国土技術政策総合研究所　研究資料

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みいかなつ
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1 3. 海岸堤防の安全性評価手法の検討 3. 荷重の算定方法堤体の安定性の評価は, 図 6 のように, 波力, 浮力, 自重, 堤体背後土圧 ( 受働土圧 ) を考慮して行った. 図 6 直立堤に作用する荷重波力の算定は, 港湾の施設の技術上の基準同解説に示されている合田式を用いた. 以下その概要を記述する 3.. 直立壁の前面の波圧直立壁の前面の波圧は, 次の () によって表されるη の高さで 0, 静水面の高さで次の () によって表される最大値, 海底面で次の (3) によって表される, 直立壁底面で次の (4) によって表される 3 となる直線的に変化する分布で与えられる. η = 0.75( + cos β ) λ () H = 0.5( + cos β )( α λ + α λ cos β ) o gh = cosh(πh / L) () (3) (4) 3 = α 3 この式において, η,,, 3, o, g, β, λ, λ, h, L, H, α, α 表すものとする. 静水面上で波圧強度が 0 となる高さ (m) η 静水面における波圧強度 (kn/m ) 海底面における波圧強度 (kn/m ) 直立壁の底面における波圧強度 (kn/m ) 3 及びα 3 は, それぞれ次の数値を 78

2 0 水の密度 (t/m 3 ) g 重力加速度 (m/s ) β 波の主方向から ±5 の範囲内で最も危険な方向と直立壁の法線の垂線が成す角度 ( ) λ 及び λ 波圧の補正係数 ( 標準は,.0) h 直立壁の前面における水深 (m) L 水深 h において計算に用いる波長 (m) H 計算に用いる波高 (m) α 次式によって表される数値 4πh / L α = snh(4πh / L α hb d H 3h d b と d H のうち, いずれか小さい数値 α 3 次式によって表される数値 h α = 3 h cosh(πh / L) この式において, h b, d 及び h は, それぞれ次の数値, h, L 及び H は, それぞれ前式の h, L 及び H と同じ数値を表すものとする. h b 直立壁の前面から沖側へ有義波高の 5 倍の距離の地点における水深 (m) d マウンドの根固め工又は被覆工の天端のうち, いずれか浅い水深 (m) h 直立壁の底面の水深 (m) 3.. 直立壁の底面の揚圧力直立壁の底面の揚圧力は, 直立壁の前趾において次式で与えられる u, 直立壁の後趾において 0 となる三角形分布で与えられる. ( + cos β ) α α gh u = 0.5 3λ3 0 この式において, u 及び λ 3 は, それぞれ次の数値, α, α 3, 0, g, H 及び β は, それぞれ 3.. のα,, g, H 及び β と同じ数値を表すものとする. u, α 3 0 直立壁の底面に作用する揚圧力 (kn/m ) λ 揚圧力の補正係数 ( 標準は,.0) 波圧の計算に用いる波高及び波長波圧の計算に用いる波高 H 及び波長 L は, それぞれ最高波の波高及び波長とし, 最高波の波高は次式により算出し, 波長は有義波周期に対応する波長とする. () 最高波が砕波の影響を受けない場合 H = H max max. 8 H = H / 3 79

3 この式において, H 及び H / 3 は, 次の数値を表すものとする. max H 直立壁の前面水深における進行波としての最高波高 (m) max H 直立壁の前面水深における進行波としての有義波高 (m) / 3 () 最高波が砕波の影響を受ける場合 H は, 不規則波の砕波変形を勘案した最高波高 (m) 3..4 堤体背後土圧堤体背後土圧 ( 受動土圧 ) の算定も, 港湾の施設の技術上の基準同解説に示されている土圧の算定式を用いた. = K Σγ h wcosψ + cosψ cos( ψ β ) cot( ζ β ) = tan( φ δ ψ + β ) + sec( φ δ ψ + β ) cos( ψ + δ )sn( φ δ ) cos( ψ β )sn( φ + β ) この場合において, K = cos ψ cos( δ + ψ ) cos ( φ + ψ ) sn( φ δ )sn( φ + β ) cos( δ + ψ )cos( ψ β ) この式において, する. u,, φ, γ, h, K, K, ψ, β, δ, ζ 及び w は, それぞれ次の数値を表すものと u u 及びそれぞれ層下面の壁面に作用する主働土圧及び受働土圧 (kn/m ) φ 層の土の内部摩擦角 ( ) γ 層の土の単位体積重量 (kn/m 3 ) h 層の厚さ (m) K 及び u K それぞれ層の主働土圧係数及び受働土圧係数 ψ 壁面が鉛直と成す角度 ( ) β 地表面が水平と成す角度 ( ) δ 壁面摩擦角 ( ) ζ 層の崩壊面が水平と成す角度 ( ) w 地表面の単位面積当たりの載荷重 (kn/m ) 80

4 3. 堤体の安定評価滑動に対する安定性は, 以下の式を用いて行った. μ( W0 U ) + H Fs P P ここで, F s : 直立部の滑り出しに対する安全率, μ : 直立部と捨石マウンドの摩擦係数, W 0 : 直立部の水中部分の重量 (kn/m),u : 直立部に作用する揚圧力 (kn/m), P : 直立部に作用する水平波力 (kn/m), H P : 堤体に作用する受働土圧合力 (kn/m) である. 転倒に対する安定性は, 以下の式を用いて行った. W0t M U Fs M P + H y ここで, F s : 直立部の転倒に対する安全率, W 0 : 直立部の水中部分の重量 (kn/m), t : 直立部の重力の合力の作用線から直立部の堤体の後趾までの距離 (m), M U : 揚圧力のよる直立部の後趾の回りのモーメント (kn m/m), M : 水平波力による直立部の後趾の回りのモーメント (kn m/m), H : 堤体に作用す P る受働土圧合力 (kn/m),y: 受働土圧合力の作用線から直立部底面部までの距離 (m) である. 堤体又は壁体に作用する底面反力は下式により算定する. P () e b の場合 6 6e V = + b b 6e V = b b b e = x M w M x = V h 6 () e > b の場合 = V 3 b e b b = 3 e ここに, ; 前趾における反力の特性値 (kn/m ) ; 後趾における反力の特性値 (kn/m ) V ; ケーソン法線方向単位長さ当たりの鉛直合力の特性値 (kn/m) 8

5 H ; ケーソン法線方向単位長さ当たりの水平合力の特性値 (kn/m) e ; 全合力の偏心量 (m) b ; 底部の幅 (m) b ; e > b の場合の底面反力の作用幅 (m) 6 M w ; 鉛直合力によるA 点まわりのモーメントの特性値 (kn m/m) M ; 水平合力によるA 点まわりのモーメントの特性値 (kn m/m) h 8

6 3.3 安定性評価手法の検証 999 年の台風 8 号により被災した山口県内の護岸および海岸堤防を対象に, 前節までに述べた安定性評価手法の検証を行った. 被災した護岸および海岸堤防の断面諸元, 波浪諸元, 破壊形態などを表 7 のように整理した. 表 7 諸元一覧表地区形式消波工構造諸元天端部材厚前面水深勾配高被災時波浪被災時潮位破壊形態埴生漁港直立壁式なし (+0.50) 背後に転倒沈下郡津布田海岸もたれ壁式なし m (+3.00) :0.5 H 0 =.40m T 0 =5.84s +6.3m 前面に転倒焼野海岸階段式 (+.0) :5.0 階段ブロック破壊西沖の山海岸重力式あり +9.0 (.00) 直立背後に転倒山口宇部空港重力式なし +8.0 (.00) H 0 =3.4m T 0 =7.96s +5.58m 背後に転倒床波漁港重力式なし H 0 =3.78m T 0 =8.0s +5.5m 背後に転倒南前海岸秋穂漁港尾津漁港室津漁港重力式もたれ壁式重力式重力式なし :0.4 背後に転倒なし m (+.00) :0.5 なし :0.4 なし :0.4 背後に転倒潮位基準 :CL 表 8 および 9 のように, 既存資料から設計時と被災時の波高を算定した. 設計時の波高は, 換算沖波に砕波による変形を考慮して算出した. 郡津布田海岸と埴生漁港に関しては厚狭港沖開作地区のデータを, 床波漁港と山口宇部空港に関しては宇部港西岐波地区のデータを準用した. 被災時の波高については, 埴生漁港に関して郡津布田海岸のデータを準用した. 室津港については, 適当なデータが入手できなかったので被災時の検討を行っていない. 83

7 表 8 設計時波浪場所郡津布田海岸床波漁港埴生漁港室津漁港山口宇部空港 H 0 '(m) T 0 (s) L 0 (m) h(m) h/h 0 ' H 0 '/L 海底勾配 /30 /0 /30 /30 /30 H /3 /H 0 ' H /3 (m) H max /H 0 ' H max (m) 備考厚狭港沖開作地区のテータ宇部港西岐波地区のテータ厚狭港沖開作地区のテータ宇部港西岐波地区のテータ表 9 被災時波浪場所郡津布田海岸床波漁港埴生漁港室津漁港山口宇部空港潮位 +6.3m +5.5m +6.50m +5.58m H 0 '(m) T 0 (s) L 0 (m) h(m) h/h 0 ' H 0 '/L 海底勾配 /30 /0 /30 /30 H /3 /H 0 ' H /3 (m) H max /H 0 ' H max (m) 備考郡津布田のテータを準用テータなし表 0()~(5) は, 設計外力と被災時の外力に対する海岸堤防の安全性を評価した結果である. 郡津布田海岸, 床波漁港とも, 設計波に対しては打継目においても堤体の安定性に問題はないが, 被災時の波浪が作用した場合に打継目において転倒するという結果となった. このほか, 埴生漁港については, 設計波においては安定する結果となったが, 被災波を作用させた場合, 滑動, 転倒とも許容値を満足しない結果が得られた. 以上のように, この評価手法により被災の発生を十分に説明できることから, この評価手法の現地適用性が確認された. 84

8 表 0() 海岸堤防の安全性評価の結果 ( 郡津布田海岸 ) 海岸名郡津布田海岸標準断面図設計条件検討結果構造諸元設計波浪諸元打継目堤体全体形式天端高部材厚前面水深前面法勾配破壊形態計画潮位設計潮位 Ho Ho' H /3 T /3 H max 設計当時もたれ壁式 0.74m 厚狭港沖.45m 開作の 6.00s データを 5.84s 0.99m 準用.39m 算定値安全率判定算定値判定滑動 8.0 >.0.9 >.0 転倒.0 > <.0 算定値 HWL:+3.8m.m 安全率 +6.6m.04m +3.00m :0.5 打継目で前面に転倒判定算定値被災時 HHWL:+5.7m HWL:+3.8m LWL:+.0m 異常気象時潮位 :+6.3m.40m.40m 安全率安全率判定滑動 9.99 >.0 9. >.0 転倒 8.84 > >.0 端趾圧 (kn/ m ) 3.0 < <

9 表 0() 海岸堤防の安全性評価の結果 ( 床波漁港 ) 海岸名床波漁港標準断面図設計条件検討結果構造諸元設計波浪諸元打継目堤体全体設計当時被災時形式重力式天端高 +7.00m 部材厚前面水深 +.45m 前面法勾配破壊形態打継目で背後に転倒計画潮位設計潮位 Ho Ho' H /3 T /3 H max HHWL:+4.m HWL:+3.68m LWL:+0.56m HWL:+3.68m 異常気象時潮位 :+5.5m 3.78m 3.70m 4.0m.30m 宇部港西.73m 6.80s 岐波地区のデータ 8.0s.85m を準用 3.58m 算定値安全率判定算定値安全率判定滑動 3.93 >.0.30 >.0 転倒.95 > <.0 算定値安全率判定算定値安全率判定滑動 5.38 >.0.87 >.0 転倒 4.0 >.0.45 >.0 端趾圧 (kn/ m ) < <

10 表 0(3) 海岸堤防の安全性評価の結果 ( 埴生漁港 ) 海岸名埴生漁港標準断面図設計条件検討結果構造諸元設計波浪諸元打継目堤体全体形式天端高部材厚前面水深前面法勾配破壊形態計画潮位設計潮位 Ho Ho' H /3 T /3 H max 算定値設計当時 HWL:+3.64m 直立壁式 +7.00m.86m 厚狭港沖.3m 6.00s 開作のデータを 5.84s.60m 準用.38m 判定被災時 HHWL:+6.50m HWL:+3.64m LWL: m.m 安全率 HHWL:+6.50m.40m.40m 滑動転倒判定算定値安全率判定算定値安全率判定滑動 3.55 > <.0 転倒.47 > <.0 端趾圧 (kn/ m ) < m 背後に転倒沈下算定値安全率郡津布田のデータを準用 87

11 表 0(4) 海岸堤防の安全性評価の結果 ( 室津漁港 ) 海岸名室津漁港標準断面図設計条件検討結果構造諸元設計波浪諸元打継目堤体全体形式天端高部材厚前面水深前面法勾配破壊形態計画潮位設計潮位 Ho Ho' H /3 T /3 H max 設計当時被災時重力式 +6.90m +3.00m :0.4 背後に転倒 HHWL:+4.50m HWL:+3.7m LWL:+0.45m HWL:+3.7m 3.00m データなし 0.84m 7.87s.3m 算定値安全率判定算定値安全率判定滑動転倒算定値安全率判定算定値安全率判定滑動 3.49 >.0 転倒 4.90 >.0 端趾圧 (kn/ m ) 5.0 <

12 表 0(5) 海岸堤防の安全性評価の結果 ( 山口宇部空港 ) 海岸名山口宇部空港標準断面図設計条件検討結果構造諸元設計波浪諸元打継目堤体全体形式天端高部材厚前面水深前面法勾配破壊形態計画潮位設計潮位 Ho Ho' H /3 T /3 H max HWL:+3.68m 重力式 +8.0m 算定値安全率判定算定値安全率判定滑動.8 > <.0 転倒 0.6 <.0 0. <.0 算定値設計当時 HHWL:+5.58m HWL:+3.68m LWL: m 3.70m.9m 6.80s 3.89m 安全率判定 HHWL:+5.58m 3.4m 3.68m 7.96s 滑動転倒端趾圧 (kn/ m ).00m 打継目で背後に転倒宇部港西岐波地区のデータを準用算定値被災時 4.00m 5.4m 安全率判定 89

13 3.4 越波流量と堤体破壊との関係設計時と被災時の波浪データが揃っていて, 堤体の諸元が明確である郡津布田海岸, 床波漁港, 埴生漁港を対象に, 開発した安定性評価手法を用いて越波流量と堤体破壊との関係を整理した. 検討では, 波高は設計時および被災時の値を, 潮位は設計時と被災時の間で複数設定した. 検討に用いた潮位および波高を表に示す. 表検討に用いた潮位および波高郡津布田海岸床波漁港埴生漁港潮位換算沖波換算沖波換算沖波潮位潮位設計時被災時設計時被災時設計時被災時設定した潮位および波高について, 堤前の最高波高を算出し, 堤体の滑動, 転倒の安全率と越波流量を算定した. 検討結果を表に示す. 90

14 表検討結果郡津布田海岸潮位 Ho' T/3 H/3 Hmax 安全率越波量 (m) (sec) (m) (m) 滑動転倒 (m3/m s) E E E E E E E E E E 床波漁港潮位 Ho' T/3 H/3 Hmax 安全率越波量 (m) (sec) (m) (m) 滑動転倒 (m3/m s) E E E E E E E 埴生漁港潮位 Ho' T/3 H/3 Hmax 安全率越波量 (m) (sec) (m) (m) 滑動転倒 (m3/m s) E E E E E E E E E 図 6 は, 開発した安全性評価手法を用いて算出した, 転倒に対する堤体の安全率を, 越波流量とともに示したものである. 転倒の安全率がとなる越波流量は 0.04m 3 /m/s と評価された. 安全率がに近い条件では, 転倒の安全率は滑動よりも小さくなったことから, 被災限界の越波流量は 0.04m 3 /m/s と評価された. 9

15 0.04 (m 3 /m/s) 図 6 越波流量と転倒安全率との関係 9

砂防堰堤設計計算透過型砂防堰堤

砂防堰堤設計計算透過型砂防堰堤 1 砂防堰堤設計計算透過型砂防堰堤目次 2 1 設計条件 1 2 設計流量の算出 2 2-1 渓床勾配 2 2-2 土石流濃度 2 2-3 土石流ピーク流量 2 3 水通しの設計 3 3-1 開口部の設定 3 3-2 土石流ピーク流量 (Qsp) に対する越流水深 6 3-3 設計水深 8 4 水通し断面 8 5 越流部の安定計算 9 5-1 安定条件 9 5-2 設計外力の組合せ 9 5-3

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