JP6272261B2 - 円筒金網籠 - Google Patents

Description

本発明は、崩壊した河川護岸及び山間斜面等を復旧するために使用される円筒金網籠に関する。

崩壊した河川護岸等を復旧する技術として、特許文献１は、地盤補強部材を開示する。地盤補強部材は、上部ゲージ、下部ゲージ及びネットを備える。各ゲージは、複数の網目開口を有する円柱状（円筒金網）に形成される。破砕ゴム片を各ゲージに充填して、各ゲージを積載して、ネットにて上部ゲージ開口を閉塞する。

特開２００７−１６９９２５号公報

しかし、特許文献１では、各ゲージを円柱状（円筒金網）に形成するので、保管又は搬送に多くのスペースを必要とする。

本発明は、保管又は運搬の占有スペースを低減できる円筒金網籠を提供することにある。
本発明は、積載段数に関係なく、勾配αで積載した充填円筒金網籠について、連結コイル金属線の剪断強度を確保できる円筒金網籠を提供することにある。

本発明に係る請求項１は、円筒金網本体と、前記円筒金網本体の少なくとも一端開口を閉塞する１又は一対の金網蓋と、複数の連結コイル金属線と、を備え、前記円筒金網本体は、円筒中心線に沿って二分割した一対の半円筒金網体で構成され、前記各半円筒金網体は、円筒中心線方向に線間隔を隔てて並列される複数の半円形横金網線と、前記半円筒金網体の円周方向に線間隔を隔てて並列され、前記円筒金網本体の両端開口間にわたって延在される複数の縦金属線と、を有し、前記各金属線の交点にて前記各円形横金属線及び前記各縦金属線同士を溶接して固定し、円周方向両端の前記各縦金属線を隣接して前記円筒金網本体を構成し、前記各連結コイル金属線は、前記円筒金網本体の両端開口間にわたって、前記円周方向各端で隣接する前記各縦金属線に巻付けられ、前記各半円筒金網体同士を連結する円筒金網籠であって、前記円筒金網籠は、前記円筒金網本体に中詰材を充填した充填円筒金網籠とされ、複数の前記充填円筒金網籠は、円筒中心線を水平面に直交する鉛直方向に向けて、複数の積載段数ｎ及び勾配αで積載され、前記各連結コイル金属線の剪断応力τは、積載段数ｎ及び勾配αで積載された前記充填円筒金網籠の最大鉛直重量の作用する最下段の充填円筒金網籠において、前記半円形横金属線の受ける最大引張応力σｈに対し、τ＞最大引張応力σｈとすることを特徴とする円筒金網籠である。

本発明の請求項２は、 前記半円形横金属線の受ける最大引張応力σｈは、前記円筒金網本体に中詰材を充填した充填円筒金網本体、前記半円筒金網体に中詰材を充填した充填半円筒金網体、前記充填円筒金網本体について、前記各縦金属線を除き、前記各半円形横金属線を水平Ｂｅａｍ要素で表現した充填円筒線本体モデル、前記充填半円筒金網体について、前記各縦金属線を除き、前記各半円形横金属線を水平Ｂｅａｍ要素で表現した充填半円筒線体モデル、前記充填半円筒金網体について、前記各半円形横金属線を水平Ｂｅａｍ要素で表現し、及び前記各縦金属線を鉛直Ｂｅａｍ要素で表現した充填半円筒金網体モデル、前記充填円筒金網本体について、前記各縦金属線を除き、前記各半円形横金属線でなる仮想・充填円筒線本体、前記充填半円筒金網体について、前記各縦金属線を除き、前記各半円形横金属線でなる仮想・充填半円筒線体、前記仮想・充填円筒線本体、又は前記充填円筒線体モデルを積載する水平面、前記水平面に直交する鉛直方向、前記充填半円筒線体の最大鉛直応力σｅ、前記仮想・充填円筒線本体、又は前記充填円筒線本体モデルの積載段数ｎ、前記仮想・充填半円筒線体の円筒高長Ｌ、円筒中心線を前記鉛直方向に向けて、前記仮想・充填半円筒線本体、又は前記充填円筒線本体モデルを積載する勾配α、積載段数ｎ＝２及び前記勾配αで積載した前記各充填円筒線本体モデルについて、最下段の前記充填半円筒線体モデル、及び最下段の前記充填半円筒線体モデルに積載した領域の充填半円筒線体モデルでなる、勾配線体モデル群、無限積載段数ｎ＝∞及び前記勾配αで積載した前記各仮想・充填円筒線本体について、各段の前記仮想・充填半円筒線体でなる、仮想勾配線体群、とし、前記勾配線体モデル群について、解析メッシュを構築して、最下段の前記充填半円筒線体モデルの最大鉛直応力σｆを解析し、応力係数βを式（１）で求め、前記仮想・勾配線体群について、最下段の前記仮想・充填半円筒線体の最大鉛直応力σｇを式（２）で求め、前記最大鉛直応力σｇ及び前記円筒高長Ｌから、単位体積重量Ｗｇを求め、前記単位体積重量Ｗｇを作用した前記充填半円筒金網体モデルについて、解析メッシュを構築して、前記水平Ｂｅａｍ要素の最大引張荷重Ｗｈを解析し、前記最大引張荷重Ｗｈ及び前記半円形横金属線の線径面積から、最大引張応力σｈを求めることを特徴とする請求項１に記載の円筒金網籠である。

本発明に係る請求項１は、円筒金網籠の円筒金網本体は、一対の半円筒金網体で構成するので、保管又は搬送において、各半円筒金網体を重ねて配置でき、占有スベースを低減できる。

本発明に係る請求項２は、３次元解析有限要素法による解析、及び計算にて、仮想・勾配線体群（無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載）について、最下段の仮想・充填半円筒線体の最大鉛直応力σｆを求め、更に単位体積重量Ｗｇを求める。単位体積重量Ｗｇを充填半円筒金網籠体モデルに作用し、単位体積重量Ｗｇの充填半円筒金網体モデルについて、解析メッシュを構築して、水平Ｂｅａｍ要素の最大引張荷重Ｗｈを解析する。水平Ｂｅａｍ要素は、円筒金網本体の半円形横金属線である。水平Ｂｅａｍ要素（半円形横金属線）の最大引張荷重Ｗｇは、各連結コイル金属線の剪断方向において、各連結コイル金属線に剪断荷重として作用する。各連結コイル金属線の剪断強度τ（剪断応力）を、τ＞最大引張応力σｈとすることで、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで充填円筒金網籠を積載しても、各連結コイル金属線は剪断することなく、各半円筒金網体同士の連結を保持できる。
請求項２では、最大鉛直応力σｆ，σｇの解析及び計算は、縦金属線を除き、各半円形横金属線でなる仮想・充填半円筒線体、及び縦金属線を除き、水平Ｂｅａｍ要素でなる充填半円筒線体モデルを想定して実行する。これにより、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載した充填円筒金網籠に対して、最も危険度の高い条件にて、最大鉛直応力σｆ，σｇを解析及び計算する。
なお、３次元解析有限要素法については、京都大学 木村亮教授，名古屋工業大学教授 張鋒教授により開発された３次元弾塑性有限要素解析コードDGPILE 3Dを元に、本解析ソフトの適用性については、例えば、文献：著作者長野孝一郎、木村亮、鈴木雄吾著「土−水連成弾塑有限要素法による橋梁基礎杭の長期変位予測，土木学会論文集Ｃ，Vol.63,No4,pp.1041-1053,2007」、文献：森河由紀弘著「再液状化を含めた地盤液状化メカニズムの解明および種々地盤耐震補強工法の評価への応用，名古屋工業大学学位請求論文，２０１３」を通じて検証されている。

本発明は、仮想・勾配線体群（無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載）について、最下段の仮想・充填半円筒線体の最大鉛直応力σｆを求め、更に単位体積重量Ｗｇを求める。単位体積重量Ｗｇを仮想・充填半円筒金網体に作用して、各半円形横金属線の最大引張応力σｈを求める。半円形横金属線の最大引張荷重Ｗｇは、各連結コイル金属線の剪断方向において、各連結コイル金属線に剪断荷重として作用する。各連結コイル金属線の剪断強度τ（剪断応力）を、τ＞最大引張応力σｈとすることで、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで充填円筒金網籠を積載しても、各連結コイル金属線は剪断することなく、各半円筒金網体同士の連結を保持できる。
本発明では、最大鉛直応力σｇ解析及び計算は、縦金属線を除き、各半円形横金属線でなる仮想・充填半円形線体を想定して実行する。これにより、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載した充填円筒金網籠に対して、最も危険度の高い条件にて、最大鉛直応力σｇを解析及び計算する。

本発明に係る円筒金網籠を示す斜視図である。 本発明に係る円筒金網籠を示す図であって、（ａ）は側面図、（ｂ）は図２（ａ）の拡大図である。 本発明に係る円筒金網籠を示す上面図（底面図）である。 本発明に係る円筒金網籠を構成する半円筒金網体、及び連結コイル金属線を示す斜視図である。 本発明に係る円筒金網籠において、各半円筒金網体を重ねた状態を示す斜視図である。 本発明に係る円筒金網籠において、連結コイル金属線にて半円筒金網体同士を連結し、円筒金網本体に円形金網蓋を固定する状態を示す斜視図である。 本発明に係る円筒金網籠において、円筒金網本体に中詰材を充填した状態を示す斜視図である。 充填円筒金網籠を積載段数ｎ＝３及び勾配αで積載した斜視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１について、勾配線体モデル群の最下段の充填半円筒線体モデル、及び２段目の充填円孤筒線体モデルを示す側面図である。 図９のＡ−Ａ矢視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１について、直上線体モデル群の各段の充填半円筒線体モデルを示す側面図である。 図１１のＢ−Ｂ矢視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１の勾配線体モデル群について、３次元解析ＦＥＭにより構築される解析メッシュ（解析メッシュモデル）を示す斜視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１について、３次元解析ＦＥＮにより構築される解析メッシュ（解析メッシュモデル）を示す図であって、（ａ）は充填半円筒線体モデルの解析メッシュの斜視図、（ｂ）は直上線体モデル群の解析メッシュの斜視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１について、（ａ）は最大鉛直応力σｅ，σｆ，σｐの解析結果、（ｂ）は解析メッシュを示すグラフ図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ２について、勾配線体モデル群の最下段の充填半円筒線体モデル、及び２段目の充填円孤筒線体モデルを示す側面図である。 図１６のＣ−Ｃ矢視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ２について、直上線体モデル群の各段の充填半円筒線体モデルを示す側面図である。 図１８のＤ−Ｄ矢視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ２の勾配線体モデル群について、３次元解析ＦＥＭにより構築される解析メッシュ（解析メッシュモデル）を示す斜視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ２について、３次元解析ＦＥＮにより構築される解析メッシュ（解析メッシュモデル）を示す図であって、（ａ）は充填半円筒線体モデルの解析メッシュの斜視図、（ｂ）は直上線体モデル群の解析メッシュの斜視図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ２について、（ａ）は最大鉛直応力σｅ，σｆ，σｐの解析結果、（ｂ）は解析メッシュを示すグラフ図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１について、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載した仮想・充填半円筒線体、及び最大鉛直応力σｇを示す模式図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ２について、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載した仮想・充填半円筒線体、及び最大鉛直応力σｇを示す模式図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１について、（ａ）は最大引張荷重Ｗｇの解析結果を示すグラフ図、（ｂ）は充填半円筒金網体モデルに構築した解析メッシュを示す図である。 解析及び計算する円筒金網籠Ｙ２について、（ａ）は最大引張荷重Ｗｇの解析結果を示すグラフ図、（ｂ）は充填半円筒金網体モデルに構築した解析メッシュを示す図である。 油圧式万能試験機に供試体を装着した図である。 引張試験において、最大引張荷重の結果を示すグラフ図である。 本発明に係る他の実施形態の円筒金網籠ＹＡについて、充填円筒金網籠を積載段数ｎ＝３及び勾配αで積載した斜視図である。

本発明に係る円筒金網籠について、図１乃至図２９を参照して説明する。

図１乃至図４において、円筒金網籠Ｙは、図１乃至図４に示すように、円筒金網本体１、複数の連結コイル金属線２，３、一対の金網蓋４，５及び複数の固定コイル金属線６，７を備える。
円筒金網籠Ｙの各寸法は、円筒直径Ｄ及び円筒高長Ｌである。円筒高長Ｌは、円筒中心線ａ方向において、各円形金網蓋２，３間の高さとなる。

円筒金網本体１は、図１乃至図４に示すように、円筒中心線ａに沿って二等分割した一対の半円筒金網体８，９で構成される。

各半円筒金網体８，９は、図１乃至図４に示すように、同一構成（構造）であって、複数の半円形横金属線１０，１０，…及び複数の縦金属線１１，１１，…を有する。

各半円形横金属線１０，１０，…は、図４に示すように、半径Ｒ（Ｒ＝Ｄ／２）の半円形に形成される。
各半円形横金属線１０，１０，…は、円筒中心線ａ方向に線間隔ＡＴを隔てて並列される。各半円形横金属線１０，１０，…は、円筒金網本体１の円周方向に延在される。
各半円形横金属線１０，１０，…は、例えば、亜鉛−１０％アルミニウム合金メッキ鉄筋（炭素鋼）で形成される。各半円形金属線１０，１０，…は、線径ｄである。各半円形横金属線１０，１０，…の軸方向の線径面積Ａは、Ａ＝（ｄ／２）^２×円周率（π）である。

各縦金属線１１，１１，…は、半円形横金属線１０（各半円筒金網体８，９）の円周方向に線間隔ＢＴを隔てて並列される。各縦金属線１１，１１，…は、図１及び図２に示すように、円筒金網本体１の両端開口１Ａ，１Ｂ間にわたって延在される。各縦金属線１１，１１，…は、図１及び図４に示すように、円筒中心線ａ方向において、各半円筒金網体８，９の両端８Ａ，８Ｂ又は９Ａ，９Ｂ間にわたって延在され、各半円形横金属線１０，１０，…と直交して交差する。
各縦金属線１１，１１，…は、例えば、亜鉛−１０％アルミニウム合金メッキ鉄筋（炭素鋼）で形成される。各縦金属線１１，１１，…は、線直径ｄである。各縦金属線１１，１１，…の軸方向の断面積Ａは、Ａ＝（ｄ／２）^２×円周率（π）である。

各半円筒金網体８，９は、各金属線１０，１１の交点Ｂにて、各半円形金属線１０，１０，…及び各縦金属線１１，１１，…同士を溶接して固定する。各金属線１０，１１は、線間隔ＡＴ，ＢＴ間に複数の網目ＣＴを形成する。
各半円筒金網体８，９は、図１乃至図４に示すように、円周方向両端の縦金属線１１Ａ，１１Ａ、１１Ｂ，１１Ｂを隣接して円筒金網本体１を構成する。円周方向一端の各縦金属線１１Ａ，１１Ａ同士は、各半円筒金網体８，９の両端８Ａ，８Ｂ、９Ａ，９Ｂ間にわたって隣接される（突合わされる）。円周方向他端の各縦金属線１１Ｂ，１１Ｂ同士は、各半円筒金網体８，９の両端８Ａ，８Ｂ、９Ａ，９Ｂ間にわたって隣接される（突合わされる）。
円周方向両端の各縦金属線１１Ａ，１１Ａ、１１Ｂ，１１Ｂを隣接すると、各半円筒金網体８，９は、図１及び図２に示すように、円筒金網本体１を構成する。

各連結コイル金属線２，３は、図１乃至図４に示すように、円周方向両端で隣接する各縦金属線１１Ａ，１１Ａ又は１１Ｂ，１１Ｂに巻付けられ、各半円筒金網体８，９同士を連結する。各連結コイル金属線２，３は、例えば、鉄線（炭素鋼）で形成される。各連結コイル金属線２，３は、コイル線径ｄｃである。各連結コイル金属線２，３の線径面積Ａｃは、Ａｃ＝（ｄｃ／２）^２×円周率（π）である。

連結コイル金属線２は、図１に示すように、円筒金網本体１の両端開口１Ａ，１Ｂ間にわたって、隣接する各縦金属線１１Ａ，１１Ａ（円周方向一方端の各縦金属線１１Ａ，１１Ａ）に巻付けられる。連結コイル金属線２は、円筒金網本体１内外周側から各半円形横金属線１０，１０，…及び各縦金属線１１Ａ，１１Ａ間の各網目ＣＴに挿通され、隣接する各縦金属線１１Ａ，１１Ａに巻付けられる。連結コイル金属線２は、各半円筒金網体８，９の各半円形横金属線１０，１０，…に直交して、各縦金属線１１Ａ，１１Ａに巻付けられる。
連結コイル金属線２は、コイルバネ力（付勢力）にて、円周方向一端で隣接する各縦金属線１１Ａ，１１Ａを締付ける。

連結コイル金属線３は、図１に示すように、円筒金網本体１の両端開口１Ａ，１Ｂ間にわたって、隣接する各縦金属線１１Ｂ，１１Ｂ（円周方向他方端の各縦金属線１１Ｂ，１１Ｂ）に巻付けられる。各連結コイル金属線３は、円筒金網本体１の内外周側から各半円形金属線１０，１０，…及び各縦金属線１１Ｂ，１１Ｂ間の各網目ＣＴに挿通され、隣接する各縦金属線１１Ｂ，１１Ｂに巻付けられる。連結コイル金属線３は、各半円筒金網体８，９の各半円形横金属線１０，１０，…に直交して、各縦金属線１１Ｂ，１１Ｂに巻付けられる。
連結コイル金属線３は、コイルバネ力（付勢力）にて、円周方向他端で隣接する各縦金属線１１Ｂ，１１Ｂを締付ける。

各金網蓋４，５は、例えば、円形金網蓋である（以下、「円形金網籠４，５」という）。なお、各金網蓋４，５は、矩形金網蓋（正方形金網蓋、長方形金網蓋）等で構成しても良い。
各円形金網蓋４，５は、図１乃至図４示すように、円筒金網本体１の両端開口１Ａ，１Ｂを夫々閉塞する。各円形金網蓋４，５は、円筒金網本体１の両端に固定される。
各円形金網蓋４，５は、蓋直径Ｄである。
各円形金網蓋４，５は、円形金属線１５及び円形金網１６を有し、円形金属線１５は、例えば、亜鉛−１０％アルミニウム合金メッキ鉄筋（炭素鋼）で形成される。円形金属線１５の寸法は、蓋直径Ｄである。
円形金網１６は、複数の金属線（例えば、亜鉛−１０％アルミニウム合金メッキ炭素鋼線）を編込んで構成され、円形金属線１５内側に配置される。円形金網１６は、円形金属線１５の円周方向にわたって、円形金属線１５に固定される。

円形金網蓋４は、図１乃至図３に示すように、円筒金網本体１の一端開口１Ａ（上端開口）を円形金網１６にて閉塞する。円形金網蓋４は、円形金属線１５を円筒中心線ａ方向の一端に位置する半円形横金属線１０Ａに重ねて当接する。円形金網蓋４は、円筒金網本体１の上端開口１Ａを閉塞する上蓋（円形金網上蓋）である。

円形金網蓋５は、図１乃至図３に示すように、円筒金網本体１の他端開口１Ｂ（下端開口）を円形金網１６にて閉塞する。円形金網蓋５は、円形金属線１５を円筒中心線ａ方向の他端に位置する半円形横金属線１０Ｂに重ねて当接する。円形金網蓋５は、円筒金網本体１の下端開口１Ｂを閉塞する下蓋（円形金網下蓋）である。

各固定コイル金属線６，７は、図１乃至３に示すように、各円形金網蓋４，５を円筒金網本体１の両端の夫々に固定する。各固定コイル金属線６，７は、例えば、鉄線（炭素鋼）で形成される。

固定コイル金属線６は、円形金網蓋４を円筒金網本体１の一端（上端）に固定する。
固定コイル金属線６は、円筒金網本体１の円周方向にわったて、円筒中心線ａ方向の一端に位置する各半円形金属線１０Ａ，１０Ａ、及び円形金網蓋４の円形金属線１６に巻付けられ、円形金網籠４を円筒金網本体１の一端（上端）に固定する。
固定コイル金属線６は、コイルバネ力（付勢力）にて各半円横金属線１０Ａ，１０Ａ及び円形金属線１５を締付ける。

固定コイル金属線７は、円形金網蓋５を円筒金網本体１の他端（下端）に固定する。
固定コイル金属線７は、円筒金網本体１の円周方向にわたって、円筒中心線ａ方向の他端に位置する各半円形横金属線１０Ｂ，１０Ｂ、及び円形金網蓋５の円形金属線１５に巻付けられ、円形金網蓋５を円筒金網本体１の他端（下端）に固定する。
固定コイル金属線７は、コイルバネ力（付勢力）にて各半円横金属線１０Ｂ，１０Ｂ及び円形金属線１５を締付ける。

このように、本発明に係る円筒金網籠Ｙは、各連結コイル金属線２，３にて各半円筒金網体８，９同士を連結して、円筒金網本体１を構成する。円筒金網籠Ｙは、各円形金網蓋４，５にて円筒金網本体１の両端開口１Ａ，１Ｂして組立てられる。

本発明に係る円筒金網籠Ｙでは、図５に示すように、各半円筒金網体８，９を重ねて配置できる。各半円筒金網体８，９は、内周及び外周を重ねて配置する。
これにより、半円筒金網体８，９を重ねて保管及び運搬することで、円筒金網本体で保管及び運搬するのに比して、占有スペースを低減できる。

本発明に係る円筒金網籠Ｙは、崩壊した河川護岸や山間斜面等の復旧に使用される。
復旧現場において、円筒金網籠Ｙは、図６及び図７に示すように、円筒金網本体１に中詰材Ｚを充填して、充填円筒金網籠ＹＧとする（中詰材の充填工程）。
河川護岸等の崩壊状態に応じて、図８に示すように、複数の充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…を積載段数ｎ及び勾配αで積載して、河川護岸等を復旧する（充填円筒金網籠の積載工程）。

＜Ａ＞中詰材の充填工程
復旧現場において、作業者は、図１乃至図４で説明したと同様、各連結コイル金属線２，３を各半円筒金網籠８，９の各縦金蔵線１１Ａ，１１Ａ又は１１Ｂ，１１Ｂに巻付け、各半円筒金網体８，９同士を連結する。
これにより、各半円筒金網籠８，９にて円筒金網体１を構成する（図６参照）。

続いて、作業者は、図１乃至図４で説明したと同様、円筒金網本体１の他端開口１Ｂを円形金網蓋５にて閉塞し、固定コイル金属線６にて円形金網蓋５を円筒金網本体１に固定する（図６参照）。

作業者は、バックホウ等の重機を使用して、円形金網蓋５付き円筒金網本体１を反転し、円筒金網本体１の一端開口１Ａ（上端開口）から中詰材Ｚを円筒金網本体１内に充填する（図７参照）。中詰材Ｚは、復旧現場にある割栗石等である。

続いて、作業者は、図１乃至図４で説明したと同様、中詰材Ｚを充填した円筒金網本体１の一端開口１Ａ（上端開口）を円形金網蓋４にて閉塞し、固定コイル金属線５にて円形金網蓋４を円筒金網本体１に固定する（図１乃至図３参照）。
これにより、円筒金網籠Ｙに中詰材Ｚを充填した充填円筒金網籠ＹＧとする。
河川護岸等の崩壊状態に応じて、複数の充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…を用意する。

＜Ｂ＞充填円筒金網籠ＹＧの積載工程
復旧現場において、複数の充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…は、図８に示すように、積載段数ｎ（例えば、ｎ＝３）にて積載される。
作業者は、バックホウ等の重機を使用して、各充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…を水平面ＨＧ（地面）に積載する。各充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…は、円筒中心線ａを水平面ＨＧに直交する鉛直方向ＶＰに向けて積載する。
各充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…は、勾配αで積載される。勾配αは、例えば、鉛直方向ＶＰの鉛直長ＶＬ、水平方向ＨＨの水平長ＨＬ、及び迎角（傾斜角）θ＝ｔａｎ^−１（ＶＬ／ＨＬ）で表される。

最下段の充填円筒金網籠ＹＧは、図８に示すように、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、円形金網蓋５（下蓋）を水平面ＨＧ（地面）上に設置する。
最下段以外の充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧは、図８に示すように、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、円形金網蓋５（下蓋）を１段下の充填円筒金網籠ＹＧの円形金網蓋４（上蓋）上に積載する。

各積載段では、河川護岸等の崩壊状態に応じて、複数、例えば４つの充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…を並設して配置する。

このように、河川護岸等の崩壊状態に応じて、複数の充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…を積載段数ｎ及び勾配αで積載して、河川護岸等を復旧する。

図８において、複数の充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…を積載段数ｎ（例えば、ｎ＝３）及び勾配αで積載すると、各充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…の各自重は、鉛直方向ＶＨの最大鉛直重量として最下段の充填円筒金網籠ＹＧに作用する。
なお、各充填円筒金網籠ＹＧの自重は、各連結コイル金属線２，３、各円形金網蓋４，５、各固定コイル線材６，７、各半円筒金網体８，９及び中詰材Ｚでなる総重量である。

最下段の充填円筒金網籠ＹＧにおいて、各半円形横金属線１０，１０，…は、最大鉛直重量による最大引張荷重Ｗｈを受ける。
各半円形横金属線１０，１０，…は、円周方向両端を含む各縦金属線１１，１１，…に直交して溶接固定され、各連結コイル金属線２，３は、各半円形横金属線１０，１０，…に直交して円周方向両端で隣接する各縦金属線１１Ａ，１１Ａ又は１１Ｂ，１１Ｂに巻付けられる。
これにより、積載段数ｎ及び勾配αで積載した各充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…について、最下段の充填円筒金網籠ＹＧの各連結コイル金属線２…３は、各半円形横金属線１０，１０，…の最大引張荷重Ｗｈにて剪断方向（円周方向）に引張られ、剪断荷重を受ける。
円筒金網籠Ｙは、円筒金網本体１を各半円筒金網体８，９で構成して、各連結コイル金属線２，３にて連結するので、特に、各連結コイル金属線２，３の剪断強度τを考慮する必要がある。
このため、本発明に係る円筒金網籠Ｙは、各連結コイル金属線２，３の剪断強度τ（剪断応力）を、τ＞最大引張応力σｈとして、積載した各充填円筒金網籠ＹＧ，ＹＧ，…の自重による剪断を回避する。
なお、最大引張応力σｈは、各半円形横金属線１０，１０，…の最大引張荷重Ｗｈ及び線径面積Ａから、σｈ＝（Ｗｈ／Ａ）となる。

本発明に係る円筒金網籠Ｙは、演算処理装置（コンピュータ）を使用して、各半円形横金属線１０の最大引張荷重Ｗｈ及び最大引張応力σｈを解析及び計算して、実際に使用する連結コイル金属線の剪断強度τ（剪断応力）を、τ＞最大引張応力σｈとする。
以下、演算処理装置（コンピュータ）を使用して実行する、解析及び計算について、説明する。

＜解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２＞
図1乃至図４で説明した円筒金網籠Ｙについて、解析及び計算する円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の各数値を示す。

（Ａ）円筒金網籠Ｙ１の各数値
■各金属線１０，１１の線径ｄ＝３．２ｍｍ
■網目ＣＴ（ＡＴ×ＢＴ）＝５０ｍｍ×５０ｍｍ
■円筒直径Ｄ＝６００ｍｍ（円筒半径Ｒ＝３００ｍｍ）
■円筒高長Ｌ＝６００ｍｍ
■半円筒金網体８，９の半円形横金属線１１の本数Ｎｈ１＝１３本
■半円筒金網体８，９の縦金属線１０の本数Ｎｖ１＝１９本
■各金属線１０，１１のヤング率Ｅｓ＝２．０×１０^８（ｋＮ／ｍ^２）
■各金属線１０，１１のポアソン比νｓ＝０．３００
■各金属線１０，１１の断面積Ａ＝８．０４２×１０^−６（ｍ^２）
■各金属線１０，１１の断面２次モーメントＩ１＝５．１４７×１０^−１２（ｍ^４）
■各金属線１０，１１の捩りモーメントＪ１＝１．０２９×１０^−１１（ｍ^４）

（Ｂ）円筒金網籠Ｙ２の各数値
■各金属線１０，１１の線径ｄ＝５．０ｍｍ
■網目ＣＴ（ＡＴ×ＢＴ）＝１００ｍｍ×１００ｍｍ
■円筒直径Ｄ＝９５５ｍｍ（円筒半径Ｒ＝４４７．５ｍｍ）
■円筒高長Ｌ＝１０００ｍｍ
■半円筒金網体８，９の半円形横金属線１０の本数Ｎｈ２＝１１本
■半円筒金網体８，９の縦金属線１１の本数Ｎｖ２＝３１本
■各金属線１０，１１のヤング率Ｅｓ＝２．０×１０^８（ｋＮ／ｍ^２）
■各金属線１０，１１のポアソン比νｓ＝０．３００
■各金属線１０，１１の断面積Ａ＝１９．６２５×１０^−６（ｍ^２）
■各金属線１０，１１の断面２次モーメントＩ２＝３．０６８×１０^−１１（ｍ^４）
■各金属線１０，１１の捩りモーメントＪ２＝６．１３６×１０^−１１（ｍ^４）

解析及び計算では、各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２について、各半円形横金属線１０，１０，…の最大引張荷重Ｗｈを解析し、最大引張応力σｈを計算する。各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の解析及び計算は、半円筒金網体８又は９に中詰材Ｚを充填した充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２について実行する。

＜中詰材Ｚ（盛土）＞
中詰材Ｚは、盛土を使用し、盛土の各数値を示す。
ヤング率Ｅ＝２．８×１０^４（ｋＮ／ｍ^２）
単位体積重量γ＝１８（ｋＮ／ｍ^３）
ポアソン比ν＝０．４９９
静止土圧係数Ｋ＝１．０

＜解析及び計算で使用する定義＞
解析及び計算で使用する定義を示す。
■各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の円筒金網本体１に中詰材Ｚを充填した各充填円筒金網本体ＹＧ１，ＹＧ２、
■各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の半円筒金網体８又は９に中詰材Ｚを充填した充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２、
■充填円筒金網本体ＹＧ１，ＹＧ２について、各縦金属線１１を除き、各半円形横金属線１０でなる仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ２、
■充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２について、各縦金属線１１を除き、各半円形横金属線１０でなる仮想・充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ２
■各充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２の仮想・充填半円筒金網体ＲＰ１，ＲＰ２、
■各充填円筒金網本体ＹＧ１，ＹＧ２について、各縦金属線１１を除き、各半円形横金属線１０を水平Ｂｅａｍ要素で表現した充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ２、
■各充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２について、各縦金属線１１を除き、各半円形横金属線１０を水平Ｂｅａｍ要素で表現した充填半円筒線体モデルＲＭ１，ＲＭ２、
■各充填半円筒金網本ＲＧ１，ＲＧ２について、各半円形横金属線１０を水平Ｂｅａｍ要素で表現し、及び各縦金属線１１を鉛直Ｂｅａｍ要素で表現した充填半円筒金網体モデルＲＮ１，ＲＮ２、
■各仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ２、又は各充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ２を積載する水平面ＨＧ、
■水平面ＨＧに直交する鉛直方向ＶＰ、
■各仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ２、又は充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ２の積載段数ｎ、
■各仮想・充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ２の円筒高長Ｌ、
■円筒中心線ａを鉛直方向ＨＶに向けて、各仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ２、又は充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ２を積載する勾配α、
■積載段数ｎ＝２及び勾配αで積載した各充填円筒線本体モデルＹＭ１（又はＹＭ２）について、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１（又はＲＭ２）、及び最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１（又はＲＭ２）に積載した領域の充填円弧筒線体モデルＳＭ１（又はＳＭ２）でなる、勾配線体モデル群ＲＭＧ１（又はＲＭＧ２）、
■無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載した各仮想・充填円筒線本体ＹＫ１（又はＹＫ２）について、各段の充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ２でなる、仮想・勾配線体群ＲＫＧ１（又はＲＫＧ２）、
とする。
なお、充填円筒金網本体ＹＧ１，ＹＧ２は、各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の円筒金網体１、及び中詰材Ｚ（円柱の中詰材Ｚ）でなる。
充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２は、各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の半円筒金網体８又は９、及び中詰材Ｚ（半円柱の中詰材）でなる。
各充填円筒線体モデルＹＭ１，ＹＭ２は、各縦金属線１１を除いた各充填円筒線本体ＹＧ１，ＹＧ２を想定したモデル化したものである。
各充填半円筒線体モデルＲＭ１，ＲＭ２は、各縦金属線１１を除いた充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２を想定し、３次元解析ＦＥＭ（３次元解析有限要素法）により解析メッシュを構築するモデルのである。
各充填半円筒金網体モデルＲＮ１，ＲＮ２は、充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２を想定し、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築するモデルのである。
仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ２は、各縦金属線１１を除いた充填円筒金網本体ＹＧ１，ＹＧ２を仮に想定したものである。
各仮想・充填半円筒線体モデルＲＫ１，ＲＫ２は、各縦金属線１１を除いた充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２を仮に想定したものである。
各仮想・充填半円筒金網体ＲＰ１，ＲＰ２は、充填半円筒金網体ＲＧ１，ＲＧ２を仮に想定したものである。
３次元解析ＦＥＮでは、中詰材Ｚ（盛土）を弾性Ｓｏｌｉｄ要素で表現し、各金属線１０，１１を弾性Ｂｅａｍ要素で表現する。

本発明に係る円筒金網土嚢Ｘでは、演算処理装置（コンピュータ）を使用して、次の（１），（２），（３）の処理を実行する。

（１）勾配線体モデル群ＲＭＧ１（又はＲＭＧ２）について、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１（又はＲＭ２）の最大鉛直応力σfを解析して、応力係数βを求める（最大鉛直応力σf及び応力係数βの解析・計算処理）。
最大鉛直応力σfは、演算処理装置（コンピュータ）を使用し、３次元解析ＦＥＭにより解析する。
（２）仮想・勾配線体群ＲＫＧ１（又はＲＫＧ２）について、最下段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ１（又はＲＫ２）の最大鉛直応力σg、及び最大単位体積重量Ｗｇを求める（最大鉛直応力σｇ及び最大単位体積重量Ｗｇの計算処理）。
（３）仮想・充填半円筒金網体ＲＰ１（又はＲＰ２）について、半円形横金属線１０の最大引張応力σを求める。即ち、充填半円筒金網体モデルＲＮ１，ＲＮ２について、水平Ｂｅａｍ要素の最大引張荷重Ｗｈを解析し、及び最大引張応力σｈを求める（最大引張荷重Ｗｈ及び最大引張応力σｈの解析・計算処理）。
最大引張荷重Ｗｈは、演算処理装置（コンピュータ）を使用して、３次元解析ＦＥＭにより解析する。

以下、上記（１），（２），（３）の処理（解析及び計算）について、図９乃至図２６を参照して説明する。

＜最大鉛直応力σｆ及び応力係数βの解析・計算処理＞
上記（１）の処理について、各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の解析及び計算を説明する（図９乃至図２２参照）。

＜Ａ＞充填半円筒金網体ＲＧ１（円筒金網籠Ｙ１）の解析・計算
ｉ）勾配線体モデル群ＲＭＧ１について、図９、図１０、図１３及び図１５（ｂ）に示すように、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｆを解析する。
ｉｉ）充填半円筒線体モデルＲＭ１（積載段数ｎ＝１）について、図１４（ａ）及び図１５（ｂ）に示すように、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｅを解析する。
ｉｉｉ）直上線体モデルＲＭＨ１について、図１１、図１２、図１４（ｂ）及び図１５（ｂ）に示すように、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｐを解析する。

ｉ）勾配線体モデル群ＲＭＧ１の解析等
勾配線体モデル群ＲＭＧ１は、図９及び図１０に示すように、積載段数ｎ＝２及び勾配αで積載した充填円筒線本体モデルＹＭ１,ＹＭ１から構成する。最下段（１段目）の充填円筒金網本体モデルＹＭ１は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、最下端円形面を水平面ＨＧに設置する。２段目の充填円筒線本体モデルＹＭ１は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、最下端円形面をで最下段の充填円筒線本体モデルＹＭ１の最上端円形面に積載する。
積載段数ｎ＝２及び勾配αで積載した各充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ１について、勾配線体モデル群ＲＭＧ１は、図９及び図１０に示すように、各充填円筒線本体モデルＹＭ１,ＹＭ１を各円筒中心線ａ，ａに沿って、鉛直方向ＶＰに二等分割した、一方となる。
勾配線体モデル群ＲＭＧ１は、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１及び２段目の充填円孤筒線体モデルＳＭ１でなる（図９及び図１０参照）。
円弧筒線体モデルＳＭ１は、図９及び図１０に示すように、積載面Ｓで円孤高長Ｌ（Ｌ＝６００ｍｍ）を有する。積載面Ｓは、最下段（１段目）の充填半円筒線体モデルＲＭ１に積載され、各充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ１外周及び直線ｂにて囲まれる領域である。円弧筒線体モデルＳＭ１は、２段目の充填円筒線本体ＹＭ１外周の一部を含み、水平Ｂｅａｍ要素を有する。

各段の充填円筒線本体モデルＹＭ１,ＹＭ１について、勾配αは、図９及び図１０に示すように、円筒金網籠Ｙ１の各網目ＣＴの間隔、解析メッシュの関係から、１：０．３勾配より緩やかな勾配とする。勾配αは、鉛直長ＶＬ＝６００ｍｍ、水平長ＨＬ＝２０５．２１ｍｍ、及び迎角（傾斜角）θ＝ｔａｎ^−１（６００／２０５．２１）であって、１：０．３４２０勾配とする。また、勾配αは、例えば、鉛直長ＶＬ＝円筒高長Ｌ、水平長ＨＬ＝０＜ＨＬ＜円筒直径Ｄ、及び迎角θ＝ｔａｎ^−１［Ｌ／（０＜ＨＬ＜Ｄ）］で表すこともできる。

勾配線体モデル群ＲＭＧ１において、２段目の充填円弧筒線体モデルＳＭ１を、最下段（１段目）の充填半円筒線体モデルＲＭ１に積載する積載距離δは、δ＝円筒直径Ｄ−水平長ＨＬ＝６００ｍｍ−２０５．２１ｍｍ＝３９４．７９ｍｍである。

演算処理装置（コンピュータ）は、円筒金網籠Yの各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、勾配線体モデル群ＲＭＧ１を構成（モデル化）する。
演算処理装置（コンピュータ）は、図１３及び図１５（ｂ）に示すように、勾配線体モデル群ＲＭＧ１について、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｆを解析する。３次元解析ＦＥＭでは、円筒金網籠Ｙ１の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、最大鉛直応力σｆを解析する。
最大鉛直応力σｆは、図９，図１０及び図１３に示すように、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）において、最下段（１段目）の充填半円筒線体モデルＲＭ１の最下端半円面に作用する。
最大鉛直応力σｆの解析結果を、図１５（ａ）に示す。

ｉｉ）充填半円筒線体モデルＲＭ１の解析等
演算処理装置（コンピュータ）は、円筒金網籠Ｙ１の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、充填半円筒線体モデルＲＭ１を構成（モデル化）する。
演算処理装置（コンピュータ）は、図１４（ａ）及び図１５（ｂ）に示すように、充填半円筒線体モデルＲＭ１について、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｅを解析する。３次元解析ＦＥＭは、円筒金網籠Ｙ１の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、最大鉛直応力σｅを解析する。
最大鉛直応力σｅは、図１４（ａ）に示すように、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）において、充填半円筒線体モデルＲＭ１の最下端半円形面に作用する。
最大鉛直応力σｅの解析結果を、図１５（ａ）に示す。

ｉｉｉ）直上線体モデル群ＲＭＨ１の解析等
直上線体モデル群ＲＭＨ１は、図１１及び図１２に示すように、積載段数ｎ＝２で積載した充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ１から構成する。最下段（１段目）の充填円筒線本体モデルＹＭ１は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、最下端円形面を水平面ＨＧに設置する。２段目の充填円筒線本体モデルＹＭ１は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向け、及び円筒中心線ａを最下段の充填円筒金網籠モデルＹＭ１の円筒中心線ａに一致して、最下端円形面を最下段の充填円筒線本体モデルＹＭ１の最上端円形面に積載する。
積載段数ｎ＝２で積載した各充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ１について、直上線体モデル群ＲＭＨ１は、図１１及び図１２に示すように、各段の充填円筒線本体モデルＹＭ１，ＹＭ１を各円筒中心線ａ，ａに沿って、鉛直方向ＶＰに二等分割した、一方となる。
直上線体モデル群ＲＭＨ１は、各段の充填半円筒線体モデルＲＭ１，ＲＭ１でなる（図１１及び図１２参照）。
積載距離δは、δ＝６００ｍｍとなる。

演算処理装置（コンピュータ）は、円筒金網籠Ｙ１の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、直上線体モデル群ＲＭＨ１を構成（モデル化）する。
演算処理装置（コンピュータ）は、図１４（ｂ）及び図１５（ｂ）に示すように、直上線体モデル群ＲＭＨ１について、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、最下段（１段目）の充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｐを解析する。３次元解析ＦＥＭでは、円筒金網籠Ｙ１の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、最大鉛直応力σｐを解析する。
最大鉛直応力σｐは、図１１、図１２及び図１４（ｂ）に示すように、鉛直方向ＨＶ（円筒中心線ａ方向）において、最下段（１段目）の充填半円筒線体モデルＲＭ１の最下端半円面に作用する。
最大鉛直応力σｐの解析結果を、図１５（ａ）に示す。

＜解析結果＞
図１５（ａ）は、鉛直応力と積載距離δとの関係を示すグラフ図である。
図１５（ａ）において、「○」グラフ線は「直上線体モデルＲＭＨ１」の鉛直応力σを示し、「□」グラフ線は「勾配線体モデル群ＲＭＧ１」の鉛直応力σを示し、「×」グラフ線は「充填半円筒線体モデルＲＭ１」の鉛直応力σを示す。

図１５（ａ）において、縦軸に「鉛直応力（ｋＰａ＝ｋＮ／ｍ^２）」を取り、横軸に「積載距離δ」を取る。図１５（ａ）の横軸において、積載距離δは、充填円筒金線本体モデルＹＭ１の円筒中心線ａを「０（零）」とし、「−０．３（円筒半径Ｒ＝３００ｍｍ）〜０（ｍ）」及び「０〜０．３（ｍ）」を取る。

図１５（ａ）を考察すると、直上線体モデル群ＲＭＨ１は、最大鉛直応力σｐ＝２１．２０（ｋＮ／ｍｍ^２）を示している（「○」グラフ線参照）。
充填半円筒線体モデルＲＭ１は、最大鉛直応力σｅ＝１０．６０（ｋＮ／ｍ^２）を示している（「×」グラフ線参照）。
勾配線体モデル群ＲＭＧ１は、積載距離δ＝−０．３（ｍ）の鉛直応力σ＝１０．６０（ｋＮ／ｍ^２）を示し、積載距離δ＝−０．３（ｍ）から０．３（ｍ）に向うに連れて、漸次、増加を示している。勾配線体モデル群ＲＭＧ１は、積載距離δ＝０．０９４７９（ｍ）で最大鉛直応力σｆ＝１９．２５（ｋＮ／ｍ^２）を示している（「□」グラフ線参照）。

勾配線体モデル群ＲＭＧ１の最大鉛直応力σｆは、σｆ＝σｅ＋σｅ×β＝１０．６０＋１０．６０×０．８２＝１９．２５（ｋＮ／ｍ^２）である。最大鉛直応力σｆは、最大鉛直荷応力σｅの１．８２倍となる。
これにより、勾配線体モデル群ＲＭＧ１について、２段目の充填円弧筒線体モデルＳＲ１から最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１に作用する鉛直応力は、σｅ×０．８２＝８．６９（ｋＮ／ｍ^２）となる。

直上線体モデル群ＲＭＨの最大鉛直応力σｐは、最大鉛直荷応力σｅの２．０倍となる。

勾配線体モデル群ＲＭＧ１の最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１について、最大鉛直応力σｆは、最大鉛直応力σｅを超え、最大鉛直応力σｐ未満となる。

＜応力係数βの計算＞
応力係数βは、充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｅに対する、各最大鉛直応力σｆ，σｐ，σｅの増加率である。
応力係数βは、式（１）で計算する。

勾配線体モデル群ＲＭＧ１について、応力係数βは、式（１）から、β＝（１９．２５／１０．６０）−１＝０．８２となる。
直上線体モデル群ＲＭＨ１について、応力係数βは、式（１）と同様に、β＝（２１．２０／１０．６０）−１＝１．０となる。
充填半円筒線体モデルＲＭ１について、応力係数βは、式（１）と同様に、β＝（１０．６０／１０．６０）−１＝０となる。
勾配線体モデル群ＲＭＧ１は、勾配αについて、水平長ＨＬ＝０であると、直上金網モデル群ＹＭＨ１と同様なモデルとなり、水平長ＨＬ＝円筒直径Ｄであると、充填円筒金網籠モデルＹＭ１と同様なモデルとなる。
これにより、勾配線体モデル群ＲＭＧ１では、勾配αの水平長ＨＬを０＜ＨＬ＜円筒直径Ｄとすると、応力係数βは、勾配αに応じて０＜β＜１の範囲の定数となる。

＜Ｂ＞充填半円筒金網体ＲＧ２（円筒金網籠Ｙ２）の解析・計算
充填半円筒金網体ＲＧ２の計算は、充填半円筒金網体ＲＧ１と同様である。
ａ）勾配線体モデル群ＲＭＧ２について、図１６、図１７、図２０及び図２２（ｂ）に示すように、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ２の最大鉛直応力σｆを解析する。
ｂ）充填半円筒線体モデルＲＭ２（積載段数ｎ＝１）について、図２１（ａ）及び図２２（ｂ）に示すように、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、充填半円筒線体モデルＲＭ２の最大鉛直応力σｅを解析する。
ｃ）直上線体モデルＲＭＨ２について、図１８、図１９、図２１（ｂ）及び図２２（ｂ）に示すように、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｐを解析する。

ａ）勾配線体モデル群ＲＭＧ２の解析等
勾配線体モデル群ＲＭＧ２は、図１６及び図１７に示すように、積載段数ｎ＝２及び勾配αで積載した充填円筒線本体モデルＹＭ２，ＹＭ２から構成する。最下段（１段目）の充填円筒線本体モデルＹＭ２は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、最下端円形面を水平面ＨＧに設置する。２段目の充填円筒線本体モデルＹＭ２は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、最下端円形面を最下段の充填円筒金網籠モデルＹＭ２の最上端円形面に積載する。
積載段数ｎ＝２及び勾配αで積載した各充填円筒線本体モデルＹＭ２，ＹＭ２について、勾配線体モデル群ＲＭＧ２は、図１６及び図１７に示すように、各充填円筒線本体モデルＹＭ２，ＹＭ２を各円筒中心線ａ，ａに沿って、鉛直方向ＶＰに二等分割した、一方となる。
勾配線体モデル群ＲＭＧ２は、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ２及び２段目の充填円孤筒線体モデルＳＭ２でなる（図１６及び図１７参照）。
充填円孤筒線体モデルＳＭ２は、図１６及び図１７に示すように、積載面ＳＳで円孤高長Ｌ（Ｌ＝１０００ｍｍ）を有する。積載面ＳＳは、最下段（１段目）の充填半円筒線本体モデルＲＭ２に積載され、各充填円筒線本体モデルＹＭ２，ＹＭ２外周及び直線ｃにて囲まれる領域である。充填円弧筒線体モデルＳＭ２は、２段目の充填円筒線本体ＹＭ２外周の一部を含み、水平Ｂｅａｍ要素を有する。

勾配線体モデル群ＲＭＧ２について、勾配αは、１：０．３勾配とする。勾配αは、円鉛直長ＶＬ＝１０００ｍｍ、水平長ＨＬ＝０．３×１０００ｍｍ＝３００ｍｍ、及び迎角（傾斜角）θ＝ｔａｎ^−１（１０００／３００）である。

勾配線体モデル群ＲＭＧ２において、２段目の充填円弧筒線体モデルＳＭ２を、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ２上に積載する積載距離δは、δ＝９５５ｍ−３００ｍｍ＝６５５ｍｍである。

演算処理装置（コンピュータ）は、円筒金網籠Ｙ２の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、勾配線体モデル群ＲＭＧ２を構成（モデル化）する。
演算処理装置（コンピュータ）は、図２０及び２２（ｂ）に示すように、勾配線体モデル群ＲＭＧ２について、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ２の最大鉛直応力σｆを解析する。３次元解析ＦＥＭは、円筒金網籠Ｙ２の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、最大鉛直応力σｆを解析する。なお、解析メッシュは、円筒金網籠Ｙ２の網目ＣＴのＡＴ×ＢＴ＝１００×１００（ｍｍ）より細かく分割（ＡＴ×ＢＴ＝５０×５０ｍｍ）して、水平Ｂｅａｍ要素の配列によって、ＡＴ×ＢＴ＝１００×１００（ｍｍ）を表現した。
最大鉛直応力σｆは、図１６、図１７及び図２０に示すように、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）において、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ２の最下端半円面に作用する。
最大鉛直応力σｆの解析結果を、図２２（ａ）に示す。

ｂ）充填半円筒線体モデルＲＭ２の解析等
演算処理装置（コンピュータ）は、円筒金網籠Yの各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、充填半円筒線体ＲＭ２を構成（モデル化）する。
演算処理装置（コンピュータ）は、図２１（ａ）及び図２２（ｂ）に示すように、充填半円筒線体モデルＲＭ２について、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、充填半円筒線体モデルＲＭ２の最大鉛直応力σｅを解析する。３次元解析ＦＥＭは、円筒金網籠Ｙ２の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、最大鉛直応力σｅを解析する。
最大鉛直応力σｅは、図２１（ａ）及び図２２（ｂ）に示すように、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）において、充填半円筒線体モデルＲＭ２の最下端半円面に作用する。
最大鉛直応力σｅの解析結果を、図２２（ａ）に示す。

ｃ）直上線体モデル群ＲＭＨ２の解析等
直上線体モデル群ＲＭＨ２は、図１８及び図１９に示すように、積載段数ｎ＝２及び勾配αで積載した充填円筒線本体モデルＹＭ２，ＹＭ２から構成する。最下段（１段目）の充填円筒線本体モデルＹＭ２は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、最下端円形面を水平面ＨＧに設置する。２段目の充填円筒線本体モデルＹＭ２は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向け、及び円筒中心線ａを最下段の充填円筒線本体モデルＹＭ２の円筒中心線ａに一致して、最下端円形面を最下段の充填円筒線本体モデルＹＭ２の最上端円形面に積載する。
積載段数ｎ＝２で積載した各充填円筒線本体モデルＹＭ２，ＹＭ２について、直上線体モデル群ＲＭＨ２は、図１８及び図１９に示すように、各段の充填円筒線本体モデルＹＭ２，ＹＭ２を円筒中心線ａ，ａに沿って、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）に二等分割した、一方となる。
直上金網モデル群ＹＭＨ２は、各段の充填半円筒線体モデルＲＭ２，ＲＭ２でなる（図１８及び図１９参照）。

演算処理装置（コンピュータ）は、円筒金網籠Ｙ２の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、直上線体モデル群ＲＭＨ２を構成（モデル化）する。
演算処理装置（コンピュータ）は、図２１（ｂ）及び図２２（ｂ）に示すように、直上線材モデル群ＲＭＨ２について、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ２の最大鉛直応力σｆを解析する。３次元解析ＦＥＭは、円筒金網籠Ｙ２の各数値、及び中詰材Ｚの各数値を用いて、最大鉛直応力σｐを解析する。
最大鉛直応力σｐは、図１８、図１９及び図２１（ｂ）に示すように、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）において、最下段（１段目）の充填半円筒線体モデルＲＭ２の最下端半円面に作用する。
最大鉛直応力σｐの解析結果を、図２２（ａ）に示す。

＜解析結果＞
図２２（ａ）は、各鉛直応力と積載距離δとの関係を示すグラフ図である。
図２２（ａ）において、「○」グラフ線は「直上線体モデル群ＲＭＨ２」の鉛直応力σを示し、「□」グラフ線は「勾配線体モデル群ＲＭＧ２」の鉛直応力σを示し、「×」グラフ線は「充填半円筒線体モデルＲＭ２」の鉛直応力σを示す。

図２２（ａ）において、縦軸に「鉛直応力（ｋＰａ＝ｋＮ／ｍ^２）」を取り、横軸に「積載距離δ」を取る。図２２（ａ）の横軸において、積載距離δは、充填円筒線本体モデルＹＭ２の円筒中心線ａを「０（零）」とし、「−０．４７７５（円筒半径Ｒ＝４７７．５ｍｍ）〜０（ｍ）」、及び「０〜０．４７７５（ｍ）」を取る。

図２２（ａ）を考察すると、直上線体モデル群ＲＭＨ２は、最大鉛直応力σｐ＝３５．０４（ｋＮ／ｍ^２）を示している（「○」グラフ線参照）。
充填半円筒線体モデルＲＭ２は、最大鉛直応力σｅ＝１７．５２（ｋＮ／ｍ^２）を示している（「×」グラフ線参照）。
勾配線体モデル群ＲＭＧ２は、積載距離δ＝−０．４７７５（ｍ）鉛直応力σ＝１７．５２（ｋＮ／ｍｍ^２）を示し、積載距離δ＝−０．４７７５（ｍ）から０．４７７５（ｍ）に向うに連れて、漸次、増加を示している。勾配線体モデル群ＲＭＧ２は、積載距離δ＝０．１７７５（ｍ）で最大鉛直応力σｆ＝３３．０７（ｋＮ／ｍ^２）を示している（「□」グラフ線参照）。

勾配線材モデル群ＲＭＧ１の最大鉛直応力σｆは、σｆ＝σｅ＋σｅ×β＝１７．５２＋１７．５２×０．８９＝３３．０７（ｋＮ／ｍ^２）である。最大鉛直応力σｆは、最大鉛直荷応力σｅの１．８９倍となる。
これにより、勾配線体モデル群ＲＭＧ２について、2段目の充填円弧筒線体モデルＳＭ２から最下段の充填半円筒線体ＲＭ２に作用する鉛直応力は、σｅ×０．８９＝１５．５９（ｋＮ／ｍ^２）となる。

直上線体モデル群ＲＭＨ２の最大鉛直応力σｐは、最大鉛直応力σｅの２倍となる。

これにより、勾配線体モデル群ＲＭＧ２の最下段の充填半円筒線体モデルＲＭ２について、最大鉛直応力σｆは、最大鉛直応力σｅを超え、最大鉛直応力σｐ未満となる。

＜応力係数βの計算＞
応力係数βは、式（１）で計算する。
勾配線材モデル群ＹＭＧ２について、式（１）から、応力係数β＝（３３．７０／１７．５２）−１＝０．８９となる。
直上線体モデル群ＲＭＨ２について、式（１）と同様に、応力係数β＝（３５．０４／１７．５２）−１＝１となる。
充填半円筒線体モデルＲＭ２について、式（１）と同様に、応力係数β＝（１７．５２／１７、５２）−１＝０となる。
勾配線体モデル群ＲＭＧ２は、勾配αについて、水平長ＨＬ＝０であると、直上線体モデル群ＲＭＨ１と同様なモデルとなり、水平長ＨＬ＝円筒直径Ｄであると、充填半円筒線体モデルＲＭ２と同様なモデルとなる。
これにより、勾配線体モデル群ＲＭＧ２では、勾配αの水平長ＨＬを０＜ＨＬ＜円筒直径Ｄとすると、応力係数βは、勾配αに応じて０＜β＜１の範囲の定数となる。

各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の解析及び計算から、式（１）は、円筒直径Ｄ及び円筒高長Ｌに関係なく、如何なる円筒直径Ｄ及び円筒高長Ｌの円筒金網籠に適用できる。

＜最大鉛直応力σｇ及び最大単位体積重量Ｗｇの計算＞
上記（２）の処理について、各充填円筒金網籠Y１，Ｙ２の計算を説明する（図２３及び図２４参照）。

＜Ａ＞充填半円筒金網体ＲＧ１（円筒金網籠Ｙ１）の計算
仮想・勾配線体群ＲＫＧ１は、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３４２０勾配）で積載した仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ１，…から構成する。
図２３において、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３４２０勾配）で積載した各仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ１，…を想定する。最下段の仮想・充填円筒線本体ＹＫ１は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＨに向けて、最下端円形面を水平面ＨＧに設置する。最下段以外の仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ１，…は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向け、最下端円形面を１段下の仮想・充填円筒線本体ＹＫ１の最上端円形面に積載する。

仮想・勾配線体群ＲＫＧ１は、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３４２０勾配）で積載した仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ１，…について、各段の充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ１，…でなる。
仮想・勾配線体群ＲＫＧ１は、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載した仮想・充填円筒線本体ＹＫ１，ＹＫ１，…を各円筒中心線ａ，ａ，…に沿って、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）に二等分割した、一方となる。
これにより、仮想・勾配線体群ＲＫＧ１について、各段の充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ１，…は、図２３に示すように、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載される。

仮想・勾配線体群ＲＫＧ１について、最下段（１段目）の仮想・充填半円筒線体ＲＫ１の最大鉛直応力σｇを計算する。最大鉛直応力σｇの計算では、上記（１）の処理で解析及び計算した、勾配線体モデル群ＲＭＧ１の応力係数β＝０.８２、及び充填半円筒線体モデルＲＭ１の最大鉛直応力σｅ＝１０.６０（ｋＮ／ｍ^２）を使用する。勾配線体モデル群ＲＭＧ１の応力係数β＝０．８２を使用するのは、積載段数ｎ＝２及び勾配αから無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αに拡張するためである。
最大鉛直応力σｇは、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）において、最下段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ１の最下端半円形面に作用する。

図２３は、仮想・充填半円筒線体ＲＫ１の積載段数ｎ＝１，２,３,４,…,∞と、最大鉛直応力σｇの関係を示している。
単一の仮想・充填半円筒線体ＲＫ１（積載段数ｎ＝１）は、最大鉛直応力σｇ＝１０．６０（ｋＮ／ｍ^２）となる［図２３（ａ）参照］。
積載段数ｎ＝２及び勾配αで積載した各仮想・充填半円筒線体ＲＫ１，ＹＫ１について、最下段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ１は、最大鉛直応力σｇ＝σｅ＋σｅ×β＝σｅ×（１＋β）＝１０．６０×（１＋０、８２）＝１９．２９（ｋＮ／ｍ^２）となる［図２３（ｂ）参照］。
積載段数ｎ＝３及び勾配αで積載した各仮想・充填円筒金網籠ＹＫ１，ＹＫ１，…について、最下段の仮想・充填円筒金網籠ＹＫ１は、最大鉛直応力σｇ＝σｅ＋（σｅ＋σｅ×β）×β＝σｅ×（１＋β＋β^２）＝１０．６０×（１＋０．８２＋０．８２^２）＝２６．４２（ｋＮ／ｍ^２）となる［図２３（ｃ）参照］。
積載段数ｎ＝４及び勾配αで積載した各仮想・充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ１，…について、最下段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ１は、最大鉛直応力σｇ＝σｅ×（１＋β＋β^２＋β^３）＝１０．６０×（１＋０．８２＋０．８２^２＋０．８２^３）＝３２．２６（ｋＮ／ｍ^２）となる［図２３（ｄ）参照］。
図２１（ａ）乃至図２１（ｄ）から、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３４２０勾配）で積載した仮想・充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ１，…について、最下段の充填半円筒線体ＲＫ１の最大鉛直応力σｆは、σｆ＝σｅ×（１＋β＋β^２＋…＋β^ｎ−１）＝１０．６０×（１＋０．８２＋０．８２^２＋…＋０．８２^ｎ−１）＝［１０．６０×（１−０．８２^ｎ）／（１−０．８２）＝５３（ｋＮ／ｍ^２）］となる［図２３（ｅ）参照］。なお、ｎ＝∞であると、「０．８２^ｎ」は「０（零）」に収束する。
これにより、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載した仮想・充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ１，…について、最下段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ１の最大鉛直応力σｆは、式（２）となる。
式（２）は、最大鉛直応力σｇを、応力係数βで一般化したものである。

最大鉛直応力σｅ＝１０．６０（ｋＮ／ｍ^２）について、式（２）から、各応力係数βと最大鉛直応力σｇの関係を考察する。
式（２）において、応力係数β＝０．９０の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１０．６０／（１−０．９）＝１０６．００（ｋＮ／ｍ^２）となる。
応力係数β＝０．７の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１０.６０／（１−０．７）＝３５．３３（ｋＮ／ｍ^２）となる。
応力係数β＝０．５０の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１０．６０／（１−０．５）＝２１．２０（ｋＮ／ｍ^２）となる。
応力係数β＝０.３０の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１０．６０／（１−０．３）＝１５．１４（ｋＮ／ｍ^２）となる。
応力係数β＝０．１０の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１０．６０／（１−０．１）＝１１．７８（ｋＮ／ｍ^２）となる。
このように、応力係数β＝０.８２以下では、最大鉛直応力σｇ＝５３（ｋＮ／ｍ^２）以下となる。応力係数β＝０．８２以下であると、無限積載段数ｎ＝∞の勾配αは、１：０．３４２０勾配より緩やかになる。

最大単位体積重量Ｗｇは、Ｗｇ＝（最大鉛直応力σｇ／円筒高長Ｌ）で求まる。応力係数β＝０．８２の最大鉛直応力σｆ＝５３（ｋＮ／ｍ^２）、及び仮想・充填半円筒線体ＲＫ１の円筒高長Ｌ＝６００（ｍｍ）＝０．６（ｍ）であるので、単位体積重量Ｗｇ＝５３／０．６＝８８．３（ｋＮ／ｍ^３）となる。

＜Ｂ＞充填半円筒金網体ＲＧ２（円筒金網籠Ｙ２）の計算
充填半円筒金網体ＲＧ２の計算は、充填半円筒金網体ＲＧ１と同様である。
仮想・勾配線体群ＲＫＧ２は、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３勾配）で積載した仮想・充填円筒線本体ＹＫ２，ＹＫ２，…から構成する。
図２４において、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３勾配）で積載した各仮想・充填円筒線本体ＹＫ２，ＹＫ２，…を想定する。最下段（１段目）の仮想・充填円筒線本体ＹＫ２は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、最下端円形面を水平面ＨＧに設置する。最下段以外の各仮想・充填円筒線本体ＹＫ２，ＹＫ２，…は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向け、最下端円形面を１段下の仮想・充填円筒線本体ＹＫ２の最上端円形面に積載する。

仮想・勾配線体群ＲＫＧ２について、最下段（１段目）の仮想・充填半円筒線体ＲＫ２の最大鉛直応力σｆを計算する。最大鉛直応σｆの計算は、上記（１）の処理で解析及び計算した、勾配線体モデル群ＲＭ２の応力係数β＝０．８９、及び充填半円筒線体モデルＲＭ２の最大鉛直応力σｅ＝１７．５２（ｋＮ／ｍ^２）を使用する。最大鉛直応力σｇは、鉛直方向ＨＶ（円筒中心線ａ方向）において、最下段（１段目）の仮想・充填半円筒線体ＲＭ２の最下端半円形面に作用する。

仮想・勾配線体群ＲＫＧ２は、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３勾配）で積載した仮想・充填円筒線本体ＹＫ２，ＹＫ２，…について、各段の充填半円筒線体ＲＫ２，ＲＫ２，…でなる。
仮想・勾配線体群ＲＫＧ２は、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載した仮想・充填円筒線本体ＹＫ２，ＹＫ２，…を各円筒中心線ａ，ａ，…に沿って、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）に二等分割した、一方となる。
これにより、仮想・勾配線体群ＲＫＧ２について、各段の充填半円筒線体ＲＫ２，ＲＫ２，…は、図２４に示すように、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配αで積載される。

図２４は、仮想・充填半円筒線体ＲＫ２の積載段数ｎ＝１，２，３，…，∞と、最大鉛直応力σｇの関係を示している。
単一の仮想・充填半円筒線体ＲＫ２は、最大鉛直応力σｇ＝σｅ＝１７．５２（ｋＮ／ｍ^２）となる［図２３（ａ）参照］。
積載段数ｎ＝２及び勾配αで積載した仮想・充填半円筒線体ＲＫ２，ＲＫ２について、最餡段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ２は、最大鉛直応力σｇ＝σｅ×（１＋β）＝３３．１１（ｋＮ／ｍ^２）となる［図２３（ｂ）参照］。
積載段数ｎ＝３及び勾配αで積載した仮想・充填半円筒線体ＲＫ２，ＲＫ２，…について、最餡段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ２は、最大鉛直応力σｇ＝σe×（１＋β＋β^２）＝４６．９９（ｋＮ／ｍ^２）となる［図２３（ｃ）参照］。
積載段数ｎ＝４及び勾配αで積載した仮想・充填半円筒線体ＲＫ２，ＲＫ２，…について、最餡段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ２は、最大鉛直応力σｇ＝σｅ×（１＋β＋β^２＋β^３）＝５９．３４（ｋＮ／ｍ^２）となる［図２３（ｄ）参照］。
仮想・勾配線体群ＲＫＧ２について、最下段（１段目）の仮想、充填半円筒線体ＲＫ２の最大鉛直応力σｇは、式（２）から、σｆ＝１７．５２／（１−０．８９）＝１５９（ｋＮ／ｍ^２）となる。

最大鉛直応力σｅ＝１７．５２（ｋＮ／ｍ^２）について、式（２）から、各応力係数βと最大鉛直応力σｇの関係を考察する。
式（２）において、応力係数β＝０．９０の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１７．５２／（１−０．９）＝１７５．２０（ｋＮ／ｍ^２）となる。
応力係数β＝０．８の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１７.５２／（１−０．８）＝８７．６０（ｋＮ／ｍ^２）となる。
応力係数β＝０．５０の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１７．５２／（１−０．５）＝３５．４０（ｋＮ／ｍ^２）となる。
応力係数β＝０.３０の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１７．５２／（１−０．３）＝２５．０３（ｋＮ／ｍ^２）となる。
応力係数β＝０．１０の最大鉛直応力σｇは、σｇ＝１７．５２／（１−０．１）＝１９．４７（ｋＮ／ｍ^２）となる。
このように、応力係数β＝０.８９以下では、最大鉛直応力σｇ＝１５９（ｋＮ／ｍ^２）以下となる。応力係数β＝０．８９以下であると、無限積載段数ｎ＝∞の勾配αは、１：０．３勾配より緩やかになる。

単位体積重量Ｗｇは、Ｗｇ＝（最大鉛直応力σｇ／円筒高長Ｌ）で求まる。応力係数β＝０．８９の最大鉛直応力σｆ＝１５９（ｋＮ／ｍ^２）、及び仮想・充填半円筒線体ＲＫ２の円筒高長Ｌ＝１０００（ｍｍ）＝１．０（ｍ）であるので、単位体積重量Ｗｇ＝１５９／１．０＝１５９（ｋＮ／ｍ^３）となる。

＜最大引張荷重Ｗｈ及び最大引張応力σｈの解析・計算＞
上記（３）の処理について、各円筒金網籠Y１，Ｙ２の解析及び計算を説明する（図２５及び図２６参照）
＜１＞充填半円筒金網体ＲＧ１（円筒金網籠Ｙ１）の解析等
無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３４２０勾配）で積載した各仮想・充填半円筒線体ＲＫ１，ＲＫ１，…の最下段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ１について、仮想・充填半円筒金網体ＲＰ１を想定する。
単位体積重量Ｗｇを作用した仮想・充填半円筒金網体ＲＰ１について、各半円形横金属線１０の最大鉛直応力σｈを求める。

演算処理装置（コンピュータ）は、仮想・充填半円筒金網体ＲＰ１（又は充填半円筒金網体ＲＧ１）について、各半円形横金属線１０を水平Ｂｅａｍ要素で表現し、及び各縦金属線１１を鉛直Ｂｅａｍ要素で表現してモデル化した充填半円筒金網体モデルＲＮ１を構成する。
演算処理装置（コンピュータ）は、図２５に示すように、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）から単位体積重量Ｗｇ＝８８．３（ｋＮ／ｍ^３）を作用した充填半円筒金網体モデルＲＮ１について、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、水平Ｂｅａｍ要素の最大引張荷重Ｗｈを解析する。３次元解析ＦＥＭでは、図２５（ｂ）に示すように、円筒金網籠Ｙ１の各数値及び中詰材Ｚの各数値を用いて、水平Ｂｅａｍ要素（半円形横金属線１０）の最大引張荷重Ｗｈを解析する。
最大引張荷重Ｗｇの解析は、図２５（ｂ）に示すように、円周方向の網目ＣＴの「９番目」及び「１０番目」に位置する、水平Ｂｅａｍ要素に対して実行する。
引張荷重の解析結果を、図２５（ａ）に示す。

図２５（ａ）は、引張荷重（ｋＮ）と充填半円筒金網体モデルＲＮ１の円筒高長Ｌ＝６００（ｍｍ）＝０．６（ｍ）の関係を示すグラフ図である。
図２５（ａ）において、「□」グラフ線は「９番目の水平Ｂｅａｍ要素の引張荷重」を示し、「○」グラフ線は「１０番目の水平Ｂｅａｍ要素の引張荷重」を示す。
図２５（ａ）において、縦軸に「円筒高長Ｌ（ｍ）」と取り、横軸に「引張荷重（ｋＮ）」を取る。図２５（ａ）の縦軸は、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）において、充填半円筒金網体モデルＲＮ１の最上端を「０（零）」とし、最下端を「−０．６（ｍ）」とする。

図２５（ａ）を考察すると、「９番目」及び「１０番目」の水平Ｂｅａｍ要素では、円筒高長Ｌ＝−０．５（ｍ）で最大引張荷重Ｗｇ＝０．１８（ｋＮ）を示している。
最大引張荷重Ｗｈ＝０．１８（ｋＮ）＝１８０（Ｎ）は、円筒金網籠Ｙ１について、各半円形横金属線１０の最大引張荷重となる。円筒金網籠Ｙ１について、最大引張荷重Ｗｈは、各連結コイル金属線２，３に剪断荷重として作用する。

最大引張応力σｈは、最大引張荷重Ｗｈ及び水平Ｂｅａｍ要素（半円形横金属線１０）の線径面積Ａで求める。
最大引張荷重Ｗｈは、Ｗｈ＝０．１８（ｋＮ）＝１８０（Ｎ）、線径面積Ａは、Ａ＝（ｄ／２）^２×円周率（π）＝（３．２／２）^２×３．１４＝８．０４（ｍｍ^２）である。
最大引張応力σｈ＝（１８０／８．０４）＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）となる。

＜２＞充填半円筒金網体ＲＧ２（円筒金網籠Ｙ２）の解析等
充填半円筒金網体ＹＧ２の解析等は、充填半円筒金網体ＲＧ２と同様である。
無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３勾配）で積載した各仮想・充填半円筒線体ＲＫ２，ＲＫ２，…の最下段の仮想・充填半円筒線体ＲＫ２について、仮想・充填半円筒金網体ＲＰ２を想定する。
単位体積重量ＷＨｈ＝１５９（ｋＮ）を作用した仮想・充填半円筒金網体ＰＲ２について、各半円形横金属線１０の最大引張応力σｈを求める。

演算処理装置（コンピュータ）は、仮想・充填半円筒金網体ＰＲ１（又は充填半円筒金網体ＲＧ２）について、各半円形横金属線１０を水平Ｂｅａｍ要素で表現し、及び各縦金属線１１を鉛直Ｂｅａｍ要素で表現してモデル化した充填半円筒金網体モデルＲＮ２を構成する。
演算処理装置（コンピュータ）は、図２６に示すように、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）から単位体積重量Ｗｇ＝１５９（ｋＮ／ｍ^３）を作用した充填半円筒金網体モデルＲＮ２について、３次元解析ＦＥＭにより解析メッシュを構築して、水平Ｂｅａｍ要素の最大引張荷重Ｗｈを解析する．３次元解析ＦＥＭでは、図２６（ｂ）に示すように、円筒金網籠Ｙ１の各数値及び中詰材Ｚの各数値を用いて、水平Ｂｅａｍ要素（半円形横金属線１０）の最大引張荷重Ｗｈを解析する。
最大引張荷重Ｗｇの解析は、図２６（ｂ）に示すように、円周方向の網目ＣＴの「１５番目」及び「１６番目」に位置する、水平Ｂｅａｍ要素に対して実行する。
引張荷重の解析結果を、図２６（ａ）に示す。

図２６（ａ）は、引張荷重（ｋＮ）と充填半円筒金網体モデルＲＮ２の円筒高長Ｌ１０００（ｍｍ）＝１．０（ｍ）の関係を示すグラフ図である。
図２６（ａ）において、「□」グラフ線は、「１５番目の水平Ｂｅａｍ要素の引張荷重」を示し、「○」グラフ線は「１６番目の水平Ｂｅａｍ要素の引張荷重」を示す。
図２６（ａ）において、縦軸に「円筒高長Ｌ（ｍ）」を取り、横軸に「引張荷重（ｋＮ）」を取る。図２６（ａ）の縦軸は、鉛直方向ＶＰ（円筒中心線ａ方向）において、充填半円筒金網体モデルＲＮ２の最上端を「０（零）」とし、最下端を「−１（ｍ）」とする。

図２６（ａ）を考察すると、「１５番目」及び「１６番目」の水平Ｂｅａｍ要素では、円筒高長Ｌ＝−０．６（ｍ）で最大引張荷重Ｗｈ＝１．５（ｋＮ）を示している。
最大引張荷重Ｗｈ＝１、５（ｋＮ）は、円筒金網籠Ｙ２について、各半円形横金属線１０の最大引張荷重となる。円筒金網籠Ｙ２について、最大引張荷重Ｗｈは、各連結コイル金属線２，３に剪断荷重として作用する。

最大引張応力σｈは、最大引張荷重Ｗｈ及び水平Ｂｅａｍ要素（半円形横金蔵線１０）の線径面積Ａで求める。
最大引張荷重Ｗｈは、Ｗｈ＝１．５（ｋＮ）＝１５００（Ｎ）、線径面積Ａ＝（５．０／２）^２×円周率（π）＝１９．６３（ｍｍ^２）である。
最大引張応力σｈ＝（１５００／１９．６３）＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）となる。

各円筒金網籠Ｙ１，Ｙ２の解析及び計算結果（最大引張荷重Ｗｈ及び最大引張応力σｈ）を「表１」に示す。

円筒金網籠Ｙ１について、各連結コイル金属線２，３の剪断強度τ（剪断応力）は、τ＞最大引張応力σｈ＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）とする。
円筒金網籠Ｙ１について、各連結コイル金属線２，３の線径ｄｃ及び材質（例えば、炭素鋼線）を適宜選択して、各連結コイル金属線２，３の剪断強度τは最大引張応力σｈ＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）を超えるものとする。
これにより、円筒金網籠Ｙ１に中詰材Ｚを充填した充填円筒金網籠ＹＧ１について、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３４２０勾配）で積載しても、各連結コイル金属線２，３は、剪断することなく、各半円筒金網体８，９同士の連結を保持できる。
なお、円筒金網籠Ｙ１の充填円筒金網籠ＹＧ１について、１：０．３４２０勾配αより緩やかな勾配であると、最大鉛直応力σｇ（単位体積重量Ｗｇ）は、１：０．３４２０勾配αに比して低い値となることから、各半円形横金属線１０の最大引張応力σｈは、σｈ＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）以下となる。
これにより、円筒金網籠Ｙ１について、剪段強度τ＞最大引張応力σｈ＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）として、１：０．３４２０勾配αより緩やかであれば、無限積載段数ｎ＝∞で積載しても、各連結コイル金属線２，３は剪断しない。
１：０．３４２０勾配より緩やかとは、水平長ＨＬの鉛直長ＶＬに対する比について、０．３４２０を超え、１．０未満となる勾配である。

円筒金網籠Ｙ２について、各連結コイル金属線２，３の剪断強度τ（剪断応力）は、τ＞最大引張応力σｈ＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）とする。
円筒金網籠Ｙ２について、各連結コイル金属線２，３の線径ｄｃ及び材質（例えば、炭素鋼線）を適宜選択して、各連結コイル金属線２，３の剪断強度τは最大引張彙応力σｈ＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）を超えるものとする。
これにより、円筒金網籠Ｙ２に中詰材Ｚを充填した充填円筒金網籠ＹＧ２について、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０．３勾配）で積載しても、各連結コイル金属線２，３は、剪断することなく、各半円筒金網体８，９同士の連結を保持できる。
なお、円筒金網籠Ｙ２の充填円筒金網籠ＹＧ２について、１：０．３勾配αより緩やかな勾配であると、最大鉛直応力σ（単位体積重量Ｗｇ）は、１：０３勾配αに比して低い値となることから、各半円形横金属線１０の最大引張応力σｈは、σｈ＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）以下となる。
これにより、円筒金網籠Ｙ１について、剪段強度τ＞最大引張応力σｈ＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）として、１：０．３勾配αより緩やかであれば、無限積載段数ｎ＝∞で積載しても、各連結コイル金属線２，３は剪断しない。
１：０．３勾配αより緩やかとは、水平長ＨＬの鉛直長ＶＬに対する比について、０．３を超え、１．０未満となる勾配である。

円筒金網籠Ｙ１は、円筒直径Ｄ＝６００ｍｍ、円筒高長Ｌ＝６００ｍｍであって、円筒直径Ｄ：円筒高長Ｌ＝１：１となる。横半円形金属線１０の１本当たりの最大引張応力σｈは、表１からσｈ＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）である。
円筒金網籠Ｙ２は、円筒直径Ｄ＝９５５ｍｍ、円筒高長Ｌ＝１０００ｍｍであって、円筒直径Ｄ：円筒高Ｌ＝１：１．０４７となる。横半円形金属線１０の１本当たりの最大引張応力σｈは、表示１からσｈ＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）である。
円筒金網籠Ｙ１の最大引張応力σｈ＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）及び円筒直径Ｄ＝６００ｍｍと、円筒金網籠Ｙ２の最大引張応力σｈ＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）及び円筒直径Ｄ＝９５５ｍｍの関係について、一次関数式は、式（３）で示すことかができる。
σｈ＝０．１５２２×Ｄ−６８．９３・・・・・・・（３）

式（３）は、円筒直径Ｄ＝６００ｍｍ〜９５５ｍｍ、及び円筒高長Ｌ＝６００ｍｍ〜１０００ｍｍの円筒金網籠Ｙに適用できる。
但し、式（３）の適用条件は、
ｉ）無限積載段数ｎ＝∞、及び１：０．３勾配、
ｉｉ）円筒直径Ｄ＝６００ｍｍ〜９５５ｍｍ、
ｉｉｉ）円筒高長Ｌ＝６００ｍｍ〜１０００ｍｍ
ｉｖ）円筒直径Ｄ及び円筒高長Ｌの比は、円筒直径Ｄ：円筒高長Ｌ＝１：１〜１．０４７、
である。
これにより、円筒金網籠Ｙについて、式（３）に円筒直径Ｄを代入することで、各半円形横金属線１０の１本当たりの最大引張応力σｈを求めることができる。

次に、連結コイル金属線の引張試験について、実施例１乃至実施例１０を示して説明する。

＜引張試験機＞
引張試験は、油圧式万能試験機（ＪＴトーシ株式会社、型式：ＹＵ２００ＳＩＩ、定格：２０００ｋＮ）を用いて行った。

＜供試体＞
実施例１乃至実施例１０において、供試体は、図２７に示すように、一対の金網体１０１，１０２、及び連結コイル金属線１０３でなる。各金属体１０１，１０２は、半円筒金網体８，９に相当し、複数の横金属線１０４，１０４，…及び複数の縦金属線１０５，１０５，…を有する。
各横金属線１０４，１０４，…は、線間隔ＡＴを隔てて並列する。各縦金属線１０５，１０５，…は、線間隔ＢＴを隔てて並列され、及び各横金属線１０４，１０４，…に直交して配置される。各金網体１０１，１０２は、各金属線１０４，１０５の交点にて、各横金属線１０４，１０４，…及び各縦金属線１０５，１０５，…同士を溶接して固定する。各横金属線１０４，１０４，…及び各縦金属線１０５，１０５，…は、各線間隔ＡＴ，ＢＴにて、複数の網目ＣＴを形成する。各金網体１０１，１０２は、金網体１０１の縦金属線１０５と金網体１０２の１０５を隣接して配置（突合わせて配置）する。
連結コイル１０３は、隣接する各縦金属線１０５Ａ，１０５Ａに巻付けられ、各金属体同士を連結して供試体とする。連結コイル金属線１０３は、各金網体１０１，１０２の内外側から各縦金属線１０５Ａ，１０５Ａの紙目ＣＴに挿通され、隣接した各縦金属線１０５Ａ，１０５Ａの軸方向にわたって巻付けられる。

＜試験条件＞
油圧式万能試験機において、図２７に示すように、供試体の各金網体１０１，１０２をクランプ（把持）して、供試体を油圧式万能試験機に装着する。
油圧式万能試験機では、図２７に示すように、連結コイル金属線を間に配置して、各金属体１０１，１０２をクランプする。
油圧式万能試験機では、各横金属線１０４，１０４，…の軸方向（連結コイル金属線１０３の剪段方向）に引張荷重を作用する。

＜供試体数＞
実施例１乃至実施例１０において、供試体数は、「５」とする。

＜最大引張荷重の測定＞
５つの供試体の夫々について、引張試験を実施し、図２８に示すように、引張荷重（ｋＮ）及び変位（ｍｍ）の関係を測定する。図２８は、５つの供試体の夫々に対して、荷重（ｋＮ）及び変位（ｍｍ）を示すグラフ図である。
各供試体において、図２８に示すように、最大引張荷重を抽出して、各供試体の平均値を最大引張荷重Ｗｈ（ｋＮ）とする。

＜実施例１乃至実施例１０＞
実施例１乃至実施例１０の各供試体において、各金属線１０４，１０５の線径ｄ、網目の線間隔ＡＴ×ＢＴ、連結コイル金属線１０３の線径ｄｃ、各金属体１０２，１０２の横金属線１０４の本数Ｎｈは、「表２」に示す。各金属体１０１，１０２について、縦金属線１０５の本数Ｎｖは、Ｎｖ＝３とする。
各金属線１０４，１０５は、亜鉛−アルミニウム合金メッキ鉄線（炭素鋼）を使用する。
連結コイル金属線１０３は、炭素鋼線を使用する。
各縦金属線１０５の線長εは、円筒高長Ｌとする。

＜試験結果＞
実施例１乃至実施例１０の試験結果等を、「表２」に示す。

「表２」は、実施例１乃至実施例１０について、横金属線１０４の最大引張荷重Ｗｈ（ｋＮ）、及び連結コイル金属線１０３の剪断強度τ（ｋＮ／ｍｍ^２）を示す。
引張試験において、各横金属線１０４の最大引張荷重Ｗｈは、連結コイル金属線１０３に対して、剪断方向に最大剪断荷重Ｗτとして作用する。
連結コイル金属線１０３の最大剪断荷重Ｗτは、最大引張荷重Ｗｈを横金属線１０４の本数Ｎｈで除算して求める（Ｗτ＝Ｗｈ／Ｎｈ）。
実施例１について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝７．４５／１３＝０.５７（ｋＮ）＝５７０（Ｎ）となる。
実施例２について、最大剪段荷重Ｗτは、Ｗτ＝１２.６３／１３＝０．９７（ｋＮ）＝９７０（Ｎ）となる。
実施例３について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝４．８０／９＝０．５３（ｋＮ）＝５３０（Ｎ）となる。
実施例４について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝２０．４５／１３＝１．５７（ｋＮ）＝１５７０（Ｎ）となる。
実施例５について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝１１．８９／９＝１．３２（ｋＮ）＝１３２０（Ｎ）となる。
実施例６について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝１２．８９／７＝１．８４（ｋＮ）＝１８４０（Ｎ）となる。
実施例７について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝３１．２９／１３＝２．４０（ｋＮ）＝２４００（Ｎ）となる。
実施例８について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝２７．０５／９＝３、００（ｋＮ）＝３０００（Ｎ）となる。
実施例９について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝２３．１１／７＝３．３０（ｋＮ）＝３３００（Ｎ）となる。
実施例１０について、最大剪断荷重Ｗτは、Ｗτ＝３６．９１／５＝７.３８（ｋＮ）＝７３８０（Ｎ）となる。

連結コイル金属線１０３の剪断強度τ（剪断応力）は、最大剪断荷重Ｗτ／線径面積Ａｃで求める、線径断積Ａｃは、連結コイル金属線１０３の軸方向に直交する断面積である。
実施例１について、剪断強度τは、τ＝５７０／１２．５６＝４５．３８（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例２について、剪断強度τは、τ＝９７０／１２.５６＝７７．２２（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例３について、剪断強度τは、τ＝５３０／１２．５６＝４２.１９（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例４について、剪断強度τは、τ＝１５７０／１９．６３＝７９．９７（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例５について、剪断強度τは、τ＝１３２０／１９．６３＝６７．２４（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例６について、剪断強度τは、τ＝１８４０／１９．６３＝９３．７３（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例７について、剪断強度τは、τ＝２４００／２８．２６＝８４．９２（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例８について、剪断強度τは、τ＝３０００／２８.２６＝１０６．１５（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例９について、剪断強度τは、τ＝３３００／２８.２６＝１１６．７７（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
実施例１０について、剪断強度τは、τ＝７３８０／５０．２４＝１４６．８９（Ｎ／ｍｍ^２）となる。

実施例１は、各金属線１０４，１０５の線径ｄ＝３．２（ｍｍ）、網目の線間隔ＡＴ×ＢＴ＝５０×５０（ｍｍ）、縦金属線１０４の線長ε＝６００（ｍｍ）及び横金属線１０４の本数Ｎｈ＝１３（本）であり（「表２」参照）、解析及び計算した円筒金網籠Ｙ１と同様な構成となる。
円筒金網籠Ｙ１について、解析及び計算した最大引張応力σｈは、σｈ＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）である（「表１」参照）。
実施例１について、連結コイル金属線１０３の剪断強度τ（剪断応力）は、τ＝４５．３８（Ｎ／ｍｍ^２）であり、τ＞最大引張応力σｈ＝２２．３９（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
これにより、円筒金網籠Ｙ１について、連結コイル金属線２，３は、炭素鋼線の材質、及び線径ｄｃ＝４．０（ｍｍ）とすることで、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０３４２勾配）で積載しても、各連結コイル金属線２，３は剪断しない。

実施例６は、各金属線１０４，１０５の線径ｄ＝５．０（ｍｍ）、網目の線間隔ＡＴ×ＢＴ＝１００×１００（ｍｍ）、縦金属線１０４の線長ε＝１０００（ｍｍ）及び横金属線１０４の本数Ｎｈ＝７（本）であり（「表２」参照）、解析及び計算した円筒金網籠Ｙ２と同様な構成となる。
円筒金網籠Ｙ２について、解析及び計算した最大引張応力σｈは、σｈ＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）である（「表１」参照）。
実施例６について、連結コイル金属線１０３の剪断強度τ（剪断応力）は、τ＝９３．７３（Ｎ／ｍｍ^２）であり、τ＞最大引張応力σｈ＝７６．４２（Ｎ／ｍｍ^２）となる。
これにより、円筒金網籠Ｙ１について、連結コイル金属線２，３は、炭素鋼線の材質、及び線径ｄｃ＝５．０（ｍｍ）とすることで、無限積載段数ｎ＝∞及び勾配α（１：０３勾配）で積載しても、各連結コイル金属線２，３は剪断しない。

本発明に係る円筒金網籠Ｙでは、図１乃至図４に示すように、各連結コイル金属線２，３及び各金属線８，９の材質（材料）は、炭素鋼線に限定されず、例えば、ステンレス鋼、アルミニウム合金等を採用できる。

本発明に係る円筒金網籠Ｙは、崩壊した河川護岸や山間斜面の復旧に使用される大型円筒金網籠に適している。
大型円筒金網籠として、円筒直径Ｄ＝４００〜１１００ｍｍ、及び円筒高長Ｌ＝４００〜１１００ｍｍのサイズ（寸法）とする。大型円筒金網籠について、円筒高長Ｌ及び円筒直径Ｄに比は、例えばＬ：Ｄ＝１：０．９〜１．１×Ｌとする。

本発明に係る他の実施形態として、円筒金網籠ＹＡは、図７に示すように、円筒金網本体１の少なくとも一端開口１Ｂ（下端開口）を円形金網蓋５にて閉塞する構成も採用できる。以下、円筒金網籠ＹＡについて、図７及び図２９を参照して説明する。
なお、図２９において、図１乃至図７と同一符号は、同一部材、同一構成であるので、その詳細な説明は省略する。

円筒金網籠ＹＡは、図７に示すように、各連結コイル金属線２，３、１の円形金網蓋５、各半円筒金網体８，９及び固定コイル金属線１０を備える。
円筒金網籠ＹＡは、図１乃至図４説明したと同様、各連結コイル金属線２，３を隣接する各縦金属線１１Ａ，１１Ａ又は１１Ｂ，１１Ｂに巻付け、各半円筒金網体８，９同士を連結する。各半円筒金網体８，９は、各連結コイル金属線２，３にて連結され、円筒金網本体１を構成する。
固定コイル金属線１０は、図１乃至図４で説明したと同様、円筒金網本体１の各半円形横金属線１０Ｂ，１０Ｂ及び円形金網蓋５の円形金属線１５に巻付けられ、円形金網蓋５を円筒金網本体１に固定する。
これにより、円筒金網籠ＹＡは、円筒金網本体１の一端開口１Ａ（上端開口）を開放し、他端開口１Ｂ（下端開口）を円形金網蓋５で閉塞してなる（図７参照）。

＜Ａ＞中詰材の充填工程
復旧現場において、作業者は、図７に示すように、円筒金網籠ＹＡに中詰材Ｚを充填する。中詰材Ｚは、円筒金網本体１の一端開口１Ａ（上端開口）から円筒金網本体１内に充填する。
これにより、円筒金網籠ＹＡに中詰材Ｚを充填した充填円筒金網籠ＹＧＡとする。
河川護岸等の崩壊状態に応じて、複数の充填円筒金網籠ＹＧＡ，ＹＧＡ，…を用意する。

＜Ｂ＞充填円筒金網籠ＹＧＡの積載工程
復旧現場において、複数の充填円筒金網籠ＹＧＡ，ＹＧＡ，…は、図２９に示すように、積載段数ｎ（ｎ＝３）にて積載される。
作業者は、バックホウ等の重機を使用して、各充填円筒金網籠ＹＧＡ，ＹＧＡ，…を水平面ＨＧ（地面）に積載する。各充填円筒金網籠ＹＧＡ，ＹＧＡ，…は、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて積載する。
各充填円筒金網籠ＹＧＡ，ＹＧＡ，…は、勾配αで積載される。

最下段の充填円筒金網籠ＹＧＡは、図２９に示すように、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、円筒金網蓋５（下蓋）を水平面ＨＧ（地面）上に設置する。
最下段以外の充填円筒金網籠ＹＧＡ，ＹＧＡ，…は、図２９に示すように、円筒中心線ａを鉛直方向ＶＰに向けて、円形金網蓋５（下蓋）を１段下の充填円筒金網籠ＹＧＡの一端開口１Ａ（上端）上に積載する。

各積載段では、河川護岸等の崩壊状態に応じて、複数、例えば４つの充填円筒金網籠ＹＧＡ，ＹＧＡ，…を並設して配置する。

このように、河川護岸等の崩壊状態に応じて、複数の充填円筒金網籠ＹＧＡ，ＹＧＡ，…を積載段数ｎ及び勾配αで積載して、河川護岸等を復旧する。

円筒金網籠ＹＡについて、図９乃至図２８で説明したと同様、各連結コイル金属線２，３の剪断強度τ（剪段応力）は、τ＞最大引張応力σｈとする。

本発明は、崩壊した河川護岸や山間斜面等を復旧するのに最適である。

Ｙ 円筒金網籠
ａ 円筒中心線
Ｂ 交点
ＡＴ 線間隔
ＢＴ 線間隔
１ 円筒金網本体
１Ａ 一端開口
１Ｂ 他端開口
２ 連結コイル金属線
３ 連結コイル金属線
５ 円形金網蓋（金網蓋）
６ 円形金網蓋（金網蓋）
８ 半円筒金網体
９ 半円筒金網体
１０ 半円形横金属線
１１ 縦金属線

Claims (2)

1. 円筒金網本体と、
   前記円筒金網本体の少なくとも一端開口を閉塞する１又は一対の金網蓋と、
   複数の連結コイル金属線と、を備え、
   前記円筒金網本体は、
   円筒中心線に沿って二分割した一対の半円筒金網体で構成され、
   前記各半円筒金網体は、
   円筒中心線方向に線間隔を隔てて並列される複数の半円形横金網線と、
   前記半円筒金網体の円周方向に線間隔を隔てて並列され、前記円筒金網本体の両端開口間にわたって延在される複数の縦金属線と、を有し、
   前記各金属線の交点にて前記各半円形横金属線及び前記各縦金属線同士を溶接して固定し、円周方向両端の前記各縦金属線を隣接して前記円筒金網本体を構成し、
   前記各連結コイル金属線は、
   前記円筒金網本体の両端開口間にわたって、前記円周方向各端で隣接する前記各縦金属線に巻付けられ、前記各半円筒金網体同士を連結する円筒金網籠であって、
   前記円筒金網籠は、
   前記円筒金網本体に中詰材を充填した充填円筒金網籠とされ、
   複数の前記充填円筒金網籠は、
   円筒中心線を水平面に直交する鉛直方向に向けて、複数の積載段数ｎ及び勾配αで積載され、
   前記各連結コイル金属線の剪断応力τは、
   積載段数ｎ及び勾配αで積載された前記充填円筒金網籠の最大鉛直重量の作用する最下段の充填円筒金網籠において、前記半円形横金属線の受ける最大引張応力σｈに対し、
   τ＞最大引張応力σｈ
   とする
   ことを特徴とする円筒金網籠。
2. 前記半円形横金属線の受ける最大引張応力σｈは、
   前記円筒金網本体に中詰材を充填した充填円筒金網本体、
   前記半円筒金網体に中詰材を充填した充填半円筒金網体、
   前記充填円筒金網本体について、前記各縦金属線を除き、前記各半円形横金属線を水平Ｂｅａｍ要素で表現した充填円筒線本体モデル、
   前記充填半円筒金網体について、前記各縦金属線を除き、前記各半円形横金属線を水平Ｂｅａｍ要素で表現した充填半円筒線体モデル、
   前記充填半円筒金網体について、前記各半円形横金属線を水平Ｂｅａｍ要素で表現し、及び前記各縦金属線を鉛直Ｂｅａｍ要素で表現した充填半円筒金網体モデル、
   前記充填円筒金網本体について、前記各縦金属線を除き、前記各半円形横金属線でなる仮想・充填円筒線本体、
   前記充填半円筒金網体について、前記各縦金属線を除き、前記各半円形横金属線でなる仮想・充填半円筒線体、
   前記仮想・充填円筒線本体、又は前記充填円筒線体モデルを積載する水平面、
   前記水平面に直交する鉛直方向、
   前記充填半円筒線体の最大鉛直応力σｅ、
   前記仮想・充填円筒線本体、又は前記充填円筒線本体モデルの積載段数ｎ、
   前記仮想・充填半円筒線体の円筒高長Ｌ、
   円筒中心線を前記鉛直方向に向けて、前記仮想・充填半円筒線本体、又は前記充填円筒線本体モデルを積載する勾配α、
   積載段数ｎ＝２及び前記勾配αで積載した前記各充填円筒線本体モデルについて、最下段の前記充填半円筒線体モデル、及び最下段の前記充填半円筒線体モデルに積載した領域の充填半円筒線体モデルでなる、勾配線体モデル群、
   無限積載段数ｎ＝∞及び前記勾配αで積載した前記各仮想・充填円筒線本体について、各段の前記仮想・充填半円筒線体でなる、仮想勾配線体群、
   とし、
   前記勾配線体モデル群について、解析メッシュを構築して、最下段の前記充填半円筒線体モデルの最大鉛直応力σｆを解析し、
   応力係数βを式（１）で求め、
   前記仮想・勾配線体群について、最下段の前記仮想・充填半円筒線体の最大鉛直応力σｇを式（２）で求め、
   前記最大鉛直応力σｇ及び前記円筒高長Ｌから、単位体積重量Ｗｇを求め、
   前記単位体積重量Ｗｇを作用した前記充填半円筒金網体モデルについて、解析メッシュを構築して、前記水平Ｂｅａｍ要素の最大引張荷重Ｗｈを解析し、
   前記最大引張荷重Ｗｈ及び前記半円形横金属線の線径面積から、最大引張応力σｈを求める
   ことを特徴とする請求項１に記載の円筒金網籠。
   

   

   

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