13（PDF：1797KB）

改
定
現
(2) 比較的薄厚のラビリンス堰の形状と流量係数
行
備
(2) 比較的薄厚のラビリンス堰の形状と流量係数
参図-6.2.2 は、ラビリンス堰の形状が前出の厚手ラビリンス堰と若干異なり、
（堰厚）/（堰高）が 0.066～
参図-6.2.2 は、ラビリンス堰の形状が前出の厚手ラビリンス堰と若干異なり、
（堰厚）/（堰高）が 0.066～
0.105 の比較的薄厚での流量係数である。この場合の堰形状は、参式(6.2.1)から求まる（記号は参図-
0.105 の比較的薄厚での流量係数である。この場合の堰形状は、参式(6.2.1)から求まる（記号は参図-
6.1.1 参照）
。
6.1.1 参照）
。
L/W について整数値以外を用いる場合は、それに合わせて参図-6.2.2 の曲線から単純内挿した流量係数
W/P＝2～5（任意）
、L/W＝2～8（任意）
、A/W＝0.0765、T/P＝0.066～0.105（任意）
、
R/T＝1/2
現地条件から設定される堰高 P と、上記 W/P、L/W、A/W、T/P、R/T から W、L、A、T、R が定ま
る。L/W について整数値以外を用いる場合は、それに合わせて参図-6.2.2 の曲線から単純内挿した流量
値を求める。
係数値を求める。
W/P＝2～5（任意）
、L/W＝2～8（任意）
、A/W＝0.0765、T/P＝0.066～0.105（任意）
、
R/T＝1/2
現地条件から設定される堰高 P と、上記 W/P、L/W、A/W、T/P、R/T から W、L、A、T、R が定まる。
W－ 4 A
L－4 A

＝ cos 1
l
＝ T＋
A1
＝ B1 (m)
A3
＝ A1－2T・tan
D
＝
D
＝ D－ T・tan
()
L－ 4 A
・sin (m)
2

2
(m)
·······························参式(6.2.2)
l
＝ T＋

()
L－ 4 A
・sin (m)
2
2
Qd
C d ・H d
＝
2
ここで、W
：設計洪水時の流量係数 (m /s)
C
：流量係数 (m1/2/s)
······························
参式(6.2.2)
(m)

2
(m)
Qd
C d ・H d
3/2
(m)
：1 サイクルの越流幅 W1 と同値、W ＝ 2( B1＋D・cos ) (m)
L ：1 サイクルの越流幅 W1 の範囲の堰上流面の堰頂長さ、L＝2(B1＋D) (m)
Cd ：設計洪水時の流量係数 (m1/2/s)
C ：流量係数 (m1/2/s)
1/2
Cd
(m)
他の形状諸元の式及び記号は参式(6.2.1)と同じ。
：1 サイクルの越流幅 W1 の範囲の堰上流面の堰頂長さ、L＝2(B1＋D) (m)
C ＝ Cw・g ・

洪水吐の総越流幅 B ＝
(m)
3/2
：1 サイクルの越流幅 W1 と同値、W ＝ 2( B1＋D・cos ) (m)
0.5
L－ 4 A
2
D ＝ D－ T・tan
(m)
他の形状諸元の式及び記号は参式(6.2.1)と同じ。
W
P
C ＝ Cw・g ・
0.5
W
＋0.1
P
W
P
W
＋0.1
P
Cw ：無次元の流量係数（参図-6.2.2）
g ：重力加速度 (＝ 9.8 m/s2 )
Cw ：無次元の流量係数（参図-6.2.2）
g
W－ 4 A
L－4 A
A3 ＝ A1－2T・tan
D
(m)
洪水吐の総越流幅 B ＝
L
＝ cos 1
A1 ＝ B1 (m)
L－ 4 A
2
ここで、W

2
：重力加速度 (＝ 9.8 m/s )
197
考
改
無次元
流量係数
定
現
台形（A/W＝0.0765）
5
7
CW
無次元
流量係数
L/W＝8
給気状態
6
7
CW
L/W＝8
給気状態
遷移状態（不安定流況）
非給気状態
6
4
5
非給気状態
5
3
3
4
4
3
3
2
2
2
1
備
台形（A/W＝0.0765）
5
遷移状態（不安定流況）
4
行
0
2
0.2
0.4
0.6
1
0.8
設計条件 H/P
H ：越流水頭（m）
，P：堰高（m）
L ： 1 サイクルの堰頂長さ（m），A：端辺長（m）
W ： 1 サイクルの越流幅（m），（参図-6.1.1，参式(6.2.2)参照）
ラビリンス堰の設計上の留意点は、次のとおりである。
① サイクル数が半端では、既存設計式、設計図表を用いた場合、放流量が正確に把握できない。サイ
クル数は 0.5 の倍数とする。
0.2
0.4
0.6
0.8
設計条件 H/P
H ：越流水頭（m）
，P：堰高（m）
L ： 1 サイクルの堰頂長さ（m），A：端辺長（m）
W ：1 サイクルの越流幅（m），（参図-6.1.1，参式(6.2.2)参照）
参図-6.2.2 比較的薄厚のラビリンス堰の流量係数（無次元値）2)
6.3. ラビリンス堰の設計上の留意点
0
参図-6.2.2 比較的薄厚のラビリンス堰の流量係数（無次元値）2)
6.3. ラビリンス堰の設計上の留意点
ラビリンス堰の設計上の留意点は、次のとおりである。
① サイクル数が半端では、既存設計式、設計図表を用いた場合、放流量が正確に把握できない。サイ
クル数は 0.5 の倍数とする。
② 設計条件によっては不安定な越流流況となる（参図-6.2.1、参図-6.2.2 参照）
。不安定流況では放流
② 設計条件によっては不安定な越流流況となる（参図-6.2.1、参図-6.2.2 参照）
。不安定流況では放流
能力が不安定化する。したがって、設計水頭で不安定流況とならないように、設計条件 H /P、若しくはラ
能力が不安定化する。したがって、設計水頭で不安定流況とならないように、設計条件 H /P、若しくは
ビリンス堰形状を設定することが望ましい。
ラビリンス堰形状を設定することが望ましい。
③ ナップ背面に空洞域ができるため低越流水頭では水膜振動による騒音が発生することがある。これ
③ ナップ背面に空洞域ができるため低越流水頭では水膜振動による騒音が発生することがある。これ
を抑えるには、鋸刃板（先端が鋸刃状の薄板）を堰頂下流端沿いに堰頂下流面になじみよく取付ける
を抑えるには、鋸刃板（先端が鋸刃状の薄板）を堰頂下流端沿いに堰頂下流面になじみよく取付ける
とよい。
とよい。
④ 流入水路始端～ラビリンス堰末端は水平水路床とする（参図-6.2.1、参図-6.2.2 は水平水路床での
ものである）
。
④ 流入水路始端～ラビリンス堰末端は水平水路床とする（参図-6.2.1、参図-6.2.2 は水平水路床での
ものである）
。
⑤ ラビリンス堰では、越流幅当たりの放流量が大きいので、接近流速が速くなる。したがって、この
⑤ ラビリンス堰では、越流幅当たりの放流量が大きいので、接近流速が速くなる。したがって、この
区間が長大であると、そこでの損失水頭が増し放流能力が低下する。ラビリンス堰を貯水池側に突き
区間が長大であると、そこでの損失水頭が増し放流能力が低下する。ラビリンス堰を貯水池側に突き
伸ばし、できるだけ接近水路を短く（若しくは、なくして）設計することが望ましい。
伸ばし、できるだけ接近水路を短く（若しくは、なくして）設計することが望ましい。
⑥ 堰下流水位が堰天端高以下ならば下流水位の流量係数への影響はない。
⑥ 堰下流水位が堰天端高以下ならば下流水位の流量係数への影響はない。
⑦ 堰下流水路からの堰上げ背水を無視しうる場合、不安定流況が生じる H/P 範囲は参図-6.2.1、
⑦ 堰下流水路からの堰上げ背水を無視しうる場合、不安定流況が生じる H/P 範囲は参図-6.2.1、
参図-6.2.2 のようになる。しかし、堰上げ背水がある場合は不安定流況のH/P 範囲がより小さい方向に
参図-6.2.2 のようになる。しかし、堰上げ背水がある場合は不安定流況のH/P 範囲がより小さい方向
ずれる可能性がある。したがって、上記 ②との関連で注意を要す。
にずれる可能性がある。したがって、上記 ②との関連で注意を要す。
198
考
改
定
⑧ 移行部以下は標準型越流堰の場合と同様に設計する。
ただし、堰下流では限界流のまま（若しくは、射流で）放流すると交叉波が発生するので下流減勢
現
行
⑧ 移行部以下は標準型越流堰の場合と同様に設計する。
ただし、堰下流では限界流のまま（若しくは、射流で）放流すると交叉波が発生するので下流減勢
工の減勢機能を悪化させる懸念がある。いったん、常流化してから放水路へ流下させるほうがよい
工の減勢機能を悪化させる懸念がある。いったん、常流化してから放水路へ流下させるほうがよい
(「3.4.3 洪水吐の水理設計 (3)移行部」の項を参照)。常流化させるには、移行部を十分緩勾配と
(「3.4.3 洪水吐の水理設計 (3)移行部」の項を参照)。常流化させるには、移行部を十分緩勾配と
するか、移行部末端にシル等を設け堰上げる。
するか、移行部末端にシル等を設け堰上げる。
⑨ 構造上問題がある場合は、堰下流面に前出参図-6.1.1 の 1/4 円弧堰のように傾斜を設けてもよい。
⑨ 構造上問題がある場合は、堰下流面に前出参図-6.1.1 の 1/4 円弧堰のように傾斜を設けてもよい。
ラビリンス堰（鉄筋コンクリート）
ラビリンス堰（鉄筋コンクリート）
ラビリンス堰（鋼製ユニット）
ラビリンス堰（鋼製ユニット）
引用文献
1)常住，加藤，中西(1998)：厚手ラビリンス堰の放流特性と効果，平成 10 年度農業土木学会講演要旨集，p.61
2)Frederick Lux Ⅲ(1989)：Design and Application of Labyrinth Weirs, International Symposium on Design of Hydraulic Structures (2nd)，p.210
参考文献
内海他：特殊堰形状（ラビリンス堰）を採用した権現ダム洪水吐について，ダム日本，No.556
引用文献
1)常住，加藤，中西(1998)：厚手ラビリンス堰の放流特性と効果，平成 10 年度農業土木学会講演要旨集，p.61
2)Frederick Lux Ⅲ(1989)：Design and Application of Labyrinth Weirs, International Symposium on Design of Hydraulic Structures
(2nd)，p.210
参考文献
内海他：特殊堰形状（ラビリンス堰）を採用した権現ダム洪水吐について，ダム日本，No.556
199
備
考
改
定
現
参考資料
行
備
参考資料
7. 洪水吐の安定計算例
7. 洪水吐の安定計算例
側水路式洪水吐流入部の安定計算例を示す。
側水路式洪水吐流入部の安定計算例を示す。
7.1. 設計条件
7.1. 設計条件
7.1.1 形状
7.1.1 形状
貯水池側
地山側
貯水池側
地山側
L≧(3～5)H
300
1000
n1
7.1.2 諸条件
1
1
n1
単位：mm(以下同様)
590
7.1.2 諸条件
参表-7.1.1 計算例の諸元
項目
地盤に関する条件
300
単位：mm(以下同様)
590
土に関する条件
2500
n2
H＝1100
1000
1
1
600
500
H＝1100
n2
500 1000
600
2500
500
500 1000
2400
L≧(3～5)H
4590
2400
4590
参表-7.1.1 計算例の諸元
記号
値
単位
単位体積重量
t
18
kN/m3
水中単位体積重量
'
10
kN/m3
内部摩擦角

30
°
許容支持力度
qa
200
kN/m2
摩擦係数
f
0.577
粘着力
c
0
備考
項目
記号
値
単位
単位体積重量
t
18
kN/m3
水中単位体積重量
'
10
kN/m3
内部摩擦角

30
°
許容支持力度
qa
200
kN/m2
摩擦係数
f
0.577
粘着力
c
0
kN/m
水の単位体積重量
w
9.8
kN/m3
設計水平震度
kh
0.15
鉄筋コンクリートの単位体積重量
c
24.5
kN/m3
上載荷重
q
3.0
kN/m2
土に関する条件
tan
地盤に関する条件
2
kN/m
水の単位体積重量
w
9.8
設計水平震度
kh
0.15
鉄筋コンクリートの単位体積重量
c
24.5
kN/m
上載荷重
q
3.0
kN/m2
3
kN/m
3
群集
200
備考
tan
2
群集
考
改
定
現
7.1.3 計算ケース
行
備
7.1.3 計算ケース
以下の 4 ケースについて行う。
以下の 4 ケースについて行う。
ケースⅠ（常時満水時）
ケースⅠ（常時満水時）
貯水池側水位及び地下水位を常時満水位とする。
貯水池側水位及び地下水位を常時満水位とする。
q＝3.0kN/m2
1400
1400
q＝3.0kN/m2
FWL
1000
1000
FWL
ケースⅡ（設計洪水時）
貯水池側水位及び地下水位を設計洪水位とする。活荷重を考慮しない。
貯水池側水位及び地下水位を設計洪水位とする。活荷重を考慮しない。
1100
1100
ケースⅡ（設計洪水時）
HWL
900
1300
300
900
1300
300
HWL
ケースⅢ（緊急放流時）
ケースⅢ（緊急放流時）
貯水池側の水位を地表面までとする。
貯水池側の水位を地表面までとする。
1000
1000
1400
q＝3.0kN/m2
1400
q＝3.0kN/m2
201
考
改
定
現
行
備
ケースⅣ（地震時常時満水時）
躯体、土圧に地震の慣性力が働き、貯水池側には動水圧が作用する。
躯体、土圧に地震の慣性力が働き、貯水池側には動水圧が作用する。
1400
1400
ケースⅣ（地震時常時満水時）
地震の慣性力
地震の慣性力
1000
FWL
1000
FWL
7.2. 荷重計算
7.2. 荷重計算
この節で使用する記号の添字 R は地山側に関する諸量、添字 L は貯水池側に関する諸量を意味する。
7.2.1 自重
この節で使用する記号の添字 R は地山側に関する諸量、添字 L は貯水池側に関する諸量を意味する。
7.2.1 自重
③
①
③
①
④
②
④
②
⑤
⑤
原点
番号注)
計算式
原点
断面積
(m2)
荷重
アーム長
鉛直(V)
(kN)
水平(khV)
(kN)
ΔX
(m)
ΔY
(m)
モーメント
Mx
(kN・m)
My
(kN・m)
番号注)
計算式
断面積
(m2)
荷重
アーム長
モーメント
鉛直(V)
(kN)
水平(khV)
(kN)
ΔX
ΔY
Mx
My
(m)
(m)
(kN・m)
(kN・m)
①
0.500×1.000
0.500
12.250
1.838
0.250
1.100
3.063
2.022
①
0.500×1.000
0.500
12.250
1.838
0.250
1.100
3.063
2.022
②
1/2×1.000×1.000
0.500
12.250
1.838
0.833
0.933
10.204
1.715
②
1/2×1.000×1.000
0.500
12.250
1.838
0.833
0.933
10.204
1.715
③
0.300×2.400
0.720
17.640
2.646
4.150
1.800
73.206
4.763
③
0.300×2.400
0.720
17.640
2.646
4.150
1.800
73.206
4.763
④
1/2×0.290×2.400
0.348
8.526
1.279
4.397
1.400
37.489
1.791
④
1/2×0.290×2.400
0.348
8.526
1.279
4.397
1.400
37.489
1.791
⑤
4.590×0.600
2.754
67.473
10.121
2.295
0.300
154.851
3.036
⑤
4.590×0.600
2.754
67.473
10.121
2.295
0.300
154.851
3.036
118.139
17.722
278.813
13.327
合計
118.139
17.722
278.813
13.327
合計
注) 番号①～⑤は、上図中の番号と一致。
注) 番号①～⑤は、上図中の番号と一致。
202
考
改
定
現
7.2.2 地山側主働土圧及び載荷重
7.2.2 地山側主働土圧及び載荷重
(1) 常時満水時・緊急放流時
(1) 常時満水時・緊急放流時
a. 主働土圧係数
行
備
a. 主働土圧係数
背面土砂の内部摩擦角
壁面摩擦角
 ＝ 30°
R ＝ 30°（側壁の傾斜 n2＝0.12≧0.1 から R＝）
 ＝ 30°
壁面摩擦角
R ＝ 30°（側壁の傾斜 n2＝0.12≧0.1 から R＝）
※壁面摩擦角は、下図に示す側壁の傾斜 n 及び張出し(Tb)の有無により、次のようになる。
背面土砂の内部摩擦角
※壁面摩擦角は、下図に示す側壁の傾斜 n 及び張出し(Tb)の有無により、次のようになる。
常時
常時
n ＜0.1
かつ（Tb）＜0.10m
n ≧0.1
又は（Tb）≧0.10m
 ＝
2

3
n
 ＝
n ＜0.1
かつ（Tb）＜0.10m
n ≧0.1
又は（Tb）≧0.10m
1
θR
θR＝90°
地震時
n（Tb）に関係なく
 ＝
仮想背面後の地表面が水平面となす角
Tb


主働土圧係数
1
θR
 ＝
θR＝90°
1

2
Tb
i ＝ 0°
R
壁背面の傾斜角
n 2 
n
 ＝
仮想背面後の地表面が水平面となす角


＝tan－1  1  ＝ 83.1°
2

3
地震時
n（Tb）に関係なく
i ＝ 0°
R
壁背面の傾斜角
1

2
 ＝


＝tan－1  1  ＝ 83.1°


n 2 
主働土圧係数
sin (  －  o ＋  )
sin 2 (  －  o ＋  )
2
Ka ＝
2

sin(  ＋  )・sin(  － i －  o ) 
sin 2  ・ cos o ・sin(  －  o －  )・  1 ＋

sin(  －  o －  )・sin(  ＋ i ) 


ただし、 －i－o ＜ 0 のとき、sin( －i－o)＝ 0 とする。o は地震合成角であり、この検討で
は 0。
Ka ＝
2

sin(  ＋  )・sin(  － i －  o ) 
sin 2  ・ cos o ・sin(  －  o －  )・ 1 ＋

sin(  －  o －  )・ sin(  ＋ i ) 


ただし、 －i－o ＜ 0 のとき、 sin( －i－o)＝ 0 とする。o は地震合成角であり、この検討
では 0。
KaR＝ 0.355
KaR＝ 0.355
b. 主働土圧強度
b. 主働土圧強度
、湿潤度による土圧強度（Ph2 ）及び水中土に
地山側の壁面に作用する上載荷重による土圧強度（Ph1 ）
、湿潤度による土圧強度（Ph2 ）及び水中土
地山側の壁面に作用する上載荷重による土圧強度（Ph1 ）
による土圧強度（Ph3）は、それぞれ次のとおりである。
1400
1400
よる土圧強度（Ph3）は、それぞれ次のとおりである。
③
④
原点
Ph1
Ph2
1600
①
1600
③
3000
②
3000
②
①
④
Ph3
原点
203
Ph1
Ph2
Ph3
考
改
定
現
Ph3 ＝ KaR ×  × 1.600
Ph1 ＝ KaR × q
＝ 0.355 × 3.0
＝ 0.355 × 3.0
＝ 1.065 kN/m
＝ 0.355 × 10 × 1.600
＝ 1.065 kN/m
2
＝ 5.680 kN/m2
2
＝ 5.680 kN/m
Ph2 ＝ KaR × t × 1.400
備
Ph3＝ KaR ×  × 1.600
Ph1＝ KaR × q
＝ 0.355 × 10 × 1.600
2
行
Ph2＝ KaR × t × 1.400
＝ 0.355 × 18× 1.400
＝ 0.355 × 18× 1.400
＝ 8.946 kN/m2
2
＝ 8.946 kN/m
地山側の壁面に作用する荷重は、鉛直方向と水平方向に以下の係数で荷重を分ける。
鉛直方向＝ sin(R ＋ 90 － R)
地山側の壁面に作用する荷重は、鉛直方向と水平方向に以下の係数で荷重を分ける。
水平方向＝ cos(R ＋ 90 － R)
鉛直方向＝ sin(R ＋ 90 － R)
水平方向＝ cos(R ＋ 90 － R)
＝ sin(30 ＋ 90 － 83.1)
＝ cos(30 ＋ 90 － 83.1)
＝ sin(30 ＋ 90 － 83.1)
＝ cos(30 ＋ 90 － 83.1)
＝ 0.600
＝ 0.800
＝ 0.600
＝ 0.800
注)
番号
計算式
荷重
荷重
(kN)
鉛直
(kN)
アーム長
水平
(kN)
ΔX
(m)
ΔY
(m)
モーメント
Mx
My
(kN・m) (kN・m)
注)
番号
計算式
荷重
荷重
(kN)
鉛直
(kN)
アーム長
水平
(kN)
ΔX
ΔY
(m)
(m)
モーメント
Mx
My
(kN・m) (kN・m)
①
1.065×3.000
3.195
1.917
2.556
4.590
1.500
8.799
3.834
①
1.065×3.000
3.195
1.917
2.556
4.590
1.500
8.799
3.834
②
1/2×8.946×1.400
6.262
3.757
5.010
4.590
2.067
17.245
10.356
②
1/2×8.946×1.400
6.262
3.757
5.010
4.590
2.067
17.245
10.356
③
8.946×1.600
14.314
8.588
11.451
4.590
0.800
39.419
9.161
③
8.946×1.600
14.314
8.588
11.451
4.590
0.800
39.419
9.161
④
1/2×5.680×1.600
4.544
2.726
3.635
4.590
0.533
12.512
1.937
④
1/2×5.680×1.600
4.544
2.726
3.635
4.590
0.533
12.512
1.937
28.315
16.988
22.652
77.975
25.288
合計
28.315
16.988
22.652
77.975
25.288
合計
注) 番号①～④は、上図中の番号と一致。
注) 番号①～④は、上図中の番号と一致。
(2) 設計洪水時
(2) 設計洪水時
a. 主働土圧係数
a. 主働土圧係数
＝ 30°
壁面摩擦角

R
仮想背面後の地表面が水平面となす角
i
＝ 0°

壁面摩擦角
R
仮想背面後の地表面が水平面となす角 i
壁背面の傾斜角
R


＝ tan－1  1  ＝ 83.1°
壁背面の傾斜角
＝ 0.355
主働土圧係数
背面土砂の内部摩擦角
KaR
主働土圧係数
背面土砂の内部摩擦角
＝ 30°


n 2 
b. 主働土圧強度
R
KaR
＝ 30°
＝ 30°
＝ 0°


＝ tan－1  1  ＝ 83.1°


n 2 
＝ 0.355
b. 主働土圧強度
地山側の壁面に作用する湿潤土による土圧強度（Ph2 ）及び水中土による土圧強度（Ph3）は、それぞ
3000
②
1900
1900
②
1900
▽
3000
▽
①
③
原点
Ph2
1900
①
1100
れ次のとおりである。
1100
れ次のとおりである。
地山側の壁面に作用する湿潤土による土圧強度（Ph2 ）及び水中土による土圧強度（Ph3）は、それぞ
③
Ph3
原点
204
Ph2
Ph3
考
改
Ph2 ＝ KaR × t × 1.100
定
現
Ph3 ＝ KaR ×  × 1.900
＝ 0.355× 18 × 1.100
Ph2＝ KaR × t × 1.100
＝ 0.355× 10× 1.900
2
2
＝ 7.029 kN/m
壁面に作用する荷重は、常時満水時と同様の方法で鉛直方向と水平方向に割り振る。
計算式
①
1/2×7.029×1.100
②
7.029×1.900
③
1/2×6.745×1.900
合計
荷重
(kN)
荷重
鉛直
(kN)
アーム長
水平
(kN)
＝ 0.355× 18 × 1.100
＝ 0.355× 10× 1.900
＝ 7.029 kN/m
＝ 6.745kN/m2
壁面に作用する荷重は、常時満水時と同様の方法で鉛直方向と水平方向に割り振る。
モーメント
X
(m)
Y
(m)
Mx
My
(kN・m) (kN・m)
番号注)
計算式
3.866
2.320
3.093
4.590
2.267
10.649
7.012
①
1/2×7.029×1.100
13.355
8.013
10.684
4.590
0.950
36.780
10.150
②
7.029×1.900
6.408
3.845
5.126
4.590
0.633
17.649
3.245
③
1/2×6.745×1.900
23.629
14.178
18.903
65.078
20.407
合計
注) 番号①～③は、上図中の番号と一致。
荷重
(kN)
荷重
鉛直
(kN)
アーム長
水平
(kN)
モーメント
X
Y
(m)
(m) (kN・m) (kN・m)
My
3.866
2.320
3.093
4.590
2.267
10.649
7.012
13.355
8.013
10.684
4.590
0.950
36.780
10.150
6.408
3.845
5.126
4.590
0.633
17.649
3.245
23.629
14.178
18.903
65.078
20.407
注) 番号①～③は、上図中の番号と一致。
(3) 地震時常時満水時
(3) 地震時常時満水時
a. 主働土圧係数
a. 主働土圧係数
kh
＝ 0.15
背面土砂の内部摩擦角
＝ 30°
壁面摩擦角

R
仮想背面後の地表面が水平面となす角
i
＝ 0°
kh
背面土砂の内部摩擦角

壁面摩擦角
R
仮想背面後の地表面が水平面となす角 i
設計水平震度
＝ 15°（＝1/2）




1
n2

 ＝ 83.1°


壁背面の傾斜角
R
＝ tan－1
地震合成角
o
＝ tan－1(kh)＝ 8.531°
＝ 0.15
＝ 30°
＝ 15°（＝1/2）
＝ 0°
壁背面の傾斜角
R


＝ tan－1  1  ＝ 83.1°
地震合成角
o
＝ tan－1(kh)＝ 8.531°


n 2 
主働土圧係数 KaER の算出式は、常時満水時と同様である。
主働土圧係数 KaER の算出式は、常時満水時と同様である。
KaER ＝ 0.464
KaER ＝ 0.464
b. 主働土圧強度
b. 主働土圧強度
地山側の壁面に作用する湿潤土による土圧強度（Ph2 ）及び水中土による土圧強度（Ph3）は、それぞ
れ次のとおりである。
1400
れ次のとおりである。
地山側の壁面に作用する湿潤土による土圧強度（Ph2 ）及び水中土による土圧強度（Ph3）は、それぞ
①
3000
①
③
Ph2
1600
②
1600
②
3000
設計水平震度
原点
Mx
1400
番号注)
備
Ph3＝ KaR ×  × 1.900
2
＝ 6.745kN/m
行
③
Ph3
原点
205
Ph2
Ph3
考
改
Ph2 ＝ KaER × t × 1.400
定
現
Ph3 ＝ KaER ×  × 1.600
＝ 0.464 × 18 × 1.400
Ph2 ＝ KaER × t × 1.400
＝ 0.464 × 10 × 1.600
2
2
＝ 11.693 kN/m
地山側の壁面に作用する荷重は、鉛直方向と水平方向に以下の係数で荷重を分ける。
Ph3 ＝ KaER ×  × 1.600
＝ 0.464 × 18 × 1.400
＝ 0.464 × 10 × 1.600
＝ 11.693 kN/m
＝ 7.424 kN/m2
地山側の壁面に作用する荷重は、鉛直方向と水平方向に以下の係数で荷重を分ける。
水平方向 cos(R ＋ 90 － R)
鉛直方向＝ sin(R ＋ 90 － R)
水平方向 cos(R ＋ 90 － R)
＝ sin(15 ＋ 90 － 83.1)
cos(15 ＋ 90 － 83.1)
＝ sin(15 ＋ 90 － 83.1)
cos(15 ＋ 90 － 83.1)
＝ 0.373
0.928
＝ 0.373
0.928
荷重
(kN)
計算式
①
1/2×11.693×1.400
②
11.693×1.600
③
1/2×7.424×1.600
合計
荷重
鉛直
(kN)
アーム長
水平
(kN)
ΔX
(m)
ΔY
(m)
モーメント
Mx
My
(kN・m) (kN・m)
荷重
(kN)
計算式
8.185
3.053
7.596
4.590
2.067
14.013
15.701
①
1/2×11.693×1.400
18.709
6.978
17.362
4.590
0.800
32.029
13.890
②
11.693×1.600
5.939
2.215
5.511
4.590
0.533
10.167
2.937
③
1/2×7.424×1.600
32.833
12.246
30.469
56.209
32.528
合計
注) 番号①～③は、上図中の番号と一致。
荷重
鉛直
(kN)
アーム長
水平
(kN)
ΔX
ΔY
(m)
(m)
モーメント
Mx
My
(kN・m) (kN・m)
8.185
3.053
7.596
4.590
2.067
14.013
15.701
18.709
6.978
17.362
4.590
0.800
32.029
13.890
5.939
2.215
5.511
4.590
0.533
10.167
2.937
32.833
12.246
30.469
56.209
32.528
注) 番号①～③は、上図中の番号と一致。
7.2.3 水重、静水圧及び揚圧力
7.2.3 水重、静水圧及び揚圧力
(1) 常時満水時（常時・地震時）
①
1600
壁面に作用する水圧（Ph）及び底面に作用する揚圧力（Pv）は、それぞれ次のとおりである。
②
原点
Ph1
壁面に作用する水圧（Ph）及び底面に作用する揚圧力（Pv）は、それぞれ次のとおりである。
①
Pv1
④
③
②
原点
Ph2
Ph1
Pv2
Ph2
Pv1
④
③
4590
Ph1 ＝ Pv1 ＝ w × 1.600
Ph1 ＝ Pv1 ＝ w × 1.600
＝ 9.8 × 1.600
2
＝ 15.680 kN/m
Pv2
4590
Ph2 ＝Pv2 ＝ w × 1.600
＝ 9.8 × 1.600
1600
(1) 常時満水時（常時・地震時）
1600
番号注)
1600
番号注)
備
2
＝ 7.424 kN/m
鉛直方向＝ sin(R ＋ 90 － R)
行
Ph2 ＝Pv2 ＝ w × 1.600
＝ 9.8 × 1.600
＝ 9.8 × 1.600
＝ 15.680 kN/m
2
2
＝ 15.680 kN/m
206
＝ 15.680 kN/m2
考

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