JP7229498B1 - 斜め控え支持杭式矢板岸壁 - Google Patents
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Abstract
【課題】工費の不要な増加を抑制して控え組杭式矢板岸壁等と比較して経済優位性を確保しながらも、巨大地震発生時においても大きな耐震性を発揮する。【解決手段】海と陸との境に設けられる斜め控え支持杭式矢板岸壁１００であって、臨海部に沿って矢板壁１０を備え、矢板壁１０の陸側においてタイ材１１により矢板壁１０と繋がれた控え杭として、押し込み杭１２のみを備え、押し込み杭１２の下端部１２ａが押し込み杭の直径長以上、工学的基盤Ｇ２に根入れされ、タイ材１１の長さの下限値は、以下の〔式１〕または〔式２〕により算出される値のうち大きい方の値が設定され、レベル２地震動に対応可能とした。Ｌｍｉｎ（Ｈ、α）＝Ｈ×ｔａｎα＋ａ〔式１〕、Ｌｍｉｎ（ｈ）＝２．７０×ｈ－２３．６０〔式２〕【選択図】図１
Description
本発明は、海と陸との境に設けられる斜め控え支持杭式矢板岸壁に関する。
港湾構造物の主要な施設である岸壁には様々な構造形式があり、代表的なものに重力式岸壁、矢板式岸壁、桟橋がある。このうち矢板岸壁（矢板式岸壁とも言う）は、前面の鋼矢板壁と背面の控え杭（主に鋼管杭による）をタイ材で結合するもので、重力式岸壁のように壁体の重量を重くすることなく岸壁を構築するもので、主に軟弱地盤に適した工法である。
控え杭の形式としては、特許文献１の図７に示されるように、杭を鉛直方向に沿って打設する控え直杭式や、特許文献２の図１に示されるように、斜めに打設した杭を頭部で結合する控え組杭式がある。一般的に、当該控え組杭式は、地震などによる矢板式岸壁の背面土圧の影響による海側への変位により、押し込まれる側を押し込み杭、引き抜かれる側を引き抜き杭と呼んでいる。控え組杭式は、構造が複雑であり工費も控え直杭式と比較すると高いことから、採用例は少ない。
控え杭の形式としては、特許文献１の図７に示されるように、杭を鉛直方向に沿って打設する控え直杭式や、特許文献２の図１に示されるように、斜めに打設した杭を頭部で結合する控え組杭式がある。一般的に、当該控え組杭式は、地震などによる矢板式岸壁の背面土圧の影響による海側への変位により、押し込まれる側を押し込み杭、引き抜かれる側を引き抜き杭と呼んでいる。控え組杭式は、構造が複雑であり工費も控え直杭式と比較すると高いことから、採用例は少ない。
上述の控え杭を構造として有する控え工の地震荷重への抵抗メカニズムとしては、控え直杭式は地盤反力と杭の曲げ剛性（折れ曲がりに対する抵抗性能）で抵抗する。ただし、巨大地震作用時には控え杭前面の地盤は軟弱化するため、地盤反力は地震前より大幅に低下してしまう。さらに、設計計算上は、控え杭は十分に強固な地盤（工学的基盤）に根入れされる必要がないため、巨大地震作用時には軟弱化した地盤のみに支えられることになり、控え杭自体が海側へ変形してしまい、十分な耐震性を発揮できない場合が多い。
一方、控え組杭式は、基本的に杭の軸力（杭の延長方向に伝達される力）で地震荷重に抵抗するため、巨大地震作用時に地盤が軟弱化することの影響は小さい。控え組杭式矢板岸壁の特徴として、次のものが挙げられる。
第１に、矢板壁と控え杭頭部の距離は比較的短く設定される。矢板壁背後の主働崩壊面の背後に控え杭を設置することで、控え工には地盤変位の影響がなく、かつ工費を節減できる。
第２に、押し込み杭は、引き抜き杭と比較して同じ長さか、または短く設定される。また、工学的基盤まで根入れされることはほとんどない。これは杭に作用する軸力に対して杭先端の地盤支持力と杭周面の摩擦力で抵抗すればよいためである。引き抜き杭の方は先端支持力を見込むことができないので、杭周面摩擦力を大きくするために杭長が長くなる傾向があるが、こちらも工学的基盤まで根入れされることはほとんどない。
以上はあくまでも慣習的な設計法の想定する耐震機構に基づくものであり、実際の耐震性評価という観点からは問題が多い。現行設計法で設計された岸壁が十分な耐震性を確保できていなかった例としては、２０１１年東北地方太平洋沖地震で、控え組杭式の仙台塩釜港の高砂２号岸壁（－１４ｍ）がはらみだしなどの被災を受け、基幹輸送が長期間にわたり途絶えるという支障が生じた例が挙げられる。
第１に、矢板壁と控え杭頭部の距離は比較的短く設定される。矢板壁背後の主働崩壊面の背後に控え杭を設置することで、控え工には地盤変位の影響がなく、かつ工費を節減できる。
第２に、押し込み杭は、引き抜き杭と比較して同じ長さか、または短く設定される。また、工学的基盤まで根入れされることはほとんどない。これは杭に作用する軸力に対して杭先端の地盤支持力と杭周面の摩擦力で抵抗すればよいためである。引き抜き杭の方は先端支持力を見込むことができないので、杭周面摩擦力を大きくするために杭長が長くなる傾向があるが、こちらも工学的基盤まで根入れされることはほとんどない。
以上はあくまでも慣習的な設計法の想定する耐震機構に基づくものであり、実際の耐震性評価という観点からは問題が多い。現行設計法で設計された岸壁が十分な耐震性を確保できていなかった例としては、２０１１年東北地方太平洋沖地震で、控え組杭式の仙台塩釜港の高砂２号岸壁（－１４ｍ）がはらみだしなどの被災を受け、基幹輸送が長期間にわたり途絶えるという支障が生じた例が挙げられる。
控え組杭式矢板岸壁の現行設計法の問題点で、設計コード作成者や設計実務者が認識していないポイントは、控え工に関する問題点に限定すると、以下の通りである。
工学的基盤以浅の地盤は巨大地震動作用時には剛性が大きく低下する。このため、押し込み杭の先端支持力と周面摩擦力は設計で想定している値より大幅に低下する。
このほかの点として、控え工を控え組杭式にすることで、上述の通り、控え直杭式岸壁と比較すると工費が大きく増加する。
工学的基盤以浅の地盤は巨大地震動作用時には剛性が大きく低下する。このため、押し込み杭の先端支持力と周面摩擦力は設計で想定している値より大幅に低下する。
このほかの点として、控え工を控え組杭式にすることで、上述の通り、控え直杭式岸壁と比較すると工費が大きく増加する。
本発明は、上述の課題に鑑みてなされたものであり、その目的は、控え組杭式矢板岸壁などと比較して工費の不要な増加を抑制して経済優位性を確保しながらも、巨大地震発生時においても大きな耐震性を発揮できる斜め控え支持杭式矢板岸壁を提供することにある。
上記目的を達成するための斜め控え支持杭式矢板岸壁は、海と陸との境に設けられる控え杭式の矢板岸壁であって、その特徴構成は、
水深が１０ｍ以上の大水深の前記境に沿って矢板壁を備え、
前記矢板壁の陸側においてタイ材により前記矢板壁と繋がれた控え杭として、押し込み杭のみを備え、
前記押し込み杭の鉛直方向と成す角度としての傾斜角が１０°以上４５°以下であり、
前記押し込み杭の下端部が前記押し込み杭の直径長以上、工学的基盤に根入れされ、
前記タイ材の長さの下限値は、以下の〔式１〕または〔式２〕により算出される値のうち大きい方の値が設定され、レベル２地震動に対応可能とした点にある。
Ｌｍｉｎ（Ｈ、α）＝Ｈ×ｔａｎα＋ａ・・・〔式１〕
Ｌｍｉｎ（ｈ）＝２．７０×ｈ－２３．６０・・・〔式２〕
ただし、Ｈを前記矢板壁と前記タイ材との接続部から前記矢板壁の下端までの長さとし、αを前記傾斜角とし、ａを前記矢板壁の下端と前記押し込み杭との水平距離とし、ｈを前記水深とする。
水深が１０ｍ以上の大水深の前記境に沿って矢板壁を備え、
前記矢板壁の陸側においてタイ材により前記矢板壁と繋がれた控え杭として、押し込み杭のみを備え、
前記押し込み杭の鉛直方向と成す角度としての傾斜角が１０°以上４５°以下であり、
前記押し込み杭の下端部が前記押し込み杭の直径長以上、工学的基盤に根入れされ、
前記タイ材の長さの下限値は、以下の〔式１〕または〔式２〕により算出される値のうち大きい方の値が設定され、レベル２地震動に対応可能とした点にある。
Ｌｍｉｎ（Ｈ、α）＝Ｈ×ｔａｎα＋ａ・・・〔式１〕
Ｌｍｉｎ（ｈ）＝２．７０×ｈ－２３．６０・・・〔式２〕
ただし、Ｈを前記矢板壁と前記タイ材との接続部から前記矢板壁の下端までの長さとし、αを前記傾斜角とし、ａを前記矢板壁の下端と前記押し込み杭との水平距離とし、ｈを前記水深とする。
上記特徴構成によれば、矢板壁の陸側において当該矢板壁とタイ材により繋がれた控え杭として、押し込み杭のみを備え、押し込み杭の下端部が工学的基盤に根入れされているから、必要となる耐震性を確保しつつ、控え組杭式に比べ、引き抜き杭を設けないため、工費を低減して経済的優位性を確保できる。尚、控え組み杭式における引き抜き杭は、当該杭の周面摩擦力による引き抜き抵抗のみで地震動に抗うため、特に、巨大地震（レベル２地震動）発生時には、工費に見合うだけの耐震性は見込めない。
また、工学的基盤以浅の地盤は、巨大地震作用時には剛性が大きく低下するため水平地盤反力はほとんど期待できないが、上記特徴構成の如く、押し込み杭の下端部を工学的基盤にその直径長以上根入れすることで、巨大地震作用時にも大きな支持力が期待できる。
更に、工学的基盤以浅の地盤は、巨大地震作用時には剛性が大きく低下するものの重量は変化しないため、押し込み杭の上部に存在する地盤の重量が、タイ材張力などで押し込み杭に大きな曲げ変形が生じることを抑制する効果も期待できる。
因みに、押し込み杭は、その下端部を海側へ向けて打設された斜め杭で、地震動等の作用により押し込まれる杭を意味するものとする。
尚、上記特徴構成において、押し込み杭とは、筒状体、円柱又は角柱を含む柱状の杭に加え、押し込み杭が連続する壁状の押し込み壁を含むものとする。
以上より、工費の不要な増加を抑制して経済優位性を確保しながらも、巨大地震発生時においても大きな支持力を発揮できる。
また、工学的基盤以浅の地盤は、巨大地震作用時には剛性が大きく低下するため水平地盤反力はほとんど期待できないが、上記特徴構成の如く、押し込み杭の下端部を工学的基盤にその直径長以上根入れすることで、巨大地震作用時にも大きな支持力が期待できる。
更に、工学的基盤以浅の地盤は、巨大地震作用時には剛性が大きく低下するものの重量は変化しないため、押し込み杭の上部に存在する地盤の重量が、タイ材張力などで押し込み杭に大きな曲げ変形が生じることを抑制する効果も期待できる。
因みに、押し込み杭は、その下端部を海側へ向けて打設された斜め杭で、地震動等の作用により押し込まれる杭を意味するものとする。
尚、上記特徴構成において、押し込み杭とは、筒状体、円柱又は角柱を含む柱状の杭に加え、押し込み杭が連続する壁状の押し込み壁を含むものとする。
以上より、工費の不要な増加を抑制して経済優位性を確保しながらも、巨大地震発生時においても大きな支持力を発揮できる。
更に、本発明の発明者らは、後述する第２シミュレーションの結果を踏まえて鋭意検討した結果、押し込み杭の鉛直方向と成す角度としての傾斜角を１０°以上４５°以下に設定している場合において、特に、レベル２地震動に対応するときに、タイ材の長さの下限値が、矢板岸壁の安定性（耐震性）に大きく関与していることに鑑み、タイ材の長さの下限値として、以下の〔式１〕または〔式２〕により算出される値のうち大きい方の値を設定するものとして、本発明を完成させた。
Ｌｍｉｎ（Ｈ、α）＝Ｈ×ｔａｎα＋ａ・・・〔式１〕
Ｌｍｉｎ（ｈ）＝２．７０×ｈ－２３．６０・・・〔式２〕
ここで、Ｈは矢板壁とタイ材との接続部から矢板壁の下端までの長さとし、αを傾斜角とし、ａは矢板壁の下端と押し込み杭との水平距離とし、ｈは水深とする。尚、ａについては、後述する第２シミュレーションでは、零として計算している。水深ｈは、当該明細書では、標高として示される値の絶対値を意味するものとする。
Ｌｍｉｎ（Ｈ、α）＝Ｈ×ｔａｎα＋ａ・・・〔式１〕
Ｌｍｉｎ（ｈ）＝２．７０×ｈ－２３．６０・・・〔式２〕
ここで、Ｈは矢板壁とタイ材との接続部から矢板壁の下端までの長さとし、αを傾斜角とし、ａは矢板壁の下端と押し込み杭との水平距離とし、ｈは水深とする。尚、ａについては、後述する第２シミュレーションでは、零として計算している。水深ｈは、当該明細書では、標高として示される値の絶対値を意味するものとする。
ここで、〔式１〕は、矢板壁と押し込み杭とが互いに干渉しない条件を示すものであり、〔式２〕は、押し込み杭の鉛直方向と成す角度としての傾斜角を１０°以上４５°以下で変化させた場合に、矢板壁の上端部の水平変形量を、設計上許容し得る水平変形量としての１ｍ以下に抑えることができるタイ材の長さの下限値Ｌｍｉｎを、水深ｈをパラメータとして示したものである。尚、当該明細書において、水平変形量とは、地震動の後に残留する水平変形量を意味するものとする。
タイ材の長さを、上記〔式１〕又は〔式２〕に基づいて算出される下限値Ｌｍｉｎ以上に設定することで、矢板壁と押し込み杭とが互いに干渉しない条件としながらも、レベル２地震動のような巨大地震発生時においても、矢板壁の上端部の水平変形量を設計上許容し得る範囲に抑制して、十分な耐震性を確保可能な斜め控え支持杭式矢板岸壁を実現できる。
タイ材の長さを、上記〔式１〕又は〔式２〕に基づいて算出される下限値Ｌｍｉｎ以上に設定することで、矢板壁と押し込み杭とが互いに干渉しない条件としながらも、レベル２地震動のような巨大地震発生時においても、矢板壁の上端部の水平変形量を設計上許容し得る範囲に抑制して、十分な耐震性を確保可能な斜め控え支持杭式矢板岸壁を実現できる。
斜め控え支持杭式矢板岸壁の更なる特徴構成は、
前記タイ材の長さの上限値は、以下の〔式３〕により算出される値が設定される点にある。
Ｌｍａｘ（ｈ）＝１．６３×ｈ＋３８．１７・・・〔式３〕
前記タイ材の長さの上限値は、以下の〔式３〕により算出される値が設定される点にある。
Ｌｍａｘ（ｈ）＝１．６３×ｈ＋３８．１７・・・〔式３〕
タイ材の長さは、長いほど矢板壁の上端部の水平変形量を低減して構造の安定化（耐震性の向上）を図ることができるが、経済性の観点からは短いことが好ましい。
そこで、本発明の発明者らは、タイ材の長さの上限値Ｌｍａｘを、地震動が入射した際に、矢板壁の上端部の水平変形量の変化率が１％となる値として第２シミュレーションを行い、当該上限値Ｌｍａｘが、水深ｈをパラメータとする〔式３〕にて表されるという知見を得た。
尚、変化率１％で収束とする例としては、以下の論文に例示されている（、Ｋ． Ｒａｄｈａｋｒｉｓｈｎａｎ， ”Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ ｆｏｒ Ｉｎｔｅｇｒａｔｉｏｎ ｏｆ Ｓｔｉｆｆ Ｏｒｄｉｎａｒｙ Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ Ｅｑｕａｔｉｏｎｓ Ａｒｉｓｉｎｇ ｉｎ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ， ＮＡＳＡ Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｐａｐｅｒ ２３７２， Ｏｃｔｏｂｅｒ １９８４）。
以上の如く、タイ材の長さの上限値Ｌｍａｘを設定することにより、耐震性を十分に確保しつつも経済優位性を確保できる斜め控え支持杭式矢板岸壁を実現できる。
そこで、本発明の発明者らは、タイ材の長さの上限値Ｌｍａｘを、地震動が入射した際に、矢板壁の上端部の水平変形量の変化率が１％となる値として第２シミュレーションを行い、当該上限値Ｌｍａｘが、水深ｈをパラメータとする〔式３〕にて表されるという知見を得た。
尚、変化率１％で収束とする例としては、以下の論文に例示されている（、Ｋ． Ｒａｄｈａｋｒｉｓｈｎａｎ， ”Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ ｆｏｒ Ｉｎｔｅｇｒａｔｉｏｎ ｏｆ Ｓｔｉｆｆ Ｏｒｄｉｎａｒｙ Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ Ｅｑｕａｔｉｏｎｓ Ａｒｉｓｉｎｇ ｉｎ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ， ＮＡＳＡ Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｐａｐｅｒ ２３７２， Ｏｃｔｏｂｅｒ １９８４）。
以上の如く、タイ材の長さの上限値Ｌｍａｘを設定することにより、耐震性を十分に確保しつつも経済優位性を確保できる斜め控え支持杭式矢板岸壁を実現できる。
斜め控え支持杭式矢板岸壁の更なる特徴構成は、
前記押し込み杭の前記傾斜角が１０°以上４０°以下である点にある。
前記押し込み杭の前記傾斜角が１０°以上４０°以下である点にある。
本発明の発明者らは、後述する第２シミュレーションを実行することにより、レベル２地震動が入射した場合に関し、２０ｍ以上７０ｍ以下の種々の長さのタイ材において、押し込み杭の鉛直方向と成す角度としての傾斜角を変化させたときの矢板壁の上端部の水平変形量を調べたところ、想定される複数の条件において、例えば、後述する第２シミュレーションの結果としての図１６等に示すように、傾斜角が１０°以上４０°以下の範囲では、傾斜角が大きくなるほど、矢板壁１０の上端部の水平変形量が小さくなり、耐震性が向上することが看取できる。これに加え、技術的な施工の困難さも鑑みると、傾斜角の上限を４０°とすることが好ましい。このように、傾斜角を４０°以下の角度に設定することで、施工時に無理のない範囲で押し込み杭を打設することができる。即ち、傾斜角が１０°以上４０°以下の範囲とすることで、巨大地震が発生した場合に、工学的基盤に根入れされる押し込み杭の下端部において大きな支持力が期待できる。
本発明の実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００は、水深１０ｍ以上（例えば１０ｍ以上２１ｍ以下）の大水深の場合にも適用可能であり、工費の不要な増加を抑制して経済優位性を確保しながらも、レベル２地震動を含む巨大地震発生時においても大きな支持力を発揮できるものに関する。以下、図１～２９に基づいて、実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００を説明する。
当該実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００は、図１に示すように、海Ｓと陸との境（図１では、紙面に直交する方向に延びる海岸）に設けられる斜め控え支持杭式矢板岸壁であって、矢板壁１０を備え、矢板壁１０の陸側においてタイ材１１により矢板壁１０と繋がれた控え杭として、筒状体、円柱又は角柱を含む柱状体の押し込み杭１２（押し込み杭の一例）のみを備え、押し込み杭１２の下端部１２ａが、当該押し込み杭１２の直径長以上の長さ（例えば、図１でＬ２）、工学的基盤としての第２原地盤Ｇ２に根入れしている。
説明を加えると、当該実施形態に係る控え工としては、従来、控え工として用いられる引き抜き杭又は直杭は、設けておらず、押し込み杭１２のみを備えている。
押し込み杭１２は、ちなみに、図１に示す構成例では、第１原地盤Ｇ１を貫通して第２原地盤Ｇ２へ根入れされている。
説明を加えると、当該実施形態に係る控え工としては、従来、控え工として用いられる引き抜き杭又は直杭は、設けておらず、押し込み杭１２のみを備えている。
押し込み杭１２は、ちなみに、図１に示す構成例では、第１原地盤Ｇ１を貫通して第２原地盤Ｇ２へ根入れされている。
当該実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００では、押し込み杭１２は、その下端部１２ａが上方側の上端部Ｋよりも海側に位置している。
即ち、押し込み杭１２が鉛直方向と成す角度としての傾斜角（図１でα）は、１０°以上４５°以下の角度に設定することができ、好ましくは、１０°以上４０°以下、より好ましくは、２０°以上４０°以下の角度に設定することができ、現場の状況により可能な範囲で大きな角度に設定することが好ましい。
即ち、押し込み杭１２が鉛直方向と成す角度としての傾斜角（図１でα）は、１０°以上４５°以下の角度に設定することができ、好ましくは、１０°以上４０°以下、より好ましくは、２０°以上４０°以下の角度に設定することができ、現場の状況により可能な範囲で大きな角度に設定することが好ましい。
押し込み杭１２の材料は、例えば、Ｈ型鋼、Ｉ型鋼や鋼管杭、コンクリート杭等の筒状又は柱状の材料を好適に採用することができ、その直径が０．３ｍ以上３．０ｍ以下程度のものを好適に用いることができる。当該押し込み杭１２は、工学的基盤としての第２原地盤Ｇ２に対し、Ｌ２がその直径と同程度以上の長さが根入れされている。
ここで、当該実施形態に係る押し込み杭１２には、巨大地震発生時等において、下端部１２ａよりも上方側の所定の範囲に高い曲げモーメントが発生することが想定される。
そこで、押し込み杭１２は、下方側の下端部１２ａよりも上方側の大きな曲げモーメントが発生する範囲において相対的に剛性が高い高剛性部位（図示せず）を有する。説明を追加すると、押し込み杭１２の高剛性部位は、他の部位よりも肉厚を厚く構成するなど剛性の高い部位により構成することができる。
ここで、当該実施形態に係る押し込み杭１２には、巨大地震発生時等において、下端部１２ａよりも上方側の所定の範囲に高い曲げモーメントが発生することが想定される。
そこで、押し込み杭１２は、下方側の下端部１２ａよりも上方側の大きな曲げモーメントが発生する範囲において相対的に剛性が高い高剛性部位（図示せず）を有する。説明を追加すると、押し込み杭１２の高剛性部位は、他の部位よりも肉厚を厚く構成するなど剛性の高い部位により構成することができる。
矢板壁１０の矢板の材料は、鋼製矢板を代表例として、鉄筋コンクリート、プレストレストコンクリート等の種々のものが用いられる。当該矢板壁１０は、その延設方向に大凡直交する方向（図１で紙面左右方向）に沿って延びるタイ材１１により押し込み杭１２の上端部Ｋに接続されている。ここで、タイ材１１は、高張力鋼から成るものであり、タイロッド、タイワイヤが好適に用いられる。
当該実施形態においては、一の押し込み杭１２と一のタイ材１１との組は、矢板壁の延設方向（紙面に直交する方向）で等間隔に複数備えられる。尚、一の押し込み杭１２と一のタイ材１１との組と組は、互いに近接した状態で設ける構成としても構わない。
次に、控え直杭式で、従来手法により設定される矢板壁１０と押し込み杭１２の上端部Ｋとの水平距離（タイ材１１の長さ：Ｌ１）について以下に説明する。
平面視において、矢板壁１０と押し込み杭１２の上端部Ｋとの水平距離Ｌ１は、例えば、図１３に示すように、原地盤Ｇに根入れされる直杭１３と矢板壁１０とをタイ材１１にて繋ぐ岸壁構造３００（控え直杭式）において、矢板壁１０から引いた主働崩壊面Ｓｓ１と、直杭１３の曲げモーメントが最初に零となる深さの１／３の点Ｐ０から引いた受働崩壊面Ｓｓ２がタイ材１１において交差するときの直杭１３の位置Ｐ（図１３で矢板壁１０から矢板壁１０に直交する方向で距離Ｌｐだけ離れた位置）に設定される。
ここで、直杭１３の曲げモーメントが最初に零となる深さの１／３の点Ｐ０は、直杭１３とタイ材１１との接続部位としての上端部ＫよりもＸだけ深い点である。
尚、前提として、タイ材１１と押し込み杭１２とは、略同一鉛直平面内にあるものとし、平面視において、矢板壁１０はタイ材１１と略直交するものとする。
尚、斜め控え支持杭式で、本発明に係るタイ材の長さＬ１については、後述する第２シミュレーションの結果に基づいて、控え直杭式とは異なる手法に基づいて設定される。
平面視において、矢板壁１０と押し込み杭１２の上端部Ｋとの水平距離Ｌ１は、例えば、図１３に示すように、原地盤Ｇに根入れされる直杭１３と矢板壁１０とをタイ材１１にて繋ぐ岸壁構造３００（控え直杭式）において、矢板壁１０から引いた主働崩壊面Ｓｓ１と、直杭１３の曲げモーメントが最初に零となる深さの１／３の点Ｐ０から引いた受働崩壊面Ｓｓ２がタイ材１１において交差するときの直杭１３の位置Ｐ（図１３で矢板壁１０から矢板壁１０に直交する方向で距離Ｌｐだけ離れた位置）に設定される。
ここで、直杭１３の曲げモーメントが最初に零となる深さの１／３の点Ｐ０は、直杭１３とタイ材１１との接続部位としての上端部ＫよりもＸだけ深い点である。
尚、前提として、タイ材１１と押し込み杭１２とは、略同一鉛直平面内にあるものとし、平面視において、矢板壁１０はタイ材１１と略直交するものとする。
尚、斜め控え支持杭式で、本発明に係るタイ材の長さＬ１については、後述する第２シミュレーションの結果に基づいて、控え直杭式とは異なる手法に基づいて設定される。
〔第１シミュレーション〕
当該実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００（以下、本形式と表記する場合がある）と通常の控え直杭式矢板岸壁（以下、直杭式と表記する場合がある）の耐震性能を解析した結果を示す。
水深１０ｍ以上２１ｍ以下の大水深岸壁への適用性を検証する観点から、約中位の水深１４ｍ（標高としては、－１４ｍ）を用い、巨大地震作用時の地盤の非線形性を考慮して解析は２次元有限要素解析で行った。解析は構造物被害予測プログラム（ＦＬＩＰ）を用いて行い、当該ＦＬＩＰは、港湾構造物の巨大地震作用時の地震応答の評価において標準的に用いられているものである。図２に本形式の断面図、図３に比較対象とする直杭式の断面図を示す。本形式の押し込み杭１２の傾斜角αは３０°とした。入力地震動は周期１秒の正弦波とした。当該周期は岸壁の変形に大きな影響を持つものとして設定した。最大加速度は３ｍ／ｓ２および４ｍ／ｓ２とした。最大加速度の値に対応して岸壁の変形量が変化するため、耐震性確保の観点から矢板壁１０および控え杭（押し込み杭１２及び直杭１３）の諸元は最大加速度の値に応じて変化させている。
当該実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００（以下、本形式と表記する場合がある）と通常の控え直杭式矢板岸壁（以下、直杭式と表記する場合がある）の耐震性能を解析した結果を示す。
水深１０ｍ以上２１ｍ以下の大水深岸壁への適用性を検証する観点から、約中位の水深１４ｍ（標高としては、－１４ｍ）を用い、巨大地震作用時の地盤の非線形性を考慮して解析は２次元有限要素解析で行った。解析は構造物被害予測プログラム（ＦＬＩＰ）を用いて行い、当該ＦＬＩＰは、港湾構造物の巨大地震作用時の地震応答の評価において標準的に用いられているものである。図２に本形式の断面図、図３に比較対象とする直杭式の断面図を示す。本形式の押し込み杭１２の傾斜角αは３０°とした。入力地震動は周期１秒の正弦波とした。当該周期は岸壁の変形に大きな影響を持つものとして設定した。最大加速度は３ｍ／ｓ２および４ｍ／ｓ２とした。最大加速度の値に対応して岸壁の変形量が変化するため、耐震性確保の観点から矢板壁１０および控え杭（押し込み杭１２及び直杭１３）の諸元は最大加速度の値に応じて変化させている。
〔表１〕に地盤条件、〔表２〕に構造諸元を示す。控え杭の長さと打設角度、タイ材１１の長さＬ１以外は本形式と直杭式で同じ条件としている。〔表２〕において、数値は何れも単位奥行きあたりの値であり、密度は７．８５（ｔ／ｍ３）、せん断剛性は、７６９０００００（ｋＰａ）である。ちなみに、本形式における矢板壁１０の長さは、３４．５ｍであり、タイ材１１の長さＬ１は、２６．７ｍであり、押し込み杭１２の長さは、４３．４ｍ、直径は１．５ｍであり、押し込み杭１２の傾斜角αは３０°である。直杭式における矢板壁１０の長さは、３４．５ｍであり、タイ材１１の長さＬ１は、２２ｍであり、直杭１３の長さは、２３．６ｍである。ここで、直杭式の控え杭長さとタイ材１１の長さＬ１は標準的と考えられる値を設定している。本形式においては、押し込み杭１２は工学的基盤に２ｍ根入れするものとしている。
地震応答解析前の自重解析は築堤段階を模擬した３段階解析とした。構造部材と地盤との境界条件は、矢板壁と地盤間はジョイント要素、控え直杭と地盤間は杭－地盤相互作用ばね要素、斜め支持杭と地盤間は軸方向はジョイント要素、軸直角方向は杭－地盤相互作用ばね要素とした。タイ材は質量を有さない非線形ばね要素（初期ばね剛性１３７７８ｋＮ／ｍ）とし、地盤とは非接触である。以上の設定は、構造物被害予測プログラム（ＦＬＩＰ）で標準的な設定方法である。
なお、上述のように直杭式の場合は、巨大地震動作用時に表層地盤で液状化が発生すると耐震性能の極端な低下を招くが、本形式は地盤の水平反力を期待しないため、特に表層地盤で液状化が発生したとしても大きな耐震性の低下にはつながらない。ただしこの例では、仮に液状化が発生しない条件においても提案する形式が有利であることを示すために、液状化は発生しない条件として解析を行っている。
なお、上述のように直杭式の場合は、巨大地震動作用時に表層地盤で液状化が発生すると耐震性能の極端な低下を招くが、本形式は地盤の水平反力を期待しないため、特に表層地盤で液状化が発生したとしても大きな耐震性の低下にはつながらない。ただしこの例では、仮に液状化が発生しない条件においても提案する形式が有利であることを示すために、液状化は発生しない条件として解析を行っている。
図４に示す周期１秒で加速度最大値３ｍ／ｓ２の地震動が発生した場合において、本形式の矢板上端部の水平変形時刻歴を図５に、矢板壁１０に発生する最大曲げモーメントの深度分布を図６（ａ）に、押し込み杭１２に発生する最大曲げモーメントの深度分布を図６（ｂ）に示す。直杭式の矢板上端部の水平変形時刻歴を図７に、矢板壁１０に発生する最大曲げモーメントの深度分布を図８（ａ）に、直杭１３に発生する最大曲げモーメントの深度分布を図８（ｂ）に示す。残留水平変形量は本形式では６４ｃｍ（図５でＨ２）、直杭式では９６ｃｍ（図７でＨ２）であり、本形式の残留水平変形量は直杭式の値の６７％であり、大きな違いがある。ちなみに、最大変形量は本形式では７４ｃｍ（図５でＨ１）、直杭式では１０３ｃｍ（図７でＨ１）で最大変形量の比は約７２％である。
矢板壁１０の最大曲げモーメントや控え杭の最大曲げモーメントは、本形式と直杭式で同程度である。図中のＭ０が最大曲げモーメント、Ｍｐが全塑性モーメントであり、曲げモーメントが全塑性モーメントに達することは設計上許容されない。この点、本形式では、矢板壁１０の最大曲げモーメントや押し込み杭１２の最大曲げモーメントは、設計上許容される範囲に収まっている。
矢板壁１０の最大曲げモーメントや控え杭の最大曲げモーメントは、本形式と直杭式で同程度である。図中のＭ０が最大曲げモーメント、Ｍｐが全塑性モーメントであり、曲げモーメントが全塑性モーメントに達することは設計上許容されない。この点、本形式では、矢板壁１０の最大曲げモーメントや押し込み杭１２の最大曲げモーメントは、設計上許容される範囲に収まっている。
加速度最大値４ｍ／ｓ２の場合について、本形式の矢板上端部の水平変形時刻歴を図９に、矢板壁１０に発生する最大曲げモーメントの深度分布を図１０（ａ）に、押し込み杭１２に発生する最大曲げモーメントの深度分布を図１０（ｂ）に示す。直杭式の矢板上端部の水平変形時刻歴を図１１に、矢板壁１０に発生する最大曲げモーメントの深度分布を図１２（ａ）に、直杭１３に発生する最大曲げモーメントの深度分布を図１２（ｂ）に示す。
残留水平変形量は本形式では８７ｃｍ（図９でＨ２）、直杭式では１３５ｃｍ（図１１でＨ２）であり、本形式の残留水平変形量は直杭式の値の６４％であり、大きな違いがある。ちなみに、最大変形量は本形式では９８ｃｍ（図９でＨ１）、直杭式では１４３ｃｍ（図１１でＨ１）で最大変形量の比は約６８％である。
矢板壁の最大曲げモーメントは本形式と直杭式で同程度である。控え杭の最大曲げモーメントは本形式の方が直杭式よりも大きいが、最大値は全塑性モーメント以下であり、設計上許容される範囲にとどまっている。
以上より、本形式は直杭式と比較すると、同程度の構造健全性の条件で、地震時の残留水平変形量を大幅に低減することが可能な形式であるといえる。上記の通り、岸壁の耐震性能は構造健全性と変形量によって判断されるため、本形式の方が有利であることが示された。
残留水平変形量は本形式では８７ｃｍ（図９でＨ２）、直杭式では１３５ｃｍ（図１１でＨ２）であり、本形式の残留水平変形量は直杭式の値の６４％であり、大きな違いがある。ちなみに、最大変形量は本形式では９８ｃｍ（図９でＨ１）、直杭式では１４３ｃｍ（図１１でＨ１）で最大変形量の比は約６８％である。
矢板壁の最大曲げモーメントは本形式と直杭式で同程度である。控え杭の最大曲げモーメントは本形式の方が直杭式よりも大きいが、最大値は全塑性モーメント以下であり、設計上許容される範囲にとどまっている。
以上より、本形式は直杭式と比較すると、同程度の構造健全性の条件で、地震時の残留水平変形量を大幅に低減することが可能な形式であるといえる。上記の通り、岸壁の耐震性能は構造健全性と変形量によって判断されるため、本形式の方が有利であることが示された。
〔傾斜角、タイ材１１の長さＬ１、水深に係る第２シミュレーション〕
さて、当該実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００に関し、傾斜角、タイ材１１の長さＬ１、水深に係る更なる第２シミュレーションを行ったので、以下にその結果を示す。
さて、当該実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００に関し、傾斜角、タイ材１１の長さＬ１、水深に係る更なる第２シミュレーションを行ったので、以下にその結果を示す。
当該第２シミュレーションにおいても、解析手法、構造諸元（〔表２〕に図示）は、上述した第１シミュレーションと同一である。尚、地盤固有周期が０．８ｓの地盤条件は、〔表１〕と同一であるが、地盤固有周期が０．６ｓの地盤条件は〔表３〕に示すものとなり、地盤固有周期が１．２ｓの地盤条件は〔表４〕に示すものとなる。
尚、本形式は、レベル２地震動相当の巨大地震動でも、矢板壁の上端部の水平変形量を設計上許容される範囲に収めることを目的とするため、過去に震度７が観測された地震動を解析の対象となる地震動とすることが好ましい。そこで、過去に震度７が観測された観測地震動（レベル２地震動相当）と同程度のＰＳＩ値となる正弦波を解析に用いた。ＰＳＩ値は、地震動の大きさを表す一つの指標で、矢板壁の上端部の水平変形量との相関が高い。観測地震動と同程度のＰＳＩ値となる正弦波であれば、矢板壁の上端部の水平変形量も観測地震動作用時の値と同程度となる（野津厚、井合進：岸壁の即時被害推定に用いる地震動指標に関する一考察、第２８回関東支部技術研究発表会講演概要集、土木学会関東支部、ｐｐ．１８－１９、２００１を参照）。レベル２地震動におけるＰＳＩ値は、地点毎に大きく異なる値となるが、その範囲は、これまで技術論文等に示される値を鑑みると、１７以上２６０以下程度となる。
当該第２シミュレーションで用いるＰＳＩ値は、速度の自乗の時間積分の平方根であり、時間積分に用いる時間は、地震動継続時間である。尚、入力地震動としては、工学的基盤でのＰＳＩ値が８０．１６ｃｍ／ｓ０．５（地震動周波数が１Ｈｚで、地震動継続時間が５．１２秒で、地震動最大加速度が３００Ｇａｌ）と、工学的基盤でのＰＳＩ値が１０６．８８ｃｍ／ｓ０．５（地震動周波数が１Ｈｚで、地震動継続時間が５．１２秒で、地震動最大加速度が４００Ｇａｌ）のものとした。
今般の第２シミュレーションのケースとしては、〔表５〕～〔表７〕に示すように、水深を１０～２１ｍ、地盤固有周期を０．６ｓ、０．８ｓ、１．２ｓ、工学的基盤のＰＳＩ値を上記の８０．１６ｃｍ／ｓ０．５、１０６．８８ｃｍ／ｓ０．５の何れかとしたケース１～３６とした。
夫々のケースでは、押し込み杭１２が鉛直方向と成す角度としての傾斜角αを１０°、２０°、３０°、４０°とした場合と工学的基盤に根入れしない控え直杭の場合とにおいて、タイ材１１の長さＬ１と矢板壁１０の上端部の水平変形量との第１関係、タイ材１１の長さＬ１と矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率（タイ材長さＬ１が１０ｍ増加する毎の変化率）との第２関係を導出すると共に、タイ材１１の長さＬ１を２０、３０、４０、５０、６０、７０ｍとした場合において、傾斜角αと矢板壁１０の上端部の水平変形量との第３関係を導出した。
尚、当該第２シミュレーションにおいて、傾斜角は１０°以上４０°以下の範囲とした。一方、タイ材１１の長さＬ１は、第１関係においては、１０ｍ以上７０ｍ以下の範囲とした。第２関係においては、１０ｍと２０ｍとの間の変化率は１５ｍのものとし、６０ｍと７０ｍとの間の変化率は６５ｍのものとしている。このため、タイ材１１の長さＬ１は、１５ｍ以上６５ｍ以下の範囲とした。第３関係においては、タイ材１１の長さが１０ｍのときは、傾斜角が１０°の場合しか結果が得られていないため、２０ｍ以上７０ｍ以下の範囲とした。
以下、幾つかのケースを、上述した第１～第３関係を示すグラフ図に基づいて説明する。
尚、当該第２シミュレーションにおいて、傾斜角は１０°以上４０°以下の範囲とした。一方、タイ材１１の長さＬ１は、第１関係においては、１０ｍ以上７０ｍ以下の範囲とした。第２関係においては、１０ｍと２０ｍとの間の変化率は１５ｍのものとし、６０ｍと７０ｍとの間の変化率は６５ｍのものとしている。このため、タイ材１１の長さＬ１は、１５ｍ以上６５ｍ以下の範囲とした。第３関係においては、タイ材１１の長さが１０ｍのときは、傾斜角が１０°の場合しか結果が得られていないため、２０ｍ以上７０ｍ以下の範囲とした。
以下、幾つかのケースを、上述した第１～第３関係を示すグラフ図に基づいて説明する。
＜ケース２＞
例えば、ケース２においては、タイ材１１の長さＬ１と矢板壁１０の上端部の水平変形量との第１関係として図１４が得られ、タイ材１１の長さＬ１と矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率との第２関係としては図１５が得られ、傾斜角αと矢板壁１０の上端部の水平変形量との第３関係としては図１６が得られた。尚、それぞれのグラフにおいて、矢板壁１０と押し込み杭１２との干渉により、データが得られていないために、データ点が図示されていない箇所がある。
まず、タイ材１１の長さＬ１の下限値については、地震動が入力された際に、矢板壁１０の上端部の水平変形量を１ｍ以下に抑えることが、要求される耐震性を満足する基準になる。
タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係である図１４において、傾斜角αが１０°～４０°のすべてが、矢板壁１０の上端部の水平変形量が１ｍ（閾値Ｌｓ１）以下となるタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎは、１４．３ｍとなる。尚、図１４に示すように、工学的基盤に根入れされた本発明に係る押し込み杭は、すべての傾斜角において、工学的基盤に根入れされない直杭の場合にくらべて、矢板壁１０の上端部の水平変形量が抑えられている。
一方で、タイ材１１の長さＬ１の上限値については、地震動が入力された際に、矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率が１％となる値としている。尚、変化率１％で収束とする例としては、以下の論文に例示されている（Ｋ． Ｒａｄｈａｋｒｉｓｈｎａｎ， 「Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ ｆｏｒ Ｉｎｔｅｇｒａｔｉｏｎ ｏｆ Ｓｔｉｆｆ Ｏｒｄｉｎａｒｙ Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ Ｅｑｕａｔｉｏｎｓ Ａｒｉｓｉｎｇ ｉｎ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ， ＮＡＳＡ Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｐａｐｅｒ ２３７２， Ｏｃｔｏｂｅｒ １９８４」）。
タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量の変化率との第２関係である図１５において、傾斜角１０°以上４０°以下のすべてが、矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率が１％となる閾値Ｌｓ２以下となるタイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘは、５３．８２ｍである。
次に、ケース２において、傾斜角αと矢板１０の上端部の水平変形量との第３関係は、図１６に示されるように、傾斜角が１０°以上の範囲では、傾斜角が大きくなるほど、矢板壁１０の上端部の水平変形量が小さくなり、耐震性が向上することが看取できる。
尚、ケース１～３６に関し、上述した通りの導出方法にて導出したタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎ及び上限値Ｌｍａｘは、〔表８〕～〔表１０〕に示す通りとなっている。
例えば、ケース２においては、タイ材１１の長さＬ１と矢板壁１０の上端部の水平変形量との第１関係として図１４が得られ、タイ材１１の長さＬ１と矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率との第２関係としては図１５が得られ、傾斜角αと矢板壁１０の上端部の水平変形量との第３関係としては図１６が得られた。尚、それぞれのグラフにおいて、矢板壁１０と押し込み杭１２との干渉により、データが得られていないために、データ点が図示されていない箇所がある。
まず、タイ材１１の長さＬ１の下限値については、地震動が入力された際に、矢板壁１０の上端部の水平変形量を１ｍ以下に抑えることが、要求される耐震性を満足する基準になる。
タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係である図１４において、傾斜角αが１０°～４０°のすべてが、矢板壁１０の上端部の水平変形量が１ｍ（閾値Ｌｓ１）以下となるタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎは、１４．３ｍとなる。尚、図１４に示すように、工学的基盤に根入れされた本発明に係る押し込み杭は、すべての傾斜角において、工学的基盤に根入れされない直杭の場合にくらべて、矢板壁１０の上端部の水平変形量が抑えられている。
一方で、タイ材１１の長さＬ１の上限値については、地震動が入力された際に、矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率が１％となる値としている。尚、変化率１％で収束とする例としては、以下の論文に例示されている（Ｋ． Ｒａｄｈａｋｒｉｓｈｎａｎ， 「Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ ｆｏｒ Ｉｎｔｅｇｒａｔｉｏｎ ｏｆ Ｓｔｉｆｆ Ｏｒｄｉｎａｒｙ Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ Ｅｑｕａｔｉｏｎｓ Ａｒｉｓｉｎｇ ｉｎ Ｃｏｍｂｕｓｔｉｏｎ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ， ＮＡＳＡ Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｐａｐｅｒ ２３７２， Ｏｃｔｏｂｅｒ １９８４」）。
タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量の変化率との第２関係である図１５において、傾斜角１０°以上４０°以下のすべてが、矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率が１％となる閾値Ｌｓ２以下となるタイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘは、５３．８２ｍである。
次に、ケース２において、傾斜角αと矢板１０の上端部の水平変形量との第３関係は、図１６に示されるように、傾斜角が１０°以上の範囲では、傾斜角が大きくなるほど、矢板壁１０の上端部の水平変形量が小さくなり、耐震性が向上することが看取できる。
尚、ケース１～３６に関し、上述した通りの導出方法にて導出したタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎ及び上限値Ｌｍａｘは、〔表８〕～〔表１０〕に示す通りとなっている。
＜ケース１＞
次に、ケース１に関し、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係を図１７に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量の変化率との第２関係を図１８に、傾斜角αと矢板１０の上端部の水平変形量との第３関係を図１９に示す。
尚、第１関係、第２関係、第３関係の何れについても、傾向としては、ケース２と同様である。
ここで、特に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係について、説明を加えると、図１７に示すように、当該ケース１では、傾斜角αが１０°以上４０°以下のすべてが、第２シミュレーションにおけるタイ材１１の長さＬ１の範囲の１０ｍ以上６５ｍ以下で、矢板壁１０の上端部の水平変形量が１ｍとなる閾値Ｌｓ１を超えていない。このような場合、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎは、１０ｍ未満となることを意味するものとして、以下の〔表８〕～〔表１０〕において、Ｌｘとして示しており、更に、ケース１～１６のタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎをプロットした図２６では、プロットしていない。
次に、ケース１に関し、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係を図１７に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量の変化率との第２関係を図１８に、傾斜角αと矢板１０の上端部の水平変形量との第３関係を図１９に示す。
尚、第１関係、第２関係、第３関係の何れについても、傾向としては、ケース２と同様である。
ここで、特に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係について、説明を加えると、図１７に示すように、当該ケース１では、傾斜角αが１０°以上４０°以下のすべてが、第２シミュレーションにおけるタイ材１１の長さＬ１の範囲の１０ｍ以上６５ｍ以下で、矢板壁１０の上端部の水平変形量が１ｍとなる閾値Ｌｓ１を超えていない。このような場合、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎは、１０ｍ未満となることを意味するものとして、以下の〔表８〕～〔表１０〕において、Ｌｘとして示しており、更に、ケース１～１６のタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎをプロットした図２６では、プロットしていない。
＜ケース２４＞
次に、ケース２４に関し、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係を図２０に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量変化率との第２関係を図２１に、傾斜角αと矢板１０の上端部の水平変形量との第３関係を図２２に示す。
尚、第１関係、第２関係、第３関係の何れについても、傾向としては、ケース２と同様であるが、当該ケース２４は、ケース２に比べ、地盤固有周期が０．６ｓと小さく比較的硬質な地盤であるものの、水深が２１ｍと深くなっているため、ケース２に比べて、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎが５０ｍと長くなっている。
ここで、特に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量変化率との第２関係について、説明を加えると、当該ケース２４では、傾斜角αが１０°以上４０°以下のすべてが、第２シミュレーションにおけるタイ材１１の長さＬ１の範囲の１０ｍ以上６５ｍ以下で、矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率が１％（閾値Ｌｓ２）以下となっていない。このような場合、タイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘは、６５ｍを超えることを意味するものとして、以下の〔表８〕～〔表１０〕において、Ｌｙとして示しており、更に、ケース１～１６のタイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘをプロットした図２７では、プロットしていない。
次に、ケース２４に関し、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係を図２０に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量変化率との第２関係を図２１に、傾斜角αと矢板１０の上端部の水平変形量との第３関係を図２２に示す。
尚、第１関係、第２関係、第３関係の何れについても、傾向としては、ケース２と同様であるが、当該ケース２４は、ケース２に比べ、地盤固有周期が０．６ｓと小さく比較的硬質な地盤であるものの、水深が２１ｍと深くなっているため、ケース２に比べて、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎが５０ｍと長くなっている。
ここで、特に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量変化率との第２関係について、説明を加えると、当該ケース２４では、傾斜角αが１０°以上４０°以下のすべてが、第２シミュレーションにおけるタイ材１１の長さＬ１の範囲の１０ｍ以上６５ｍ以下で、矢板壁１０の上端部の水平変形量の変化率が１％（閾値Ｌｓ２）以下となっていない。このような場合、タイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘは、６５ｍを超えることを意味するものとして、以下の〔表８〕～〔表１０〕において、Ｌｙとして示しており、更に、ケース１～１６のタイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘをプロットした図２７では、プロットしていない。
＜ケース３４＞
次に、ケース３４に関し、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係を図２３に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量の変化率との第２関係を図２４に、傾斜角αと矢板１０の上端部の水平変形量との第３関係を図２５に示す。
尚、第１関係、第２関係、第３関係の何れについても、傾向としては、ケース２と同様であるが、当該ケース３４は、ケース２に比べ、地盤固有周期が１．２ｓと大きく比較的地盤は軟弱であり、水深も１４ｍと深くなっているため、ケース２に比べて、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎが４１．８２ｍと長くなっている。
次に、ケース３４に関し、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量との第１関係を図２３に、タイ材１１の長さＬ１と矢板１０の上端部の水平変形量の変化率との第２関係を図２４に、傾斜角αと矢板１０の上端部の水平変形量との第３関係を図２５に示す。
尚、第１関係、第２関係、第３関係の何れについても、傾向としては、ケース２と同様であるが、当該ケース３４は、ケース２に比べ、地盤固有周期が１．２ｓと大きく比較的地盤は軟弱であり、水深も１４ｍと深くなっているため、ケース２に比べて、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎが４１．８２ｍと長くなっている。
＜タイ材の長さＬ１の下限値＞
さて、ケース１～３６の夫々の条件で算出されたタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎを、横軸を水深ｈとしてプロットしたものを図２６に示す。
図２６に示されるように、ケース１～３６は、地盤固有周期と工学的基盤のＰＳＩ値とが共通するグループとして、ケース１～６の第１グループと、ケース７～１２の第２グループと、ケース１３～１８の第３グループと、ケース１９～２４の第４グループと、ケース２５～３０の第５グループと、ケース３１～３６の第６グループとに分けられる。
当該実施形態においては、水深ｈをパラメータとしたタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎを導出するのに際し、図２６に示される最も小さい値を示す第３グループのプロット群のデータを最小二乗近似して傾きを求めると共に、当該傾きの直線で切片が最も小さくなる第３グループのプロットを通る直線に係る式（以下の〔式２〕）を、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎとする。
さて、ケース１～３６の夫々の条件で算出されたタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎを、横軸を水深ｈとしてプロットしたものを図２６に示す。
図２６に示されるように、ケース１～３６は、地盤固有周期と工学的基盤のＰＳＩ値とが共通するグループとして、ケース１～６の第１グループと、ケース７～１２の第２グループと、ケース１３～１８の第３グループと、ケース１９～２４の第４グループと、ケース２５～３０の第５グループと、ケース３１～３６の第６グループとに分けられる。
当該実施形態においては、水深ｈをパラメータとしたタイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎを導出するのに際し、図２６に示される最も小さい値を示す第３グループのプロット群のデータを最小二乗近似して傾きを求めると共に、当該傾きの直線で切片が最も小さくなる第３グループのプロットを通る直線に係る式（以下の〔式２〕）を、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎとする。
Ｌｍｉｎ（ｈ）＝２．７０×ｈ－２３．６０・・・〔式２〕
尚、タイ材１１の長さの下限値Ｌｍｉｎは、矢板壁１０と押し込み杭１２とが互いに干渉しないよう設定される必要があるため、図１に示すタイ材１１と矢板壁１０と押し込み杭１２の配置関係から、以下の〔式１〕に示す関係を満たす必要がある。
Ｌｍｉｎ（Ｈ、α）＝Ｈ×ｔａｎα＋ａ・・・〔式１〕
ただし、Ｈを矢板壁１０とタイ材１１との接続部から矢板壁１０の下端までの長さとし、αを傾斜角とし、ｈを水深とする。ａを矢板壁１０の下端と押し込み杭１２との水平距離とする。尚、当該シミュレーションでは、ａは零としている。
ただし、Ｈを矢板壁１０とタイ材１１との接続部から矢板壁１０の下端までの長さとし、αを傾斜角とし、ｈを水深とする。ａを矢板壁１０の下端と押し込み杭１２との水平距離とする。尚、当該シミュレーションでは、ａは零としている。
即ち、当該実施形態に係る斜め控え支持杭式矢板岸壁１００においては、押し込み杭１２の鉛直方向と成す角度としての傾斜角αが１０°以上４５°以下であり、押し込み杭１２の下端部が押し込み杭の直径長以上、工学的基盤に根入れされ、タイ材１１の長さＬ１の下限値Ｌｍｉｎは、〔式１〕又は〔式２〕で算出される値のうち大きい方の値として設定される。
＜タイ材１１の長さＬ１の上限値＞
ケース１～３６の夫々の条件で算出されたタイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘを、横軸を水深ｈとしてプロットしたものを図２７に示す。
図２７に示されるように、ケース１～３６は、地盤固有周期と工学的基盤のＰＳＩ値とが共通するグループとして、ケース１～６の第１グループと、ケース７～１２の第２グループと、ケース１３～１８の第３グループと、ケース１９～２４の第４グループと、ケース２５～３０の第５グループと、ケース３１～３６の第６グループとに分けられる。
当該実施形態においては、水深ｈをパラメータとしたタイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘを導出するのに際し、図２７に示される最も大きい値を示す第６グループのプロット群のデータを最小二乗近似して傾きを求めると共に、当該傾きの直線で切片が最も大きくなる第６グループのプロットを通る直線に係る式（以下の〔式３〕）を、タイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘとする。
ケース１～３６の夫々の条件で算出されたタイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘを、横軸を水深ｈとしてプロットしたものを図２７に示す。
図２７に示されるように、ケース１～３６は、地盤固有周期と工学的基盤のＰＳＩ値とが共通するグループとして、ケース１～６の第１グループと、ケース７～１２の第２グループと、ケース１３～１８の第３グループと、ケース１９～２４の第４グループと、ケース２５～３０の第５グループと、ケース３１～３６の第６グループとに分けられる。
当該実施形態においては、水深ｈをパラメータとしたタイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘを導出するのに際し、図２７に示される最も大きい値を示す第６グループのプロット群のデータを最小二乗近似して傾きを求めると共に、当該傾きの直線で切片が最も大きくなる第６グループのプロットを通る直線に係る式（以下の〔式３〕）を、タイ材１１の長さＬ１の上限値Ｌｍａｘとする。
Ｌｍａｘ（ｈ）＝１．６３×ｈ＋３８．１７・・・〔式３〕
＜傾斜角の範囲＞
傾斜角αの範囲は、傾斜角が１０°以上の範囲では、傾斜角が大きくなるほど、矢板壁１０の上端部の水平変形量が小さくなり、耐震性が向上することが看取できる。尚、４５°より大きい範囲では、技術的に施工が困難であるため、上限を４５°とする。
傾斜角αの範囲は、傾斜角が１０°以上の範囲では、傾斜角が大きくなるほど、矢板壁１０の上端部の水平変形量が小さくなり、耐震性が向上することが看取できる。尚、４５°より大きい範囲では、技術的に施工が困難であるため、上限を４５°とする。
＜水深の範囲＞
さて、水深については、地震動の最大加速度が３００Ｇａｌのときに、押し込み杭の傾斜角を１０°、２０°、３０°、４０°とした斜め控え支持杭式で、本発明の〔式１〕または〔式２〕にて算出される下限値であるタイ材１１の長さＬ１に設定した場合と、控え直杭式で、従来手法により設定されたタイ材１１の長さＬ１に設定した場合とにおいて、夫々の水深における矢板壁の上端部の水平変形量を比較すると、図２８に示すように、水深１０ｍ以上２１ｍ以下の範囲において、従来手法に比べ、本発明のほうが、矢板壁の上端部の水平変形量を抑制できていることがわかる。
これは、図２９に示されるように、地震動の最大加速度が４００Ｇａｌの場合でも同様である。
従って、本発明においては、適用される水深の範囲は、１０ｍ以上２１ｍ以下とする。より好ましくは、水深１０ｍ以上２０ｍ以下とする。
さて、水深については、地震動の最大加速度が３００Ｇａｌのときに、押し込み杭の傾斜角を１０°、２０°、３０°、４０°とした斜め控え支持杭式で、本発明の〔式１〕または〔式２〕にて算出される下限値であるタイ材１１の長さＬ１に設定した場合と、控え直杭式で、従来手法により設定されたタイ材１１の長さＬ１に設定した場合とにおいて、夫々の水深における矢板壁の上端部の水平変形量を比較すると、図２８に示すように、水深１０ｍ以上２１ｍ以下の範囲において、従来手法に比べ、本発明のほうが、矢板壁の上端部の水平変形量を抑制できていることがわかる。
これは、図２９に示されるように、地震動の最大加速度が４００Ｇａｌの場合でも同様である。
従って、本発明においては、適用される水深の範囲は、１０ｍ以上２１ｍ以下とする。より好ましくは、水深１０ｍ以上２０ｍ以下とする。
尚、図１４～２５、２８、２９のグラフ図にプロットした値を、以下に示す。
図１４、１６に係る値は〔表１１〕に示し、図１５に係る値は〔表１２〕に示し、図１７、１９に係る値は〔表１３〕に示し、図１８に係る値は〔表１４〕に示し、図２０、２２に係る値は〔表１５〕に示し、図２１に係る値は〔表１６〕に示し、図２３、２５に係る値は〔表１７〕に示し、図２４に係る値は〔表１８〕に示し、図２８に係る値は〔表１９〕に示し、図２９に係る値は〔表２０〕に示している。
尚、〔表１１〕に示す値のうち、直杭に関する値等については、示すデータの性質上、図１６に示していない。同様に、〔表１３〕に示す値のうち、直杭に関する値等については図１９に示しておらず、〔表１５〕に示す値のうち、直杭に関する値等については図２２に示していない。
図１４、１６に係る値は〔表１１〕に示し、図１５に係る値は〔表１２〕に示し、図１７、１９に係る値は〔表１３〕に示し、図１８に係る値は〔表１４〕に示し、図２０、２２に係る値は〔表１５〕に示し、図２１に係る値は〔表１６〕に示し、図２３、２５に係る値は〔表１７〕に示し、図２４に係る値は〔表１８〕に示し、図２８に係る値は〔表１９〕に示し、図２９に係る値は〔表２０〕に示している。
尚、〔表１１〕に示す値のうち、直杭に関する値等については、示すデータの性質上、図１６に示していない。同様に、〔表１３〕に示す値のうち、直杭に関する値等については図１９に示しておらず、〔表１５〕に示す値のうち、直杭に関する値等については図２２に示していない。
〔別実施形態〕
（１）上記実施形態では、押し込み杭１２は、下端部１２ａよりも上方側において剛性が高められる高剛性部位（図示せず）を有する構成例を示したが、当該高剛性部位は、必ずしも設けなくても構わない。
（１）上記実施形態では、押し込み杭１２は、下端部１２ａよりも上方側において剛性が高められる高剛性部位（図示せず）を有する構成例を示したが、当該高剛性部位は、必ずしも設けなくても構わない。
（２）上記実施形態では、押し込み杭の一例として、押し込み杭１２を例示した。押し込み杭の他の構成例として、連続する壁状の押し込み壁であっても構わない。
（３）上記第２シミュレーションでは、矢板壁１０の下端と押し込み杭１２との水平距離ａは零としたが、押し込み杭１２の径等を考慮して零より大きい値を設定しても構わない。
尚、上記実施形態（別実施形態を含む、以下同じ）で開示される構成は、矛盾が生じない限り、他の実施形態で開示される構成と組み合わせて適用することが可能であり、また、本明細書において開示された実施形態は例示であって、本発明の実施形態はこれに限定されず、本発明の目的を逸脱しない範囲内で適宜改変することが可能である。
本発明の斜め控え支持杭式矢板岸壁は、工費の不要な増加を抑制して控え組杭式矢板岸壁等と比較して経済優位性を確保しながらも、巨大地震発生時においても大きな耐震性を発揮できる控え杭式矢板岸壁として、有効に利用可能である。
１０ ：矢板壁
１１ ：タイ材
１２ ：押し込み杭
１２ａ ：下端部
２０ ：直杭
１００ ：杭式矢板岸壁
ａ ：矢板壁の下端と押し込み杭との水平距離
Ｇ２ ：第２原地盤
ｈ ：水深
Ｈ ：矢板壁とタイ材との接続部から矢板壁の下端までの長さ
Ｋ ：上端部
Ｌ１ ：距離
Ｌｐ ：距離
Ｓ ：海
Ｓｓ１ ：主働崩壊面
Ｓｓ２ ：受働崩壊面
α ：傾斜角
１１ ：タイ材
１２ ：押し込み杭
１２ａ ：下端部
２０ ：直杭
１００ ：杭式矢板岸壁
ａ ：矢板壁の下端と押し込み杭との水平距離
Ｇ２ ：第２原地盤
ｈ ：水深
Ｈ ：矢板壁とタイ材との接続部から矢板壁の下端までの長さ
Ｋ ：上端部
Ｌ１ ：距離
Ｌｐ ：距離
Ｓ ：海
Ｓｓ１ ：主働崩壊面
Ｓｓ２ ：受働崩壊面
α ：傾斜角
Claims (3)
- 海と陸との境に設けられる斜め控え支持杭式矢板岸壁であって、
水深が１０ｍ以上の大水深の前記境に沿って矢板壁を備え、
前記矢板壁の陸側においてタイ材により前記矢板壁と繋がれた控え杭として、押し込み杭のみを備え、
前記押し込み杭の鉛直方向と成す角度としての傾斜角が１０°以上４５°以下であり、
前記押し込み杭の下端部が前記押し込み杭の直径長以上、工学的基盤に根入れされ、
前記タイ材の長さの下限値は、以下の〔式１〕または〔式２〕により算出される値のうち大きい方の値が設定され、レベル２地震動に対応可能とした斜め控え支持杭式矢板岸壁。
Ｌｍｉｎ（Ｈ、α）＝Ｈ×ｔａｎα＋ａ・・・〔式１〕
Ｌｍｉｎ（ｈ）＝２．７０×ｈ－２３．６０・・・〔式２〕
ただし、Ｈを前記矢板壁と前記タイ材との接続部から前記矢板壁の下端までの長さとし、αを前記傾斜角とし、ａを前記矢板壁の下端と前記押し込み杭との水平距離とし、ｈを前記水深とする。 - 前記タイ材の長さの上限値は、以下の〔式３〕により算出される値が設定される請求項１に記載の斜め控え支持杭式矢板岸壁。
Ｌｍａｘ（ｈ）＝１．６３×ｈ＋３８．１７・・・〔式３〕 - 前記押し込み杭の前記傾斜角が１０°以上４０°以下である請求項１又は２に記載の斜め控え支持杭式矢板岸壁。
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| JP3702438B2 (ja) * | 1996-09-13 | 2005-10-05 | 大成建設株式会社 | 構造物基礎の地盤側方流動圧に対する抵抗構造 |
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