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(19)【発行国】日本国特許庁(JP)
(12)【公報種別】公開特許公報(A)
(11)【公開番号】P2024004251
(43)【公開日】2024-01-16
(54)【発明の名称】地盤補強構造及びその設計方法
(51)【国際特許分類】
E02D 17/20 20060101AFI20240109BHJP
【ＦＩ】
E02D17/20 106
【審査請求】未請求
【請求項の数】7
【出願形態】ＯＬ
(21)【出願番号】P 2022103830
(22)【出願日】2022-06-28
【新規性喪失の例外の表示】新規性喪失の例外適用申請有り
(71)【出願人】
【識別番号】307042385
【氏名又は名称】ミサワホーム株式会社
(71)【出願人】
【識別番号】598027847
【氏名又は名称】株式会社設計室ソイル
(71)【出願人】
【識別番号】596091428
【氏名又は名称】報国エンジニアリング株式会社
(74)【代理人】
【識別番号】100090033
【弁理士】
【氏名又は名称】荒船 博司
(72)【発明者】
【氏名】川崎 淳志
(72)【発明者】
【氏名】高田 徹
(72)【発明者】
【氏名】塚本 英
【テーマコード（参考）】
2D044
【Ｆターム（参考）】
2D044EA01
(57)【要約】
【課題】優れた補強効果を得ることができる地盤補強構造及びその設計方法を提供する。
【解決手段】擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１であって、擁壁背面地盤１０に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備えており、複数のパイプ２は、パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐがパイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗで、擁壁２０の設置方向（左右方向）に並んで配置されている。
【選択図】図２５
【解決手段】擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１であって、擁壁背面地盤１０に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備えており、複数のパイプ２は、パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐがパイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗで、擁壁２０の設置方向（左右方向）に並んで配置されている。
【選択図】図２５
【特許請求の範囲】
【請求項1】
擁壁の背面側に位置する擁壁背面地盤を補強する地盤補強構造であって、
前記擁壁背面地盤に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤のすべり面よりも深く設置されるパイプを複数備え、
複数の前記パイプは、前記パイプの最大曲げモーメントが許容曲げモーメントを下回るという第一条件と、前記パイプの最大せん断力が許容せん断力を下回るという第二条件と、前記パイプの根入れ部前面地盤の受働土圧が前記パイプの作用水平力を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔で、前記擁壁の設置方向に並んで配置されていることを特徴とする地盤補強構造。
前記擁壁背面地盤に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤のすべり面よりも深く設置されるパイプを複数備え、
複数の前記パイプは、前記パイプの最大曲げモーメントが許容曲げモーメントを下回るという第一条件と、前記パイプの最大せん断力が許容せん断力を下回るという第二条件と、前記パイプの根入れ部前面地盤の受働土圧が前記パイプの作用水平力を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔で、前記擁壁の設置方向に並んで配置されていることを特徴とする地盤補強構造。
【請求項2】
請求項１に記載の地盤補強構造において、
前記擁壁背面地盤に埋設され、前記擁壁の設置方向に並ぶ複数の前記パイプを結合する結合部材を備え、
前記結合部材は、略水平に設置され、前記設置方向に沿って長尺な部材であり、前記パイプの上端部と接合部材によって接合されていることを特徴とする地盤補強構造。
前記擁壁背面地盤に埋設され、前記擁壁の設置方向に並ぶ複数の前記パイプを結合する結合部材を備え、
前記結合部材は、略水平に設置され、前記設置方向に沿って長尺な部材であり、前記パイプの上端部と接合部材によって接合されていることを特徴とする地盤補強構造。
【請求項3】
請求項１に記載の地盤補強構造において、
前記擁壁の設置方向に沿って一列に並ぶ複数の前記パイプを備える補強ユニットを複数有し、
複数の前記補強ユニットは、前記設置方向に直交する方向に並んで配置されており、
当該地盤補強構造が有する前記補強ユニットの数、及び前記パイプの前記設置方向における間隔は、前記第一条件と前記第二条件と前記第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの数及び間隔に設定されていることを特徴とする地盤補強構造。
前記擁壁の設置方向に沿って一列に並ぶ複数の前記パイプを備える補強ユニットを複数有し、
複数の前記補強ユニットは、前記設置方向に直交する方向に並んで配置されており、
当該地盤補強構造が有する前記補強ユニットの数、及び前記パイプの前記設置方向における間隔は、前記第一条件と前記第二条件と前記第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの数及び間隔に設定されていることを特徴とする地盤補強構造。
【請求項4】
請求項１に記載の地盤補強構造において、
前記パイプとして、互いに平行でない第一パイプ及び第二パイプを備え、
前記第一パイプ及び前記第二パイプは、上端部同士が結合されて、下端部同士が前記設置方向に直交する前後方向に離れており、
前記第一パイプに対する前記第二パイプの角度、及び前記パイプの前記設置方向における間隔は、前記第一条件と前記第二条件と前記第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの角度及び間隔に設定されている特徴とする地盤補強構造。
前記パイプとして、互いに平行でない第一パイプ及び第二パイプを備え、
前記第一パイプ及び前記第二パイプは、上端部同士が結合されて、下端部同士が前記設置方向に直交する前後方向に離れており、
前記第一パイプに対する前記第二パイプの角度、及び前記パイプの前記設置方向における間隔は、前記第一条件と前記第二条件と前記第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの角度及び間隔に設定されている特徴とする地盤補強構造。
【請求項5】
請求項４に記載の地盤補強構造において、
前記第一パイプは、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも前側に位置する状態で設置されており、
前記第二パイプは、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも後側に位置する状態で設置されていることを特徴とする地盤補強構造。
前記第一パイプは、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも前側に位置する状態で設置されており、
前記第二パイプは、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも後側に位置する状態で設置されていることを特徴とする地盤補強構造。
【請求項6】
請求項１に記載の地盤補強構造において、
前記パイプの長さ、及び前記パイプの前記設置方向における間隔は、前記第三条件を満たす組合せの長さ及び間隔に設定されていることを特徴とする地盤補強構造。
前記パイプの長さ、及び前記パイプの前記設置方向における間隔は、前記第三条件を満たす組合せの長さ及び間隔に設定されていることを特徴とする地盤補強構造。
【請求項7】
擁壁の背面側に位置する擁壁背面地盤を補強する地盤補強構造の設計方法であって、
前記地盤補強構造は、下端部が前記擁壁背面地盤のすべり面よりも深く設置されるパイプを複数備えており、
複数の前記パイプは、前記擁壁の設置方向に所定間隔で並んで配置されており、
前記所定間隔を、
前記パイプの最大曲げモーメントが許容曲げモーメントを下回るという第一条件と、
前記パイプの最大せん断力が許容せん断力を下回るという第二条件と、
前記パイプの根入れ部前面地盤の受働土圧が前記パイプの作用水平力を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔とすることを特徴とする設計方法。
前記地盤補強構造は、下端部が前記擁壁背面地盤のすべり面よりも深く設置されるパイプを複数備えており、
複数の前記パイプは、前記擁壁の設置方向に所定間隔で並んで配置されており、
前記所定間隔を、
前記パイプの最大曲げモーメントが許容曲げモーメントを下回るという第一条件と、
前記パイプの最大せん断力が許容せん断力を下回るという第二条件と、
前記パイプの根入れ部前面地盤の受働土圧が前記パイプの作用水平力を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔とすることを特徴とする設計方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【0001】
本発明は、擁壁背面地盤を補強する地盤補強構造及びその設計方法に関する。
【背景技術】
【0002】
一般に、切土又は盛土の斜面においては、その斜面を安定させるために擁壁を設ける場合がある。擁壁の背面側に位置する擁壁背面地盤は、工事の際に掘削・埋戻しを行っているため、地盤の沈下により起こる建物の不同沈下が度々問題となる。また、擁壁背面地盤は、過去に掘削・埋戻しを行っているため地震力に対する抵抗力が小さい。
そのため、例えば特許文献１には、擁壁背面地盤を補強する補強構造及び補強方法が開示されている。特許文献１の補強構造は、鋼管からなる杭本体と杭本体の先端かつ周面に螺旋状に設けられた螺旋状羽根とを備え、杭本体の先端が地盤のすべり面より深く設置される第１の杭及び第２の杭と、地盤の上部において第１の杭の杭頭と第２の杭の杭頭を結合する結合部と、を備えており、第１の杭は、鉛直方向又は杭本体の先端が既設擁壁に向かう斜め方向に地盤内に設置され、第２の杭は、既設擁壁に沿って斜め方向に地盤内に設置される。そして、二つの補強構造の間隔、すなわち第１の杭同士の間隔は、例えば杭径の５～１０倍となっている。
そのため、例えば特許文献１には、擁壁背面地盤を補強する補強構造及び補強方法が開示されている。特許文献１の補強構造は、鋼管からなる杭本体と杭本体の先端かつ周面に螺旋状に設けられた螺旋状羽根とを備え、杭本体の先端が地盤のすべり面より深く設置される第１の杭及び第２の杭と、地盤の上部において第１の杭の杭頭と第２の杭の杭頭を結合する結合部と、を備えており、第１の杭は、鉛直方向又は杭本体の先端が既設擁壁に向かう斜め方向に地盤内に設置され、第２の杭は、既設擁壁に沿って斜め方向に地盤内に設置される。そして、二つの補強構造の間隔、すなわち第１の杭同士の間隔は、例えば杭径の５～１０倍となっている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【0003】
【特許文献1】特許第５４５５８６９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【0004】
杭同士の適切な間隔は、杭の特性や地盤の特性によっても異なる。すなわち、杭の特性や地盤の特性を考慮して杭同士の間隔を決めないと、十分な補強効果を得ることができないおそれがある。
【0005】
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであり、優れた補強効果を得ることができる地盤補強構造及びその設計方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【0006】
請求項１に記載の発明は、例えば図１～図６、図２５～図４１に示すように、
擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１であって、
前記擁壁背面地盤１０に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備え、
複数の前記パイプ２は、前記パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、前記パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、前記パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐが前記パイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗで、前記擁壁２０の設置方向（左右方向）に並んで配置されていることを特徴とする。
擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１であって、
前記擁壁背面地盤１０に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備え、
複数の前記パイプ２は、前記パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、前記パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、前記パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐが前記パイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗで、前記擁壁２０の設置方向（左右方向）に並んで配置されていることを特徴とする。
【0007】
請求項１に記載の発明によれば、地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備えており、パイプ２は、パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐがパイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗで、擁壁２０の設置方向（左右方向）に並んで配置されているので、パイプ２の曲げ抵抗、パイプ２のせん断抵抗、地盤の受働抵抗の少なくとも一つによって地すべり抑止力を高めることができる。すなわち、パイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）が、パイプ２の特性や地盤の特性を考慮した間隔Ｗに設定されているので、優れた補強効果を発揮することが可能となる。
【0008】
請求項２に記載の発明は、例えば図１～図６に示すように、
請求項１に記載の地盤補強構造１において、
前記擁壁背面地盤１０に埋設され、前記擁壁２０の設置方向（左右方向）に並ぶ複数の前記パイプ２を結合する結合部材３を備え、
前記結合部材３は、略水平に設置され、前記設置方向に沿って長尺な部材であり、前記パイプ２の上端部と接合部材（クランプ（あるいはワイヤ等））によって接合されていることを特徴とする。
請求項１に記載の地盤補強構造１において、
前記擁壁背面地盤１０に埋設され、前記擁壁２０の設置方向（左右方向）に並ぶ複数の前記パイプ２を結合する結合部材３を備え、
前記結合部材３は、略水平に設置され、前記設置方向に沿って長尺な部材であり、前記パイプ２の上端部と接合部材（クランプ（あるいはワイヤ等））によって接合されていることを特徴とする。
【0009】
請求項２に記載の発明によれば、地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０に埋設され、擁壁２０の設置方向（左右方向）に並ぶ複数のパイプ２を結合する結合部材３を備えているので、擁壁２０の設置方向に並ぶ複数のパイプ２が結合されていない場合に比べて一体感が高まり、地すべりに対して効率よく抵抗することが可能となる。
また、擁壁２０の設置方向（左右方向）に沿って略水平に設置された結合部材３に、パイプ２の上端部を接合するだけで、擁壁２０の設置方向に並ぶ複数のパイプ２を結合することができるので、施工性を向上することができる。
さらに、地盤補強構造１は、パイプ２だけでなく結合部材３も擁壁背面地盤１０に埋設されている。すなわち、地盤補強構造１は、その全体が地中にあるので、土地利用の障害とならないし、また、擁壁２０の天端排水施設も容易に設置できる。
また、擁壁２０の設置方向（左右方向）に沿って略水平に設置された結合部材３に、パイプ２の上端部を接合するだけで、擁壁２０の設置方向に並ぶ複数のパイプ２を結合することができるので、施工性を向上することができる。
さらに、地盤補強構造１は、パイプ２だけでなく結合部材３も擁壁背面地盤１０に埋設されている。すなわち、地盤補強構造１は、その全体が地中にあるので、土地利用の障害とならないし、また、擁壁２０の天端排水施設も容易に設置できる。
【0010】
請求項３に記載の発明は、例えば図１、図４、図５、図２５～図４１に示すように、
請求項１に記載の地盤補強構造１において、
前記擁壁２０の設置方向（左右方向）に沿って一列に並ぶ複数の前記パイプ２を備える補強ユニット４Ａ，４Ｂを複数有し、
複数の前記補強ユニット４Ａ，４Ｂは、前記設置方向に直交する方向（前後方向）に並んで配置されており、
当該地盤補強構造１が有する前記補強ユニット４Ａ，４Ｂの数、及び前記パイプ２の前記設置方向における間隔は、前記第一条件と前記第二条件と前記第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの数ｎ及び間隔Ｗに設定されていることを特徴とする。
請求項１に記載の地盤補強構造１において、
前記擁壁２０の設置方向（左右方向）に沿って一列に並ぶ複数の前記パイプ２を備える補強ユニット４Ａ，４Ｂを複数有し、
複数の前記補強ユニット４Ａ，４Ｂは、前記設置方向に直交する方向（前後方向）に並んで配置されており、
当該地盤補強構造１が有する前記補強ユニット４Ａ，４Ｂの数、及び前記パイプ２の前記設置方向における間隔は、前記第一条件と前記第二条件と前記第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの数ｎ及び間隔Ｗに設定されていることを特徴とする。
【0011】
請求項３に記載の発明によれば、地盤補強構造１は、擁壁２０の設置方向（左右方向）に沿って一列に並ぶ複数のパイプ２を備える補強ユニット４Ａ，４Ｂを複数有しており、当該地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ａ，４Ｂの数、及びパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）は、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの数ｎ及び間隔Ｗに設定されている。したがって、例えば補強ユニット４Ａ，４Ｂの数を１つとした場合に第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔Ｗが実現困難な値となっても、補強ユニット４Ａ，４Ｂの数を複数にして、補強ユニット４Ａ，４Ｂの数及びパイプ２の間隔の組合せによって、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たすようにすることで、パイプ２の間隔を実現容易な間隔Ｗとすることが可能となり、優れた補強効果を確実に発揮することが可能となる。
【0012】
請求項４に記載の発明は、例えば図２、図５、図６に示すように、
請求項１に記載の地盤補強構造１において、
前記パイプ２として、互いに平行でない第一パイプ（谷側パイプ）及び第二パイプ（山側パイプ）を備え、
前記第一パイプ及び前記第二パイプは、上端部同士が結合されて、下端部同士が前記設置方向（左右方向）に直交する前後方向に離れており、
前記第一パイプに対する前記第二パイプの角度、及び前記パイプ２の前記設置方向における間隔は、前記第一条件と前記第二条件と前記第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの角度２α及び間隔Ｗに設定されている特徴とする。
請求項１に記載の地盤補強構造１において、
前記パイプ２として、互いに平行でない第一パイプ（谷側パイプ）及び第二パイプ（山側パイプ）を備え、
前記第一パイプ及び前記第二パイプは、上端部同士が結合されて、下端部同士が前記設置方向（左右方向）に直交する前後方向に離れており、
前記第一パイプに対する前記第二パイプの角度、及び前記パイプ２の前記設置方向における間隔は、前記第一条件と前記第二条件と前記第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの角度２α及び間隔Ｗに設定されている特徴とする。
【0013】
請求項４に記載の発明によれば、地盤補強構造１は、パイプ２として、互いに平行でない第一パイプ（谷側パイプ）及び第二パイプ（山側パイプ）を備えており、第一パイプ及び第二パイプは、上端部同士が結合されて、下端部同士が擁壁２０の設置方向（左右方向）に直交する前後方向に離れているので、第一パイプ及び第二パイプのうち、一方のパイプ（谷側パイプ）の上端部に、他方のパイプ（山側パイプ）の引抜き抵抗Ｒｔ（具体的には、引抜き抵抗Ｒｔの谷側パイプに対する直角成分ＲＨ）が作用することとなる。すなわち、他方のパイプによって、一方のパイプの上端部を押さえることができるので、擁壁背面地盤１０をより効果的に補強することが可能となる。
さらに、第一パイプに対する第二パイプの角度、及びパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）は、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの角度２α及び間隔Ｗに設定されている。したがって、例えば第一パイプ及び第二パイプを平行とした場合に第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔Ｗが実現困難な値となっても、第一パイプ及び第二パイプを互いに平行でない状態にして、第一パイプに対する第二パイプの角度及びパイプ２の間隔の組合せによって、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たすようにすることで、パイプ２の間隔を実現容易な間隔Ｗとすることが可能となり、優れた補強効果を確実に発揮することが可能となる。
さらに、第一パイプに対する第二パイプの角度、及びパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）は、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの角度２α及び間隔Ｗに設定されている。したがって、例えば第一パイプ及び第二パイプを平行とした場合に第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔Ｗが実現困難な値となっても、第一パイプ及び第二パイプを互いに平行でない状態にして、第一パイプに対する第二パイプの角度及びパイプ２の間隔の組合せによって、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たすようにすることで、パイプ２の間隔を実現容易な間隔Ｗとすることが可能となり、優れた補強効果を確実に発揮することが可能となる。
【0014】
請求項５に記載の発明は、例えば図２、図５、図６に示すように、
請求項４に記載の地盤補強構造１において、
前記第一パイプ（谷側パイプ）は、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも前側（擁壁２０側）に位置する状態で設置されており、
前記第二パイプ（山側パイプ）は、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも後側（建物３０側）に位置する状態で設置されていることを特徴とする。
請求項４に記載の地盤補強構造１において、
前記第一パイプ（谷側パイプ）は、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも前側（擁壁２０側）に位置する状態で設置されており、
前記第二パイプ（山側パイプ）は、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも後側（建物３０側）に位置する状態で設置されていることを特徴とする。
【0015】
請求項５に記載の発明によれば、第一パイプ及び第二パイプは互いに向かうように斜めに設置されている、すなわち第一パイプ及び第二パイプはΛ型に結合されているので、地盤補強構造１の設置場所が狭くても、第一パイプに対する第二パイプの角度２αを大きくすることができる。第一パイプに対する第二パイプの角度２αが大きいほど（９０度に近いほど）、第一パイプの上端部を押さえる力（直角成分ＲＨ（＝Ｒｔ・sｉｎ２α））が大きくなるので、擁壁背面地盤１０をより効果的に補強することが可能となる。
【0016】
請求項６に記載の発明は、例えば図１～図６、図２５～図４１に示すように、
請求項１に記載の地盤補強構造１において、
前記パイプ２の長さ、及び前記パイプ２の前記設置方向（左右方向）における間隔は、前記第三条件を満たす組合せの長さＬ０及び間隔Ｗに設定されていることを特徴とする。
請求項１に記載の地盤補強構造１において、
前記パイプ２の長さ、及び前記パイプ２の前記設置方向（左右方向）における間隔は、前記第三条件を満たす組合せの長さＬ０及び間隔Ｗに設定されていることを特徴とする。
【0017】
請求項６に記載の発明によれば、パイプ２の長さ及びパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向（左右方向）における間隔）は、第三条件を満たす組合せの長さＬ０及び間隔Ｗに設定されている。したがって、例えばパイプ２の長さをＬａとした場合に第三条件を満たす間隔Ｗが実現困難な値となっても、パイプ２の長さをＬａよりも長くして、パイプ２の長さ及びパイプ２の間隔の組合せによって、第三条件を満たすようにすることで、パイプ２の間隔を実現容易な間隔Ｗとすることが可能となり、優れた補強効果を確実に発揮することが可能となる。
【0018】
請求項７に記載の発明は、例えば図２５～図４１に示すように、
擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１の設計方法であって、
前記地盤補強構造１は、下端部が前記擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備えており、
複数の前記パイプ２は、前記擁壁２０の設置方向（左右方向）に所定間隔で並んで配置されており、
前記所定間隔を、
前記パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、
前記パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、
前記パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐが前記パイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗとすることを特徴とする。
擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１の設計方法であって、
前記地盤補強構造１は、下端部が前記擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備えており、
複数の前記パイプ２は、前記擁壁２０の設置方向（左右方向）に所定間隔で並んで配置されており、
前記所定間隔を、
前記パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、
前記パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、
前記パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐが前記パイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗとすることを特徴とする。
【0019】
請求項７に記載の発明によれば、地盤補強構造１が備えるパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向（左右方向）における間隔）を、パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐがパイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗとすることが可能であるので、パイプ２の曲げ抵抗、パイプ２のせん断抵抗、地盤の受働抵抗の少なくとも一つによって地すべり抑止力を高めることができる。すなわち、パイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）を、パイプ２の特性や地盤の特性を考慮した間隔Ｗとすることが可能であるので、優れた補強効果を発揮することができる。
【発明の効果】
【0020】
本発明によれば、優れた補強効果を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【0021】
【図1】擁壁背面地盤に設置された地盤補強構造（II型タイプ）の一例を示す図であって、（ａ）は立面図であり、（ｂ）は平面図である。
【図2】擁壁背面地盤に設置された地盤補強構造（Λ型タイプ）の一例を示す図であって、（ａ）は立面図であり、（ｂ）は平面図を示す図である。
【図3】擁壁背面地盤に設置された地盤補強構造（II型タイプ）の変形例を示す図である。
【図4】擁壁背面地盤に設置された地盤補強構造（II型タイプ）の変形例を示す図である。
【図5】擁壁背面地盤に設置された地盤補強構造（Λ型タイプ）の変形例を示す図である。
【図6】擁壁背面地盤に設置された地盤補強構造（Λ型タイプ）の変形例を示す図である。
【図7】（ａ）は模型土槽実験装置及び使用機器・機材一覧を示す図であり、（ｂ）は実験Ｃａｓｅと計測方法を示す図である。
【図8】補強仕様を示す図である。
【図9】（ａ）は引抜き試験装置を示す図であり、（ｂ）は引抜き試験結果を示す図である。
【図10】（ａ）（ｂ）は鉛直荷重と擁壁変位量の関係を示す図であり、（ｃ）は最大荷重と擁壁変位量の関係を示す図である。
【図11】鉛直荷重と擁壁傾斜角の関係を示す図である。
【図12】（ａ）は計測装置の概要を示す図であり、（ｂ）は画像解析の測定原理を示す図である。
【図13】無補強での擁壁が倒壊する直前での荷重（鉛直荷重Ｍｖ＝２３１．９Ｎ，水平荷重Ｍｈ＝４８．８Ｎ）時の地盤及び擁壁の画像解析による水平変位を示す図である。
【図14】最大荷重時の地盤及び擁壁の画像解析による水平変位を示す図である。
【図15】破壊領域の推移を示す図である。
【図16】模型土槽側面から見た最大荷重時の土の変位量を示す図である。
【図17】模型土槽上面から見た最大荷重時の土の変位量を示す図である。
【図18】最大荷重時の土と補強材の変位量を示す図である。
【図19】鉛直荷重と載荷板沈下量の関係を示す図である。
【図20】（ａ）は解析パラメータを示す図であり、（ｂ）は擁壁、載荷板と地盤間ジョイント要素パラメータを示す図であり、（ｃ）は補強材と地盤間ジョイント要素パラメータを示す図である。
【図21】鉛直荷重と擁壁変位の関係を示す図である。
【図22】変位コンター図である。
【図23】塑性域図である。
【図24】（ａ）II型タイプの地すべり抵抗メカニズムを示す図であり、（ｂ）はΛ型タイプの地すべり抵抗メカニズムを示す図である。
【図25】地盤補強構造の設計方法の一例を示すフローチャートである。
【図26】「地盤定数の設定」の一例を説明する図である。
【図27】「常時・地震時に対する円弧すべり計算」の一例を説明する図である。
【図28】「常時・地震時に対する円弧すべり計算」の一例を説明する図である。
【図29】「パイプの材質・寸法・強度特性の設定」の一例を説明する図である。
【図30】「パイプ配置などの仮定」の一例を説明する図である。
【図31】「パイプ配置などの仮定」の一例を説明する図である。
【図32】「水平地盤反力係数、特性値の計算」の一例を説明する図である。
【図33】「最大曲げモーメント・せん断力の計算」の一例を説明する図である。
【図34】「最大曲げモーメント・せん断力の計算」の一例を説明する図である。
【図35】「曲げ応力・せん断応力の照査」の一例を説明する図である。
【図36】「曲げ応力・せん断応力の照査」の一例を説明する図である。
【図37】「パイプの根入れ長・全長の計算」の一例を説明する図である。
【図38】「水平変位の計算」の一例を説明する図である。
【図39】「水平変位の計算」の一例を説明する図である。
【図40】「パイプ根入れ地盤の降伏破壊の照査」の一例を説明する図である。
【図41】補強仕様の一例を示す図である。
【図42】地盤補強構造の施工手順の一例を示す図である。
【図43】地盤補強構造の施工手順の一例を示す図である。
【図44】地盤補強構造の施工手順の一例を示す図である。
【図45】抑え杭設計法とせん断杭設計法の違いを説明する図である。
【図46】計算条件図である。
【図47】（ａ）は背面地盤条件を示す図であり、（ｂ）は擁壁条件を示す図であり、（ｃ）は荷重条件を示す図であり、（ｄ）は不動層の地盤条件を示す図であり、（ｅ）はパイプ引抜き抵抗力を示す図である。
【図48】すべり範囲の分解図である。
【図49】すべり計算結果の詳細を示す図である。
【図50】抑え杭設計法とせん断杭設計法の比較結果の一例を示す図である。
【図51】模型土槽実験と抑え杭設計法による計算の比較結果の一例を示す図である。
【図52】補強タイプの比較結果の一例を示す図である。
【図53】直線すべり計算と円弧すべり計算を比較する場合における計算条件の一例を示す図である。
【図54】直線すべり計算と円弧すべり計算の比較結果の一例を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【0022】
以下、図面を参照して本発明の実施の形態について説明する。ただし、以下に述べる実施形態には、本発明を実施するために技術的に好ましい種々の限定が付されているが、本発明の技術的範囲を以下の実施形態及び図示例に限定するものではない。
なお、以下の実施形態及び図示例における方向は、あくまでも説明の便宜上設定したものである。本実施形態においては、擁壁２０の設置方向を左右方向とし、擁壁２０の高さ方向を上下方向とし、左右方向及び上下方向の双方に直交する方向を前後方向としている。
なお、以下の実施形態及び図示例における方向は、あくまでも説明の便宜上設定したものである。本実施形態においては、擁壁２０の設置方向を左右方向とし、擁壁２０の高さ方向を上下方向とし、左右方向及び上下方向の双方に直交する方向を前後方向としている。
【0023】
《地盤補強構造》
図１及び図２において符号１は、地盤補強構造を示す。この地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０を補強するために、擁壁背面地盤１０の地中に設置されている。
擁壁背面地盤１０は、擁壁２０の背面側（後側）に位置する地盤（例えば盛土地盤）である。すなわち、擁壁背面地盤１０は、法面（前面）に擁壁２０が設けられた地盤である。そして、擁壁背面地盤１０上には、擁壁２０に近接して建物３０が設けられている。なお、本実施形態における擁壁２０はブロック積擁壁であるが、これに限られるものではなく、擁壁２０の形式は、もたれ式擁壁、逆Ｔ型擁壁、Ｌ型擁壁等であってもよい。
図１及び図２において符号１は、地盤補強構造を示す。この地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０を補強するために、擁壁背面地盤１０の地中に設置されている。
擁壁背面地盤１０は、擁壁２０の背面側（後側）に位置する地盤（例えば盛土地盤）である。すなわち、擁壁背面地盤１０は、法面（前面）に擁壁２０が設けられた地盤である。そして、擁壁背面地盤１０上には、擁壁２０に近接して建物３０が設けられている。なお、本実施形態における擁壁２０はブロック積擁壁であるが、これに限られるものではなく、擁壁２０の形式は、もたれ式擁壁、逆Ｔ型擁壁、Ｌ型擁壁等であってもよい。
【0024】
地盤補強構造１は、複数本のパイプ２と、パイプ２同士を結合する結合部材３と、を備えて構成される。本実施形態の地盤補強構造１は、所定高さ（例えば３ｍ以下の高さ）の擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０に、補強材としてパイプ２を所定の深度まで鉛直又は斜めに回転貫入し、パイプ２の強度（曲げ強度・せん断強度）と地すべり線（すべり面１２）よりも下部にある地盤（不動層）の受働抵抗によって、地すべりに対する必要安全率（抵抗力）を確保しようとするものである。また、建物３０の安息対応（安息角対応）も兼ねる。
【0025】
パイプ２は、擁壁２０の底版２１を避ける位置に、移動層と不動層との境界であるすべり面１２を上下に突き抜けるように設置される。本実施形態では、パイプ２として直径４８．６ｍｍの細径鋼管（通称「単管パイプ」）を用いるが、これに限られるものではない。また、本実施形態では、パイプ２の肉厚（厚さ寸法）を２．４ｍｍとするが、これに限られるものではない。
結合部材３は、例えば建物３０の幅寸法（左右方向の寸法）よりも長い長尺部材であり、擁壁２０と建物３０の間に、擁壁２０の設置方向（左右方向）に略沿って略水平に設置される。本実施形態では、結合部材３として鋼管（例えば単管パイプ）を用いるが、これに限られるものではない。
結合部材３は、例えば建物３０の幅寸法（左右方向の寸法）よりも長い長尺部材であり、擁壁２０と建物３０の間に、擁壁２０の設置方向（左右方向）に略沿って略水平に設置される。本実施形態では、結合部材３として鋼管（例えば単管パイプ）を用いるが、これに限られるものではない。
【0026】
地盤補強構造１には、図１に示すII型タイプの地盤補強構造１と、図２に示すΛ型タイプの地盤補強構造１と、がある。II型タイプの地盤補強構造１において、パイプ２は鉛直方向（上下方向）に対して略平行に設置されており、Λ型タイプの地盤補強構造１において、パイプ２は鉛直方向（上下方向）に対して斜めに設置されている。
【0027】
II型タイプの地盤補強構造１は、前後方向に並ぶ２つの補強ユニット４Ａと、補強ユニット４Ａ同士を連結する連結部材５と、を備える。補強ユニット４Ａは、略鉛直に設置された複数本のパイプ２と、当該複数本のパイプ２の上端部同士を結合する１本の結合部材３と、パイプ２の上端部と結合部材３とを接合する接合部材（クランプ（あるいはワイヤ等））と、からなる。
連結部材５は、一端部が前側の補強ユニット４Ａにおける結合部材３とクランプ（あるいはワイヤ等）によって接合されているとともに、他端部が後側の補強ユニット４Ａにおける結合部材３とクランプ（あるいはワイヤ等）によって接合されている。本実施形態では、連結部材５として鋼管（例えば単管パイプ）を用いるが、これに限られるものではない。
連結部材５は、一端部が前側の補強ユニット４Ａにおける結合部材３とクランプ（あるいはワイヤ等）によって接合されているとともに、他端部が後側の補強ユニット４Ａにおける結合部材３とクランプ（あるいはワイヤ等）によって接合されている。本実施形態では、連結部材５として鋼管（例えば単管パイプ）を用いるが、これに限られるものではない。
【0028】
II型タイプの地盤補強構造１において、パイプ２は千鳥状に配置されている。すなわち、隣り合う２つの補強ユニット４Ａのうち、一方の補強ユニット４Ａ（例えば前側の補強ユニット４Ａ）におけるパイプ２と、他方の補強ユニット４Ａ（例えば後側の補強ユニット４Ａ）におけるパイプ２と、は擁壁２０側から見て（前後方向から見て）重ならないように配置されている。
なお、II型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ａの数は２つに限られるものではない。II型タイプの地盤補強構造１は、例えば図３に示すように１つの補強ユニット４Ａを有するものであってもよいし、例えば図４に示すように３つの補強ユニット４Ａを有するものであってもよいし、４つ以上の補強ユニット４Ａを有するものであってもよい。無論、II型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ａの数が１つである場合には、当該地盤補強構造１は、図３に示すように、連結部材５を備えていない。
なお、II型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ａの数は２つに限られるものではない。II型タイプの地盤補強構造１は、例えば図３に示すように１つの補強ユニット４Ａを有するものであってもよいし、例えば図４に示すように３つの補強ユニット４Ａを有するものであってもよいし、４つ以上の補強ユニット４Ａを有するものであってもよい。無論、II型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ａの数が１つである場合には、当該地盤補強構造１は、図３に示すように、連結部材５を備えていない。
【0029】
ここで、一の補強ユニット４Ａにおいては、擁壁２０の設置方向（左右方向）に所定間隔で並ぶ複数本のパイプ２が、１本の結合部材３によって結合されている。そして、この所定間隔は、後述する設計方法（図２５～図４１）によって決定された値（パイプ間隔Ｗ）に設定されている。具体的には、一の補強ユニット４Ａを構成するパイプ２同士の間隔は、第一条件（ステップＳ９で算出した曲げ縁応力度σｂ（具体的にはステップＳ８で算出した最大曲げモーメントＭｍａｘに基づき算出した曲げ縁応力度σｂ）がステップＳ５で設定した許容曲げ応力度σａよりも小さいという条件）と、第二条件（ステップＳ９で算出したせん断応力度τｓ（具体的にはステップＳ８で算出した最大せん断力Ｓｍａｘに基づき算出したせん断応力度τｓ）がステップＳ５で設定した許容せん断応力度τａよりも小さいという条件）と、第三条件（ステップＳ１３で算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという条件）と、の全てを満たす間隔Ｗに設定されている。
なお、パイプ間隔（杭間隔）Ｗは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす間隔に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔であればよい。
なお、パイプ間隔（杭間隔）Ｗは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす間隔に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔であればよい。
【0030】
また、II型タイプの地盤補強構造１は、所定個数の補強ユニット４Ａを有している。そして、この所定個数は、後述する設計方法（図２５～図４１）によって決定された値（パイプ列数ｎ）に設定されている。具体的には、II型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ａの数は、第一条件（ステップＳ９で算出した曲げ縁応力度σｂ（具体的にはステップＳ８で算出した最大曲げモーメントＭｍａｘに基づき算出した曲げ縁応力度σｂ）がステップＳ５で設定した許容曲げ応力度σａよりも小さいという条件）と、第二条件（ステップＳ９で算出したせん断応力度τｓ（具体的にはステップＳ８で算出した最大せん断力Ｓｍａｘに基づき算出したせん断応力度τｓ）がステップＳ５で設定した許容せん断応力度τａよりも小さいという条件）と、第三条件（ステップＳ１３で算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという条件）と、の全てを満たす数ｎに設定されている。
なお、パイプ列数（杭列）ｎは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす数に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす数であればよい。
なお、パイプ列数（杭列）ｎは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす数に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす数であればよい。
【0031】
また、II型タイプの地盤補強構造１においては、パイプ２の長さが所定長さ以上となっている。そして、この所定長さは、後述する設計方法（図２５～図４１）によって決定された値（パイプ設計長Ｌ０）に設定されている。具体的には、II型タイプの地盤補強構造１を構成するパイプ２の長さは、第三条件（ステップＳ１３で算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという条件）を満たす長さＬ０以上に設定されている。
【0032】
Λ型タイプの地盤補強構造１は、１つの補強ユニット４Ｂを備える。補強ユニット４Ｂは、複数本のパイプ２と、当該複数本のパイプ２の上端部同士を結合する１本の結合部材３と、パイプ２の上端部と結合部材３とを接合する接合部材（クランプ（あるいはワイヤ等））と、からなる。そして、補強ユニット４Ｂは、パイプ２として、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも擁壁２０側（前側）に位置する状態で設置されたパイプ２（以下「谷側パイプ」と称する）を複数本備えているとともに、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも建物３０側（後側）に位置する状態で設置されたパイプ２（以下「山側パイプ」と称する）を複数本備えている。
【0033】
本実施形態では、仮想の鉛直線と谷側パイプがなす角度と、仮想の鉛直線と山側パイプがなす角度と、が略等しく設定されているが、これに限られるものではない。谷側パイプ及び山側パイプは、上端部同士が結合部材３を介して結合されていて、下端部同士が前後方向に離れた状態であれば、仮想の鉛直線と谷側パイプがなす角度よりも、仮想の鉛直線と山側パイプがなす角度の方が大きくてもよいし、あるいは逆に、仮想の鉛直線と谷側パイプがなす角度よりも、仮想の鉛直線と山側パイプがなす角度の方が小さくてもよい。具体的には、例えば、山側パイプが鉛直方向に対して略平行に設置されて、谷側パイプが鉛直方向に対して斜めに設置されていてもよいし、あるいは逆に、山側パイプが鉛直方向に対して斜めに設置されて、谷側パイプが鉛直方向に対して略平行に設置されていてもよい。
また、Λ型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ｂの数は１つに限られるものではない。Λ型タイプの地盤補強構造１は、例えば図５に示すように２つの補強ユニット４Ｂを有するものであってもよいし、３つ以上の補強ユニット４Ｂを有するものであってもよい。また、Λ型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ｂの数が複数である場合には、当該地盤補強構造１は、図５に示すように、補強ユニット４Ｂ同士を連結する連結部材５を備えていてもよい。
また、一の補強ユニット４Ｂを構成する谷側パイプ及び山側パイプの本数は同じでなくてもよい。例えば図６に示すように、山側パイプの本数は、谷側パイプの本数よりも少なくてもよい。
また、Λ型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ｂの数は１つに限られるものではない。Λ型タイプの地盤補強構造１は、例えば図５に示すように２つの補強ユニット４Ｂを有するものであってもよいし、３つ以上の補強ユニット４Ｂを有するものであってもよい。また、Λ型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ｂの数が複数である場合には、当該地盤補強構造１は、図５に示すように、補強ユニット４Ｂ同士を連結する連結部材５を備えていてもよい。
また、一の補強ユニット４Ｂを構成する谷側パイプ及び山側パイプの本数は同じでなくてもよい。例えば図６に示すように、山側パイプの本数は、谷側パイプの本数よりも少なくてもよい。
【0034】
ここで、一の補強ユニット４Ｂにおいては、擁壁２０の設置方向（左右方向）に並ぶ複数本の山側パイプと、擁壁２０の設置方向（左右方向）に所定間隔で並ぶ複数本の谷側パイプと、が１本の結合部材３によって結合されている。そして、この所定間隔は、後述する設計方法（図２５～図４１）によって決定された値（パイプ間隔Ｗ）に設定されている。具体的には、一の補強ユニット４Ｂを構成する谷側パイプ同士の間隔は、第一条件（ステップＳ９で算出した曲げ縁応力度σｂ（具体的にはステップＳ８で算出した最大曲げモーメントＭｍａｘに基づき算出した曲げ縁応力度σｂ）がステップＳ５で設定した許容曲げ応力度σａよりも小さいという条件）と、第二条件（ステップＳ９で算出したせん断応力度τｓ（具体的にはステップＳ８で算出した最大せん断力Ｓｍａｘに基づき算出したせん断応力度τｓ）がステップＳ５で設定した許容せん断応力度τａよりも小さいという条件）と、第三条件（ステップＳ１３で算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという条件）と、の全てを満たす間隔Ｗに設定されている。
なお、パイプ間隔（杭間隔）Ｗは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす間隔に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔であればよい。
なお、パイプ間隔（杭間隔）Ｗは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす間隔に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔であればよい。
【0035】
また、Λ型タイプの地盤補強構造１は、所定個数の補強ユニット４Ｂを有している。そして、この所定個数は、後述する設計方法（図２５～図４１）によって決定された値（パイプ列数ｎ）に設定されている。具体的には、Λ型タイプの地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ｂの数は、第一条件（ステップＳ９で算出した曲げ縁応力度σｂ（具体的にはステップＳ８で算出した最大曲げモーメントＭｍａｘに基づき算出した曲げ縁応力度σｂ）がステップＳ５で設定した許容曲げ応力度σａよりも小さいという条件）と、第二条件（ステップＳ９で算出したせん断応力度τｓ（具体的にはステップＳ８で算出した最大せん断力Ｓｍａｘに基づき算出したせん断応力度τｓ）がステップＳ５で設定した許容せん断応力度τａよりも小さいという条件）と、第三条件（ステップＳ１３で算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという条件）と、の全てを満たす数ｎに設定されている。
なお、パイプ列数（杭列）ｎは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす数に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす数であればよい。
なお、パイプ列数（杭列）ｎは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす数に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす数であればよい。
【0036】
また、一の補強ユニット４Ｂにおいては、仮想の鉛直線と谷側パイプがなす角度と、仮想の鉛直線と山側パイプがなす角度と、の和が所定角度となっている。そして、この所定角度は、後述する設計方法（図２５～図４１）によって決定された値（パイプ相互角度２α）に設定されている。具体的には、一の補強ユニット４Ｂを構成する谷側パイプと山側パイプがなす角度（谷側パイプに対する山側パイプの角度）は、第一条件（ステップＳ９で算出した曲げ縁応力度σｂ（具体的にはステップＳ８で算出した最大曲げモーメントＭｍａｘに基づき算出した曲げ縁応力度σｂ）がステップＳ５で設定した許容曲げ応力度σａよりも小さいという条件）と、第二条件（ステップＳ９で算出したせん断応力度τｓ（具体的にはステップＳ８で算出した最大せん断力Ｓｍａｘに基づき算出したせん断応力度τｓ）がステップＳ５で設定した許容せん断応力度τａよりも小さいという条件）と、第三条件（ステップＳ１３で算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという条件）と、の全てを満たす角度２αに設定されている。
なお、パイプ相互角度２αは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす角度に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす角度であればよい。
なお、パイプ相互角度２αは、第一条件と第二条件と第三条件の全てを満たす角度に限られるものではなく、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす角度であればよい。
【0037】
また、Λ型タイプの地盤補強構造１においては、パイプ２の長さが所定長さ以上となっている。そして、この所定長さは、後述する設計方法（図２５～図４１）によって決定された値（パイプ設計長Ｌ０）に設定されている。具体的には、Λ型タイプの地盤補強構造１を構成するパイプ２（少なくとも谷側パイプ）の長さは、第三条件（ステップＳ１３で算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという条件）を満たす長さＬ０以上に設定されている。
【0038】
図１～図６に示すように、地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０の内部に全体が埋まるように設置される。したがって、地盤補強構造１全体が地中にあるため、土地利用の障害とならないし、また、擁壁２０の天端排水施設も容易に設置できる。例えば、本実施形態の補強工法に類似の工法としてセメントミルクを用いるルートパイル工法（補強土工法）があるが、既存の擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する場合、セメントミルクを用いる工法では、固化時の膨張により既存の擁壁２０に影響を及ぼすおそれがある。また、セメントミルクを用いる工法では、地盤面上で頭部のキャッピングが必要になるため狭隘な宅地においては土地利用の制約となる。さらに、擁壁２０に近接してセメントミルクを使用すると、擁壁２０の水抜き孔の機能に影響を及ぼすことも考えられる。これに対し、本実施形態の補強工法（地盤補強構造１（II型タイプの地盤補強構造１、Λ型タイプの地盤補強構造１）を用いる工法）は、これらの課題を解決できる特徴がある。
なお、地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０に建物３０を建てる前に設置することも可能であるし、建物３０を建てた後に設置することも可能である。また、地盤補強構造１を、建物３０を建てる前に設置する場合には、地盤補強構造１の直上に建物３０を建築することも可能である。
なお、地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０に建物３０を建てる前に設置することも可能であるし、建物３０を建てた後に設置することも可能である。また、地盤補強構造１を、建物３０を建てる前に設置する場合には、地盤補強構造１の直上に建物３０を建築することも可能である。
【0039】
《地盤補強構造の検討》
〔１ はじめに〕
２０１６年４月の熊本地震を始めとして、これまで震度６強を超える大地震などでは、高さ３ｍ以下の擁壁被害と同時に擁壁背面に位置する住宅に顕著な被害が見られた。擁壁の構造種別では、ＲＣ擁壁以外の注意を要する既存不適格擁壁において被害率が高くなっている。これらの既存不適格擁壁は安全性に対する検討が十分されているとは限らず、再び同程度以上の地震が起きた時には同様の被害が発生することが予測され、このような擁壁を補強し、既存住宅の安全を確保することが急務である。
〔１ はじめに〕
２０１６年４月の熊本地震を始めとして、これまで震度６強を超える大地震などでは、高さ３ｍ以下の擁壁被害と同時に擁壁背面に位置する住宅に顕著な被害が見られた。擁壁の構造種別では、ＲＣ擁壁以外の注意を要する既存不適格擁壁において被害率が高くなっている。これらの既存不適格擁壁は安全性に対する検討が十分されているとは限らず、再び同程度以上の地震が起きた時には同様の被害が発生することが予測され、このような擁壁を補強し、既存住宅の安全を確保することが急務である。
【0040】
既存擁壁を補強する工法として抑止杭工法、地山補強土工法、グラウンドアンカー工法等が挙げられるが、敷地制限等で戸建住宅の宅地擁壁の補強に適用できる例は少ない。また、敷地に余裕がなくても施工可能な工法として、比較的小型の機械で擁壁背面から放射状に削孔した穴にモルタルと鉄筋を挿入した工法もある。しかしながら、既存擁壁背面を補強する場合、セメントミルクを用いる工法では、固化時の膨張により既存擁壁に影響を及ぼすおそれがある。また、地盤面上で頭部のキャッピングが必要な場合は、狭隘な宅地においては土地利用の制約となる。さらに、宅地は所有者が変更となる場合には更地に戻すなど、地中構造物の撤去が要求される場合がある。そこで、本発明者らは、より簡便で、小型機械での施工が可能な工法として、直径４８．６ｍｍの細径鋼管（単管パイプ）を使用した擁壁の補強工法の開発に取り組んできた。
ここでは、３通りの補強仕様それぞれの擁壁の補強効果について検討した結果を説明する。具体的には、（１）１／１０モデルの実験土槽にて、建物荷重に相当する「鉛直荷重」及び地震力を想定した「水平荷重」を載荷した時の擁壁の変位の測定結果と各配置方法による補強効果、（２）２Ｄ画像相関法により土槽側面から計測・解析した擁壁背面の土の挙動、（３）ＦＥＭ試解析について説明する。
ここでは、３通りの補強仕様それぞれの擁壁の補強効果について検討した結果を説明する。具体的には、（１）１／１０モデルの実験土槽にて、建物荷重に相当する「鉛直荷重」及び地震力を想定した「水平荷重」を載荷した時の擁壁の変位の測定結果と各配置方法による補強効果、（２）２Ｄ画像相関法により土槽側面から計測・解析した擁壁背面の土の挙動、（３）ＦＥＭ試解析について説明する。
【0041】
〔２ 模型載荷実験の概要〕
〔２．１ 実験概要〕
高さ３ｍ、幅４００ｍｍ、勾配７０度、裏込め材のない既存不適格の石積擁壁から、１．５ｍ離れた位置に住宅が建設されている宅地を想定し、実験モデルを作製した。比較実験は上記想定宅地の１／１０モデルとして、直径５ｍｍ、長さ６００ｍｍのアルミニウム管を補強材としてパイプ２に見立て、傾斜角７０°に積み上げた８個の４０ｍｍ×４０ｍｍ×１９５ｍｍのアルミニウム製棒材を擁壁２０に見立てた。また、１４０ｍｍ×１９５ｍｍ×１２ｍｍの鉄板（以下、載荷板と称する）を建物３０の基礎として想定し、鉛直荷重及び水平荷重を載荷した。
〔２．１ 実験概要〕
高さ３ｍ、幅４００ｍｍ、勾配７０度、裏込め材のない既存不適格の石積擁壁から、１．５ｍ離れた位置に住宅が建設されている宅地を想定し、実験モデルを作製した。比較実験は上記想定宅地の１／１０モデルとして、直径５ｍｍ、長さ６００ｍｍのアルミニウム管を補強材としてパイプ２に見立て、傾斜角７０°に積み上げた８個の４０ｍｍ×４０ｍｍ×１９５ｍｍのアルミニウム製棒材を擁壁２０に見立てた。また、１４０ｍｍ×１９５ｍｍ×１２ｍｍの鉄板（以下、載荷板と称する）を建物３０の基礎として想定し、鉛直荷重及び水平荷重を載荷した。
【0042】
〔２．２ 実験装置〕
実験に用いた実験土槽の概要を図７（ａ）に示す。幅１５００ｍｍ×深さ１０００ｍｍ×奥行２００ｍｍの５面が厚さ３０ｍｍのアクリル板の土槽と載荷装置、計測装置及びこれらを固定する架台で構成されている。載荷は、擁壁背面地盤に載荷板を設置し錘を重ねる方法で段階的に鉛直方向に与え、同時にすべり面を発生させやすくするために水平方向にも与えた。具体的には、鉛直載荷は載荷板の上に一定荷重（約２２Ｎ）の鉄板を順次重ねる方法にて、水平載荷は載荷板をピアノ線で水平に鉛直荷重の０．２倍の荷重に調整した鉄板にて引き寄せる方法にて載荷した。擁壁の変位はレーザー変位計を擁壁の上段、下段２カ所の正面に設置して計測した。また、水平力を載荷しており、載荷板は徐々に水平移動するためダイヤルゲージによる変位の測定が困難であることから、載荷板の変位は画像解析を用いて計測した。擁壁は型枠にアルミニウム製棒材を固定し、擁壁背面の地盤材料を充填した後に型枠から外し地盤に接地させた。
実験に用いた実験土槽の概要を図７（ａ）に示す。幅１５００ｍｍ×深さ１０００ｍｍ×奥行２００ｍｍの５面が厚さ３０ｍｍのアクリル板の土槽と載荷装置、計測装置及びこれらを固定する架台で構成されている。載荷は、擁壁背面地盤に載荷板を設置し錘を重ねる方法で段階的に鉛直方向に与え、同時にすべり面を発生させやすくするために水平方向にも与えた。具体的には、鉛直載荷は載荷板の上に一定荷重（約２２Ｎ）の鉄板を順次重ねる方法にて、水平載荷は載荷板をピアノ線で水平に鉛直荷重の０．２倍の荷重に調整した鉄板にて引き寄せる方法にて載荷した。擁壁の変位はレーザー変位計を擁壁の上段、下段２カ所の正面に設置して計測した。また、水平力を載荷しており、載荷板は徐々に水平移動するためダイヤルゲージによる変位の測定が困難であることから、載荷板の変位は画像解析を用いて計測した。擁壁は型枠にアルミニウム製棒材を固定し、擁壁背面の地盤材料を充填した後に型枠から外し地盤に接地させた。
【0043】
〔２．３ 地盤材料〕
地盤材料には気乾状態の豊浦砂（ρdmax＝１．６５２ｇ／ｃｍ３、ρdmin＝１．３６９ｇ／ｃｍ３）を用いた。実験土槽の上部は相対密度Ｄｒ＝３０％（ρd＝１．４４３ｇ／ｃｍ３）、下部はＤｒ＝５０％（ρdmax＝１．４９７ｇ／ｃｍ３）になるよう、空中落下法により二層の地盤を作製した。これは、原地盤に、擁壁築造のため盛土された地盤状況を想定している。相対密度調整のため、Ｄｒ＝３０％は高さ４０ｃｍ、Ｄｒ＝５０％は高さ７０ｃｍからＶ型漏斗を水平に移動させながら豊浦砂を自由落下させている。地盤材料とアクリル板との摩擦による影響を極力排除するため、底面及び側面のアクリル板にはシリコンオイルを塗布している。
地盤材料には気乾状態の豊浦砂（ρdmax＝１．６５２ｇ／ｃｍ３、ρdmin＝１．３６９ｇ／ｃｍ３）を用いた。実験土槽の上部は相対密度Ｄｒ＝３０％（ρd＝１．４４３ｇ／ｃｍ３）、下部はＤｒ＝５０％（ρdmax＝１．４９７ｇ／ｃｍ３）になるよう、空中落下法により二層の地盤を作製した。これは、原地盤に、擁壁築造のため盛土された地盤状況を想定している。相対密度調整のため、Ｄｒ＝３０％は高さ４０ｃｍ、Ｄｒ＝５０％は高さ７０ｃｍからＶ型漏斗を水平に移動させながら豊浦砂を自由落下させている。地盤材料とアクリル板との摩擦による影響を極力排除するため、底面及び側面のアクリル板にはシリコンオイルを塗布している。
【0044】
〔２．４ 実験ケース〕
実験ケース（数量・補強仕様）とその計測方法を図７（ｂ）に示す。
補強材（アルミニウム管）の周面は、完全粗の状態とすべく、あらかじめ両面テープを巻き付けた状態のものを、その状態のまま静的圧入により設置するものとした。なお、実験ケースＣａｓｅ０として、補強材なし、すなわち水平載荷を伴わない実験を加えた。
実験ケース（数量・補強仕様）とその計測方法を図７（ｂ）に示す。
補強材（アルミニウム管）の周面は、完全粗の状態とすべく、あらかじめ両面テープを巻き付けた状態のものを、その状態のまま静的圧入により設置するものとした。なお、実験ケースＣａｓｅ０として、補強材なし、すなわち水平載荷を伴わない実験を加えた。
【0045】
〔２．５ 補強材の配置条件及び載荷方法〕
補強効果の比較のため、（ｉ）補強材なしの場合と、（ii）長さ６００ｍｍの補強材を擁壁と建物の中間点に、４０ｍｍ間隔で擁壁と平行に１列に配置する補強方法（以下、Ｉ型補強と称する。図８（ａ）参照）、（iii）補強材を２０ｍｍ間隔で千鳥状に２列に配置する補強方法（以下、II型千鳥補強と称する。図８（ｂ）参照）、（iv）２本の補強材を自在クランプにてΛ型に接合し、４０ｍｍ間隔で配置する補強方法（以下、Λ型補強と称する。図８（ｃ）参照）の４通り補強方法について検討した。これらは、想定している実施工サイズの１／１０の仕様となっている。図８にそれぞれの実験仕様の位置関係を示す。載荷は段階載荷方式である。
なお、Ｉ型補強は、１つの補強ユニット４Ａを備えるII型タイプの地盤補強構造１（例えば、図３）に相当し、II型千鳥補強は、複数の補強ユニット４Ａを備えるII型タイプの地盤補強構造１（例えば、図１、図４）に相当し、Λ型補強は、Λ型タイプの地盤補強構造１（例えば、図２、図５、図６）に相当すると言える。
補強効果の比較のため、（ｉ）補強材なしの場合と、（ii）長さ６００ｍｍの補強材を擁壁と建物の中間点に、４０ｍｍ間隔で擁壁と平行に１列に配置する補強方法（以下、Ｉ型補強と称する。図８（ａ）参照）、（iii）補強材を２０ｍｍ間隔で千鳥状に２列に配置する補強方法（以下、II型千鳥補強と称する。図８（ｂ）参照）、（iv）２本の補強材を自在クランプにてΛ型に接合し、４０ｍｍ間隔で配置する補強方法（以下、Λ型補強と称する。図８（ｃ）参照）の４通り補強方法について検討した。これらは、想定している実施工サイズの１／１０の仕様となっている。図８にそれぞれの実験仕様の位置関係を示す。載荷は段階載荷方式である。
なお、Ｉ型補強は、１つの補強ユニット４Ａを備えるII型タイプの地盤補強構造１（例えば、図３）に相当し、II型千鳥補強は、複数の補強ユニット４Ａを備えるII型タイプの地盤補強構造１（例えば、図１、図４）に相当し、Λ型補強は、Λ型タイプの地盤補強構造１（例えば、図２、図５、図６）に相当すると言える。
【0046】
〔３ 補強材の引抜き試験〕
補強材と作製した土槽地盤のせん断抵抗力、及び第二パイプ（山側パイプ）の役割となる補強材の引抜き抵抗力を確認するため、図９（ａ）に示す引抜き試験を同じ仕様で２回実施した。その結果を図９（ｂ）に示す。引抜き荷重から推定された摩擦力は１．４５～１．７５ｋＮ／ｍ２となった。
補強材と作製した土槽地盤のせん断抵抗力、及び第二パイプ（山側パイプ）の役割となる補強材の引抜き抵抗力を確認するため、図９（ａ）に示す引抜き試験を同じ仕様で２回実施した。その結果を図９（ｂ）に示す。引抜き荷重から推定された摩擦力は１．４５～１．７５ｋＮ／ｍ２となった。
【0047】
〔４ 模型土槽載荷試験結果〕
〔４．１ 模型土槽擁壁の変位〕
レーザー変位計は、実験開始時には擁壁に対して直角に設置し土槽に固定されているが、擁壁が変位するごとに角度が徐々に変化する。そこで、擁壁は直線を保つと仮定し、擁壁上段と下段の変位量から、レーザー変位計と擁壁の角度を考慮して補正した水平変位量を図１０（ａ）（ｂ）に示し、図１０（ｃ）にまとめた。図１０（ａ）は擁壁上段端部から５ｍｍ下の変位で、図１０（ｂ）は擁壁下端から５ｍｍ上の変位である。本実験では、建物荷重に相当する鉛直荷重及び地震力を想定した水平荷重の増加とともに擁壁が変位し、最終的に擁壁倒壊に至りレーザー変位計で測定不能となるまで測定を継続した。図１０（ａ）（ｂ）は、設備最大の載荷まで擁壁は倒壊しなかったΛ型補強を除き、測定できた段階までの結果と、それより先を矢印と×印で示した。なお、測定できた段階までの荷重を以下「最大荷重」と称す。
〔４．１ 模型土槽擁壁の変位〕
レーザー変位計は、実験開始時には擁壁に対して直角に設置し土槽に固定されているが、擁壁が変位するごとに角度が徐々に変化する。そこで、擁壁は直線を保つと仮定し、擁壁上段と下段の変位量から、レーザー変位計と擁壁の角度を考慮して補正した水平変位量を図１０（ａ）（ｂ）に示し、図１０（ｃ）にまとめた。図１０（ａ）は擁壁上段端部から５ｍｍ下の変位で、図１０（ｂ）は擁壁下端から５ｍｍ上の変位である。本実験では、建物荷重に相当する鉛直荷重及び地震力を想定した水平荷重の増加とともに擁壁が変位し、最終的に擁壁倒壊に至りレーザー変位計で測定不能となるまで測定を継続した。図１０（ａ）（ｂ）は、設備最大の載荷まで擁壁は倒壊しなかったΛ型補強を除き、測定できた段階までの結果と、それより先を矢印と×印で示した。なお、測定できた段階までの荷重を以下「最大荷重」と称す。
【0048】
図１０（ａ）（ｂ）に示すように最大荷重段階での擁壁の変位は、すべての補強タイプで、下段よりも上段の方が大きい。Ｉ型補強、II型千鳥補強の上段の水平変位は下段の約４倍と大きく、擁壁が全体的に水平移動しながら擁壁下端を中心として回転するような動きが見られた。一方、Λ型補強では、上段の水平変位は下段の約２倍であり、回転しながらの移動も少ない。また、Ｉ型補強及びII型千鳥補強では、鉛直荷重３００Ｎ付近から擁壁の変位量は急激に大きくなり、擁壁上段の変位が３０ｍｍ前後、下段では約８ｍｍでともに最大荷重に達し、その後に倒壊した。Λ型補強において鉛直荷重と擁壁の水平変位量の関係を見ると、鉛直荷重３００Ｎ付近まで擁壁変位量はほぼ直線的な増加であった。同じ荷重段階で比較すると、Λ型補強は、Ｉ型補強やII型千鳥補強より上段、下段ともに小さい変位量であった。なお、水平方向に加力せず鉛直荷重のみ載荷した実験（実験ケースＣａｓｅ０）を実施したが、鉛直荷重４２６．６Ｎの段階で擁壁が倒壊した。倒壊直前の擁壁上段と下段の変位差が２．７４ｍｍ、倒壊前角度は約７０．３度であった。これが本実験での擁壁倒壊のしきい値と考えられる。
【0049】
〔４．２ 模型土槽擁壁の傾斜角〕
図１１は鉛直荷重と擁壁の傾斜角との関係を示した。鉛直荷重２３１．９Ｎ付近で、Ｉ型補強とII型千鳥補強は先に示した水平方向の加力なしの擁壁傾斜角のしきい値７０．３度を超える結果となった。しかし、無補強ではしきい値に達する前に擁壁が倒壊した。Ｉ型補強とII型千鳥補強は鉛直荷重の増加に伴い擁壁傾斜角のしきい値７０．３度を超え、７４．６度に達した後に倒壊した。Ｉ型補強とII型千鳥補強は補強材が配置されているため、補強体の効果でしきい値７０．３度を超えても擁壁は倒壊しなかったと考えられる。
図１１は鉛直荷重と擁壁の傾斜角との関係を示した。鉛直荷重２３１．９Ｎ付近で、Ｉ型補強とII型千鳥補強は先に示した水平方向の加力なしの擁壁傾斜角のしきい値７０．３度を超える結果となった。しかし、無補強ではしきい値に達する前に擁壁が倒壊した。Ｉ型補強とII型千鳥補強は鉛直荷重の増加に伴い擁壁傾斜角のしきい値７０．３度を超え、７４．６度に達した後に倒壊した。Ｉ型補強とII型千鳥補強は補強材が配置されているため、補強体の効果でしきい値７０．３度を超えても擁壁は倒壊しなかったと考えられる。
【0050】
図１１の鉛直荷重と擁壁傾斜角の関係はΛ型補強のみ異なった傾向を示した。鉛直荷重３４１．１Ｎで擁壁傾斜角は約７０．３度に達する結果となり、その後の擁壁傾斜の進行は他のケースと比較すると緩やかであった。実験装置の鉛直載荷限界である８７５Ｎの段階では、擁壁傾斜角は７１．５度であった。一方、擁壁下段変位はＩ型補強とII型千鳥補強が倒壊した下段の変位８ｍｍを超えて約９ｍｍまで達しており、滑動はするものの倒壊には至らなかったと考えられる。Ｉ型補強とII型千鳥補強と同じく補強材がすべり土塊に抵抗することに加え、特に上部の土の動きに抵抗していると考えられる。
【0051】
〔４．３ 模型土槽載荷実験考察〕
鉛直最大荷重は、Λ型補強＞II型千鳥補強＞Ｉ型補強＞無補強の順であり、荷重からみるとΛ型補強の補強効果が大きいと考えられる。
図１０（ａ）（ｂ）に示す鉛直荷重と擁壁変位の関係から、Ｉ型補強、II型千鳥補強は、両方とも粘りがあるような挙動に見えるが、両者に明確な差は見られていない。また、Λ型補強は、他の実験ケースより変位が抑えられ擁壁背面土が一体化となっているような状況が見られ、Λ型補強だけ挙動が違っている。
実験は支持力問題と土圧問題が複合していると考えられるが、補強材を抑止杭的に使用するのであれば、本実験は補強材の効果が確認できていると考える。
鉛直最大荷重は、Λ型補強＞II型千鳥補強＞Ｉ型補強＞無補強の順であり、荷重からみるとΛ型補強の補強効果が大きいと考えられる。
図１０（ａ）（ｂ）に示す鉛直荷重と擁壁変位の関係から、Ｉ型補強、II型千鳥補強は、両方とも粘りがあるような挙動に見えるが、両者に明確な差は見られていない。また、Λ型補強は、他の実験ケースより変位が抑えられ擁壁背面土が一体化となっているような状況が見られ、Λ型補強だけ挙動が違っている。
実験は支持力問題と土圧問題が複合していると考えられるが、補強材を抑止杭的に使用するのであれば、本実験は補強材の効果が確認できていると考える。
【0052】
〔５ ２Ｄ画像相関法による土槽内地盤の挙動解析〕
〔５．１ 計測概要〕
２Ｄ画像相関法とは、測定対象物体表面を図１２（ａ）に示すようにデジタルカメラで撮影した画像を解析することにより、計測範囲全体にわたって変位とひずみを直接検出する方法である。デジタルカメラはアクリル正面から１．５ｍ離れた位置と擁壁と載荷板の真上０．５ｍの２か所に据え付けた。デジタル画像は鉛直荷重の１段階ごと（約２２ｋＮ）に擁壁が倒壊するまで、又は実験装置の最大荷重まで正面方向と真上から同時に撮影を行った。なお、図中の「Ｘ」、「Ｙ」は後に示す解析画像の変位の方向を示す。
基本原理は、測定対象物体表面を撮影した変形前後の画像を比較し、変形前の物体表面の点が変形後に移動した場所を探し出すことで変位を求めるものである。その概念図を図１２（ｂ）に示す。移動した場所を探し出す方法として、まずアクリル板表面の砂の雲母等の有色粒子の散らばり方が、変形前後の特徴として保存される。そこで、サブセットと呼ばれる複数の画素からなる計算領域の変形前の輝度値分布（光強度分布）を求め、変形後の画像の中からそのサブセットと相関が高い輝度値分布を有する領域を検索することによって、サブセットの変位と移動した方向を決定する。検索結果は実画像に重ねて色分けしたコンター図がアウトプットされるが、ここでは補強方法ごとの比較を明瞭にするため、コンター図を取り出して表示した。
〔５．１ 計測概要〕
２Ｄ画像相関法とは、測定対象物体表面を図１２（ａ）に示すようにデジタルカメラで撮影した画像を解析することにより、計測範囲全体にわたって変位とひずみを直接検出する方法である。デジタルカメラはアクリル正面から１．５ｍ離れた位置と擁壁と載荷板の真上０．５ｍの２か所に据え付けた。デジタル画像は鉛直荷重の１段階ごと（約２２ｋＮ）に擁壁が倒壊するまで、又は実験装置の最大荷重まで正面方向と真上から同時に撮影を行った。なお、図中の「Ｘ」、「Ｙ」は後に示す解析画像の変位の方向を示す。
基本原理は、測定対象物体表面を撮影した変形前後の画像を比較し、変形前の物体表面の点が変形後に移動した場所を探し出すことで変位を求めるものである。その概念図を図１２（ｂ）に示す。移動した場所を探し出す方法として、まずアクリル板表面の砂の雲母等の有色粒子の散らばり方が、変形前後の特徴として保存される。そこで、サブセットと呼ばれる複数の画素からなる計算領域の変形前の輝度値分布（光強度分布）を求め、変形後の画像の中からそのサブセットと相関が高い輝度値分布を有する領域を検索することによって、サブセットの変位と移動した方向を決定する。検索結果は実画像に重ねて色分けしたコンター図がアウトプットされるが、ここでは補強方法ごとの比較を明瞭にするため、コンター図を取り出して表示した。
【0053】
〔５．２ 画像解析の精度〕
画像解析の精度確認のため、画像解析により求めた変位量とレーザー変位計との計測値を比較した。具体的には、画像解析用に白黒斑模様を描いた４０ｍｍの角パイプを、ボルトの回転により約０．４ｍｍずつ押し出し、５ｍｍ程度まで変位させた。角パイプ先端付近を第一着目点、根元付近を第二着目点として変位量を求め、レーザー変位計の測定値と比較した。確認のため２回実験を行ったが、画像解析から求めた変位量は、レーザー変位計の測定値と比較するとやや大きい結果となったが、概ね相関している結果となった。画像解析により求めた変位量については、試験結果の定性的な比較のために用いることができると考えられる。
画像解析の精度確認のため、画像解析により求めた変位量とレーザー変位計との計測値を比較した。具体的には、画像解析用に白黒斑模様を描いた４０ｍｍの角パイプを、ボルトの回転により約０．４ｍｍずつ押し出し、５ｍｍ程度まで変位させた。角パイプ先端付近を第一着目点、根元付近を第二着目点として変位量を求め、レーザー変位計の測定値と比較した。確認のため２回実験を行ったが、画像解析から求めた変位量は、レーザー変位計の測定値と比較するとやや大きい結果となったが、概ね相関している結果となった。画像解析により求めた変位量については、試験結果の定性的な比較のために用いることができると考えられる。
【0054】
〔５．３ 画像解析による測定結果〕
図１３は、無補強の擁壁が倒壊する直前の荷重時（鉛直荷重２３１．９Ｎ、水平荷重４８．８Ｎ）において、土槽側面から撮影した画像を先に示した２Ｄ画像相関法により解析した水平方向の変位コンター図を示したものである。各補強材の設置位置を破線で描き加えている。
図１３は、無補強の擁壁が倒壊する直前の荷重時（鉛直荷重２３１．９Ｎ、水平荷重４８．８Ｎ）において、土槽側面から撮影した画像を先に示した２Ｄ画像相関法により解析した水平方向の変位コンター図を示したものである。各補強材の設置位置を破線で描き加えている。
【0055】
無補強及び各補強タイプの変位コンター図をみると、載荷板直下から擁壁側に変位量を示す領域があり、地中になるほど変位量が小さくなる傾向が読みとれる。無補強の場合は比較的に等間隔の縞状に変位が分布しているが、これに対して補強材が配置されている場合は補強材を境にしてコンターの角度がほぼ水平になるように、補強材を境として変位分布が変化している。また、３．７５ｍｍ以上で水平方向に変位している領域を比較すると、Ｉ型補強とII型千鳥補強との変位の差は大きくはないが、Λ型補強の場合は同じ鉛直荷重でありながら最大の水平変位は２．２５ｍｍと、Λ型補強が擁壁背面の土の動きを最も抑制していることがわかる。なお、擁壁の水平変位は擁壁頂点部分で比較すると無補強＞Ｉ型補強≒II型千鳥補強＞Λ型補強の順の変位量となっている。
【0056】
図１４は無補強、Ｉ型補強、II型千鳥補強の場合は擁壁倒壊直前時、Λ型補強の場合は最大荷重時、の水平変位のコンター図を示したものである。ここで、載荷板直下に解析コンターが抜けている部分があるが、この部分は土粒子間の変形が大きく、結合を失い破壊している領域（塑性領域）を示している。また、図１４に破線で示した補強材は、補強材先端が載荷初期と変わらないと仮定し、最終の補強材頭部の位置と結び加筆した。また、想定すべり線を実線で加筆した。
無補強の場合は、破壊している範囲は曲率の大きい円弧を描いて擁壁下端付近まで達していて、円弧すべり破壊の様相を示している。一方、補強材が設置された場合は、破壊された範囲が補強材の位置で止まっていて、補強材と擁壁の間には三角形の土塊が形成されている。この土塊の大きさを比較すると明らかにＩ型補強＜II型千鳥補強＜Λ型補強の関係にあり、図１０に示す擁壁の補強効果と一致している。
無補強の場合は、破壊している範囲は曲率の大きい円弧を描いて擁壁下端付近まで達していて、円弧すべり破壊の様相を示している。一方、補強材が設置された場合は、破壊された範囲が補強材の位置で止まっていて、補強材と擁壁の間には三角形の土塊が形成されている。この土塊の大きさを比較すると明らかにＩ型補強＜II型千鳥補強＜Λ型補強の関係にあり、図１０に示す擁壁の補強効果と一致している。
【0057】
図１５は先に示した土粒子の結合が失っていると思われる範囲を出力画像からトレースしたもので、鉛直荷重を加えるごとの推移を示したものである。
すべり線の角度はいずれもほぼ同様の傾斜で載荷板の山側端部から破壊領域が始まり、鉛直荷重を増すごとにこの破壊領域が下方へと進行していくが、補強材までで止まっている。また、先に示した補強材と擁壁の間にある土塊は、三角形の頂部から削られるように縮小し、さらに破壊領域が広がっている。このことから補強材が土塊を形成し、その土塊がすべり破壊の抵抗要素となっていることがわかる。なお、Λ型補強の載荷板は最終荷重時においては他の補強材の配置方法とは逆の方向に傾いている。これは擁壁が倒壊するまでに鉛直力（３１．３ｋＮ／ｍ２）により支持力破壊していたと推測する。
すべり線の角度はいずれもほぼ同様の傾斜で載荷板の山側端部から破壊領域が始まり、鉛直荷重を増すごとにこの破壊領域が下方へと進行していくが、補強材までで止まっている。また、先に示した補強材と擁壁の間にある土塊は、三角形の頂部から削られるように縮小し、さらに破壊領域が広がっている。このことから補強材が土塊を形成し、その土塊がすべり破壊の抵抗要素となっていることがわかる。なお、Λ型補強の載荷板は最終荷重時においては他の補強材の配置方法とは逆の方向に傾いている。これは擁壁が倒壊するまでに鉛直力（３１．３ｋＮ／ｍ２）により支持力破壊していたと推測する。
【0058】
図１６は擁壁倒壊まで（ただし、Λ型補強は最大荷重まで）の土槽内のある点の変位とその方向を、土槽横から見た軌跡を示したものである。無補強の場合は、擁壁倒壊直前までは擁壁斜め下が水平変位は最大であった。その後、擁壁倒壊時においては載荷板の山側端部から擁壁下端に向かった線に沿って大きく変位していて、周りと大きな差となっている。したがって、この位置が境界ですべり、擁壁下端付近から倒壊したと思われる。
一方、補強材が設置された場合の載荷板直下の軌道を見ると、Λ型補強の方がＩ型補強、II型千鳥補強と比較し鋭角に深い方向へと移動している。これは斜めに設置された補強材が抵抗となり、土粒子が下方に移動しているように観察される。しかし、Ｉ型補強、II型千鳥補強については、共に載荷板から擁壁側へ土粒子が移動している様子が観察されるが、補強材を通過しても変位量の変化は見られない。すなわち、補強材が載荷荷重による土の移動の抵抗にはならず、直接擁壁に水平力が働いたと思われる。また、Ｉ型補強、II型千鳥補強の場合は土槽表面に近いほど土の移動量は大きいが、Λ型補強の場合は土槽表面から擁壁高さの１／２強までほぼ同じ移動量となっている。上記のことから補強材の効果により、Ｉ型補強、II型千鳥補強の場合は擁壁下部付近に、Λ型補強の場合は擁壁背面に形成された土塊が抵抗となっているため、土の移動が抑制されているものと推測する。
一方、補強材が設置された場合の載荷板直下の軌道を見ると、Λ型補強の方がＩ型補強、II型千鳥補強と比較し鋭角に深い方向へと移動している。これは斜めに設置された補強材が抵抗となり、土粒子が下方に移動しているように観察される。しかし、Ｉ型補強、II型千鳥補強については、共に載荷板から擁壁側へ土粒子が移動している様子が観察されるが、補強材を通過しても変位量の変化は見られない。すなわち、補強材が載荷荷重による土の移動の抵抗にはならず、直接擁壁に水平力が働いたと思われる。また、Ｉ型補強、II型千鳥補強の場合は土槽表面に近いほど土の移動量は大きいが、Λ型補強の場合は土槽表面から擁壁高さの１／２強までほぼ同じ移動量となっている。上記のことから補強材の効果により、Ｉ型補強、II型千鳥補強の場合は擁壁下部付近に、Λ型補強の場合は擁壁背面に形成された土塊が抵抗となっているため、土の移動が抑制されているものと推測する。
【0059】
さらに、図１７にＩ型補強、II型千鳥補強、Λ型補強における変位とその方向を、土槽上から見た土粒子及び補強材の移動の軌跡で示す。ここでは、補強材の動きは破線で示している。また、図１８に、それぞれの測定位置での平均値を示す。
上から見た土粒子及び補強材の移動は横から見た場合と同様、Ｉ型補強とII型千鳥補強では大きな差はみられないが、Λ型補強はＩ型補強とII型千鳥補強の１／２程度となっている。また、補強材間の土粒子の移動はＩ型補強とII型千鳥補強では補強材の変位量より小さいが、Λ型補強は補強材の変位量より大きくなっている。このことから、Λ型補強の補強材は土粒子の水平移動に、すなわち擁壁への水平力に対して抵抗していることが分かる。
上から見た土粒子及び補強材の移動は横から見た場合と同様、Ｉ型補強とII型千鳥補強では大きな差はみられないが、Λ型補強はＩ型補強とII型千鳥補強の１／２程度となっている。また、補強材間の土粒子の移動はＩ型補強とII型千鳥補強では補強材の変位量より小さいが、Λ型補強は補強材の変位量より大きくなっている。このことから、Λ型補強の補強材は土粒子の水平移動に、すなわち擁壁への水平力に対して抵抗していることが分かる。
【0060】
以上、２Ｄ画像相関法による土槽内地盤の挙動解析から、擁壁の高さの１／２の距離に鉛直荷重とその０．２倍の水平荷重が作用した時、無補強で自立している擁壁は、本実験仕様で８．２ｋＮ／ｍ２と比較的小さい値の鉛直力でもすべり破壊を起こす。これに対して補強材が載荷板と擁壁の間に配置されている場合は、補強材が抵抗となってすべり破壊は起こらない。しかし、Ｉ型補強及びII型千鳥補強では、さらに鉛直力及び水平力が大きくなると、補強材の上端は周辺の土と動きに抵抗することなく、補強材のたわみに従って擁壁に水平力が負荷されることにより倒壊したと思われる。一方、Λ型補強は補強材のたわみは小さいことから、他の補強方法に比べて水平力に抵抗している力は大きく、また、深部まで、土の変位に差が少ないことから水平力は分散して擁壁に負荷しているため倒壊までに至らなかったと考察する。
【0061】
本発明では、建物の被害を防止することを目的の一つとしているため、基礎を模した載荷板の荷重－沈下曲線を画像解析により求めた。図１９は画像解析より計測した載荷板中央部の沈下量と鉛直荷重の関係を示したものである。実験による擁壁上段及び下段変位の測定結果と同様、Ｉ型補強、II型千鳥補強は３００Ｎ付近のピークを超えると変位は大きく増加し、Λ型補強は載荷が進んでも変曲点が確認できなかった。すなわち、Ｉ型補強及びII型千鳥補強は、明確な変曲点を示し、ピークを超えると大きく沈下した。一方、Λ型補強での沈下は直線的である。この結果より、Λ型補強は特に、擁壁への影響低減効果と合わせ、基礎（載荷板）の沈下軽減にも効果があることが分かった。
【0062】
〔６ ＦＥＭ試解析〕
〔６．１ ＦＥＭ解析モデル〕
３次元弾塑性ＦＥＭ解析モデルを用い、模型土槽実験を再現したモデルを作成した。模型地盤、擁壁を模したアルミブロック、載荷板（１８ｃｍ×１４ｃｍ×１ｃｍ）はソリッド要素、補強材（直径５ｍｍ、長さ６０ｃｍ）は梁要素としてモデル化した。擁壁及び載荷板と地盤間の摩擦としてジョイント要素を作成している。境界条件は、底面は完全固定、側面は摩擦なしのローラー境界としている。
〔６．１ ＦＥＭ解析モデル〕
３次元弾塑性ＦＥＭ解析モデルを用い、模型土槽実験を再現したモデルを作成した。模型地盤、擁壁を模したアルミブロック、載荷板（１８ｃｍ×１４ｃｍ×１ｃｍ）はソリッド要素、補強材（直径５ｍｍ、長さ６０ｃｍ）は梁要素としてモデル化した。擁壁及び載荷板と地盤間の摩擦としてジョイント要素を作成している。境界条件は、底面は完全固定、側面は摩擦なしのローラー境界としている。
【0063】
解析パラメータは実験に用いた豊浦標準砂の土質試験結果を基に定め、擁壁背面土はＤｒ＝３０％、下部地盤はＤｒ＝５０％の値を用いた。載荷板は鋼材、擁壁及び補強材はアルミニウムの値を適用している。解析に用いた材料パラメータを図２０（ａ）に、擁壁及び載荷板と地盤の間のジョイント要素のパラメータを図２０（ｂ）に示す。また、補強材と地盤間にも同様に、図２０（ｃ）に示すパラメータのジョイント要素を作成した。法線剛性Ｋｎは水平地盤反力係数Ｋｈとして、せん断剛性Ｋｔ及び最大せん断力は補強材の引抜き試験結果から計算した値を用いた。
【0064】
〔６．２ 解析方法〕
載荷板に模型実験と同等の鉛直荷重５０４Ｎ（２０ｋＮ／ｍ２）、水平荷重約１００Ｎを２０ステップに分けて載荷し、各ケースの荷重と擁壁の変位量の関係について比較を行った。補強材の配置は実験と同様、無補強、Ｉ型補強、II型千鳥補強、Λ型補強の４ケースについて解析を実施した。
載荷板に模型実験と同等の鉛直荷重５０４Ｎ（２０ｋＮ／ｍ２）、水平荷重約１００Ｎを２０ステップに分けて載荷し、各ケースの荷重と擁壁の変位量の関係について比較を行った。補強材の配置は実験と同様、無補強、Ｉ型補強、II型千鳥補強、Λ型補強の４ケースについて解析を実施した。
【0065】
〔６．３ 解析結果〕
図２１に擁壁上部及び下部の変位を抽出したグラフを示す。同じ荷重で比較すると実験結果と同様、補強材をΛ型に配置した場合の変位量が小さく、擁壁への影響が低減している結果となった。Ｉ型補強及びII型千鳥補強はやや補強効果が見られたが、変位量にあまり差がない結果となった。
各解析ケースについて、土槽をＹ方向の中央部で切断した断面の最終荷重段階の合成変位コンターを図２２に示す。Λ型補強を他のケースと比較すると、擁壁方向への影響が小さくなっていることが読み取れる。
図２１に擁壁上部及び下部の変位を抽出したグラフを示す。同じ荷重で比較すると実験結果と同様、補強材をΛ型に配置した場合の変位量が小さく、擁壁への影響が低減している結果となった。Ｉ型補強及びII型千鳥補強はやや補強効果が見られたが、変位量にあまり差がない結果となった。
各解析ケースについて、土槽をＹ方向の中央部で切断した断面の最終荷重段階の合成変位コンターを図２２に示す。Λ型補強を他のケースと比較すると、擁壁方向への影響が小さくなっていることが読み取れる。
【0066】
図２３に変位コンター図と同じ断面から見た場合の、各補強タイプの塑性域図を示す。丸でプロットされた箇所が塑性化した要素を示している。塑性域は、無補強では塑性化した要素が擁壁まで達しており、これはＩ型補強及びII型千鳥補強も同様であった。一方、Λ型補強においては斜めに打設した補強材に沿った範囲で止まっている。また、無補強は載荷板から擁壁方向へ向かって滑るような挙動を示しており、これはＩ型補強及びII型千鳥補強も同様であった。Λ型補強においては、載荷板直下から補強材に沿うように塑性域が地盤下部へ伸びているため、擁壁方向への影響が少なくなったと推測できる。
【0067】
〔６．４ まとめ〕
ＦＥＭ解析により、実験結果及び画像解析結果と同様、Λ型補強が最も有効な補強であることがわかった。
ＦＥＭ解析により、実験結果及び画像解析結果と同様、Λ型補強が最も有効な補強であることがわかった。
【0068】
〔７ 設計法〕
〔７．１ 従来の擁壁対策〕
〔７．１．１ 安息角対策〕
既存擁壁の近傍に住宅を建築する際、住宅の荷重が作用しても擁壁の安全性に問題ないことを確認するには、擁壁及び背面地盤や支持地盤の調査・診断を行う必要がある。ただし、この作業にはかなりのコストや手間が掛かることから安全性の確認作業を断念し、擁壁が崩壊・変状しても建物に被害が及ばないような対策、いわゆる「安息角対策」を施すことが多い。
安息角対策の例としては、建物荷重が擁壁に作用（影響）しないように、深基礎、部分表層改良、柱状改良、鋼管杭等によって安息角ラインよりも下部の地盤に建物荷重を伝達する方法が採用される。
ただし、安息角対策は擁壁崩壊に伴う建物の倒壊は防止できるとしても、悪影響のないことを必ずしも保証するものではない。
〔７．１ 従来の擁壁対策〕
〔７．１．１ 安息角対策〕
既存擁壁の近傍に住宅を建築する際、住宅の荷重が作用しても擁壁の安全性に問題ないことを確認するには、擁壁及び背面地盤や支持地盤の調査・診断を行う必要がある。ただし、この作業にはかなりのコストや手間が掛かることから安全性の確認作業を断念し、擁壁が崩壊・変状しても建物に被害が及ばないような対策、いわゆる「安息角対策」を施すことが多い。
安息角対策の例としては、建物荷重が擁壁に作用（影響）しないように、深基礎、部分表層改良、柱状改良、鋼管杭等によって安息角ラインよりも下部の地盤に建物荷重を伝達する方法が採用される。
ただし、安息角対策は擁壁崩壊に伴う建物の倒壊は防止できるとしても、悪影響のないことを必ずしも保証するものではない。
【0069】
〔７．１．２ 宅地擁壁と建物の安全性を確保する対策〕
既存擁壁の安全性を高めるための補強対策の例としては、（１）背面地盤を軽量土で置換又は固化、（２）地すべり抑止杭、補強土工法として、（３）ソイルネイリング＋法枠工、（４）ルートパイルなど様々な工法がある。
ただし、従来の工法では、施工時における擁壁の安全性、施工スペースの確保、施工機械の制約、工事コストなどの課題があり、小規模の宅地擁壁への採用はかなり難しい。
そのため、既存宅地擁壁の耐震化が進んでいないのが現状である。
既存擁壁の安全性を高めるための補強対策の例としては、（１）背面地盤を軽量土で置換又は固化、（２）地すべり抑止杭、補強土工法として、（３）ソイルネイリング＋法枠工、（４）ルートパイルなど様々な工法がある。
ただし、従来の工法では、施工時における擁壁の安全性、施工スペースの確保、施工機械の制約、工事コストなどの課題があり、小規模の宅地擁壁への採用はかなり難しい。
そのため、既存宅地擁壁の耐震化が進んでいないのが現状である。
【0070】
〔７．２ 既存宅地擁壁の補強対策の提案〕
〔７．２．１ 補強対策の考え方〕
本実施形態の補強工法は主にブロック積擁壁を対象とし、後述するように、地すべり抑止杭の考え方を応用したものである。その原理はブロック積擁壁の背面地盤に特殊メッキにより防食処理を施した単管パイプを所定の深度まで鉛直又は斜めに回転貫入し、単管パイプの曲げ強度やせん断強度及び地すべり線より下部地盤まで根入れした単管パイプ前面地盤の受働抵抗によって地すべりに対する安全率（抵抗力）を高めて、常時及び地震時における安全性（必要安全率）を確保しようとするものである。
この補強により擁壁の安全性を高めることは言うまでもないが、擁壁背面地盤に建物を建築しても（建物荷重が作用しても）常時及び地震時における必要安全率を確保できるような、一種の安息角対策も兼ねるものとする。
図１～図６に提案する補強対策のイメージ図を示すが、パイプ２（単管パイプ）を鉛直に設置するII型タイプの地盤補強構造１（図１、図３、図４）と互いに向かうように斜めに設置するΛ型タイプの地盤補強構造１（図２、図５、図６）の２タイプが考えられる。それぞれの地すべり抵抗メカニズムを図２４に示す。
〔７．２．１ 補強対策の考え方〕
本実施形態の補強工法は主にブロック積擁壁を対象とし、後述するように、地すべり抑止杭の考え方を応用したものである。その原理はブロック積擁壁の背面地盤に特殊メッキにより防食処理を施した単管パイプを所定の深度まで鉛直又は斜めに回転貫入し、単管パイプの曲げ強度やせん断強度及び地すべり線より下部地盤まで根入れした単管パイプ前面地盤の受働抵抗によって地すべりに対する安全率（抵抗力）を高めて、常時及び地震時における安全性（必要安全率）を確保しようとするものである。
この補強により擁壁の安全性を高めることは言うまでもないが、擁壁背面地盤に建物を建築しても（建物荷重が作用しても）常時及び地震時における必要安全率を確保できるような、一種の安息角対策も兼ねるものとする。
図１～図６に提案する補強対策のイメージ図を示すが、パイプ２（単管パイプ）を鉛直に設置するII型タイプの地盤補強構造１（図１、図３、図４）と互いに向かうように斜めに設置するΛ型タイプの地盤補強構造１（図２、図５、図６）の２タイプが考えられる。それぞれの地すべり抵抗メカニズムを図２４に示す。
【0071】
II型タイプの地盤補強構造１は、パイプ２（単管パイプ）を鉛直に設置し、想定される地すべり線より上部（移動層）の土圧（滑動力）に対してパイプ２の曲げ・せん断抵抗とすべり線より下部（不動層）まで根入れした単管パイプ前面地盤の受働抵抗によって地すべり抑止力を高めるものである。この際、パイプ前面の移動層の抵抗は考慮しない。
II型タイプの地盤補強構造１は、形状がシンプルで設計・施工も容易であるが、パイプ２（単管パイプ）は径４８．６ｍｍと極細径であるため曲げ強度が高くなく、見付け高さ２ｍを超える擁壁への適用は難しい（パイプ間隔Ｗやパイプ列数ｎが現実離れ）。
II型タイプの地盤補強構造１は、形状がシンプルで設計・施工も容易であるが、パイプ２（単管パイプ）は径４８．６ｍｍと極細径であるため曲げ強度が高くなく、見付け高さ２ｍを超える擁壁への適用は難しい（パイプ間隔Ｗやパイプ列数ｎが現実離れ）。
【0072】
Λ型タイプの地盤補強構造１は、II型タイプの弱点を補うために考案したもので、互いに向かうように斜めに設置したパイプ２のうち、谷側パイプ及び山側パイプには、それぞれ以下の役割を分担させるものとする。
谷側パイプ：滑動力に対する曲げ・せん断抵抗要素として作用する。
山側パイプ：引抜き抵抗Ｒｔの谷側パイプに対する直角成分ＲＨが谷側パイプのすべり抵抗要素として作用する。
この配置により谷側パイプに作用する水平力が減少するので、谷側パイプに生じる曲げモーメントやせん断力を低減させることができる。
Λ型タイプの地盤補強構造１は、II型タイプより施工はやや複雑になるが、パイプ間隔Ｗやパイプ列数ｎを合理化できるメリットがある。
谷側パイプ：滑動力に対する曲げ・せん断抵抗要素として作用する。
山側パイプ：引抜き抵抗Ｒｔの谷側パイプに対する直角成分ＲＨが谷側パイプのすべり抵抗要素として作用する。
この配置により谷側パイプに作用する水平力が減少するので、谷側パイプに生じる曲げモーメントやせん断力を低減させることができる。
Λ型タイプの地盤補強構造１は、II型タイプより施工はやや複雑になるが、パイプ間隔Ｗやパイプ列数ｎを合理化できるメリットがある。
【0073】
〔７．２．２ 地すべり抑止杭の考え方〕
地すべり抑止杭には、「せん断杭」と「抑え杭」の考え方がある。今回提案する補強対策は、安全性に配慮し「抑え杭」の考え方と設計法を準用する。
せん断杭は、すべり面での杭のせん断抵抗力のみで地すべりに対する安定化を図ろうとする考え方で設計する。せん断杭を採用できるのは、杭前面地盤の受働領域を十分確保できることが条件となる。杭に発生する曲げモーメントを考慮した抑え杭に比べて危険側の設計になることが多い。
抑え杭は、すべり面より上方の杭を片持ち梁として扱う考え方で設計する。つまり、杭谷側の移動層による抵抗力を期待できないものとして設計する。地すべり抑止杭の設計法として一般的に採用されている。せん断杭に比べると安全側ではあるが、杭のせん断耐力は満足していても曲げ耐力がネックとなり、杭の曲げ強度を高めたり設置間隔を狭めたりする必要がある。
地すべり抑止杭には、「せん断杭」と「抑え杭」の考え方がある。今回提案する補強対策は、安全性に配慮し「抑え杭」の考え方と設計法を準用する。
せん断杭は、すべり面での杭のせん断抵抗力のみで地すべりに対する安定化を図ろうとする考え方で設計する。せん断杭を採用できるのは、杭前面地盤の受働領域を十分確保できることが条件となる。杭に発生する曲げモーメントを考慮した抑え杭に比べて危険側の設計になることが多い。
抑え杭は、すべり面より上方の杭を片持ち梁として扱う考え方で設計する。つまり、杭谷側の移動層による抵抗力を期待できないものとして設計する。地すべり抑止杭の設計法として一般的に採用されている。せん断杭に比べると安全側ではあるが、杭のせん断耐力は満足していても曲げ耐力がネックとなり、杭の曲げ強度を高めたり設置間隔を狭めたりする必要がある。
【0074】
〔７．２．３ 抑え杭の設計法〕
本実施形態の設計法では、以下の４項目について照査・検討する。
（１）曲げモーメント（応力度）の照査
…杭の最大曲げモーメント（応力度）が許容曲げモーメント（応力度）を下回るか
（２）せん断（応力度）の照査
…杭の最大せん断力（応力度）が許容せん断力（応力度）を下回るか
（３）必要根入れ長の計算
…杭として水平力に抵抗可能な不動層への根入れ深さの計算
（４）根入れ地盤の降伏破壊の検討
…杭の根入れ部前面地盤の受働土圧が杭の作用水平力を上回るか
なお、上記４項目に加えて、水平変位量の照査（杭の頭部に発生する水平変位量が許容変位量を下回るか）を行うようにしてもよい。
本実施形態の設計法では、以下の４項目について照査・検討する。
（１）曲げモーメント（応力度）の照査
…杭の最大曲げモーメント（応力度）が許容曲げモーメント（応力度）を下回るか
（２）せん断（応力度）の照査
…杭の最大せん断力（応力度）が許容せん断力（応力度）を下回るか
（３）必要根入れ長の計算
…杭として水平力に抵抗可能な不動層への根入れ深さの計算
（４）根入れ地盤の降伏破壊の検討
…杭の根入れ部前面地盤の受働土圧が杭の作用水平力を上回るか
なお、上記４項目に加えて、水平変位量の照査（杭の頭部に発生する水平変位量が許容変位量を下回るか）を行うようにしてもよい。
【0075】
〔７．２．４ 補強対策の設計フロー〕
本実施形態の補強対策の設計フローを図２５に示す。すなわち、図２５を用いて本実施形態における地盤補強構造１の設計方法の一例を説明する。
まず、擁壁背面地盤１０の地盤調査や土質試験を行う（ステップＳ１）。具体的には、地盤調査として、例えばＳＰＴ試験（標準貫入試験）やＳＷＳ試験（スクリューウエイト貫入試験）を行う。また、土質試験として、例えば一軸圧縮試験や三軸圧縮試験を行う。
次いで、現況安全率を０．９５～１．００と設定する（ステップＳ２）。具体的には、例えば、現況安全率を０．９５～１．００と設定し、その後、すべり面強度（ｃ，φ）のうち、粘着力Ｃ１，Ｃ２をステップＳ１の試験結果等（例えばすべりの平均層厚）から推定して、逆計算により内部摩擦角φ１，φ２を算出する。あるいは、経験値やＮ値から内部摩擦角φ１，φ２を推定して、粘着力Ｃ１，Ｃ２を逆算するようにしてもよい。
本実施形態の補強対策の設計フローを図２５に示す。すなわち、図２５を用いて本実施形態における地盤補強構造１の設計方法の一例を説明する。
まず、擁壁背面地盤１０の地盤調査や土質試験を行う（ステップＳ１）。具体的には、地盤調査として、例えばＳＰＴ試験（標準貫入試験）やＳＷＳ試験（スクリューウエイト貫入試験）を行う。また、土質試験として、例えば一軸圧縮試験や三軸圧縮試験を行う。
次いで、現況安全率を０．９５～１．００と設定する（ステップＳ２）。具体的には、例えば、現況安全率を０．９５～１．００と設定し、その後、すべり面強度（ｃ，φ）のうち、粘着力Ｃ１，Ｃ２をステップＳ１の試験結果等（例えばすべりの平均層厚）から推定して、逆計算により内部摩擦角φ１，φ２を算出する。あるいは、経験値やＮ値から内部摩擦角φ１，φ２を推定して、粘着力Ｃ１，Ｃ２を逆算するようにしてもよい。
【0076】
次いで、例えば図２６に示すように、地盤定数を設定する（ステップＳ３）。具体的には、例えば、ステップＳ１の試験結果（及びステップＳ２の算出結果）等に基づいて、移動層の地盤定数として粘着力Ｃ１、内部摩擦角φ１、単位体積重量γ１を設定（入力）するとともに、不動層の地盤定数として粘着力Ｃ２、内部摩擦角φ２、単位体積重量γ２、Ｎ値、ヤング率Ｅ０を設定（入力）する。
すなわち、ステップＳ１（及びステップＳ２）は、ステップＳ３において設定する地盤定数を求めるための処理である。したがって、ステップＳ１において行う試験（地盤調査、土質試験）は、ステップＳ３において設定する地盤定数を求めることができる試験であれば、上述の試験に限られるものではない。
すなわち、ステップＳ１（及びステップＳ２）は、ステップＳ３において設定する地盤定数を求めるための処理である。したがって、ステップＳ１において行う試験（地盤調査、土質試験）は、ステップＳ３において設定する地盤定数を求めることができる試験であれば、上述の試験に限られるものではない。
【0077】
次いで、例えば図２７に示すように、常時及び地震時に対する円弧すべり計算を行う（ステップＳ４）。具体的には、例えば、ステップＳ３で設定した地盤定数等に基づいて、常時に対する円弧すべり計算を行って、常時の最小安全率（現況安全率）Ｆｓｍｉｎ、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる円弧半径ｒ、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる滑動モーメントＭＳ等を求める。また、ステップＳ３で設定した地盤定数等に基づいて、地震時に対する円弧すべり計算を行って、地震時の最小安全率（現況安全率）Ｆｓｍｉｎ、地震時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる円弧半径ｒ、地震時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる滑動モーメントＭＳ等を求める。なお、本実施形態では、地震時の水平震度ｋｈをｋｈ＝０．２５とするが、これに限られるものではない。
【0078】
その後、例えば図２８に示すように、必要抑止力Ｐｒを算出する。
具体的には、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる滑動モーメントＭＳと、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる円弧半径ｒと、に基づいて常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなるすべり力（滑動力）ＴＳを算出した後に、常時の必要安全率Ｆｓｎと、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎと、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなるすべり力ＴＳと、に基づいて常時の必要抑止力（不足抵抗力）Ｐｒを算出する。なお、本実施形態では、常時の必要安全率ＦｓｎをＦｓｎ＝１．５０とするが、これに限られるものではない。
具体的には、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる滑動モーメントＭＳと、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる円弧半径ｒと、に基づいて常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなるすべり力（滑動力）ＴＳを算出した後に、常時の必要安全率Ｆｓｎと、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎと、常時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなるすべり力ＴＳと、に基づいて常時の必要抑止力（不足抵抗力）Ｐｒを算出する。なお、本実施形態では、常時の必要安全率ＦｓｎをＦｓｎ＝１．５０とするが、これに限られるものではない。
【0079】
また、地震時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる滑動モーメントＭＳと、地震時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなる円弧半径ｒと、に基づいて地震時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなるすべり力（滑動力）ＴＳを算出した後に、地震時の必要安全率Ｆｓｎと、地震時の最小安全率Ｆｓｍｉｎと、地震時の最小安全率Ｆｓｍｉｎとなるすべり力ＴＳと、に基づいて地震時の必要抑止力（不足抵抗力）Ｐｒを算出する。なお、本実施形態では、地震時の必要安全率ＦｓｎをＦｓｎ＝１．００とするが、これに限られるものではない。
また、本実施形態では、ステップＳ４において常時及び地震時に対する円弧すべり計算を行って必要抑止力Ｐｒを求めるが、これに限られるものではなく、ステップＳ４においては常時及び地震時に対する直線すべり計算を行って必要抑止力Ｐｒを求めてもよい。
また、本実施形態では、ステップＳ４において常時及び地震時に対する円弧すべり計算を行って必要抑止力Ｐｒを求めるが、これに限られるものではなく、ステップＳ４においては常時及び地震時に対する直線すべり計算を行って必要抑止力Ｐｒを求めてもよい。
【0080】
次いで、例えば図２９に示すように、パイプ２の材質と寸法と強度特性を設定する（ステップＳ５）。具体的には、例えば、パイプ２の材質と、パイプ２の寸法として直径（杭径）Ｄ、肉厚ｔ、断面積Ａと、パイプ２の強度特定として基準強度Ｆ、許容曲げ応力度σａ、許容せん断応力度τａ、断面２次モーメントＩ、断面係数Ｚ、ヤング率Ｅと、を設定（入力）する。
本実施形態では、パイプ２として、一般構造用炭素鋼鋼管（ＪＩＳ Ｇ ３４４４ ＳＴＫ５００）を用いるので、図２９に示すように、ステップＳ５においては、一般構造用炭素鋼鋼管の材質と寸法と強度特性を設定する。なお、パイプ２は、一般構造用炭素鋼鋼管に限られるものではない。
本実施形態では、パイプ２として、一般構造用炭素鋼鋼管（ＪＩＳ Ｇ ３４４４ ＳＴＫ５００）を用いるので、図２９に示すように、ステップＳ５においては、一般構造用炭素鋼鋼管の材質と寸法と強度特性を設定する。なお、パイプ２は、一般構造用炭素鋼鋼管に限られるものではない。
【0081】
次いで、例えば図３０、図３１に示すように、パイプ２の配置等を仮定する（ステップＳ６）。具体的には、例えば、パイプ間隔（杭間隔）Ｗとパイプ列数（杭列）ｎとパイプ相互角度２αを仮定する。II型タイプの場合は、パイプ相互角度２αを２α＝０と仮定（設定）する。
なお、本実施形態では、II型タイプの地盤補強構造１において、補強ユニット４Ａを複数設ける場合（すなわちパイプ列数ｎが２以上である場合）に、補強ユニット４Ａ同士の間隔Ｊ（ｍ）をＪ＝０．２５とするが、これに限られるものではない。
また、本実施形態では、Λ型タイプの地盤補強構造１において、補強ユニット４Ｂを複数設ける場合（すなわちパイプ列数ｎが２以上である場合）に、補強ユニット４Ｂ同士の間隔Ｊ（ｍ）をＪ＝０．２５とするが、これに限られるものではない。
なお、本実施形態では、II型タイプの地盤補強構造１において、補強ユニット４Ａを複数設ける場合（すなわちパイプ列数ｎが２以上である場合）に、補強ユニット４Ａ同士の間隔Ｊ（ｍ）をＪ＝０．２５とするが、これに限られるものではない。
また、本実施形態では、Λ型タイプの地盤補強構造１において、補強ユニット４Ｂを複数設ける場合（すなわちパイプ列数ｎが２以上である場合）に、補強ユニット４Ｂ同士の間隔Ｊ（ｍ）をＪ＝０．２５とするが、これに限られるものではない。
【0082】
その後、例えば図３０、図３１に示すように、仮定したパイプ間隔Ｗ、パイプ列数ｎ及びパイプ相互角度２αと、パイプ２の許容引抜抵抗Ｒｔと、ステップＳ４で算出した必要抑止力Ｐｒと、ステップＳ４におけるすべり計算等によって得られたすべり面１２の傾斜角θと、に基づいてパイプ２の荷重条件を算出する。本実施形態では、パイプ２の許容引抜抵抗ＲｔをＲｔ＝Ｒｕ／３（Ｒｕ：パイプ２の極限引張力）とするが、これに限られるものではない。
具体的には、パイプ２の荷重条件として、パイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、パイプ１本あたりの負担鉛直力Ｖ’と、を算出する。すなわち、必要抑止力Ｐｒと、傾斜角θと、パイプ相互角度２αと、に基づいて単位幅あたりの負担水平力Ｈｕを算出した後に、当該算出した単位幅あたりの負担水平力Ｈｕと、パイプ間隔Ｗと、パイプ列数ｎと、パイプ２の許容引抜抵抗Ｒｔと、パイプ相互角度２αと、に基づいてパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’を算出する。また、必要抑止力Ｐｒと、傾斜角θと、パイプ相互角度２αと、パイプ間隔Ｗと、パイプ列数ｎと、パイプ２の許容引抜抵抗Ｒｔと、に基づいてパイプ１本あたりの負担鉛直力Ｖ’を算出する。
具体的には、パイプ２の荷重条件として、パイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、パイプ１本あたりの負担鉛直力Ｖ’と、を算出する。すなわち、必要抑止力Ｐｒと、傾斜角θと、パイプ相互角度２αと、に基づいて単位幅あたりの負担水平力Ｈｕを算出した後に、当該算出した単位幅あたりの負担水平力Ｈｕと、パイプ間隔Ｗと、パイプ列数ｎと、パイプ２の許容引抜抵抗Ｒｔと、パイプ相互角度２αと、に基づいてパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’を算出する。また、必要抑止力Ｐｒと、傾斜角θと、パイプ相互角度２αと、パイプ間隔Ｗと、パイプ列数ｎと、パイプ２の許容引抜抵抗Ｒｔと、に基づいてパイプ１本あたりの負担鉛直力Ｖ’を算出する。
【0083】
また、ステップＳ６では、ステップＳ４で設定した擁壁２０の見え高ｈと、パイプ２の埋込み長Ｌｄ（ｍ）と、に基づいてパイプ２の有効長Ｌｅを算出する。本実施形態では、擁壁背面地盤１０の上面（天端）からパイプ２の上端までの距離であるパイプ２の埋込み長（空打ち深さ）ＬｄをＬｄ＝０．５とするが、これに限られるものではない。
また、ステップＳ６では、パイプ２の許容引抜抵抗Ｒｔと、パイプ相互角度２αと、パイプ２の有効長Ｌｅと、単位幅あたりの負担水平力Ｈｕと、パイプ間隔Ｗと、パイプ列数ｎと、パイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、に基づいて合力の作用点高さＬｓ’を算出する。本実施形態では、算出した合力の作用点高さＬｓ’の値が０未満である場合には、算出した値の代わりに、代用値（例えば０．０１）を合力の作用点高さＬｓ’として設定するが、これに限られるものではない。
また、ステップＳ６では、パイプ２の許容引抜抵抗Ｒｔと、パイプ相互角度２αと、パイプ２の有効長Ｌｅと、単位幅あたりの負担水平力Ｈｕと、パイプ間隔Ｗと、パイプ列数ｎと、パイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、に基づいて合力の作用点高さＬｓ’を算出する。本実施形態では、算出した合力の作用点高さＬｓ’の値が０未満である場合には、算出した値の代わりに、代用値（例えば０．０１）を合力の作用点高さＬｓ’として設定するが、これに限られるものではない。
【0084】
次いで、例えば図３２に示すように、水平地盤反力係数ｋｈとパイプ２の特性値βを計算する（ステップＳ７）。
具体的には、係数αと、ステップＳ３で設定した不動層のヤング率Ｅ０と、ステップＳ５で設定したパイプ２の直径Ｄと、に基づいて水平地盤反力係数ｋｈを算出する。本実施形態では、不動層が粘性土である場合には係数αをα＝６０とし、不動層が砂質土である場合には係数αをα＝８０とするが、これに限られるものではない。
また、当該算出した水平地盤反力係数ｋｈと、ステップＳ５で設定したパイプ２の直径Ｄ、ヤング率Ｅ及び断面２次モーメントＩと、に基づいてパイプ２の特性値βを算出する。
具体的には、係数αと、ステップＳ３で設定した不動層のヤング率Ｅ０と、ステップＳ５で設定したパイプ２の直径Ｄと、に基づいて水平地盤反力係数ｋｈを算出する。本実施形態では、不動層が粘性土である場合には係数αをα＝６０とし、不動層が砂質土である場合には係数αをα＝８０とするが、これに限られるものではない。
また、当該算出した水平地盤反力係数ｋｈと、ステップＳ５で設定したパイプ２の直径Ｄ、ヤング率Ｅ及び断面２次モーメントＩと、に基づいてパイプ２の特性値βを算出する。
【0085】
次いで、例えば図３３、図３４に示すように、最大曲げモーメントＭｍａｘと最大せん断力Ｓｍａｘを計算する（ステップＳ８）。
具体的には、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、に基づいて最大曲げモーメント発生深さＬｍを算出した後に、当該算出した最大曲げモーメント発生深さＬｍと、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、に基づいて最大曲げモーメントＭｍａｘを算出する。Λ型タイプの場合は、ステップＳ８において、最大曲げモーメントＭｍａｘ（不動層部における最大曲げモーメントＭｍａｘ）に加えて、移動層部における最大曲げモーメントＭｍａｘ１も求める。
また、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、に基づいて不動層部における最大せん断力発生深さＬｓ２を算出した後に、当該算出した最大せん断力発生深さＬｓ２と、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、に基づいて不動層部における最大せん断力Ｓｍａｘ２を算出する。そして、移動層部における最大せん断力Ｓｍａｘ１（すなわち、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’）と、不動層部における最大せん断力Ｓｍａｘ２と、を比較して大きい方を最大せん断力Ｓｍａｘとして設定する。
具体的には、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、に基づいて最大曲げモーメント発生深さＬｍを算出した後に、当該算出した最大曲げモーメント発生深さＬｍと、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、に基づいて最大曲げモーメントＭｍａｘを算出する。Λ型タイプの場合は、ステップＳ８において、最大曲げモーメントＭｍａｘ（不動層部における最大曲げモーメントＭｍａｘ）に加えて、移動層部における最大曲げモーメントＭｍａｘ１も求める。
また、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、に基づいて不動層部における最大せん断力発生深さＬｓ２を算出した後に、当該算出した最大せん断力発生深さＬｓ２と、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、に基づいて不動層部における最大せん断力Ｓｍａｘ２を算出する。そして、移動層部における最大せん断力Ｓｍａｘ１（すなわち、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’）と、不動層部における最大せん断力Ｓｍａｘ２と、を比較して大きい方を最大せん断力Ｓｍａｘとして設定する。
【0086】
次いで、例えば図３５、図３６に示すように、曲げ応力とせん断応力の照査を行う（ステップＳ９）。
具体的には、ステップＳ８で算出した最大曲げモーメントＭｍａｘと、ステップＳ５で設定したパイプ２の断面係数Ｚと、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担鉛直力Ｖ’と、ステップＳ５で設定したパイプ２の断面積Ａと、に基づいて曲げ縁応力度σｂを算出し、当該算出した曲げ縁応力度σｂがステップＳ５で設定したパイプ２の許容曲げ応力度σａよりも小さいという第一条件を満たすか否か判定する。Λ型タイプの場合は、移動層部における最大曲げモーメントＭｍａｘ１を用いて移動層部における曲げ縁応力度σｂ１を算出するとともに、最大曲げモーメントＭｍａｘ（不動層部における最大曲げモーメントＭｍａｘ）を用いて不動層部における曲げ縁応力度σｂ２を算出して、当該算出した曲げ縁応力度σｂ１，σｂ２のうち大きい方がパイプ２の許容曲げ応力度σａよりも小さいか否か判定する。
また、応力集中係数κと、ステップＳ８で設定した最大せん断力Ｓｍａｘと、ステップＳ５で設定したパイプ２の断面積Ａと、に基づいてせん断応力度τｓを算出し、当該算出したせん断応力度τｓがステップＳ５で設定したパイプ２の許容せん断応力度τａよりも小さいという第二条件を満たすか否か判定する。なお、本実施形態では、応力集中係数κをκ＝２とするが、これに限られるものではない。
具体的には、ステップＳ８で算出した最大曲げモーメントＭｍａｘと、ステップＳ５で設定したパイプ２の断面係数Ｚと、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担鉛直力Ｖ’と、ステップＳ５で設定したパイプ２の断面積Ａと、に基づいて曲げ縁応力度σｂを算出し、当該算出した曲げ縁応力度σｂがステップＳ５で設定したパイプ２の許容曲げ応力度σａよりも小さいという第一条件を満たすか否か判定する。Λ型タイプの場合は、移動層部における最大曲げモーメントＭｍａｘ１を用いて移動層部における曲げ縁応力度σｂ１を算出するとともに、最大曲げモーメントＭｍａｘ（不動層部における最大曲げモーメントＭｍａｘ）を用いて不動層部における曲げ縁応力度σｂ２を算出して、当該算出した曲げ縁応力度σｂ１，σｂ２のうち大きい方がパイプ２の許容曲げ応力度σａよりも小さいか否か判定する。
また、応力集中係数κと、ステップＳ８で設定した最大せん断力Ｓｍａｘと、ステップＳ５で設定したパイプ２の断面積Ａと、に基づいてせん断応力度τｓを算出し、当該算出したせん断応力度τｓがステップＳ５で設定したパイプ２の許容せん断応力度τａよりも小さいという第二条件を満たすか否か判定する。なお、本実施形態では、応力集中係数κをκ＝２とするが、これに限られるものではない。
【0087】
そして、第一条件及び第二条件の両方を満たさない場合、あるいは第一条件及び第二条件の一方を満たさない場合には（ステップＳ１０；Ｎｏ）、ステップＳ６へ移行して、パイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２α（II型タイプの場合は２α＝０）を再度仮定（見直し）する。
一方、第一条件及び第二条件の両方を満たす場合には（ステップＳ１０；Ｙｅｓ）、ステップＳ１１へ移行する。
一方、第一条件及び第二条件の両方を満たす場合には（ステップＳ１０；Ｙｅｓ）、ステップＳ１１へ移行する。
【0088】
ステップＳ１１では、例えば図３７に示すように、パイプ２の根入れ長Ｌｒと全長Ｌを計算する（ステップＳ１１）。
具体的には、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βに基づいて、パイプ２の必要根入れ長Ｌｒを算出する。図３７に示す例では、パイプ２の必要根入れ長Ｌｒとして、Ｌｒ＝１．５×π／βにより算出される値を設定しているが、必要根入れ長ＬｒはＬｒ≧１．５×π／βを満たす値であればよい。
また、当該算出した必要根入れ長Ｌｒと、ステップＳ６で算出したパイプ２の有効長Ｌｅと、に基づいてパイプ２の全長Ｌを算出する。図３７に示す例では、パイプ２の全長Ｌとして、Ｌ＝Ｌｅ＋Ｌｒにより算出される値を設定しているが、全長ＬはＬ≧Ｌｅ＋Ｌｒを満たす値であればよい。
さらに、ステップＳ１１では、パイプ設計長Ｌ０も算出する。本実施形態では、パイプ設計長Ｌ０として、全長Ｌの小数点以下を切り上げた値を設定するが、これに限られるものではない。
具体的には、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βに基づいて、パイプ２の必要根入れ長Ｌｒを算出する。図３７に示す例では、パイプ２の必要根入れ長Ｌｒとして、Ｌｒ＝１．５×π／βにより算出される値を設定しているが、必要根入れ長ＬｒはＬｒ≧１．５×π／βを満たす値であればよい。
また、当該算出した必要根入れ長Ｌｒと、ステップＳ６で算出したパイプ２の有効長Ｌｅと、に基づいてパイプ２の全長Ｌを算出する。図３７に示す例では、パイプ２の全長Ｌとして、Ｌ＝Ｌｅ＋Ｌｒにより算出される値を設定しているが、全長ＬはＬ≧Ｌｅ＋Ｌｒを満たす値であればよい。
さらに、ステップＳ１１では、パイプ設計長Ｌ０も算出する。本実施形態では、パイプ設計長Ｌ０として、全長Ｌの小数点以下を切り上げた値を設定するが、これに限られるものではない。
【0089】
次いで、例えば図３８、図３９に示すように、水平変位を計算する（ステップＳ１２）。
具体的には、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、ステップＳ５で設定したパイプ２のヤング率Ｅ及び断面２次モーメントＩと、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、に基づいてすべり面での変位量δ１を算出する。
また、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、ステップＳ５で設定したパイプ２のヤング率Ｅ及び断面２次モーメントＩと、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’及びパイプ２の有効長Ｌｅと、に基づいてすべり面での撓み角による変位量δ２を算出する。
また、ステップＳ６で算出したパイプ１本当たりの負担水平力Ｈ’及び有効長Ｌｅから算出する底面での荷重度Ｐと、有効長Ｌｅと、ステップＳ５で設定したパイプ２のヤング率Ｅ及び断面２次モーメントＩと、に基づいて移動層部の撓み変位量δ３を算出する。
具体的には、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、ステップＳ５で設定したパイプ２のヤング率Ｅ及び断面２次モーメントＩと、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’と、に基づいてすべり面での変位量δ１を算出する。
また、ステップＳ７で算出したパイプ２の特性値βと、ステップＳ６で算出した合力の作用点高さＬｓ’と、ステップＳ５で設定したパイプ２のヤング率Ｅ及び断面２次モーメントＩと、ステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’及びパイプ２の有効長Ｌｅと、に基づいてすべり面での撓み角による変位量δ２を算出する。
また、ステップＳ６で算出したパイプ１本当たりの負担水平力Ｈ’及び有効長Ｌｅから算出する底面での荷重度Ｐと、有効長Ｌｅと、ステップＳ５で設定したパイプ２のヤング率Ｅ及び断面２次モーメントＩと、に基づいて移動層部の撓み変位量δ３を算出する。
【0090】
次いで、例えば図４０に示すように、パイプ根入れ地盤の降伏破壊の照査を行う（ステップＳ１３）。
具体的には、安全率Ｆｓと、ステップＳ５で設定したパイプ２の直径Ｄと、ステップＳ３で設定した不動層の粘着力Ｃ２、内部摩擦角φ２及び単位体積重量γ２と、ステップＳ３で設定した移動層の単位体積重量γ１と、ステップＳ１１で算出したパイプ２の必要根入れ長Ｌｒと、ステップＳ６で算出したパイプ２の有効長Ｌｅと、に基づいてパイプ前面の受働土圧Ｑｐを算出し、当該算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという第三条件を満たすか否か判定する。本実施形態では、安全率ＦｓをＦｓ＝１．５とするが、これに限られるものではない。
そして、第三条件を満たさない場合には（ステップＳ１４；Ｎｏ）、ステップＳ６へ移行して、パイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２α（II型タイプの場合は２α＝０）を再度仮定（見直し）する。また、パイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２αの見直しに加えて（あるいは代えて）、ステップＳ１１においてパイプ２の根入れ長Ｌｒ（Ｌｒ≧１．５×π／β）を再度設定（見直し）するようにしてもよい。
具体的には、安全率Ｆｓと、ステップＳ５で設定したパイプ２の直径Ｄと、ステップＳ３で設定した不動層の粘着力Ｃ２、内部摩擦角φ２及び単位体積重量γ２と、ステップＳ３で設定した移動層の単位体積重量γ１と、ステップＳ１１で算出したパイプ２の必要根入れ長Ｌｒと、ステップＳ６で算出したパイプ２の有効長Ｌｅと、に基づいてパイプ前面の受働土圧Ｑｐを算出し、当該算出した受働土圧ＱｐがステップＳ６で算出したパイプ１本あたりの負担水平力Ｈ’よりも大きいという第三条件を満たすか否か判定する。本実施形態では、安全率ＦｓをＦｓ＝１．５とするが、これに限られるものではない。
そして、第三条件を満たさない場合には（ステップＳ１４；Ｎｏ）、ステップＳ６へ移行して、パイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２α（II型タイプの場合は２α＝０）を再度仮定（見直し）する。また、パイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２αの見直しに加えて（あるいは代えて）、ステップＳ１１においてパイプ２の根入れ長Ｌｒ（Ｌｒ≧１．５×π／β）を再度設定（見直し）するようにしてもよい。
【0091】
一方、第三条件を満たす場合には（ステップＳ１４；Ｙｅｓ）、最新のステップＳ６で仮定（設定）したパイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２αを取得する。また、最新のステップＳ１１で算出（設定）したパイプ設計長Ｌ０を取得する。
これにより、パイプ２の最大曲げモーメントが許容曲げモーメントを下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力が許容せん断力を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧がパイプ２の作用水平力を上回るという第三条件と、の全てを満たすパイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２αとパイプ設計長Ｌ０を取得することができる。
図４１に、図２６～図４０に示す例において取得された、パイプ設計長Ｌ０、パイプ間隔Ｗ、パイプ列数ｎ、パイプ相互角度２αを示す。
これにより、パイプ２の最大曲げモーメントが許容曲げモーメントを下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力が許容せん断力を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧がパイプ２の作用水平力を上回るという第三条件と、の全てを満たすパイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２αとパイプ設計長Ｌ０を取得することができる。
図４１に、図２６～図４０に示す例において取得された、パイプ設計長Ｌ０、パイプ間隔Ｗ、パイプ列数ｎ、パイプ相互角度２αを示す。
【0092】
〔７．２．５ 地盤補強構造の施工例〕
上述のようにして取得したパイプ設計長Ｌ０を有するパイプ２を、取得したパイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２α（II型タイプの場合は２α＝０）で擁壁背面地盤１０内に設置して、地盤補強構造１を構築する。
例えば図４１におけるΛ型タイプのように、取得した値（パイプ間隔Ｗ、パイプ列数ｎ、パイプ相互角度２α、パイプ設計長Ｌ０）が常時と地震時とで異なる場合には、常時における値を採用してもよいし、地震時における値を採用してもよい。例えば、常時におけるパイプ間隔Ｗと地震時におけるパイプ間隔Ｗが異なる場合には、いずれのパイプ間隔Ｗを採用してもよいが、より安全側（より狭い方）のパイプ間隔Ｗ（図４１におけるΛ型タイプの場合は常時のパイプ間隔Ｗ）を採用することが好ましい。また、常時におけるパイプ設計長Ｌ０と地震時におけるパイプ設計長Ｌ０が異なる場合には、いずれのパイプ設計長Ｌ０を採用してもよいが、より安全側（より長い方）のパイプ設計長Ｌ０を採用することが好ましい。また、常時におけるパイプ列数ｎと地震時におけるパイプ列数ｎが異なる場合には、いずれのパイプ列数ｎを採用してもよいが、より安全側（より多い方）のパイプ列数ｎを採用することが好ましい。また、常時におけるパイプ相互角度２αと地震時におけるパイプ相互角度２αが異なる場合には、いずれのパイプ相互角度２αを採用してもよいが、より安全側（より大きい方）のパイプ相互角度２αを採用することが好ましい。
上述のようにして取得したパイプ設計長Ｌ０を有するパイプ２を、取得したパイプ間隔Ｗとパイプ列数ｎとパイプ相互角度２α（II型タイプの場合は２α＝０）で擁壁背面地盤１０内に設置して、地盤補強構造１を構築する。
例えば図４１におけるΛ型タイプのように、取得した値（パイプ間隔Ｗ、パイプ列数ｎ、パイプ相互角度２α、パイプ設計長Ｌ０）が常時と地震時とで異なる場合には、常時における値を採用してもよいし、地震時における値を採用してもよい。例えば、常時におけるパイプ間隔Ｗと地震時におけるパイプ間隔Ｗが異なる場合には、いずれのパイプ間隔Ｗを採用してもよいが、より安全側（より狭い方）のパイプ間隔Ｗ（図４１におけるΛ型タイプの場合は常時のパイプ間隔Ｗ）を採用することが好ましい。また、常時におけるパイプ設計長Ｌ０と地震時におけるパイプ設計長Ｌ０が異なる場合には、いずれのパイプ設計長Ｌ０を採用してもよいが、より安全側（より長い方）のパイプ設計長Ｌ０を採用することが好ましい。また、常時におけるパイプ列数ｎと地震時におけるパイプ列数ｎが異なる場合には、いずれのパイプ列数ｎを採用してもよいが、より安全側（より多い方）のパイプ列数ｎを採用することが好ましい。また、常時におけるパイプ相互角度２αと地震時におけるパイプ相互角度２αが異なる場合には、いずれのパイプ相互角度２αを採用してもよいが、より安全側（より大きい方）のパイプ相互角度２αを採用することが好ましい。
【0093】
地盤補強構造１を構築する際には、まず、取得したパイプ設計長Ｌ０以上の長さを有するパイプ２を用意する。
次いで、図４２に示すように、擁壁背面地盤１０の天端を掘って穴部１４（空打ち部分）を形成する。
次いで、図４２に示すように、擁壁背面地盤１０の天端を掘って穴部１４（空打ち部分）を形成する。
【0094】
次いで、図４３に示すように、穴部１４内に結合部材３を配設した後に、用意したパイプ２を穴部１４から押し込む。この押込作業を、取得したパイプ相互角度２α、パイプ間隔Ｗ、パイプ列数ｎに従って行う。なお、この結合部材３の設置順は問うものではない。
具体的には、例えば、打設機を擁壁２０に対して平行に設置し、リーダーを所定の角度傾ける。本実施形態の場合、Λ型タイプにおいては、仮想の鉛直線と谷側パイプがなす角度と、仮想の鉛直線と山側パイプがなす角度と、が略等しいので、リーダーを傾ける角度を角度α（＝パイプ相互角度２α／２）に設定する。そして、（１）ドリフター中央部に用意したパイプ２を差し込み、ドリフターをリーダー最上部まで移動させる。（２）パイプ２をドリフターに取付け、圧入又は打撃若しくはバイブロなどにてパイプ２の押し込みを行う。その後、押し込んだパイプ２の反対方向にリーダーを所定の角度（本実施形態の場合は、角度α）傾けて、（１）～（２）と同様の手順でパイプ２の押し込みを行う。
具体的には、例えば、打設機を擁壁２０に対して平行に設置し、リーダーを所定の角度傾ける。本実施形態の場合、Λ型タイプにおいては、仮想の鉛直線と谷側パイプがなす角度と、仮想の鉛直線と山側パイプがなす角度と、が略等しいので、リーダーを傾ける角度を角度α（＝パイプ相互角度２α／２）に設定する。そして、（１）ドリフター中央部に用意したパイプ２を差し込み、ドリフターをリーダー最上部まで移動させる。（２）パイプ２をドリフターに取付け、圧入又は打撃若しくはバイブロなどにてパイプ２の押し込みを行う。その後、押し込んだパイプ２の反対方向にリーダーを所定の角度（本実施形態の場合は、角度α）傾けて、（１）～（２）と同様の手順でパイプ２の押し込みを行う。
【0095】
次いで、図４４に示すように、パイプ２を結合部材３に接合部材（クランプ（あるいはワイヤ等））によって接合する。図４３及び図４４では、Λ型タイプの場合を例示しているが、II型タイプの場合も同様である。
最後に、図１～図６に示すように、穴部１４を埋戻す。これにより、擁壁背面地盤１０の地中に地盤補強構造１が設置される。
なお、Λ型タイプにおいては、谷側パイプ及び山側パイプを対称に設置した、すなわち谷側パイプの鉛直方向に対する角度と山側パイプの鉛直方向に対する角度を同じにしたが、これに限られるものではない。すなわち、取得したパイプ相互角度２αを満たすのであれば、例えば、両方を斜めに設置するのではなく、谷側パイプを斜めに設置して山側パイプを鉛直に設置するようにしてもよいし、山側パイプを斜めに設置して谷側パイプを鉛直に設置するようにしてもよい。
最後に、図１～図６に示すように、穴部１４を埋戻す。これにより、擁壁背面地盤１０の地中に地盤補強構造１が設置される。
なお、Λ型タイプにおいては、谷側パイプ及び山側パイプを対称に設置した、すなわち谷側パイプの鉛直方向に対する角度と山側パイプの鉛直方向に対する角度を同じにしたが、これに限られるものではない。すなわち、取得したパイプ相互角度２αを満たすのであれば、例えば、両方を斜めに設置するのではなく、谷側パイプを斜めに設置して山側パイプを鉛直に設置するようにしてもよいし、山側パイプを斜めに設置して谷側パイプを鉛直に設置するようにしてもよい。
【0096】
〔７．３ 設計法の比較（抑え杭とせん断杭）〕
補強タイプII型千鳥補強とΛ型補強において、抑え杭やせん断杭といった設計法の違いが、パイプ２の配置（パイプ列数ｎ、パイプ間隔Ｗ）にどの程度影響するのかを検証した。本実施形態の設計フロー（図２５）は「抑え杭設計法」の設計フローである。また、図４５に「せん断杭設計法」の設計フローの一例を示す。
せん断杭の設計法では、例えば、最大曲げモーメントＭｍａｘと最大せん断力Ｓｍａｘを計算する処理（ステップＳ８）と、水平変位を計算する処理（ステップＳ１２）を行わない。また、曲げ応力とせん断応力の照査を行う処理（ステップＳ９）に代えて、せん断応力τｓ（ここでは、τｓ＝Ｈ’／Ａ）の照査を行う処理（ステップＳ１５）を行って、第二条件（せん断応力度τｓが許容せん断応力度τａよりも小さいという条件）を満たす場合に（ステップＳ１６；Ｙｅｓ）、ステップＳ１１へ移行する。すなわち、せん断杭の設計法では、曲げ応力の照査を行わないので、第一条件（曲げ縁応力度σｂが許容曲げ応力度σａよりも小さいという条件）を満たさない場合がある。
補強タイプII型千鳥補強とΛ型補強において、抑え杭やせん断杭といった設計法の違いが、パイプ２の配置（パイプ列数ｎ、パイプ間隔Ｗ）にどの程度影響するのかを検証した。本実施形態の設計フロー（図２５）は「抑え杭設計法」の設計フローである。また、図４５に「せん断杭設計法」の設計フローの一例を示す。
せん断杭の設計法では、例えば、最大曲げモーメントＭｍａｘと最大せん断力Ｓｍａｘを計算する処理（ステップＳ８）と、水平変位を計算する処理（ステップＳ１２）を行わない。また、曲げ応力とせん断応力の照査を行う処理（ステップＳ９）に代えて、せん断応力τｓ（ここでは、τｓ＝Ｈ’／Ａ）の照査を行う処理（ステップＳ１５）を行って、第二条件（せん断応力度τｓが許容せん断応力度τａよりも小さいという条件）を満たす場合に（ステップＳ１６；Ｙｅｓ）、ステップＳ１１へ移行する。すなわち、せん断杭の設計法では、曲げ応力の照査を行わないので、第一条件（曲げ縁応力度σｂが許容曲げ応力度σａよりも小さいという条件）を満たさない場合がある。
【0097】
〔７．３．１ 直線すべり法によるすべり安全率Ｆｓと必要抑止力Ｐｒの計算〕
（１）計算条件
計算条件図（図４６）における背面地盤条件、擁壁条件、荷重条件、不動層の地盤条件、パイプ引抜き抵抗力を図４７（ａ）～（ｅ）に示す。
（２）直線すべり計算結果
直線すべり計算は、図４８に示すように、すべり範囲を４分割と３分割の２種類に分割し行った。また、すべり角θを図４６に示すように５°～６０°まで変化させ、常時及び地震時における滑動力、抵抗力、安全率、必要安全率、必要抑止力を計算した。すべり計算結果を図４９に示す。
（１）計算条件
計算条件図（図４６）における背面地盤条件、擁壁条件、荷重条件、不動層の地盤条件、パイプ引抜き抵抗力を図４７（ａ）～（ｅ）に示す。
（２）直線すべり計算結果
直線すべり計算は、図４８に示すように、すべり範囲を４分割と３分割の２種類に分割し行った。また、すべり角θを図４６に示すように５°～６０°まで変化させ、常時及び地震時における滑動力、抵抗力、安全率、必要安全率、必要抑止力を計算した。すべり計算結果を図４９に示す。
【0098】
〔７．３．２ まとめ〕
図４９に示すすべり計算結果（常時：滑動力Ｔｓ＝６６．５ｋＮ、抵抗力Ｒ＝８０．１ｋＮ、安全率Ｆｓ＝１．２０、必要安全率Ｆｓｎ＝１．５０、必要抑止力Ｐｒ＝１９．７ｋＮ、傾斜角θ＝３０°、地震時：滑動力Ｔｓ＝９５．３ｋＮ、抵抗力Ｒ＝７５．４ｋＮ、安全率Ｆｓ＝０．７９、必要安全率Ｆｓｎ＝１．００、必要抑止力Ｐｒ＝１９．９ｋＮ、傾斜角θ＝３０°）を用いて求めた、抑え杭設計法におけるパイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗと、せん断杭設計法におけるパイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗと、を図５０に示す。パイプ２の配置を比較すると、明らかに抑え杭による設計法の方が、パイプ２のピッチ（パイプ間隔Ｗ）が狭く安全側で設計ができることがわかる。
以上のことから、本実施形態では、設計法として「抑え杭設計法」を採用している。
なお、設計法として「せん断杭設計法」を採用してもよい。すなわち、パイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗ（Λ型タイプの場合はパイプ列数ｎ、パイプ間隔Ｗ及びパイプ相互角度２α）は、第一条件と第二条件と第三条件のうち少なくとも第二条件を満たすものであってもよい。
また、パイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗ（Λ型タイプの場合はパイプ列数ｎ、パイプ間隔Ｗ及びパイプ相互角度２α）は、第一条件と第二条件と第三条件のうち少なくとも第一条件を満たすものであってもよい。
また、パイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗ（Λ型タイプの場合はパイプ列数ｎ、パイプ間隔Ｗ及びパイプ相互角度２α）は、第一条件と第二条件と第三条件のうち少なくとも第三条件を満たすものであってもよい。
図４９に示すすべり計算結果（常時：滑動力Ｔｓ＝６６．５ｋＮ、抵抗力Ｒ＝８０．１ｋＮ、安全率Ｆｓ＝１．２０、必要安全率Ｆｓｎ＝１．５０、必要抑止力Ｐｒ＝１９．７ｋＮ、傾斜角θ＝３０°、地震時：滑動力Ｔｓ＝９５．３ｋＮ、抵抗力Ｒ＝７５．４ｋＮ、安全率Ｆｓ＝０．７９、必要安全率Ｆｓｎ＝１．００、必要抑止力Ｐｒ＝１９．９ｋＮ、傾斜角θ＝３０°）を用いて求めた、抑え杭設計法におけるパイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗと、せん断杭設計法におけるパイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗと、を図５０に示す。パイプ２の配置を比較すると、明らかに抑え杭による設計法の方が、パイプ２のピッチ（パイプ間隔Ｗ）が狭く安全側で設計ができることがわかる。
以上のことから、本実施形態では、設計法として「抑え杭設計法」を採用している。
なお、設計法として「せん断杭設計法」を採用してもよい。すなわち、パイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗ（Λ型タイプの場合はパイプ列数ｎ、パイプ間隔Ｗ及びパイプ相互角度２α）は、第一条件と第二条件と第三条件のうち少なくとも第二条件を満たすものであってもよい。
また、パイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗ（Λ型タイプの場合はパイプ列数ｎ、パイプ間隔Ｗ及びパイプ相互角度２α）は、第一条件と第二条件と第三条件のうち少なくとも第一条件を満たすものであってもよい。
また、パイプ列数ｎ及びパイプ間隔Ｗ（Λ型タイプの場合はパイプ列数ｎ、パイプ間隔Ｗ及びパイプ相互角度２α）は、第一条件と第二条件と第三条件のうち少なくとも第三条件を満たすものであってもよい。
【0099】
〔７．４ 抑え杭設計法による補強効果の検証〕
〔７．４．１ 抑え杭設計法による模型土槽実験の検証〕
模型土槽実験Ｃａｓｅ２～４の最大荷重時の補強体ピッチと抑え杭設計法により求めた補強体列数ｎ及び補強体ピッチＷの比較を図５１に示す。
計算に用いる土質定数（ｃ，φ）は、無補強時Ｃａｓｅ１における最大荷重時の安全率ＦｓがＦｓ＝１．００であるとして、逆計算により求めた。逆計算の結果、移動層の内部摩擦角φ１＝３３°、粘着力Ｃ１＝１．２５ｋＮ／ｍ２が得られた。この土質定数を用いて計算を行い、模型土槽実験における補強体ピッチＷと抑え杭設計法で計算した補強体ピッチＷとを比較した。
〔７．４．１ 抑え杭設計法による模型土槽実験の検証〕
模型土槽実験Ｃａｓｅ２～４の最大荷重時の補強体ピッチと抑え杭設計法により求めた補強体列数ｎ及び補強体ピッチＷの比較を図５１に示す。
計算に用いる土質定数（ｃ，φ）は、無補強時Ｃａｓｅ１における最大荷重時の安全率ＦｓがＦｓ＝１．００であるとして、逆計算により求めた。逆計算の結果、移動層の内部摩擦角φ１＝３３°、粘着力Ｃ１＝１．２５ｋＮ／ｍ２が得られた。この土質定数を用いて計算を行い、模型土槽実験における補強体ピッチＷと抑え杭設計法で計算した補強体ピッチＷとを比較した。
【0100】
図５１に示すように、Ｉ型補強とII型千鳥補強においては、模型土槽実験と抑え杭設計法で計算した補強体ピッチＷは、ほぼ合うことが確認できた。また、Λ型補強においては抑え杭設計法での計算の方が補強体ピッチＷは狭く、抑え杭設計法は安全側で設計できることが確認できた。
以上のことから、直線すべり計算により必要安全率を求め、「抑え杭設計法」を用いることで、本実施形態の補強工法の設計は可能であると言える。
以上のことから、直線すべり計算により必要安全率を求め、「抑え杭設計法」を用いることで、本実施形態の補強工法の設計は可能であると言える。
【0101】
〔７．４．２ 同じ荷重状態における補強効果の比較〕
土槽模型実験Ｉ型補強（実験ケースＣａｓｅ２）の最大の荷重段階（鉛直荷重：Ｐ＝Ｍｖ＝４０５．３Ｎ、水平荷重：Ｈ＝Ｍｈ＝８５．６Ｎ）での、各補強工法における補強体列数ｎ及び補強体ピッチＷを図５２に示す。
図５２に示すように、II型千鳥補強の補強体ピッチＷは８０ｍｍで補強体列数ｎは２列であり、Ｉ型補強の補強体ピッチＷは４０ｍｍで補強体列数ｎは１列である。したがって、II型千鳥補強とＩ型補強の補強体ピッチＷは同じといえる。また、Λ型補強は、Ｉ型補強より２．０倍の補強体ピッチＷ（配置間隔）となる。
以上のことから、荷重状態が同じであれば、Λ型補強＞II型千鳥補強＝Ｉ型補強の順で補強効果が期待できるといえる。Λ型補強で補強効果が大きい理由としては、山側パイプの引抜き抵抗Ｒｔ（ここでは、Ｒｔ＝０．０１５×抵抗効率η＝０．０１０ｋＮ：η＝０．６８２）が大きく関係している。
土槽模型実験Ｉ型補強（実験ケースＣａｓｅ２）の最大の荷重段階（鉛直荷重：Ｐ＝Ｍｖ＝４０５．３Ｎ、水平荷重：Ｈ＝Ｍｈ＝８５．６Ｎ）での、各補強工法における補強体列数ｎ及び補強体ピッチＷを図５２に示す。
図５２に示すように、II型千鳥補強の補強体ピッチＷは８０ｍｍで補強体列数ｎは２列であり、Ｉ型補強の補強体ピッチＷは４０ｍｍで補強体列数ｎは１列である。したがって、II型千鳥補強とＩ型補強の補強体ピッチＷは同じといえる。また、Λ型補強は、Ｉ型補強より２．０倍の補強体ピッチＷ（配置間隔）となる。
以上のことから、荷重状態が同じであれば、Λ型補強＞II型千鳥補強＝Ｉ型補強の順で補強効果が期待できるといえる。Λ型補強で補強効果が大きい理由としては、山側パイプの引抜き抵抗Ｒｔ（ここでは、Ｒｔ＝０．０１５×抵抗効率η＝０．０１０ｋＮ：η＝０．６８２）が大きく関係している。
【0102】
〔７．５ 直線すべりと円弧すべりの安全率比較〕
抑え杭設計法において必要抑止力を算出する方法には、「直線すべり」と「円弧すべり」の２つの方法が考えられる。ここでは両者の安全率にどれくらいのバラツキが見られるかを検証する。具体的には、１つの計算条件において安全率を比較した。
抑え杭設計法において必要抑止力を算出する方法には、「直線すべり」と「円弧すべり」の２つの方法が考えられる。ここでは両者の安全率にどれくらいのバラツキが見られるかを検証する。具体的には、１つの計算条件において安全率を比較した。
【0103】
〔７．５．１ 計算条件〕
直線すべりと円弧すべりの計算条件を図５３に示す。地盤条件としては、地盤を２層に分割し、上層・下層それぞれ「砂質」「粘性」「中間土」と土質を変え、常時と地震時において計算を行った。
直線すべりと円弧すべりの計算条件を図５３に示す。地盤条件としては、地盤を２層に分割し、上層・下層それぞれ「砂質」「粘性」「中間土」と土質を変え、常時と地震時において計算を行った。
【0104】
〔７．５．２ 安全率比較〕
安全率の比較図を図５４に示す。直線すべりの安全率と円弧すべりの安全率は、概ね相関している結果となった。具体的には、上層が粘土で下層が砂質の組合せ（四角プロット）では円弧すべりの方が、上層が砂質で下層が粘土の組合せ（丸プロット）では直線すべりの方が、安全率が大きくなる傾向にある。これは、すべり面長さとすべり面の角度で、ある程度は説明できると考える。また、中間土（星プロット）は比較的ばらついている。
安全率の比較図を図５４に示す。直線すべりの安全率と円弧すべりの安全率は、概ね相関している結果となった。具体的には、上層が粘土で下層が砂質の組合せ（四角プロット）では円弧すべりの方が、上層が砂質で下層が粘土の組合せ（丸プロット）では直線すべりの方が、安全率が大きくなる傾向にある。これは、すべり面長さとすべり面の角度で、ある程度は説明できると考える。また、中間土（星プロット）は比較的ばらついている。
【0105】
《効果》
本実施形態によれば、擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０のすべり破壊に対する抵抗力を高めるための地盤補強構造であり、擁壁背面地盤１０に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備えており、パイプ２は、パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐがパイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗで、擁壁２０の設置方向（左右方向）に並んで配置されているので、パイプ２の曲げ抵抗、パイプ２のせん断抵抗、地盤の受働抵抗の少なくとも一つによって地すべり抑止力を高めることができる。すなわち、パイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）が、パイプ２の特性や地盤の特性を考慮した間隔Ｗに設定されているので、簡便で、小型機械での施工が可能なパイプ２（細径鋼管）を使用して、優れた補強効果を発揮することが可能となる。
既存擁壁を補強する工法として抑止杭工法、地山補強土工法、グランドアンカー工法などがあるが、戸建住宅の宅地は狭隘であり既存家屋が施工の障害となることから、宅地擁壁の補強に適用できる例は少ない。
また、既存家屋がなくても施工可能な工法として、比較的小型の機械で擁壁背面から放射状に掘削した穴にセメントミルクと鉄筋を挿入する工法があるが、既存擁壁を補強する場合、セメントミルクを用いる工法では、セメントミルクの膨張や水抜き穴の閉塞により、既存擁壁に影響を及ぼすおそれがある。
さらに、地盤面上で補強体頭部のキャッピングが必要な工法もあるが、キャッピングが障害物となり、狭隘な宅地では土地利用の制約となる。
これに対し、本実施形態の地盤補強構造１を用いる工法は、これらの課題を解決できる特徴もある。
本実施形態によれば、擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０のすべり破壊に対する抵抗力を高めるための地盤補強構造であり、擁壁背面地盤１０に埋設され、下端部が当該擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備えており、パイプ２は、パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐがパイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗで、擁壁２０の設置方向（左右方向）に並んで配置されているので、パイプ２の曲げ抵抗、パイプ２のせん断抵抗、地盤の受働抵抗の少なくとも一つによって地すべり抑止力を高めることができる。すなわち、パイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）が、パイプ２の特性や地盤の特性を考慮した間隔Ｗに設定されているので、簡便で、小型機械での施工が可能なパイプ２（細径鋼管）を使用して、優れた補強効果を発揮することが可能となる。
既存擁壁を補強する工法として抑止杭工法、地山補強土工法、グランドアンカー工法などがあるが、戸建住宅の宅地は狭隘であり既存家屋が施工の障害となることから、宅地擁壁の補強に適用できる例は少ない。
また、既存家屋がなくても施工可能な工法として、比較的小型の機械で擁壁背面から放射状に掘削した穴にセメントミルクと鉄筋を挿入する工法があるが、既存擁壁を補強する場合、セメントミルクを用いる工法では、セメントミルクの膨張や水抜き穴の閉塞により、既存擁壁に影響を及ぼすおそれがある。
さらに、地盤面上で補強体頭部のキャッピングが必要な工法もあるが、キャッピングが障害物となり、狭隘な宅地では土地利用の制約となる。
これに対し、本実施形態の地盤補強構造１を用いる工法は、これらの課題を解決できる特徴もある。
【0106】
また、本実施形態によれば、地盤補強構造１は、擁壁背面地盤１０に埋設され、擁壁２０の設置方向（左右方向）に並ぶ複数のパイプ２を結合する結合部材３を備えているので、擁壁２０の設置方向に並ぶ複数のパイプ２が結合されていない場合に比べて一体感が高まり、地すべりに対して効率よく抵抗することが可能となる。
また、擁壁２０の設置方向（左右方向）に沿って略水平に設置された結合部材３に、パイプ２の上端部を接合するだけで、擁壁２０の設置方向に並ぶ複数のパイプ２を結合することができるので、施工性を向上することができる。
さらに、地盤補強構造１は、パイプ２だけでなく結合部材３も擁壁背面地盤１０に埋設されている。すなわち、地盤補強構造１は、その全体が地中にあるので、土地利用の障害とならないし、また、擁壁２０の天端排水施設も容易に設置できる。
なお、本実施形態では、一つの補強ユニット４Ａ，４Ｂに対し、１本の結合部材３を設けることとしたが、これに限られるものではない。例えば、結合部材３によって複数本のパイプ２の上端部同士を結合するのであれば、一つの補強ユニット４Ａ，４Ｂに対し、複数本の結合部材３を設けることとしてもよい。
また、地盤補強構造１は、少なくとも複数本のパイプ２を備えていればよい。すなわち、補強構造１は結合部材３を備えないものであってもよい。
また、擁壁２０の設置方向（左右方向）に沿って略水平に設置された結合部材３に、パイプ２の上端部を接合するだけで、擁壁２０の設置方向に並ぶ複数のパイプ２を結合することができるので、施工性を向上することができる。
さらに、地盤補強構造１は、パイプ２だけでなく結合部材３も擁壁背面地盤１０に埋設されている。すなわち、地盤補強構造１は、その全体が地中にあるので、土地利用の障害とならないし、また、擁壁２０の天端排水施設も容易に設置できる。
なお、本実施形態では、一つの補強ユニット４Ａ，４Ｂに対し、１本の結合部材３を設けることとしたが、これに限られるものではない。例えば、結合部材３によって複数本のパイプ２の上端部同士を結合するのであれば、一つの補強ユニット４Ａ，４Ｂに対し、複数本の結合部材３を設けることとしてもよい。
また、地盤補強構造１は、少なくとも複数本のパイプ２を備えていればよい。すなわち、補強構造１は結合部材３を備えないものであってもよい。
【0107】
また、本実施形態によれば、地盤補強構造１は、擁壁２０の設置方向（左右方向）に沿って一列に並ぶ複数のパイプ２を備える補強ユニット４Ａ，４Ｂを複数有しており、当該地盤補強構造１が有する補強ユニット４Ａ，４Ｂの数、及びパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）を、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの数ｎ及び間隔Ｗに設定することが可能である。したがって、例えば補強ユニット４Ａ，４Ｂの数を１つとした場合に第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔Ｗが実現困難な値となっても、補強ユニット４Ａ，４Ｂの数を複数にして、補強ユニット４Ａ，４Ｂの数及びパイプ２の間隔の組合せによって、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たすようにすることで、パイプ２の間隔を実現容易な間隔Ｗとすることが可能となり、優れた補強効果を確実に発揮することが可能となる。
【0108】
また、本実施形態によれば、地盤補強構造１（Λ型タイプの地盤補強構造１）は、パイプ２として、互いに平行でない第一パイプ（谷側パイプ）及び第二パイプ（山側パイプ）を備えており、第一パイプ及び第二パイプは、上端部同士が結合されて、下端部同士が擁壁２０の設置方向（左右方向）に直交する前後方向に離れているので、第一パイプ及び第二パイプのうち、一方のパイプ（谷側パイプ）の上端部に、他方のパイプ（山側パイプ）の引抜き抵抗Ｒｔ（具体的には、引抜き抵抗Ｒｔの谷側パイプに対する直角成分ＲＨ）が作用することとなる。すなわち、他方のパイプによって、一方のパイプの上端部を押さえることができるので、擁壁背面地盤１０をより効果的に補強することが可能となる。
さらに、第一パイプに対する第二パイプの角度、及びパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）を、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの角度２α及び間隔Ｗに設定することが可能である。したがって、例えば第一パイプ及び第二パイプを平行とした場合に第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔Ｗが実現困難な値となっても、第一パイプ及び第二パイプを互いに平行でない状態にして、第一パイプに対する第二パイプの角度及びパイプ２の間隔の組合せによって、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たすようにすることで、パイプ２の間隔を実現容易な間隔Ｗとすることが可能となり、優れた補強効果を確実に発揮することが可能となる。
なお、本実施形態では、第一パイプ（谷側パイプ）及び第二パイプ（山側パイプ）は、上端部同士が結合部材３を介して結合されているが、これに限られるものではなく、第一パイプ及び第二パイプは、例えば、上端部同士が直接結合されていてもよい。第一パイプ及び第二パイプの上端部同士を直接結合する手法としては、例えばクランプ（あるいはワイヤ等）を用いて直接結合してもよいし、あるいは、溶接等によって直接結合してもよい。また、第一パイプ及び第二パイプの上端部同士を直接結合する場合は、結合部材３を備えていなくてもよい。第一パイプ及び第二パイプの上端部同士を直接結合する場合であって、結合部材３を備える場合には、当該結合部材３は、複数の第一パイプ同士の結合するものであってもよいし、複数の第二パイプ同士を結合するものであってもよい。
さらに、第一パイプに対する第二パイプの角度、及びパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）を、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす組合せの角度２α及び間隔Ｗに設定することが可能である。したがって、例えば第一パイプ及び第二パイプを平行とした場合に第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たす間隔Ｗが実現困難な値となっても、第一パイプ及び第二パイプを互いに平行でない状態にして、第一パイプに対する第二パイプの角度及びパイプ２の間隔の組合せによって、第一条件と第二条件と第三条件の少なくとも一つを満たすようにすることで、パイプ２の間隔を実現容易な間隔Ｗとすることが可能となり、優れた補強効果を確実に発揮することが可能となる。
なお、本実施形態では、第一パイプ（谷側パイプ）及び第二パイプ（山側パイプ）は、上端部同士が結合部材３を介して結合されているが、これに限られるものではなく、第一パイプ及び第二パイプは、例えば、上端部同士が直接結合されていてもよい。第一パイプ及び第二パイプの上端部同士を直接結合する手法としては、例えばクランプ（あるいはワイヤ等）を用いて直接結合してもよいし、あるいは、溶接等によって直接結合してもよい。また、第一パイプ及び第二パイプの上端部同士を直接結合する場合は、結合部材３を備えていなくてもよい。第一パイプ及び第二パイプの上端部同士を直接結合する場合であって、結合部材３を備える場合には、当該結合部材３は、複数の第一パイプ同士の結合するものであってもよいし、複数の第二パイプ同士を結合するものであってもよい。
【0109】
また、本実施形態によれば、Λ型タイプの地盤補強構造１において、第一パイプ（谷側パイプ）を、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも前側（擁壁２０側）に位置する状態で設置するとともに、第二パイプ（山側パイプ）を、下端部が、上端部を通る仮想の鉛直線よりも後側（建物３０側）に位置する状態で設置することが可能である。したがって、第一パイプ及び第二パイプは互いに向かうように斜めに設置されている、すなわち第一パイプ及び第二パイプはΛ型に結合されているので、地盤補強構造１の設置場所が狭くても、第一パイプに対する第二パイプの角度２αを大きくすることができる。第一パイプに対する第二パイプの角度２αが大きいほど（９０度に近いほど）、第一パイプの上端部を押さえる力（直角成分ＲＨ（＝Ｒｔ・sｉｎ２α））が大きくなるので、擁壁背面地盤１０をより効果的に補強することが可能となる。
【0110】
また、本実施形態によれば、地盤補強構造１において、パイプ２の長さ及びパイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向（左右方向）における間隔）を、第三条件を満たす組合せの長さＬ０及び間隔Ｗに設定することが可能である。したがって、例えばパイプ２の長さをＬａとした場合に第三条件を満たす間隔Ｗが実現困難な値となっても、パイプ２の長さをＬａよりも長くして、パイプ２の長さ及びパイプ２の間隔の組合せによって、第三条件を満たすようにすることで、パイプ２の間隔を実現容易な間隔Ｗとすることが可能となり、優れた補強効果を確実に発揮することが可能となる。
【0111】
また、本実施形態の設計方法は、擁壁２０の背面側に位置する擁壁背面地盤１０を補強する地盤補強構造１の設計方法、具体的には擁壁２０及び擁壁背面地盤１０のすべり破壊に対して所定の安全率以上を確保するための地盤補強の設計方法であって、地盤補強構造１は、下端部が擁壁背面地盤１０のすべり面１２よりも深く設置されるパイプ２を複数備えており、複数のパイプ２は、擁壁２０の設置方向（左右方向）に所定間隔で並んで配置されている。そして、当該所定間隔を、パイプ２の最大曲げモーメント（曲げ縁応力度σｂ）が許容曲げモーメント（許容曲げ応力度σａ）を下回るという第一条件と、パイプ２の最大せん断力（せん断応力度τｓ）が許容せん断力（許容せん断応力度τａ）を下回るという第二条件と、パイプ２の根入れ部前面地盤の受働土圧Ｑｐがパイプ２の作用水平力（負担水平力Ｈ’）を上回るという第三条件と、の少なくとも一つを満たす間隔Ｗとすることが可能であるので、パイプ２の曲げ抵抗、パイプ２のせん断抵抗、地盤の受働抵抗の少なくとも一つによって地すべり抑止力を高めることができる。すなわち、パイプ２の間隔（擁壁２０の設置方向における間隔）を、パイプ２の特性や地盤の特性を考慮した間隔Ｗとすることが可能であるので、優れた補強効果を発揮することができる。
さらに、Λ型タイプの場合は、すべり力に対して、第一パイプ（谷側パイプ）にはその曲げ強度とせん断強度及びすべり面以深のパイプ前面の受働抵抗、第二パイプ（山側パイプ）にはパイプの引抜抵抗によって、第一パイプ頭部の水平変位を抑制するとともに、第一パイプに発生する最大曲げモーメントと最大せん断力を低減する役割に期待することができる。
さらに、Λ型タイプの場合は、すべり力に対して、第一パイプ（谷側パイプ）にはその曲げ強度とせん断強度及びすべり面以深のパイプ前面の受働抵抗、第二パイプ（山側パイプ）にはパイプの引抜抵抗によって、第一パイプ頭部の水平変位を抑制するとともに、第一パイプに発生する最大曲げモーメントと最大せん断力を低減する役割に期待することができる。
【0112】
また、本実施形態によれば、擁壁背面地盤１０に埋設された複数のパイプ２を備える地盤補強構造１の設計方法であって、擁壁背面地盤１０の必要抑止力を計算する必要抑止力計算ステップ（ステップＳ４）と、パイプ２のパイプ条件を設定するパイプ条件設定ステップ（ステップＳ５）と、擁壁背面地盤１０の地盤条件を設定する地盤条件設定ステップ（ステップＳ３）と、パイプ２の設置間隔Ｗ及び設置列数ｎに関する仮定値を設定する仮定ステップ（ステップＳ６）と、必要抑止力、パイプ条件、地盤条件、及び仮定値に基づいて、応力度σｂ，τｓを計算する応力度計算ステップ（ステップＳ９）と、パイプ条件及び地盤条件に基づいて、パイプ２の設置長さＬ０を決定する設置長さ決定ステップ（ステップＳ１１）と、を有し、パイプ条件設定ステップで設定したパイプ条件に含まれる許容応力度σａ，τａと応力度計算ステップで計算した応力度σｂ，τｓとを仮定値を変えて比較し、当該比較結果に基づいてパイプ２の設置間隔Ｗ及び設置列数ｎを決定する（図２５参照）。
【0113】
すなわち、地盤条件及びパイプ条件に基づいてパイプ２の設置間隔Ｗ、設置列数ｎ、設置長さＬ０を決定するので、対象となる擁壁背面地盤１０の地盤条件と、使用するパイプ２のパイプ条件と、に応じた地盤補強構造１の設計が可能となり、信頼性の高い地盤補強構造１を構築することができる。したがって、本実施形態の設計方法で設計した地盤補強構造１で擁壁背面地盤１０を補強することによって、パイプ２の曲げ強度やせん断強度によって地すべりに対する安全率（抵抗力）を高め、常時及び地震時における安全率（必要安全率）を確保することができる。これにより、常時及び地震時において擁壁２０背面にある建物３０の不同沈下を防止することが可能となる。
【0114】
また、擁壁背面地盤に建物を建築する場合には、（１）擁壁と建物との離隔距離を十分に確保する、（２）建物の基礎の根入れを深くする、（３）建物直下に杭を打つ、などの「近接擁壁に対する対応（安息角対応）」が必要になる。これに対し、擁壁背面地盤１０に、本実施形態の設計方法で設計した地盤補強構造１を設置して補強することによって、パイプ２のすり抜け抵抗によって擁壁２０に作用する土圧を軽減できるので、上記の「近接擁壁に対する対応」と同等の効果が期待できる。すなわち、地盤補強構造１が設置された擁壁背面地盤１０においては、擁壁と建物との離隔距離を十分に確保することなく、建物の基礎の根入れを深くすることなく、建物直下に杭を打つことなく、建物を建築することが可能となり、敷地（擁壁背面地盤１０の天端）を有効活用することができる。
【0115】
また、本実施形態によれば、地盤補強構造１の設計方法において、パイプ条件、地盤条件、及び仮定値に基づいて、パイプ２の負担水平力Ｈ’を計算する負担水平力計算ステップ（ステップＳ６）と、パイプ条件、地盤条件、及び仮定値に基づいて、パイプ２の受働土圧Ｑｐを計算する受働土圧計算ステップ（ステップＳ１３）と、を有し、負担水平力計算ステップで計算した負担水平力Ｈ’と受働土圧計算ステップで計算した受働土圧Ｑｐとを仮定値を変えて比較し、当該比較結果に基づいてパイプ２の設置間隔Ｗ及び設置列数ｎを決定する（図２５参照）。
すなわち、応力度だけでなく負担水平力及び受働土圧も考慮してパイプ２の設置間隔Ｗ、設置列数ｎを決定するので、より信頼性の高い地盤補強構造１を構築することが可能となる。
すなわち、応力度だけでなく負担水平力及び受働土圧も考慮してパイプ２の設置間隔Ｗ、設置列数ｎを決定するので、より信頼性の高い地盤補強構造１を構築することが可能となる。
【0116】
また、本実施形態によれば、地盤補強構造１の設計方法において、仮定ステップ（ステップＳ６）では、パイプ２の設置間隔Ｗとして、Ｗ≦８Ｄ（Ｄ：パイプ２の直径）を満たす値を仮定するように構成することが可能である。
このように構成することによって、決定したパイプ２の設置間隔ＷがＷ≦８Ｄ（Ｄ：パイプ２の直径）を満たすこととなるので、隣接するパイプ２同士の間を土塊がすり抜ける土塊の中抜けを防止することが可能となる。
このように構成することによって、決定したパイプ２の設置間隔ＷがＷ≦８Ｄ（Ｄ：パイプ２の直径）を満たすこととなるので、隣接するパイプ２同士の間を土塊がすり抜ける土塊の中抜けを防止することが可能となる。
【0117】
また、本実施形態によれば、地盤補強構造１には、パイプ２を鉛直に設置する第一タイプ（II型タイプ）と、パイプ２を斜めに設置する第二タイプ（Λ型タイプ）と、があり、擁壁背面地盤１０の高さ（擁壁２０の高さｈ）に基づいてタイプを決定するように構成することが可能である。具体的には、例えば、ｈ≦２．０ｍである場合にはII型タイプを選択し、２．０ｍ＜ｈ＜３．０ｍである場合には条件によりII型タイプ又はΛ型タイプを選択し、３．０ｍ≦ｈである場合にはΛ型タイプを選択するように構成することが可能である。
このように構成することで、より信頼性の高い地盤補強構造１を構築することが可能となる。
このように構成することで、より信頼性の高い地盤補強構造１を構築することが可能となる。
【0118】
また、本実施形態によれば、地盤補強構造１の設計方法において、地盤補強構造１が第二タイプ（Λ型タイプ）である場合には、仮定ステップ（ステップＳ６）で、パイプ２の設置角度２α、設置間隔Ｗ、及び設置列数ｎに関する仮定値を設定し、比較結果に基づいてパイプ２の設置角度２α、設置間隔Ｗ、及び設置列数ｎを決定する。
すなわち、地盤補強構造１が第二タイプ（Λ型タイプ）である場合には、地盤条件及びパイプ条件に基づいてパイプ２の設置角度２αも決定するので、より信頼性の高い地盤補強構造１を構築することが可能となる。
すなわち、地盤補強構造１が第二タイプ（Λ型タイプ）である場合には、地盤条件及びパイプ条件に基づいてパイプ２の設置角度２αも決定するので、より信頼性の高い地盤補強構造１を構築することが可能となる。
【0119】
また、本実施形態によれば、パイプ２は単管パイプである。
したがって、パイプ２として細径のパイプである単管パイプを用いるので、施工性が良く、地盤を乱すことがなくパイプの抵抗力（周面摩擦力）を確保できる。
また、細径のパイプである単管パイプを用いるので、大掛かりな建設機械を使用せずとも施工することができる。すなわち、狭小地での施工が可能である。したがって、敷地内（擁壁背面地盤１０の天端）に建物３０が既に建っていても、敷地内での施工が可能であるので、隣地を使用することなく地盤補強構造１を構築できる。
したがって、パイプ２として細径のパイプである単管パイプを用いるので、施工性が良く、地盤を乱すことがなくパイプの抵抗力（周面摩擦力）を確保できる。
また、細径のパイプである単管パイプを用いるので、大掛かりな建設機械を使用せずとも施工することができる。すなわち、狭小地での施工が可能である。したがって、敷地内（擁壁背面地盤１０の天端）に建物３０が既に建っていても、敷地内での施工が可能であるので、隣地を使用することなく地盤補強構造１を構築できる。
【符号の説明】
【0120】
１ 地盤補強構造
２ パイプ
３ 結合部材
４Ａ，４Ｂ 補強ユニット
１０ 擁壁背面地盤
１２ すべり面
２０ 擁壁
２ パイプ
３ 結合部材
４Ａ，４Ｂ 補強ユニット
１０ 擁壁背面地盤
１２ すべり面
２０ 擁壁
【図1】
【図2】
【図3】
【図4】
【図5】
【図6】
【図7】
【図8】
【図9】
【図10】
【図11】
【図12】
【図13】
【図14】
【図15】
【図16】
【図17】
【図18】
【図19】
【図20】
【図21】
【図22】
【図23】
【図24】
【図25】
【図26】
【図27】
【図28】
【図29】
【図30】
【図31】
【図32】
【図33】
【図34】
【図35】
【図36】
【図37】
【図38】
【図39】
【図40】
【図41】
【図42】
【図43】
【図44】
【図45】
【図46】
【図47】
【図48】
【図49】
【図50】
【図51】
【図52】
【図53】
【図54】