓからの反発力が反映される反射波の圧縮応力を考慮した指標（応力振幅比係数）を用いたことで圧縮強度との相関が高くなったと推察される。

【0064】

反射波の応力振幅比係数（α_Ｒ）と圧縮強度（ｆ）との関係式を２次の多項式近似により求めると次式となる。

【0065】

ｆ＝１３２．０（α_Ｒ＋１）^２＋２５．３（α_Ｒ＋１）

【0066】

ここで、ｆは圧縮強度（ＭＰａ）、α_Ｒは反射波の応力振幅比係数である。

【0067】

また、相関係数（Ｒ^２）は０．９４である。

【0068】

なお、本実施の形態では、反射波の応力振幅比係数（α_Ｒ）と圧縮強度（ｆ）との関係式を、最小二乗法により近似曲線で求めたが、近似直線で求めてもよい。

【0069】

以上から、削孔時の反射波形の振幅から求めた反射波の応力振幅比係数（α_Ｒ）は、地山の圧縮強度（ｆ）を推定する際の有効な指標であることが分かる。そこで、圧縮強度（ｆ）が相互に異なる複数の試験体Ｓ（本実施の形態では、試験体Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅ）を削岩機１０で打撃して各試験体毎Ｓにおける反射波データをひずみゲージＭ１で取得し、反射波データの圧縮応力の最大振幅と引張応力の最大振幅との比である反射波応力振幅比係数（α_Ｒ）を求め、各試験体における圧縮強度（ｆ）と反射波応力振幅比係数（α_Ｒ）とから導かれる近似曲線あるいは近似直線により、圧縮強度（ｆ）と前記反射波応力振幅比係数（α_Ｒ）との相関データを予め求めておく。そして、求められた相関データと掘削対象の地山を削岩機１０により打撃力を与えた際に計測された反射波データの反射波応力振幅比係数（α_Ｒ）とから切羽前方地山の圧縮強度（ｆ）を推定することで、地山の圧縮強度を高精度で推定することが可能になる。

【0070】

以上本発明者によってなされた発明を実施の形態に基づき具体的に説明したが、本明細書で開示された実施の形態はすべての点で例示であって、開示された技術に限定されるものではない。すなわち、本発明の技術的な範囲は、前記の実施の形態における説明に基づいて制限的に解釈されるものでなく、あくまでも特許請求の範囲の記載に従って解釈されるべきであり、特許請求の範囲の記載技術と均等な技術および特許請求の範囲の要旨を逸脱しない限りにおけるすべての変更が含まれる。

【0071】

例えば、本実施の形態においては、ピストン１６の打撃による打撃ロッド１５のひずみを計測する計測手段として、電気式のひずみゲージＭ１，Ｍ２が用いられているが、ＦＢＧ（ファイバ・ブラッグ・グレーティング）技術による光ファイバ式ひずみセンサなどを用いてもよい。

【産業上の利用可能性】

【0072】

以上のように、本発明に係る地山の圧縮強度推定方法は、地山に対してトンネル等を掘削する際における切羽前方地山の強度推定に適用して有効である。

【符号の説明】

【0073】

１０ 削岩機
１１ 油圧ドリフタ
１２ スリーブ
１３ シャンクロッド
１４ ビット
１４ａ チップ
１５ 打撃ロッド
１６ ピストン
１７ ロータ
１８ ダンピングピストン
１９ プッシングピストン
２０ ブッシュ
試験体 Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅ，Ｓ
ＣＬ セントラライザ
Ｇ 地山
Ｍ１，Ｍ２ ひずみゲージ（計測手段）
Ｐ キャップ用モルタル

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】

【図5】

【図6】

【図7】

【図8】

【図9】

【図10】

【図11】

【図12】

【図13】

【図14】