JP6108031B2 - 鋼矢板 - Google Patents

Description

本発明は、土木分野や建築分野において土留壁、護岸等として利用される鋼矢板に関する。
本願は、２０１４年４月１８日に出願されたＰＣＴ／ＪＰ２０１４／０６１０８５に基づき、優先権を主張し、その内容をここに援用する。

従来、鋼矢板に関しては、ハット形鋼矢板（例えば、特許文献１、２参照）やＺ形鋼矢板（例えば、特許文献３参照）が一般的に知られている。
特許文献１では、打設時のハット形鋼矢板の貫入抵抗を最小限に抑制させることに着目しており、施工性が改善されたハット形鋼矢板が示されている。前記ハット形鋼矢板に対する施工性評価技術としては、鋼矢板縮尺模型の土槽試験の知見にのみ基づいて作成された施工性指標Ｒが示されている。前記施工性指標Ｒは、ハット形鋼矢板の形状のフランジ幅、ウェブ角度、断面高さによって算定される評価式、すなわちウェブ角度の正接と（フランジ幅／断面高さ）比の積で表され、前記施工性指標Ｒと貫入抵抗との間には正の相関関係にあることが示されている。この前記施工性指標Ｒを利用して、所定の断面二次モーメントに対して貫入抵抗を最小化するウェブ角度に設定されたハット形鋼矢板であることを特徴としている。

また、特許文献２には、ハット形鋼矢板に対する施工性評価技術として前記施工性指標Ｒと同様な評価式を用いており、経済性、施工性が改善されたハット形鋼矢板が示されている。
また、特許文献３にはＺ形鋼矢板に対する施工性評価技術として前記施工性指標Ｒと同様な評価式が用いられており、経済性、施工性が改善されたＺ形鋼矢板が示されている。
また、特許文献４には前記施工性指標Ｒと同様な評価式を用いて経済性、施工性が最適化されたＺ形鋼矢板の断面形状設定方法が示されている。
このように、従来では、鋼矢板に対する施工性評価技術として施工性指標Ｒに基づいて施工性を評価している。

特許第３４８８２３３号公報 特開２０１２−１５８９１０号公報 特許第４８７３０９７号公報 特開２０１２−１９３５４０号公報

しかしながら、従来のハット形鋼矢板またはＺ形鋼矢板における施工性指標Ｒには、以下のような問題があった。
従来の施工性指標Ｒは、模型試験の知見にのみ基づき作成されているため、実大鋼矢板の施工性評価への適用性は検証されていなかった。そこで、発明者は従来の施工性指標Ｒの実大鋼矢板への施工性評価の適用性を検証した。すなわち、実大鋼矢板について打設深度を１３ｍとした実大施工試験を実施し、実大鋼矢板の施工性を施工性指標Ｒに基づき評価し、各鋼矢板の動的抵抗と比較した。ここで動的抵抗とは、施工マシンの油圧値等に基づき算定される計測値であり、動的抵抗が小さい鋼矢板は、貫入に必要な油圧値が小さい、すなわち、打設抵抗が抑制された施工性が優れた鋼矢板と評価される。

図２５に示すように、基準とした鋼矢板（鋼矢板（１））を１とした場合の各鋼矢板の施工性指標Ｒの比率と動的抵抗の比率の関係を調べたところ、相関係数０．４０１の相関関係が得られている。これは、前述の特許文献１〜３の模型試験で得られた結果と反し、相関が低い。

さらに次に、従来の施工性指標Ｒの適用範囲の限界を詳細に調査した。各鋼矢板は、第一フランジと第一フランジの両端から延伸する一対のウェブからなり、ウェブの前記第一フランジの反対側に前記第一フランジと平行に伸びる先端に継手を有する一対の第二フランジからなるハット形状のハット形鋼矢板であり、前記第二フランジの先端に有する一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とした場合における、前記有効幅９００ｍｍ以下と有効幅１２７０ｍｍ以上の鋼矢板である。

前記有効幅９００ｍｍ以下である鋼矢板（４）に着目すると、鋼矢板（４）は、図２５における施工性指標Ｒの比率と動的抵抗の比率が等しくなる直線との相関係数が０．９９７であり、相関が極めて高いことが明らかになった。
また、有効幅１２７０ｍｍ以上の鋼矢板である鋼矢板（１）、（２）および（３）に着目すると、図２５における施工性指標Ｒの比率と動的抵抗Ｒｕの比率が等しくなる直線との相関係数が０．３４９であり、相関が低いことが明らかになった。

つまり、従来の施工性指標Ｒは、有効幅９００ｍｍ以下の実大鋼矢板の施工性評価が可能であり、有効幅１２７０ｍｍ以上の実大鋼矢板の施工性評価の適用性が無いことから、実大鋼矢板の施工性評価に関して有効幅に関する適用範囲があることが明らかになった。すなわち、従来の施工性指標Ｒには有効幅１２７０ｍｍ以上での実大鋼矢板の施工性評価の適用性が無いという課題があることが明らかになった。
よって、有効幅１２７０ｍｍ以上の実大鋼矢板の施工性評価の適用性が確実に可能となる施工性評価技術が求められていた。

そのため、有効幅にかかわらず、すべての領域の形状に対して、施工性を好適に評価することが可能であり、特に、従来の施工性指標Ｒの適用範囲外である有効幅１２７０ｍｍ以上の実大鋼矢板の施工性評価が可能となる施工性評価技術に関して改善の余地があった。

本発明は、上述する問題点に鑑みてなされたもので、鋼矢板打設時に支配的な抵抗となる閉塞抵抗を示す閉塞抵抗式を作成し、この閉塞抵抗式を利用することで、既存鋼矢板に比べて施工性および経済性のうち少なくとも一方の性能に優れた好適な断面形状の鋼矢板を提供することを目的とする。

上記目的を達成するため、本発明によれば、壁体を構成する鋼矢板であり、当該壁体の中立軸に略平行であり、前記中立軸を挟んで対称に位置し互いに平行である第一フランジおよび第二フランジと、これら第一フランジと第二フランジを繋ぐウェブを有し、前記壁体において隣接する第一フランジ同士あるいは第二フランジ同士の中点間を１つの単位とする鋼矢板において、当該鋼矢板における１つの単位の両端に設けられる２つのフランジを第二フランジとしたとき、当該第二フランジの端部には鋼矢板同士を嵌合させるための継手が形成され、２つの前記第二フランジの先端に形成された一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上、断面係数Ｚｅが１７００≦Ｚｅ≦２３００ｃｍ^３／ｍの範囲を満足する鋼矢板であって、対象地盤の土の単位体積重量γを１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、土と鋼矢板の摩擦係数μをｔａｎ１５°、ランキンの受動土圧係数νを
、相対密度Ｄｒを８０％、Ｎ値を２０、打設深度Ｚ_νを１５０００ｍｍとした場合に、
以下の式（１８）、（１９）で示される施工性評価指標Ｃおよび経済性評価指標Ｅが、以下の式（２０）〜（２３）のいずれかを満足することを特徴とする、鋼矢板。
Ｃ＝Ｆ_閉塞／Ａ ・・・（１８）
Ｅ＝Ａ_０／Ｚｅ ・・・（１９）
０．１１≦Ｃ≦１．００かつ−０．０２０８×Ｃ＋０．０８０９≦Ｅ≦０．０８８４ ・・・（２０）
１．００＜Ｃ≦１．２０かつ−０．０２０８×Ｃ＋０．０８０９≦Ｅ≦−０．０３×Ｃ＋０．１１８６ ・・・（２１）
１．２０＜Ｃ≦１．４０かつ０．０５６０≦Ｅ≦−０．０３×Ｃ＋０．１１８６ ・・・（２２）
１．４０＜Ｃ≦１．８０かつ０．０５６０≦Ｅ≦０．０７６６ ・・・（２３）
但し、Ｆ_閉塞：以下の式（６）、（３）’、（４）’、（１４）、（１２）、（１３）、（１）’および（２）’ならびに（７）または（７）’に基づき算定される閉塞抵抗（ｋＮ／枚）、Ａ：断面積（ｃｍ^２／枚）、Ａ_０：壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積（ｃｍ^２／ｍ）であり、Ｗｆ：前記第一フランジの幅（ｍｍ）、Ｈ：前記中立軸に直交する方向の第一フランジと第二フランジ間の距離である断面高さ（ｍｍ）、θ：前記ウェブと前記第二フランジとがなす角度の補角であるウェブ角度（°）である。

また、本発明によれば、壁体を構成する鋼矢板であり、当該壁体の中立軸に略平行であり、前記中立軸を挟んで対称に位置し互いに平行である第一フランジおよび第二フランジと、これら第一フランジと第二フランジを繋ぐウェブを有し、前記壁体において隣接する第一フランジ同士あるいは第二フランジ同士の中点間を１つの単位とする鋼矢板において、当該鋼矢板における１つの単位の両端に設けられる２つのフランジを第二フランジとしたとき、当該第二フランジの端部には鋼矢板同士を嵌合させるための継手が形成され、２つの前記第二フランジの先端に形成された一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上、断面係数Ｚｅが２３００＜Ｚｅ≦３４００ｃｍ^３／ｍの範囲を満足する鋼矢板であって、対象地盤の土の単位体積重量γを１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、土と鋼矢板の摩擦係数μをｔａｎ１５°、ランキンの受動土圧係数νを
、相対密度Ｄｒを８０％、Ｎ値を２０、打設深度Ｚ_νを１５０００ｍｍとした場合に、
以下の式（１８）、（１９）で示される施工性評価指標Ｃおよび経済性評価指標Ｅが、以下の式（２４）〜（２８）のいずれかを満足することを特徴とする、鋼矢板。
Ｃ＝Ｆ_閉塞／Ａ ・・・（１８）
Ｅ＝Ａ_０／Ｚｅ ・・・（１９）
０．１２≦Ｃ≦０．６６かつ−０．０２２５×Ｃ＋０．０６６≦Ｅ≦０．０８ ・・・（２４）
０．６６＜Ｃ≦０．８５かつ−０．０２２５×Ｃ＋０．０６６≦Ｅ≦−０．０３０６×Ｃ＋０．０９９７ ・・・（２５）
０．８５＜Ｃ≦０．８９かつ０．０４６９≦Ｅ≦−０．０３０６×Ｃ＋０．０９９７ ・・・（２６）
０．８９＜Ｃ≦１．０４かつ０．０４６９≦Ｅ≦０．００７７×Ｃ＋０．０７９３ ・・・（２７）
１．０４＜Ｃ≦１．２０かつ０．０４６９≦Ｅ≦０．０７９５ ・・・（２８）
但し、Ｆ_閉塞：以下の式（６）、（３）’、（４）’、（１４）、（１２）、（１３）、（１）’および（２）’ならびに（７）または（７）’に基づき算定される閉塞抵抗（ｋＮ／枚）、Ａ：断面積（ｃｍ^２／枚）、Ａ_０：壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積（ｃｍ^２／ｍ）であり、Ｗｆ：前記第一フランジの幅（ｍｍ）、Ｈ：前記中立軸に直交する方向の第一フランジと第二フランジ間の距離である断面高さ（ｍｍ）、θ：前記ウェブと前記第二フランジとがなす角度の補角であるウェブ角度（°）である。

また、本発明によれば、壁体を構成する鋼矢板であり、当該壁体の中立軸に略平行であり、前記中立軸を挟んで対称に位置し互いに平行である第一フランジおよび第二フランジと、これら第一フランジと第二フランジを繋ぐウェブを有し、前記壁体において隣接する第一フランジ同士あるいは第二フランジ同士の中点間を１つの単位とする鋼矢板において、当該鋼矢板における１つの単位の両端に設けられる２つのフランジを第二フランジとしたとき、当該第二フランジの端部には鋼矢板同士を嵌合させるための継手が形成され、２つの前記第二フランジの先端に形成された一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上、断面係数Ｚｅが３４００ｃｍ^３／ｍ＜Ｚｅの範囲を満足する鋼矢板であって、対象地盤の土の単位体積重量γを１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、土と鋼矢板の摩擦係数μをｔａｎ１５°、ランキンの受動土圧係数νを
、相対密度Ｄｒを８０％、Ｎ値を２０、打設深度Ｚ_νを１５０００ｍｍとした場合に、
以下の式（１８）、（１９）で示される施工性評価指標Ｃおよび経済性評価指標Ｅが、以下の式（２９）〜（３１）のいずれかを満足することを特徴とする、鋼矢板。
Ｃ＝Ｆ_閉塞／Ａ ・・・（１８）
Ｅ＝Ａ_０／Ｚｅ ・・・（１９）
０．１３≦Ｃ≦０．３６かつ−０．０２３７×Ｃ＋０．０５３８≦Ｅ≦０．０６４２ ・・・（２９）
０．３６＜Ｃ≦０．５２かつ−０．０２３７×Ｃ＋０．０５３８≦Ｅ≦−０．０２５×Ｃ＋０．０７３２ ・・・（３０）
０．５２＜Ｃ≦０．７５かつ−０．０２３７×Ｃ＋０．０５３８≦Ｅ≦０．０６０２ ・・・（３１）
但し、Ｆ_閉塞：以下の式（６）、（３）’、（４）’、（１４）、（１２）、（１３）、（１）’および（２）’ならびに（７）または（７）’に基づき算定される閉塞抵抗（ｋＮ／枚）、Ａ：断面積（ｃｍ^２／枚）、Ａ_０：壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積（ｃｍ^２／ｍ）であり、Ｗｆ：前記第一フランジの幅（ｍｍ）、Ｈ：前記中立軸に直交する方向の第一フランジと第二フランジ間の距離である断面高さ（ｍｍ）、θ：前記ウェブと前記第二フランジとがなす角度の補角であるウェブ角度（°）である。

本発明では、壁体を構成する鋼矢板であり、当該壁体の中立軸に略平行であり、前記中立軸を挟んで対称に位置し互いに平行である第一フランジおよび第二フランジと、これら第一フランジと第二フランジを繋ぐウェブを有し、前記壁体において隣接する第一フランジ同士あるいは第二フランジ同士の中点間を１つの単位とする鋼矢板において、当該鋼矢板における１つの単位の両端に設けられる２つのフランジを第二フランジとしたとき、前記第二フランジの先端に有する一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上の前記鋼矢板において、打設時に前記第一フランジと前記第一フランジの両端から延伸する一対のウェブで囲まれた領域において、鋼矢板表面と地盤との界面に生じる摩擦抵抗が重なり合うことで周辺地盤よりも高い拘束圧が発生する閉塞領域に沿う鋼矢板打設時に支配的な抵抗となる閉塞抵抗を示す閉塞抵抗式が作成され、この閉塞抵抗式に基づいて有効幅にかかわらず、すべての領域の形状に対して閉塞抵抗を評価することが可能となり、施工性を好適に評価することができる。

そして、既存鋼矢板における前記鋼矢板１枚当たりの前記閉塞抵抗式により求められる閉塞抵抗の断面積に対する比を示す施工性評価指数と、既存鋼矢板における壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積の断面係数に対する比を示す経済性評価指数と、の関係を表したグラフにより、前記施工性評価指数および経済性評価指数の下限ラインで離散的に分類される断面係数Ｚeに応じた３つの断面形状群がグループ化され、前記既存鋼矢板の前記施工性評価指標および経済性評価指標の下限領域を当該鋼矢板の上限を規定する性能範囲として定式化した前記３つの断面形状群に応じた３つの式群が設定され、つまり、評価対象の鋼矢板の施工性評価指数および経済性評価指数を、その評価対象の鋼矢板の断面係数が含まれる式群によって定式化された施工性評価指標および経済性評価指標の性能範囲と比較することで、既存鋼矢板の施工性評価指数および経済性評価指数と比較して評価することができる。
評価対象の鋼矢板は、前記３つの式群のうち評価対象となる当該鋼矢板の断面係数Ｚeに対応する式群において、前記評価対象の鋼矢板の前記施工性評価指数および経済性評価指数のうち少なくとも一方の値がいずれの既存鋼矢板の値より小さくなるように設定することができる。
したがって、本発明では、従来の既存鋼矢板に比べて、施工性および経済性のうち少なくとも一方の性能に優れた断面形状の鋼矢板を提供することができる。

また、本発明では、断面形状の小さいものから大きい鋼矢板について施工性評価指標および経済性評価指標で評価して好適な断面形状のものを決定することができる。例えば、従来の評価方法では、施工性を評価できなかった有効幅１２７０ｍｍ以上の鋼矢板であっても、本発明の評価方法を適用することができる。

また、本発明では、前記鋼矢板であって、前記第二フランジの先端に有する一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅を１２７０ｍｍ以上とすることができる。

また、本発明では、断面高さＨと継手を除いた前記第一フランジの板厚、ウェブの板厚、または第二フランジの板厚のうちの最小の板厚である最小板厚ｔとの比Ｈ／ｔが３９未満の範囲を満足するように設定されていることが好ましい。

また、本発明では、対象地盤のＮ値が３５未満である場合に、断面高さＨと継手を除いた前記第一フランジの板厚、ウェブの板厚、または第二フランジの板厚のうちの最小の板厚である最小板厚ｔとの比Ｈ／ｔが４５未満の範囲を満足するように設定されていることが好ましい。

また、本発明では、前記鋼矢板の第一フランジ幅、ウェブ角度から決まる幾何制約と、座屈防止のための鋼材降伏強度に応じた幅厚比から規定される構造制約と、が設定されていることが好ましい。

この場合、鋼矢板の第一フランジ幅、ウェブ角度から決まる幾何制約を満足し、例えば、ＥＵＲＯ ＣＯＤＥのｃｌａｓｓ３の規格で設定されている幅厚比制約を構造制約として規格が要求する座屈性能を満足する式群を設定することができ、鋼矢板の幾何制約および構造制約を満足した鋼矢板を提供することができる。

また、本発明では、鋼矢板は熱間で製造されることが好ましい。熱間での鋼矢板の製造では、鋼矢板の断面内において板厚差をつけることができるため、断面が変形しやすい箇所の板厚を増やすといった製造が可能となり、打設時の断面変形をより効果的に抑え、打設抵抗の増大を抑制することができる。

前記鋼矢板は、第一フランジと該第一フランジの両端から延伸する一対のウェブからなり、当該ウェブの前記第一フランジの反対側に前記第一フランジと平行に伸びる先端に継手を有する一対の第二フランジを有するハット形状のハット形鋼矢板であっても良い。また、前記鋼矢板は、ウェブと該ウェブの両端に反対方向に延伸する端部に継手を有する平行な一対のフランジからなるＺ形状の鋼矢板において、継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板であり、前記２枚一組のＺ形鋼矢板において、継手を嵌合した側の両者のフランジが第一フランジとされ、継手を嵌合しない側の両者のフランジが第二フランジとされても良い。

本発明の鋼矢板によれば、閉塞抵抗を考慮した評価方法を用いることで、いずれの既存鋼矢板に比べて施工性および経済性のうち少なくとも一方の性能に優れた好適な断面形状の鋼矢板を提供することができる。
鋼矢板打設時に支配的な抵抗となる閉塞抵抗が抑制された鋼矢板となっているため、施工荷重を低減でき大型の施工重機が不要となり施工費を抑制することができる。また、施工速度に大きな影響を与える全幅変化量と相関の高い断面形状因子である（断面高さ／最小板厚）比を制限しているため、打設時の鋼矢板の全幅変形量を製作許容差内に抑制し、全幅の変化が殆ど無い健全な状態の鋼矢板の打設速度と同等な良好な施工を行うことができるため、経済的な高剛性の薄肉大断面の鋼矢板であっても施工歩掛りの低下を防ぐことができる。
さらに、鋼材降伏強度に応じた幅厚比から規定される座屈防止に関する構造制約を満足しているため、薄肉で経済的な鋼矢板でありながら、打設時の局部的な変形を防止できる鋼矢板を提供することができる。

断面形状がハット形状であるハット形鋼矢板もしくは継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板の構成を示す図である。 本発明の実施の形態による打設抵抗評価式を説明するための鋼矢板の構成を示す斜視図である。 鋼矢板の閉塞領域について説明する図である。 既存鋼矢板における前記ハット形鋼矢板一枚当たりまたは継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板一組当たりの閉塞抵抗と断面積の比を示す施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）と、既存鋼矢板における壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積と断面係数の比を示す経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）との関係を示す図である。 模型試験により算出した、閉塞領域の放物線の二次関数の係数ａ_模型と鋼矢板断面のウェブ角度θ_模型の関係を示す図である。 模型試験により算出した、閉塞領域の放物線の二次関数の定数ｃ_模型からなる関数（Ｈ_模型−ｃ_模型）／Ｈ_模型と鋼矢板断面形状因子から構成される式との関係を示す図である。 模型試験により算出した、閉塞領域に関する関数（Ｕ_模型−ｋ×Ｌ_模型）／Ａ_模型閉塞と鋼矢板断面形状因子から構成される式との関係を示す図である。 打設抵抗評価式による打設抵抗Ｆと打設抵抗計測値の関係を示す図である。 既存鋼矢板の断面係数を表す図である。 閉塞抵抗Ｆ_閉塞の計算手順および計算条件を示したフローチャートを示す図である。 図４の第１式群を示す図である。 図４の第２式群を示す図である。 図４の第３式群を示す図である。 鋼矢板の（断面高さ／最小板厚）比と全幅差との関係を示す図である。 鋼矢板の施工性を示す図であって、打設時間と打設深度との関係を示す図である。 本実施の形態による打設抵抗評価式による打設抵抗Ｆと動的抵抗の関係を示した図である。 第１実施例による鋼矢板の断面形状を示す図である。 図１７の鋼矢板を第１式群によって評価した結果を示す図である。 第２実施例による鋼矢板の断面形状を示す図である。 図１９の鋼矢板を第２式群によって評価した結果を示す図である。 第３実施例による鋼矢板の断面形状を示す図である。 図２１の鋼矢板を第３式群によって評価した結果を示す図である。 第４実施例による鋼矢板の断面形状を示す図である。 図２３の鋼矢板を第３式群によって評価した結果を示す図である。 従来技術による施工性指標Ｒと動的抵抗の関係を示す実大施工試験結果を示す図である。 Ｎ値＝１の場合の第１式群を示す図である。 Ｎ値＝１の場合の第２式群を示す図である。 Ｎ値＝１の場合の第３式群を示す図である。 Ｎ値＝５０の場合の第１式群を示す図である。 Ｎ値＝５０の場合の第２式群を示す図である。 Ｎ値＝５０の場合の第３式群を示す図である。 （断面高さＨ／最小板厚ｔ）比≦４５の範囲に設定した際の実大施工試験における地盤条件を示すグラフである。 （断面高さＨ／最小板厚ｔ）比が３９の鋼矢板の打設前後の全幅差を示すグラフである。 （断面高さＨ／最小板厚ｔ）比が４２の鋼矢板の打設前後の全幅差を示すグラフである。 （断面高さＨ／最小板厚ｔ）比が４５の鋼矢板の打設前後の全幅差を示すグラフである。

１ ハット形鋼矢板
２ Ｚ形鋼矢板
３ 鋼矢板
１１ 第一フランジ
１２ ウェブ
１３ 第二フランジ
Ｇ１ 第１式群
Ｇ２ 第２式群
Ｇ３ 第３式群

以下、本発明の実施の形態による鋼矢板について、図面に基づいて説明する。

本実施の形態の鋼矢板は、ハット形状からなるハット形鋼矢板１、またはＺ形状からなるＺ形鋼矢板２を対象としている。これらハット形鋼矢板１、およびＺ形鋼矢板２を総称して単に「鋼矢板３」という。この鋼矢板３は、壁体を構成した際に当該壁体の中立軸に略平行であり、前記中立軸を挟んで対称に位置し互いに平行である第一フランジおよび第二フランジと、これら第一フランジと第二フランジを繋ぐウェブを有している。そして、壁体において隣接する第一フランジ同士あるいは第二フランジ同士の中点間を１つの単位とする鋼矢板とする。この１単位としての鋼矢板は、１枚のハット形鋼矢板１か、あるいは２枚（１組）のＺ形鋼矢板の継手を嵌合させてハット形形状としたものを指す。

先ず、図１（ａ）に示すハット形鋼矢板１について説明する。ハット形鋼矢板１は、第一フランジ１１と、第一フランジ１１の両端から延伸する一対のウェブ１２と、からなり、ウェブ１２の第一フランジ１１の反対側に第一フランジ１１と平行に伸びる先端に継手を有する一対の第二フランジ１３を有するハット形状の鋼矢板である。
また、Ｚ形鋼矢板２は、ウェブ１２と、ウェブ１２の両端に反対方向に延伸する端部に継手を有する平行な一対のフランジ１１、１３と、からなるＺ形状の鋼矢板であって、継手を嵌合させてハット形状の鋼矢板とした２枚で一組となる場合において、継手を嵌合した側の両者のフランジからなる第一フランジ１１と、継手を嵌合しない側の第二フランジ１３と、を有する。

本実施の形態の鋼矢板３には、図２および図３に示すように、打設時に前記第一フランジ１１と前記第一フランジ１１の両端から延伸する一対のウェブ１２で囲まれた領域において、鋼矢板表面と地盤との界面に生じる摩擦抵抗が重なり合うことで周辺地盤よりも高い拘束圧が発生する閉塞領域が形成される。図２に示すように、前記閉塞領域には鋼矢板打設時に支配的な抵抗となる閉塞抵抗が発生する。前記閉塞抵抗を示す閉塞抵抗式Ｆ_閉塞を新たに作成し、既に評価方法が知られている矢板先端断面に作用する先端抵抗Ｆ_先端および前記閉塞領域に面する周面を除いた外周面に作用する外周抵抗Ｆ_外周と、の和を打設抵抗Ｆとした前記打設抵抗Ｆを求めるための打設抵抗評価式が作成され、前記打設抵抗評価式は、後述する実大施工試験結果より、従来の施工性指標Ｒの適用範囲外であった有効幅の領域の施工性評価が可能であることが検証されている。つまり、新たに作成した前記閉塞抵抗式は、その施工性評価の妥当性が確認されている。既存鋼矢板よりも施工性に優れるハット形鋼矢板またはＺ形鋼矢板の断面形状を案出するために、打設抵抗の支配的な抵抗となる閉塞抵抗に着目し、既存鋼矢板よりも閉塞抵抗が抑制された断面形状を見出すための施工性評価指数として、前記閉塞抵抗式により求められる前記ハット形鋼矢板１枚当たりまたは前記２枚一組のＺ形鋼矢板一組当たりの閉塞抵抗（Ｆ_閉塞）の断面積（Ａ）に対する比を示す施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）が設定され、さらには、経済性にも優れるハット形鋼矢板またはＺ形鋼矢板を案出するために、壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積Ａ_０と断面係数Ｚeの比を示す経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が設定され、前記施工性評価指数および経済性評価指数をそれぞれ横軸および縦軸として表現されたグラフが作成される。

図４は、既存鋼矢板における前記ハット形鋼矢板一枚当たりまたは継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板一組当たりの閉塞抵抗の断面積に対する比を示す施工性評価指数と、既存鋼矢板における壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積Ａ_０と断面係数Ｚeの比を示す経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）と、の関係を表したグラフとなっている。さらに、前記施工性評価指数および経済評価指数の下限ラインで離散的に分類される断面係数Ｚeに応じた３つの断面形状群をグループ化し、既存鋼矢板の施工性評価指標および経済性評価指標の下限領域を鋼矢板３の上限として規定する性能範囲として定式化した前記３つの断面形状群に応じた３つの式群（後述する第１式群Ｇ１、第２式群Ｇ２、第３式群Ｇ３）が設定され、そのうち評価対象となる当該鋼矢板３の断面係数Ｚeに対応する式群において、前記評価対象の鋼矢板３の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）および経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）のうち少なくとも一方の値がいずれの既存鋼矢板の値より小さくなるように設定された構成となっている。

上述した閉塞抵抗式について、さらに具体的に説明する。
図２および図３（ａ）に示すように、鋼矢板３を打設すると、打設時に第一フランジ１１と、第一フランジ１１の両端から延伸する一対のウェブ１２で囲まれた領域において、第一フランジ１１側に沿うとともに、上面視で第一フランジ１１側に凸となる放物線状の高い地盤応力が発生する閉塞領域（閉塞面積Ａ_閉塞）が存在し、この閉塞現象による抵抗が閉塞抵抗Ｆ_閉塞となる。

これは、発明者が、実大鋼矢板に対して異なる相似則となる縮尺１／５、１／７．５、および１／１０の鋼矢板模型の土槽試験を実施し、試験後の鋼矢板に付着している破砕した土粒子および周辺地盤を観察した結果による。土粒子が破砕していることは、その場所に高い応力が発生していたことを示す。以下に詳細を示すが、図３（ａ）に示すように、破砕して細かくなった土粒子が、第一フランジ１１と、第一フランジ１１の両端から延伸する一対のウェブ１２で囲まれた領域において、第一フランジ１１側に沿うとともに、上面視で第一フランジ１１側に凸となる放物線状に付着し、閉塞領域を形成していることを確認した（図３（ｂ）参照）。また、鋼矢板の付着土の形成状況、すなわち閉塞領域の放物線Ｂの形は、鋼矢板の断面形状によって異なっていることが明らかとなった。

さらに、閉塞領域の放物線の二次関数の係数ａ、およびフランジ面から放物線頂点までの距離ｃと断面形状との関連を調査すると、代表値として縮尺１／５の鋼矢板模型において図５から図７に示すように、閉塞領域の放物線Ｂの二次関数の係数ａ_模型、図３（ａ）における原点Ｏから放物線頂点までの距離ｃ_模型からなる関数（Ｈ_模型−ｃ_模型）／Ｈ_模型および閉塞面積Ａ_模型閉塞、閉塞領域に面する鋼矢板３の周長Ｕ_模型、閉塞領域の放物線Ｂの周長Ｌ_模型、および鋼矢板と地盤の界面の摩擦力と地盤と地盤の摩擦力の比ｋの関数からなる(Ｕ_模型−ｋ×Ｌ_模型)／ Ａ_模型閉塞と断面形状のウェブ角度θ_模型、および（第一フランジ幅Ｗｆ_模型／断面高さＨ_模型）比との間には式（１）から式（４）に示される関係があることを明らかとなった。

さらに閉塞領域を詳細に調査すると、鋼矢板模型の断面形状が相似形である複数の異なる縮尺比の鋼矢板模型の閉塞領域の形は略相似形の関係となっていることが確認された。つまり、代表値としての縮尺比を例えば１／５と設定した場合、縮尺１／５の鋼矢板模型における閉塞領域の形は断面形状因子との間に式（１）から式（４）の関係があり、これらの式（１）から式（４）を利用して後述する閉塞抵抗を算定する上で必要となる閉塞領域に面する鋼矢板３の周長Ｕ_模型および(Ｕ_模型−ｋ×Ｌ_模型)／ Ａ_模型閉塞が算定できる。そして、鋼矢板模型の断面形状が相似形である場合においては閉塞領域の形も略相似形であることから、実大鋼矢板についての閉塞領域に面する鋼矢板３の周長Ｕ、(Ｕ−ｋ×Ｌ)／Ａ_閉塞をそれぞれ模型の５倍、１／５倍と評価し実大鋼矢板の閉塞抵抗を算定される。このため、実大鋼矢板の計算では、式（１）から式（４）は例えば５の係数を掛けるなどして変形すると式（１）’から式（４）’のようになる。このように算定された実大鋼矢板の閉塞抵抗の評価方法の妥当性については後述する実大鋼矢板施工試験結果で確認されている。

また、土と鋼矢板模型試験体の摩擦係数を設定し、断面形状から式（１）から式（４）の関係式に基づき後述する閉塞抵抗式により評価した閉塞抵抗と、別途評価した矢板先端断面に作用する先端抵抗Ｆ_先端および前記閉塞領域に面する周面を除いた外周面に作用する外周抵抗Ｆ_外周、の和を打設抵抗Ｆとする打設抵抗評価式と縮尺１／５の鋼矢板模型の打設抵抗計測値とを比較した。その結果、図８に示すように各深度における打設抵抗評価式による打設抵抗Ｆの値は打設抵抗計測値と良い一致を示しており、打設抵抗評価式および後述する閉塞抵抗式のモデル化の妥当性を確認することができる。

式（５）に示す打設抵抗評価式は、第一フランジと第一フランジの両端から延伸する一対のウェブからなり、ウェブの前記第一フランジの反対側に前記第一フランジと平行に伸びる先端に継手を有する一対の第二フランジからなるハット形状の鋼矢板と、ウェブとウェブの両端に反対方向に延伸する端部に継手を有する平行な一対のフランジからなるＺ形状の鋼矢板において、一枚のハット形鋼矢板または継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板において、前記ハット形または前記２枚一組のＺ形鋼矢板の有効幅が１２７０ｍｍ以上の場合において、前記２枚一組のＺ形鋼矢板において、継手を嵌合した側の両者のフランジを第一フランジおよび継手を嵌合しない側の両者のフランジを第二フランジとしたとき、打設時に第一フランジと前記第一フランジの両端から延伸する一対のウェブで囲まれた領域において、鋼矢板表面と地盤との界面に生じる摩擦抵抗が重なり合うことで周辺地盤よりも高い拘束圧が発生する閉塞領域に沿う鋼矢板打設時に支配的な抵抗となる閉塞抵抗Ｆ_閉塞と、鋼矢板３の先端断面（断面積Ａ）に作用する先端抵抗Ｆ_先端（純断面先端抵抗力）、前記鋼矢板の閉塞領域に面する周面を除いた外周面に作用する外周抵抗Ｆ_外周と、の和で表される。

上記式（５）の閉塞抵抗Ｆ_閉塞は、図１に示すように、鋼矢板３の断面形状の第一フランジ幅Ｗｆ、ウェブ１２と第二フランジ１３とがなす角度の補角であるウェブ角度θと、断面高さＨに基づいて計算される。すなわち、閉塞抵抗Ｆ_閉塞は、式（６）となる。Ａ_閉塞は閉塞面積、Ｕは閉塞領域に面する鋼矢板３の周長、Ｌは閉塞領域の放物線Ｂの周長であり、(Ｕ-ｋ×Ｌ)／ Ａ_閉塞は図７に示されるように断面形状のウェブ角度θと、断面高さＨおよび第一フランジ幅Ｗｆから式（３）により算定される。なお、σ_ｖは閉塞領域の鉛直応力であって、式（７）により算定される。式（７）において、γは土の単位体積重量（例えば、１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３）である。ここで、式（７）のσ_ｖは、受働土圧係数と対象地盤のＮ値、相対密度により決まる有効土被り圧との積以下となる。

式（７）において、μは、μ＝ｔａｎδと表される土と鋼矢板３の摩擦係数であり、例えば、δ＝１５°などが一般的に用いられる。Ｚ_ｖは打設深度、νはランキンの受働土圧係数（ν＝ｔａｎ^２（４５°＋φ°／２））であって、内部摩擦角φは例えば対象地盤のＮ値より算出される。

先端抵抗Ｆ_先端は、式（８）となる。ここで、αは支持力係数、Ａは断面積（ｍｍ^２）、Ｎは対象地盤の先端Ｎ値である。支持力係数αは、道路土工仮設構造物工指針（社団法人日本道路協会、平成１１年３月、６８〜７０頁）において、α＝２００に設定されている。

外周抵抗Ｆ_外周は、式（９）となる。ここで、Ｋ_０はヤーキーの静止土圧係数（Ｋ_０＝１−ｓｉｎφ）であって、内部摩擦角φは、例えば対象地盤のＮ値より算出される。

Ｕ_外周は、鋼矢板の閉塞領域に面する周面を除いた外周面の周長、すなわち閉塞領域外周長であり、図３に示す閉塞面積Ａと鋼矢板３の交点座標（Ｘ_０，Ｙ_０）が放物線Ｂと直線Ｔとの連立方程式、式（１０）、式（１１）により算出される。そして、前記交点座標（Ｘ_０，Ｙ_０）は、解の公式により、式（１２）、式（１３）の通りａ，ｃによって表すことができ、閉塞領域に面する鋼矢板３の周長であるＵは、式（１４）により算出することができる。なお、ここではＸ_０は、０より大きい値としている。そして、閉塞領域外周長であるＵ_外周は、鋼矢板３の周長から閉塞領域に面する鋼矢板３の周長であるＵを差し引いた長さとなる。

なお、ウェブ１２と第二フランジ１３とがなす角度の補角であるウェブ角度θが極端に緩くなる場合など、放物線Ｂが解をもたないときには、閉塞領域が生じないことを意味するため、その場合には経済性のみを既存断面の性能以上となることを評価すればよい。すなわち、本発明者が既存断面の施工性を評価したところ、既存断面にはいずれも閉塞領域が生じており閉塞抵抗が発生することから、既存断面よりも閉塞領域が生じない断面は施工性が優れているのが明らかであるので、経済性のみ既存断面の性能と同等以上となることを評価すればよい。

次に、本実施の形態の施工性評価指標と経済性評価指標について、具体的に説明する。 図４は、既存鋼矢板における前記ハット形鋼矢板一枚当たりまたは継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板一組当たりの前記閉塞抵抗Ｆ_閉塞と断面積Ａの比を示す施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）と、既存鋼矢板における壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積Ａ_０と断面係数Ｚeの比を示す経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）と、の関係を表したグラフである。なお、Ｆ_閉塞／Ａの単位は（ｋＮ／枚）／（ｃｍ^２／枚）であり、Ａ_０／Ｚeの単位は（ｃｍ^２/ｍ）／（ｃｍ^３/ｍ）である。

図４のグラフにおいて、横軸は、施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）であり、この値が小さいほど閉塞し難く、施工性に優れた断面であると評価することができる。縦軸は、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）であり、この値が小さいほど壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積、さらには鋼重が軽く経済性に優れた断面であると評価することができる。また、既存鋼矢板における前記ハット形鋼矢板一枚当たりまたは継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板一組当たりの閉塞抵抗Ｆ_閉塞の計算については、計算手順および計算条件を示したフローチャートを図１０に示しており、閉塞抵抗Ｆ_閉塞は、断面形状のウェブ角度θ、断面高さＨ、第一フランジ幅Ｗｆおよび計算条件としてμ＝０．２７、ν＝３．３、γ＝１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、Ｚ_ｖ＝１５０００ｍｍ、Ｎ値２０、相対密度Ｄｒ＝８０％のもとで計算されている。

ここでは、計算条件において、例えば対象地盤のＮ値２０で相対密度Ｄｒ（％）が８０％の地盤に対して、１５０００ｍｍの打設深度Ｚ_ｖで鋼矢板３を打設した条件で計算されているが、このような地盤条件や打設深度に限定されるものではない。特に、地盤条件としての対象地盤のＮ値は計算条件の一例であり、その値は２０に限られるものではなく、例えばＮ値は０〜５０の範囲内において定められ、その定められた条件とそれに付随する計算条件に基き閉塞抵抗Ｆ_閉塞が計算される。ここで、式（７）のσ_ｖは、打設深度Ｚ_ｖの指数関数として表現されているが、打設深度Ｚ_ｖに応じて無限に上昇し得るものではなく、地盤によって定められる上限値を有する。すなわち、打設深度Ｚ_ｖに応じてσ_ｖが上昇し、鋼矢板先端の地盤が受動破壊状態となる応力レベルまで上昇すると、鋼矢板先端の地盤が破壊状態となっているため、それ以上σ_ｖが上昇することはない。従って、式（７）のσ_ｖは、受働土圧係数（ν）と対象地盤のＮ値（Ｎ）、相対密度（Ｄｒ）により決まる有効土被り圧（σ_ｖ０）との積（v×σ_ｖ０）以下となる。対象地盤の有効土被り圧（σ_ｖ０）の評価方法に関しては、例えば、港湾の施設の技術上の基準・同解説（社団法人日本港湾協会、平成１９年７月、上巻３２０〜３２１頁）に示されている、Ｄｒ（％）＝２１×〔１００×Ｎ／（σ_ｖ０＋７０）〕^０．５なる関係式を適用した場合、式（７）のσ_ｖは、ν×｛（４４１×Ｎ）／Ｄｒ^２−０．７｝×１０^−４ｋＮ／ｍｍ^２以下となる。
すなわち、σ_ｖは、
とした場合において、
σ_ｖは式（７）および式（７）’の小さい方の値によって算定される。

この図４のグラフにおいて、前記施工性評価指数および経済性評価指数の下限ラインで離散的に分類される断面係数Ｚeに応じた３つの断面形状群にグループ化し、既存鋼矢板の施工性評価指標および経済性評価指標の下限領域を鋼矢板３の上限として規定する性能範囲として定式化した前記３つの断面形状群に応じた３つの式群（第１式群Ｇ１、第２式群Ｇ２、第３式群Ｇ３）が設定されている。なお、断面係数Ｚeに応じた３つの式群が設定されている理由としては、断面係数１７００ｃｍ^３／ｍ以上の既存鋼矢板が、図９に示すように断面係数が１７００≦Ｚe≦２３００ｃｍ^３／ｍ、２３００＜Ｚe≦３４００ｃｍ^３／ｍおよび３４００ｃｍ^３／ｍ＜Ｚeの３つのグループに分かれているためである。また、既存鋼矢板の断面係数が３つのグループに大別される１つの理由としては、断面サイズや必要となる製造時の圧下能力が幅広く異なる既存鋼矢板の断面形状群が、製造効率の関係より、断面サイズや必要となる製造時の圧下能力が近い３つの断面係数クラスの断面形状群に集約されて製造されていることが挙げられる。
具体的に式群は、式（１５）の範囲に応じた第１式群Ｇ１と、式（１６）の範囲に応じた第２式群Ｇ２と、式（１７）の範囲に応じた第３式群Ｇ３と、に分別されている。

なお、最も断面係数Ｚeが大きい既存鋼矢板は約５５００ｃｍ^３／ｍ未満であることから、後述する第３式群Ｇ３の限界ラインは、既存鋼矢板の断面係数の範囲を３４００＜Ｚe≦５５００ｃｍ^３／ｍとした条件のもとで設定されている。なお、断面係数Ｚeが５５００ｃｍ^３/ｍを超える鋼矢板３を作成する場合は、その経済性および施工性の性能は、第３式群Ｇ３によって示される性能範囲と比較されればよい。すなわち、断面係数Ｚeが３４００ｃｍ^３/ｍを超える鋼矢板３に対応する式群は第３式群Ｇ３である。

そして、各式群Ｇ１、Ｇ２、Ｇ３は、それぞれ図１１〜図１３に示すような複数の限界ラインを示す式から構成されており、これら限界ラインは、図４における各式群Ｇ１〜Ｇ３のそれぞれの多数のプロットの下限値を包絡するラインである。ただし、これらのラインには前記プロットは含まれない。
これら式群Ｇ１、Ｇ２、Ｇ３の限界ラインのうち下限ラインは、断面形状がハット形である鋼矢板もしくは継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板を保持するための当該鋼矢板３の第一フランジ幅Ｗｆ、ウェブ角度θから決まる幾何制約と、座屈防止のための鋼材降伏強度に応じた幅厚比から規定される構造制約と、から設定されている。
幾何制約としては、第一フランジ幅がＷｆ＞０、ウェブ角度が０°＜θ＜９０°となる制約である。
また、構造制約としては、例えばＥＵＲＯ ＣＯＤＥに示すｃｌａｓｓ３の幅厚比（参考：（第一フランジ幅Ｗｆ／フランジ板厚ｔｆ）／ε＜６６、ここで降伏強度２４０Ｎ／ｍ^２の場合ε＝０．９９）が制約となる。

上述した各式群を構成する限界ライン（式）について、さらに具体的に説明する。
図１１に示すように、第１式群Ｇ１は、７つの限界ラインＧ１ａ，Ｇ１ｂ，Ｇ１ｃ，Ｇ１ｄ，Ｇ１ｅ，Ｇ１ｆ，Ｇ１ｇから構成されている。
第１限界ラインＧ１ａは、１．４０≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦１．８０において、Ａ_０／Ｚe＝０．０７６６で表され、第１式群Ｇ１の経済性評価指標の上限ラインとなる。
第２限界ラインＧ１ｂは、１．００≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦１．４０において、Ａ_０／Ｚe＝−０．０３×（Ｆ_閉塞／Ａ）＋０．１１８６で表され、第１式群Ｇ１の経済性評価指標、施工性評価指標の上限ラインに相当する。
第３限界ラインＧ１ｃは、０．１１≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦１．００において、Ａ_０／Ｚe＝０．０８８４で表され、第１式群Ｇ１の経済性評価指標の上限ラインに相当する。第４限界ラインＧ１ｄは、０．０７８５≦（Ａ_０／Ｚe）≦０．０８８４において、Ｆ_閉塞／Ａ＝０．１１で表され、幾何制約または構造制約から設定される第１式群Ｇ１の下限ラインを示している。
第５限界ラインＧ１ｅは、０．１１≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦１．２０において、Ａ_０／Ｚe＝−０．０２０８×（Ｆ_閉塞／Ａ）＋０．０８０９で表され、構造制約から設定される第１式群Ｇ１の下限ラインを示している。
第６限界ラインＧ１ｆは、１．２０≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦１．８０において、Ａ_０／Ｚe＝０．０５６０で表され、構造制約から設定される第１式群Ｇ１の下限ラインを示している。
第７限界ラインＧ１ｇは、０．０５６０≦（Ａ_０／Ｚe）≦０．０７６６において、Ｆ_閉塞／Ａ＝１．８で表され、第１式群Ｇ１の施工性評価指標の上限ラインに相当する。

図１２に示すように、第２式群Ｇ２は、８つの限界ラインＧ２ａ，Ｇ２ｂ，Ｇ２ｃ，Ｇ２ｄ，Ｇ２ｅ，Ｇ２ｆ，Ｇ２ｇ，Ｇ２ｈから構成されている。
第１限界ラインＧ２ａは、１．０４≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦１．２０において、Ａ_０／Ｚe＝０．０７１３で表され、第２式群Ｇ２の経済性評価指標の上限ラインに相当する。
第２限界ラインＧ２ｂは、０．８９≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦１．０４において、Ａ_０／Ｚe＝−０．００７７×Ｆ_閉塞／Ａ＋０．０７９３で表され、第２式群Ｇ２の経済性評価指標、施工性評価指標の上限ラインに相当する。
第３限界ラインＧ２ｃは、０．６６≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦０．８９において、Ａ_０／Ｚe＝−０．０３０６×Ｆ_閉塞／Ａ＋０．０９９７で表され、第２式群Ｇ２の経済性評価指標、施工性評価指標の上限ラインに相当する。
第４限界ラインＧ２ｄは、０．１２≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦０．６６において、Ａ_０／Ｚe＝０．０７９５で表され、第２式群Ｇ２の経済性評価指標の上限ラインに相当する。
第５限界ラインＧ２ｅは、０．０６３３≦（Ａ_０／Ｚe）≦０．０７９５において、Ｆ_閉塞／Ａ＝０．１２で表され、幾何制約または構造制約から設定される第２式群Ｇ２の下限ラインを示している。
第６限界ラインＧ２ｆは、０．１２≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦０．８５において、Ａ_０／Ｚe＝−０．０２２５×Ｆ_閉塞／Ａ＋０．０６６で表され、構造制約から設定される第２式群Ｇ２の下限ラインを示している。
第７限界ラインＧ２ｇは、０．８５≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦１．２０において、Ａ_０／Ｚe＝０．０４６９で表され、構造制約から設定される第２式群Ｇ２の下限ラインを示している。
第８限界ラインＧ２ｈは、０．０４６９≦（Ａ_０／Ｚe）≦０．０７１３において、Ｆ_閉塞／Ａ＝１．２で表され、第２式群Ｇ２の施工性評価指標の上限ラインに相当する。

図１３に示すように、第３式群Ｇ３は、６つの限界ラインＧ３ａ，Ｇ３ｂ，Ｇ３ｃ，Ｇ３ｄ，Ｇ３ｅ，Ｇ３ｆから構成されている。
第１限界ラインＧ３ａは、０．５２≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦０．７５において、Ａ_０／Ｚe＝０．０６０２で表され、第３式群Ｇ３の経済性評価指標の上限ラインに相当する。
第２限界ラインＧ３ｂは、０．３６≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦０．５２において、Ａ_０／Ｚe＝−０．０２５×Ｆ_閉塞／Ａ＋０．０７３２で表され、第３式群Ｇ３の経済性評価指標、施工性評価指標の上限ラインに相当する。
第３限界ラインＧ３ｃは、０．１３≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦０．３６において、Ａ_０／Ｚe＝０．０６４２で表され、第３式群Ｇ３の経済性評価指標の上限ラインに相当する。
第４限界ラインＧ３ｄは、０．０５０６≦（Ａ_０／Ｚe）≦０．０６４２において、Ｆ_閉塞／Ａ＝０．１３で表され、幾何制約または構造制約から設定される第３式群Ｇ３の下限ラインを示している。
第５限界ラインＧ３ｅは、０．１３≦（Ｆ_閉塞／Ａ）≦０．７５において、Ａ_０／Ｚe＝−０．０２３７×Ｆ_閉塞／Ａ＋０．０５３８で表され、構造制約から設定される第３式群Ｇ３の下限ラインを示している。
第６限界ラインＧ３ｆは、０．０３６０≦（Ａ_０／Ｚe）≦０．０６０２において、Ｆ_閉塞／Ａ＝０．７５で表され、第３式群Ｇ３の施工性評価指標の上限ラインに相当する。

また、図１４は、施工時の断面変形と相関の高い断面形状因子である（断面高さＨ／最小板厚ｔ）の比（Ｈ／ｔ）を示しており、実大施工試験で得たデータである。現場では実大鋼矢板は第一フランジを把持して施工することがあるので、鋼矢板には偏心外力が作用する場合があり、鋼矢板断面が変形する場合がある。鋼矢板断面が変形すると断面形状の変化に応じて打設抵抗が増大することがある。そこで、複数の鋼矢板の実大施工試験結果に基づき断面変形と様々な形状因子との関係を調べたところ、Ｈ／ｔが３９を超えると全幅差で１０ｍｍを超える断面変形を生じるという関係があることが明らかとなった。つまり、ＪＩＳ製作許容差が全幅差で１０ｍｍであり、Ｈ／ｔが３９を超えると前記ＪＩＳ製作許容差を超える大きな断面変形を生じてしまうことを明らかにした。この知見から断面高さＨと第一フランジ板厚、ウェブ板厚または第二フランジ板厚の最小板厚ｔとの比が３９を超えると前記ＪＩＳ製作許容差の１０ｍｍ超える大きな変形が生じるので、断面高さＨと最小板厚ｔとの比の制約値を３９未満とすることが望ましい。
なお、この図１４に示すデータおよびＨ／ｔの制約値３９の値は、対象地盤のＮ値が５０未満の鋼矢板がウォータージェット等の補助工法無しで打設出来る標準地盤を対象としている。そのため、地盤の種類、強度によって制約値は異なる値となるが、対象地盤のＮ値５０を上限とした本指標を用いることで、通常の鋼矢板打設を網羅することが出来る。

また、図１５は、図１４に示すＨ／ｔ＜３９の鋼矢板（５）と、Ｈ／ｔ＝３９の鋼矢板（６）の施工時間を比較したものである。これにより、鋼矢板（６）は、打設深度が７ｍ以下に深くなるに従い鋼矢板（５）よりも打設時間が長くなり、１５ｍの打設で鋼矢板（５）に比べて約２倍の打設時間となり、施工性が著しく低下することが確認できる。したがって、Ｈ／ｔを３９未満に設定することで良好な施工性を確保することが出来る。

次に、本実施の形態で作成した打設抵抗評価式による打設抵抗Ｆについては、図１６に示すように、実大鋼矢板の施工性の観点から定量評価が可能であるものと検証されている。
図１６は、基準とした鋼矢板（鋼矢板（１））を１とした場合の各鋼矢板の本実施の形態による打設抵抗評価式による打設抵抗Ｆの比率と動的抵抗Ｒｕの比率の関係を示した図である。図１６中の各鋼矢板には、有効幅が９００ｍｍ以下、有効幅１２７０ｍｍ以上の鋼矢板が含まれている。この場合、打設抵抗評価式による打設抵抗Ｆの比率と動的抵抗Ｒｕの比率の相関係数が０．９１２となり、打設抵抗評価式は、有効幅にかかわらず、すべての領域の形状に対して、施工性を好適に評価することが可能であり、すなわち、従来の施工性指標Ｒの適用範囲外である有効幅１２７０ｍｍ以上の実大鋼矢板の施工性評価が可能となることが確認できる。

次に、上述した鋼矢板の作用について図面に基づいて詳細に説明する。図２および図３に示すように、本実施の形態では、ハット形状、またはＺ形状からなる鋼矢板において、上記式（６）に示す打設時に第一フランジ１１と前記第一フランジ１１の両端から延伸する一対のウェブ１２で囲まれた領域において、鋼矢板表面と地盤との界面に生じる摩擦抵抗が重なり合うことで周辺地盤よりも高い拘束圧が発生する閉塞領域に沿う鋼矢板打設時に支配的な抵抗となる閉塞抵抗Ｆ_閉塞を算定項目とした閉塞抵抗式を作成し、この閉塞抵抗式に基づいて閉塞抵抗Ｆ_閉塞を評価することで、有効幅、断面係数にかかわらず、すべての領域の形状に対して、施工性を好適に評価することが可能であり、特に、従来の施工性指標Ｒの適用範囲外である第二フランジの先端に有する一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上の実大鋼矢板の施工性評価が可能である。

そして、前記閉塞抵抗Ｆ_閉塞を用いて、前記ハット形鋼矢板一枚当たりまたは継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板一組当たりの閉塞抵抗Ｆ_閉塞と断面積Ａの比を示す施工性評価指数と、既存鋼矢板における壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積Ａ_０と断面係数Ｚeの比を示す経済性評価指数との関係をグラフで表すことで、断面係数Ｚeに応じた断面形状群をグループ化して、上述した断面係数Ｚe毎に分別した第１式群Ｇ１から第３式群Ｇ３を設け、これを鋼矢板３の性能範囲とすることができる。

そのため、これら式群Ｇ１、Ｇ２、Ｇ３によって施工性評価指標および経済性評価指標の限界領域を設定することが可能となる。つまり、評価対象の鋼矢板３の施工性評価指数および経済性評価指数は、その評価対象の鋼矢板３の断面係数Ｚeが含まれる式群Ｇによって定式化された施工性評価指標および経済性評価指標の限界領域において、既存鋼矢板の施工性評価指数および経済性評価指数と比較して評価することができる。評価対象の鋼矢板は、その施工性評価指数および経済性評価指数のうち少なくとも一方の値がいずれの既存鋼矢板の値より小さくになるように設定することができる。
したがって、従来の既存鋼矢板に比べて、施工性および経済性のうち少なくとも一方の性能に優れた断面形状の鋼矢板を提供することができる。

また、本実施の形態では、ハット形状、またはＺ形状からなる鋼矢板において、断面形状の小さいものから大きい鋼矢板について施工性評価指標および経済性評価指標で評価して好適な断面形状のものを決定することができる。例えば、従来の施工性指標Ｒの適用範囲外であった、第二フランジの先端に有する一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とした場合における、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上の実大鋼矢板であっても、本評価方法を適用することができる。

また、本実施の形態では、施工時の断面変形と相関の高い断面形状因子である（断面高さ／最小板厚）比を式群の制約値として設け、（断面高さ／最小板厚）比＜３９の範囲となる鋼矢板とすることで、鋼矢板の全幅の変形量をＪＩＳ製作許容差内に抑制した施工を行うことができる。

また、本実施の形態では、上記式（６）に示すように、評価対象の鋼矢板の断面形状の第一フランジ幅Ｗｆ、ウェブ角度θ、および断面高さＨから、実大鋼矢板に適用可能な一連の式である、式（３）’、式（４）’、式（１４）、式（１２）、式（１３）、式（１）’および式（２）’ならびに式（７）または式（７）’を用いて、閉塞抵抗Ｆ_閉塞を容易に算定することができる利点がある。

さらに、本実施の形態では、例えばＥＵＲＯ ＣＯＤＥのｃｌａｓｓ３の規格で設定されている幅厚比制約を構造制約とし、鋼矢板の第一フランジ幅、ウェブ角度から決まる断面形状がハット形であるハット形鋼矢板もしくは継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板を保持するための幾何制約を満足する式群を設定することができ、規格が要求する性能を満足した断面形状の鋼矢板を提供することができる。

上述した本実施の形態による鋼矢板では、閉塞抵抗を考慮した評価方法を用いることで、既存鋼矢板に比べて施工性および経済性のうち少なくとも一方の性能に優れた好適な断面形状の鋼矢板を提供することができる。

次に、上述した実施の形態による鋼矢板の効果を裏付けるための実施例について、以下説明する。

（第１実施例）
第１実施例は、図１７に示す鋼矢板の断面係数Ｚeが１７００≦Ｚe≦２３００ｃｍ^３／ｍ（式（１５））の範囲の第１式群Ｇ１（図１８参照）に含まれる鋼矢板の一例である。本第１実施例では、継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板であり、各寸法は、図１７、表１に示している。なお、図１８に示すように、第１式群Ｇ１の既存鋼矢板における施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）の下限値は１．４であり、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値が０．０７６６である。

表１に示すように、本第１実施例の鋼矢板は、断面係数Ｚeが２１３４ｃｍ^３／ｍであるので、第１式群Ｇ１に含まれ、第１式群Ｇ１の各限界ラインＧ１ａ〜Ｇ１ｇ（図１１参照）を使用して評価することができる。
図１８に示すように、表１の断面形状に設定された第１実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）は０．９４となり、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が０．０７３４となった。つまり、第１実施例の鋼矢板は、経済性において、既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値（０．０７６６）よりも小さく、第１実施例の既存鋼矢板に対する性能は略４％の向上となる。また、施工性において、既存鋼矢板のうち経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が下限値（０．０７６６）となる既存鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）の下限値の１．４０よりも小さく、第１実施例の既存鋼矢板に対する性能は略３３％の向上となる。

また、第１実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）は０．９４であり、第１実施例の鋼矢板と施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）が同じ（０．９４）である既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値（０．０８８４）と比較すると、第１実施例の既存鋼矢板に対する性能は略１７％の向上となる。

（第２実施例）
第２実施例は、図１９に示す断面係数Ｚeが２３００＜Ｚe≦３４００ｃｍ^３／ｍ（式（１６））の範囲の第２式群Ｇ２（図２０参照）に含まれる鋼矢板の一例である。本第２実施例では、継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板であり、各寸法は、図１９、表２に示している。なお、図２０に示すように、この断面形状と比較される既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値が０．０７１３であり、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が０．０７１３における既存鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）の下限値は１．０４である。

表２に示すように、本第２実施例の鋼矢板は、断面係数Ｚeが３０５７ｃｍ^３／ｍであるので、第２式群Ｇ２に含まれ、第２式群Ｇ２の各限界ラインＧ２ａ〜Ｇ２ｈ（図１２参照）を使用して評価することができる。
図２０に示すように、表２の断面形状に設定された第２実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）は０．６８となり、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が０．０６４３となった。つまり、第２実施例の鋼矢板は、経済性において、既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値（０．０７１３）よりも小さく、第２実施例の既存鋼矢板に対する性能は略１０％の向上となる。また、施工性において、既存鋼矢板のうち経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が下限値（０．０７１３）となる既存鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）の下限値の１．０４よりも小さく、第２実施例の既存鋼矢板に対する性能は略３５％の向上となる。

また、第２実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）は０．６８であり、第２実施例の鋼矢板と施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）が同じ（０．６８）である既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値（０．０７８９）と比較すると、第２実施例の既存鋼矢板に対する性能は略１９％の向上となる。

（第３実施例）
第３実施例は、図２１に示す断面係数Ｚeが式（１７）に示す３４００ｃｍ^３／ｍ＜Ｚeの範囲の第３式群Ｇ３（図２２参照）に含まれる鋼矢板の一例である。本第３実施例では、継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板であり、各寸法は、図２１、表３に示している。そして、本第３実施例では、Ｈ／ｔ＞３９としたケースである。なお、図２２に示すように、この断面形状と比較される既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値が０．０６０２であり、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が０．０６０２における既存鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）の下限値は０．５２である。

表３に示すように、本第３実施例の鋼矢板は、断面係数Ｚeが４４６６ｃｍ^３／ｍであるので、第３式群Ｇ３に含まれ、第３式群Ｇ３の各限界ラインＧ３ａ〜Ｇ３ｆ（図１３参照）を使用して評価することができる。
図２２に示すように、表３の断面形状に設定された第３実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）は０．４９となり、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が０．０５０７となった。つまり、第３実施例の鋼矢板は、経済性において、既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値（０．０６０２）よりも小さく、第３実施例の既存鋼矢板に対する性能は略１６％の向上となる。また、施工性において、既存鋼矢板のうち経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が下限値（０．０６０２）となる既存鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）の下限値の０．５２よりも小さく、第３実施例の既存鋼矢板に対する性能は略５％の向上となる。

また、第３実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）は０．４９であり、第３実施例の鋼矢板と施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）が同じ０．４９である既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値（０．０６０９）と比較すると、第３実施例の既存鋼矢板に対する性能は略１７％の向上となる。

（第４実施例）
第４実施例は、図２３に示す断面係数Ｚeが式（１７）に示す３４００ｃｍ^３／ｍ＜Ｚeの範囲の第３式群Ｇ３（図２４参照）に含まれる鋼矢板の一例である。本第４実施例では、継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板であり、各寸法は、図２３、表４に示している。そして、本第４実施例では、Ｈ／ｔ＜３９の制約条件を設けたケースである。なお、図２４に示すように、この断面形状と比較される既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値が０．０６０２であり、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が０．０６０２における既存鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）の下限値は０．５２である。

表４に示すように、本第４実施例の鋼矢板は、断面係数Ｚeが４９１６ｃｍ^３／ｍであるので、第３式群Ｇ３に含まれ、第３式群Ｇ３の各限界ラインＧ３ａ〜Ｇ３ｆ（図１３参照）を使用して評価することができる。
図２４に示すように、表４の断面寸法に設定された第４実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）は０．４３となり、経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が０．０５６２となった。つまり、第４実施例の鋼矢板は、経済性において、既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値（０．０６０２）よりも小さく、第４実施例の既存鋼矢板に対する性能は略７％の向上となる。また、施工性において、既存鋼矢板のうち経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）が下限値（０．０６０２）となる第４実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）の下限値の０．５２よりも小さく、第４実施例の既存鋼矢板に対する性能は略１８％の向上となる。

また、第４実施例の鋼矢板の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）は０．４３であり、第４実施例の鋼矢板と施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）が同じ０．４３である既存鋼矢板の経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の下限値（０．０６２５）と比較すると、第３実施例の既存鋼矢板に対する性能は略１０％の向上となる。

以上、本発明による鋼矢板の実施の形態について説明したが、本発明は上記の実施の形態に限定されるものではなく、その趣旨を逸脱しない範囲で適宜変更可能である。

例えば、上述した実施の形態では、閉塞抵抗Ｆ_閉塞の計算を行う条件として、μ＝０．２７、ν＝３．３、γ＝１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、Ｚ_ｖ＝１５０００ｍｍ、Ｎ値２０、相対密度Ｄｒ＝８０％を例示して説明し、図１１〜図１３には当該条件において定まる各式群（第１式群Ｇ１、第２式群Ｇ２、第３式群Ｇ３）の限界ラインを図示し、これらの式群によって施工性評価指標Ｃおよび経済性評価指標Ｅの限界領域を設定し、これを鋼矢板の性能範囲としている。しかしながら、本発明の適用範囲はこれに限られるものではなく、例えば閉塞抵抗Ｆ_閉塞の計算において地盤条件であるＮ値を異なる値とし、それに伴う計算条件において定まる各式群に基いて鋼矢板の性能範囲を定めても良い。

そこで、以下では、一例としてＮ値が１の場合と、Ｎ値が５０の場合のそれぞれにおいて、それぞれの場合の式群（第１式群Ｇ１、第２式群Ｇ２、第３式群Ｇ３）について示し、Ｎ値が１の場合と５０の場合の施工性評価指標Ｃおよび経済性評価指標Ｅの限界領域を図示する。

（Ｎ値＝１の場合）
閉塞抵抗Ｆ_閉塞の計算を行う条件として、μ＝０．２７、ν＝２．０、γ＝１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、Ｚ_ｖ＝１５０００ｍｍ、Ｎ値１、相対密度Ｄｒ＝２０％とした。この時の式群Ｇは以下の表５に示す通りである。また、図２６〜２８は、表５に示す各式群Ｇ１〜Ｇ３を構成する複数の限界ラインを図示したものであり、上記実施の形態で説明した図１１〜１３と同様に、それぞれの式群によって示される鋼矢板の性能範囲を示すものである。
そして、この条件において実施例１〜３の鋼矢板の閉塞抵抗Ｆ_閉塞が計算され、実施例１〜３の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）と経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の値がそれぞれ図２６〜２８にプロットされている。図２６〜２８をみると、N値＝１の場合においてもN値＝２０とした場合と同様に、実施例１〜３の鋼矢板は、それぞれの式群によって示される鋼矢板の性能範囲に入っており、地盤条件が変わっても矢板の形状は変わらずに、既存鋼矢板に比べて施工性ならびに経済性で優位な断面となることが出来る。

（Ｎ値＝５０の場合）
閉塞抵抗Ｆ_閉塞の計算を行う条件として、μ＝０．２７、ν＝５．１、γ＝１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、Ｚ_ｖ＝１５０００ｍｍ、Ｎ値５０、相対密度Ｄｒ＝１００％とした。この時の式群Ｇは以下の表６に示す通りである。また、図２９〜３１は、表６に示す各式群Ｇ１〜Ｇ３を構成する複数の限界ラインを図示したものであり、上記実施の形態で説明した図１１〜１３と同様に、それぞれの式群によって示される鋼矢板の性能範囲を示すものである。
そして、この条件において実施例１〜３の鋼矢板の閉塞抵抗Ｆ_閉塞が計算され、実施例１〜３の施工性評価指数（Ｆ_閉塞／Ａ）と経済性評価指数（Ａ_０／Ｚe）の値がそれぞれ図２９〜３１にプロットされている。図２９〜３１をみると、N値＝５０の場合においてもN値＝２０とした場合と同様に、実施例１〜３の鋼矢板は、それぞれの式群によって示される鋼矢板の性能範囲に入っており、地盤条件が変わっても矢板の形状は変わらずに、既存鋼矢板に比べて施工性ならびに経済性で優位な断面となることが出来る。

図２６〜２８、２９〜３１に示すように、閉塞抵抗Ｆ_閉塞の計算を行う条件を変えた場合であっても、式群Ｇを構成する複数の限界ラインから鋼矢板の性能範囲が特定され、施工性および経済性のうち少なくとも一方の性能に優れた断面形状の鋼矢板を提供できることが分かる。即ち、本発明技術はあらゆる地盤条件等のもとで適用可能であることが分かる。

また、例えば、上述した実施の形態では、図１４等を参照して説明したように、（断面高さＨ／最小板厚ｔ）比＜３９の範囲を満足するように設定しているが、このような制約を設けることに限定されることはない。具体的には、地盤条件がＮ値≦３５である場合には、（断面高さＨ／最小板厚ｔ）比≦４５の範囲を満足するように設定しても良い。以下では、（断面高さＨ／最小板厚ｔ）比≦４５の範囲に設定した際の実大施工試験についてのグラフを参照して、その理由について説明する。

図３２は、実大施工試験における地盤条件を示すグラフであり、Ｎ値の深度分布を表している。また、図３３〜３５は、有効幅１２７０ｍｍ以上の鋼矢板の打設前後の全幅差を示すグラフであり、各グラフはそれぞれ（断面高さＨ／最小板厚ｔ）比が３９、４２、４５である場合を示している。

図３２に示すように、ここでの実大施工試験にかかる地盤条件では、深度８ｍでＮ値が３５となっており、それよりも浅い層ではＮ値が３５以下となっている。また、図３３〜３５に示すように、（断面高さＨ／最小板厚ｔ）比が３９、４２、４５のいずれの鋼矢板においても、Ｎ値３５以下の地盤（深度８ｍより浅い層）での全幅差は、ＪＩＳ製作許容差である−５ｍｍ以上１０ｍｍ以下の範囲内に収まっていることが分かる。即ち、Ｎ値≦３５の地盤条件であれば、鋼矢板の（断面高さＨ／最小板厚ｔ）比は４５以下の範囲に設定できる。

以上、図３２〜３５を参照して説明したように、鋼矢板の（断面高さＨ／最小板厚ｔ）比の範囲設定は、地盤条件に応じて好適に設定すればよく、上記実施の形態で設定した（断面高さＨ／最小板厚ｔ）比＜３９の範囲に限られるものではない。

また、本発明にかかる鋼矢板は熱間で製造されても良い。熱間での鋼矢板の製造では、鋼矢板の断面内において板厚差をつけることができるため、断面が変形しやすい箇所の板厚を増やすといった製造が可能となり、打設時の断面変形をより効果的に抑え、打設抵抗の増大を抑制することができる。

その他、本発明の趣旨を逸脱しない範囲で、上記した実施の形態における構成要素を周知の構成要素に置き換えることは適宜可能である。

本発明は、土木分野や建築分野において土留壁、護岸等として利用される鋼矢板に適用できる。

Claims (9)

1. 壁体を構成する鋼矢板であり、
   当該壁体の中立軸に略平行であり、前記中立軸を挟んで対称に位置し互いに平行である第一フランジおよび第二フランジと、これら第一フランジと第二フランジを繋ぐウェブを有し、
   前記壁体において隣接する第一フランジ同士あるいは第二フランジ同士の中点間を１つの単位とする鋼矢板において、
   当該鋼矢板における１つの単位の両端に設けられる２つのフランジを第二フランジとしたとき、
   当該第二フランジの端部には鋼矢板同士を嵌合させるための継手が形成され、
   ２つの前記第二フランジの先端に形成された一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上、断面係数Ｚｅが１７００≦Ｚｅ≦２３００ｃｍ^３／ｍの範囲を満足する鋼矢板であって、
   対象地盤の土の単位体積重量γを１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、土と鋼矢板の摩擦係数μをｔａｎ１５°、ランキンの受動土圧係数νを
   、相対密度Ｄｒを８０％、Ｎ値を２０、打設深度Ｚ_νを１５０００ｍｍとした場合に、
   以下の式（１８）、（１９）で示される施工性評価指標Ｃおよび経済性評価指標Ｅが、以下の式（２０）〜（２３）のいずれかを満足することを特徴とする、鋼矢板。
   Ｃ＝Ｆ_閉塞／Ａ ・・・（１８）
   Ｅ＝Ａ_０／Ｚｅ ・・・（１９）
   ０．１１≦Ｃ≦１．００かつ−０．０２０８×Ｃ＋０．０８０９≦Ｅ≦０．０８８４ ・・・（２０）
   １．００＜Ｃ≦１．２０かつ−０．０２０８×Ｃ＋０．０８０９≦Ｅ≦−０．０３×Ｃ＋０．１１８６ ・・・（２１）
   １．２０＜Ｃ≦１．４０かつ０．０５６０≦Ｅ≦−０．０３×Ｃ＋０．１１８６ ・・・（２２）
   １．４０＜Ｃ≦１．８０かつ０．０５６０≦Ｅ≦０．０７６６ ・・・（２３）
   但し、Ｆ_閉塞：以下の式（６）、（３）’、（４）’、（１４）、（１２）、（１３）、（１）’および（２）’ならびに（７）または（７）’に基づき算定される閉塞抵抗（ｋＮ／枚）、Ａ：断面積（ｃｍ^２／枚）、Ａ_０：壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積（ｃｍ^２／ｍ）であり、Ｗｆ：前記第一フランジの幅（ｍｍ）、Ｈ：前記中立軸に直交する方向の第一フランジと第二フランジ間の距離である断面高さ（ｍｍ）、θ：前記ウェブと前記第二フランジとがなす角度の補角であるウェブ角度（°）である。
   
2. 壁体を構成する鋼矢板であり、
   当該壁体の中立軸に略平行であり、前記中立軸を挟んで対称に位置し互いに平行である第一フランジおよび第二フランジと、これら第一フランジと第二フランジを繋ぐウェブを有し、
   前記壁体において隣接する第一フランジ同士あるいは第二フランジ同士の中点間を１つの単位とする鋼矢板において、
   当該鋼矢板における１つの単位の両端に設けられる２つのフランジを第二フランジとしたとき、
   当該第二フランジの端部には鋼矢板同士を嵌合させるための継手が形成され、
   ２つの前記第二フランジの先端に形成された一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上、断面係数Ｚｅが２３００＜Ｚｅ≦３４００ｃｍ^３／ｍの範囲を満足する鋼矢板であって、
   対象地盤の土の単位体積重量γを１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、土と鋼矢板の摩擦係数μをｔａｎ１５°、ランキンの受動土圧係数νを
   、相対密度Ｄｒを８０％、Ｎ値を２０、打設深度Ｚ_νを１５０００ｍｍとした場合に、
   以下の式（１８）、（１９）で示される施工性評価指標Ｃおよび経済性評価指標Ｅが、以下の式（２４）〜（２８）のいずれかを満足することを特徴とする、鋼矢板。
   Ｃ＝Ｆ_閉塞／Ａ ・・・（１８）
   Ｅ＝Ａ_０／Ｚｅ ・・・（１９）
   ０．１２≦Ｃ≦０．６６かつ−０．０２２５×Ｃ＋０．０６６≦Ｅ≦０．０８ ・・・（２４）
   ０．６６＜Ｃ≦０．８５かつ−０．０２２５×Ｃ＋０．０６６≦Ｅ≦−０．０３０６×Ｃ＋０．０９９７ ・・・（２５）
   ０．８５＜Ｃ≦０．８９かつ０．０４６９≦Ｅ≦−０．０３０６×Ｃ＋０．０９９７ ・・・（２６）
   ０．８９＜Ｃ≦１．０４かつ０．０４６９≦Ｅ≦０．００７７×Ｃ＋０．０７９３ ・・・（２７）
   １．０４＜Ｃ≦１．２０かつ０．０４６９≦Ｅ≦０．０７９５ ・・・（２８）
   但し、Ｆ_閉塞：以下の式（６）、（３）’、（４）’、（１４）、（１２）、（１３）、（１）’および（２）’ならびに（７）または（７）’に基づき算定される閉塞抵抗（ｋＮ／枚）、Ａ：断面積（ｃｍ^２／枚）、Ａ_０：壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積（ｃｍ^２／ｍ）であり、Ｗｆ：前記第一フランジの幅（ｍｍ）、Ｈ：前記中立軸に直交する方向の第一フランジと第二フランジ間の距離である断面高さ（ｍｍ）、θ：前記ウェブと前記第二フランジとがなす角度の補角であるウェブ角度（°）である。
   
3. 壁体を構成する鋼矢板であり、
   当該壁体の中立軸に略平行であり、前記中立軸を挟んで対称に位置し互いに平行である第一フランジおよび第二フランジと、これら第一フランジと第二フランジを繋ぐウェブを有し、
   前記壁体において隣接する第一フランジ同士あるいは第二フランジ同士の中点間を１つの単位とする鋼矢板において、
   当該鋼矢板における１つの単位の両端に設けられる２つのフランジを第二フランジとしたとき、
   当該第二フランジの端部には鋼矢板同士を嵌合させるための継手が形成され、
   ２つの前記第二フランジの先端に形成された一対の継手の嵌合中心間の長さを有効幅とし、前記有効幅が１２７０ｍｍ以上、断面係数Ｚｅが３４００ｃｍ^３／ｍ＜Ｚｅの範囲を満足する鋼矢板であって、
   対象地盤の土の単位体積重量γを１．８×１０^−８ｋＮ／ｍｍ^３、土と鋼矢板の摩擦係数μをｔａｎ１５°、ランキンの受動土圧係数νを
   、相対密度Ｄｒを８０％、Ｎ値を２０、打設深度Ｚ_νを１５０００ｍｍとした場合に、
   以下の式（１８）、（１９）で示される施工性評価指標Ｃおよび経済性評価指標Ｅが、以下の式（２９）〜（３１）のいずれかを満足することを特徴とする、鋼矢板。
   Ｃ＝Ｆ_閉塞／Ａ ・・・（１８）
   Ｅ＝Ａ_０／Ｚｅ ・・・（１９）
   ０．１３≦Ｃ≦０．３６かつ−０．０２３７×Ｃ＋０．０５３８≦Ｅ≦０．０６４２ ・・・（２９）
   ０．３６＜Ｃ≦０．５２かつ−０．０２３７×Ｃ＋０．０５３８≦Ｅ≦−０．０２５×Ｃ＋０．０７３２ ・・・（３０）
   ０．５２＜Ｃ≦０．７５かつ−０．０２３７×Ｃ＋０．０５３８≦Ｅ≦０．０６０２ ・・・（３１）
   但し、Ｆ_閉塞：以下の式（６）、（３）’、（４）’、（１４）、（１２）、（１３）、（１）’および（２）’ならびに（７）または（７）’に基づき算定される閉塞抵抗（ｋＮ／枚）、Ａ：断面積（ｃｍ^２／枚）、Ａ_０：壁体形成時の壁方向の幅１ｍ当たりの断面積（ｃｍ^２／ｍ）であり、Ｗｆ：前記第一フランジの幅（ｍｍ）、Ｈ：前記中立軸に直交する方向の第一フランジと第二フランジ間の距離である断面高さ（ｍｍ）、θ：前記ウェブと前記第二フランジとがなす角度の補角であるウェブ角度（°）である。
   
4. 断面高さＨと継手を除いた前記第一フランジの板厚、ウェブの板厚、または第二フランジの板厚のうちの最小の板厚である最小板厚ｔとの比Ｈ／ｔが３９未満の範囲を満足するように設定されていることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の鋼矢板。
5. 対象地盤のＮ値が３５以下である場合に、
   断面高さＨと継手を除いた前記第一フランジの板厚、ウェブの板厚、または第二フランジの板厚のうちの最小の板厚である最小板厚ｔとの比Ｈ／ｔが４５以下の範囲を満足するように設定されていることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の鋼矢板。
6. 前記鋼矢板の第一フランジ幅、ウェブ角度から決まる幾何制約と、
   座屈防止のための鋼材降伏強度に応じた幅厚比から規定される構造制約と、が設定されていることを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の鋼矢板。
7. 熱間で製造されたことを特徴とする、請求項１〜６のいずれか１項に記載の鋼矢板。
8. 前記鋼矢板は、
   第一フランジと該第一フランジの両端から延伸する一対のウェブからなり、当該ウェブの前記第一フランジの反対側に前記第一フランジと平行に伸びる先端に継手を有する一対の第二フランジを有するハット形状のハット形鋼矢板である、請求項１〜７のいずれか１項に記載の鋼矢板。
9. 前記鋼矢板は、
   ウェブと該ウェブの両端に反対方向に延伸する端部に継手を有する平行な一対のフランジからなるＺ形状の鋼矢板において、継手を嵌合させてハット形状にした２枚で一組となるＺ形鋼矢板であり、
   前記２枚一組のＺ形鋼矢板において、継手を嵌合した側の両者のフランジが第一フランジとされ、継手を嵌合しない側の両者のフランジが第二フランジとされることを特徴とする、請求項１〜７のいずれか１項に記載の鋼矢板。