添付資料４.第一減勢工斜面安定確認対応

【非常用洪水吐き第一減勢工斜面対策工について】
非常用洪水吐き第一減勢工山側斜面については、「安威川ダムダムサイト基礎岩盤面観察・評価業務委託 平成28年9月」において、施工中に変状が確認された範囲に対してグラウンドアンカー工を設計している。
しかし、その後施工を進めていった際に新たに当初想定していた範囲よりも上流側に変状が発生した。
そこで、本業務ではそれらの変状状況の確認とそれらに対する追加法面対策工の検討を行った。
次頁以降に本業務内で整理した内容を示す。

添 4-1

(1) 施工状況
1) 変位発生経緯
非常用洪水吐き第一減勢工山側斜面（仮設法面、埋戻し土以下の範囲）では、Ｆ－１０断層が分布しており、山側からの湧水が断層で遮水することですべり抵抗力の低下やすべり土塊の重量増加によって、断層周辺が崩落する危険性が生じた。それらに対し、グラウンドアンカー工を配置している。
また、施工時のモニタリングとして、ひずみ計およびロードセルを設置している。
上記対策工を実施した上で非常用洪水吐き部の掘削を進めていたところ、EL.69.7mまで掘削を進めた段階で、ひずみ計 No.8、ひずみ計 A-1、ひずみ計 A-2 にひずみが確認された。
そこで、ひずみ計設置時のボーリングコアの確認を行ったところ、下図に示すような位置で新たなすべり土塊が分布している可能性が分かった。

ひずみ発生箇所およびボーリングコア等から想定されるすべり土塊

図- 1 新たに確認されたすべりブロック
そこで、本検討では、施工時に新たに確認された変位に対する対策工の検討を行った。

添 4-2

(2) 変状範囲
追加ボーリング調査及び計測結果より想定される新たな変状範囲（すべり面深度、土塊範囲）としては、以下に通りである。
1) すべり面深度a) 追加調査ボーリング A-1 孔（パイプ歪計設置孔）
ホルンフェルスとの地質境界付の石英閃緑岩中において、深度 10.63m、10.69m、10.75m 付近に灰色粘土層を 5mm～10mm 程度の厚さで挟む割れ目が確認され、ボアホールカメラ観察の結果、それらの割れ目は法面に対して 40°～60°程度の流れ盤方向である。
また、パイプ歪計の計測結果では、深度 11m（CH.21、CH.22）にて掘削に伴い変位の累積が認められ、その深度以外では有意な変位は認められない。
以上の結果より、A-1 孔では深度 11m 付近がすべり面の可能性がある。
b) 追加調査ボーリング A-2 孔（パイプ歪計設置孔）
石英閃緑岩との地質境界付のホルンフェルス中において、深度 8.05m、8.75m、11.35m
付近に灰色粘土層を 5mm～10mm 程度の厚さで挟む割れ目が確認され、ボアホールカメ
ラ観察の結果、それらの割れ目は法面に対して 30°～60°程度の流れ盤方向である。
ホルンフェルスとの地質境界付の石英閃緑岩中において、深度 19.18m 付近に灰色粘土層を 5mm～10mm 程度の厚さで挟む割れ目が確認され、ボアホールカメラ観察の結果、その割れ目は法面に対して 40°～60°程度の受け盤方向である。
また、パイプ歪計の計測結果では、深度 7m（CH.13、CH.14）、深度 8m（CH.15、CH.16）
にて掘削に伴い変位の累積が認められ、それらの深度以外では有意な変位は認められない。なお、深度 19m（CH.37、CH.38）では、観測開始直後から変位の累積が認められるため、地山の挙動（掘削の影響）ではないと考えられる。
以上の結果より、A-2 孔では深度 7m～8m 付近がすべり面の可能性がある。
c) 追加調査ボーリング A-3 孔（パイプ歪計は未設置）
深度 1m～5m 付近にかけては F-10 断層及び破砕部が認められるが、深部においてはすべり面と想定される弱部は認められない。
また、施工済のアンカー最下段に設置したロードセル No.5-7 においては、掘削によるアンカー荷重の顕著な増減は認められない。
以上の結果より、A-3 孔は変状範囲外であると考えられる。

添 4-3

d) 既往調査ボーリング No.5 孔（パイプ歪計 No.8 孔と近接）
石英閃緑岩との地質境界付のホルンフェルス中において、深度 14.40m～14.50m 付近に破砕された粘土層が確認され、ボアホールカメラ観察の結果、その割れ目は法面に対して 70°～80°程度の流れ盤方向である。ホルンフェルス内に薄く挟む石英閃緑岩は、周辺のホルンフェルスよりも相対的に軟質で CLh 級～CL 級岩盤（深度 13m 付近、深度 18m 付近）となる。
また、近接するパイプ歪計 No.8 孔の計測結果では、深度 5m（CH.9、CH.10）、深度14m（CH.27、CH.28）にて変位の累積が認められ、平成 29 年 4 月 22 日の下部法面掘削に伴い深度 14m において変位の累積が認められる。
以上の結果より、No.5 孔（パイプ歪計 No.8 孔）では深度 14m 付近がすべり面の可能性がある。
e) 既往調査ボーリング No.1 孔（パイプ歪計 No.6 孔、No.7 孔の間）
深度 1m 付近及び 3m 付近においては破砕部（D 級）が認められるが、深部においてはすべり面と想定される弱部は認められない。ホルンフェルス内に薄く挟む石英閃緑岩
は、周辺のホルンフェルスよりも相対的に軟質で CLh 級級岩盤（深度 19m 付近）となる。
また、近接するパイプ歪計 No.6 孔及び No.7 孔の計測結果では、掘削による有意な変位は認められない。
以上の結果より、No.1 孔（パイプ歪計 No.6 孔、No.7 孔）は変状範囲外であると考えられる。
2) 変動の範囲（岩盤すべり）
平成 29 年 4 月～5 月にかけてパイプ歪計等において変位の累積が認められるが、地表面（モルタル吹付面、法枠等の構造物）には新たな変状は認められず、既往クラッ
クの幅についても顕著な増減は認められない。そのため、ボーリングコアのすべり面状況を踏まえて、切土法面のスケッチ結果よりブロック範囲については検討した。
上流側端部については、No.8+3m 付近に法面に対して直交方向の高角度割れ目（粘土を挟む CL 級）が確認されている。それより上流側では、岩盤すべり境界となり得る方向の割れ目（劣化部～弱部）は認められないことから、No.8+3 付近の割れ目が岩盤すべりの上流側端部であると考えらえる。
下流側端部については、岩盤すべり境界となり得る法面直交方向の割れ目は認められないが、ロードセル No.5-1 ではアンカー荷重が増加、ロードセル No.5-7 では有意な変化なし、ロードセル No.5-7 より上流側で実施したリフトオフ試験ではアンカー荷重が増加していることから、非常用洪水吐測線 No.9 付近～ロードセル No.5-7（測線No.9+5）の間に岩盤すべりの下流側端部が位置すると考えられる。

添 4-4

法面上部の端部については、既往ボーリング No.5 孔の結果、すべり面と考えられるホルンフェルスと石英閃緑岩の地質境界の延長部（掘削面では地質境界は認められないため、ボアホールカメラ観察による方向）を岩盤すべり端部と設定した。

想定すべり面10.75m

図-2 コア写真（A-1 孔）

添 4-5

想定すべり面
8.75m

図-3 コア写真（A-2 孔）
（1/2）

添 4-6

深部における想定すべり面なし

図-4 コア写真（A-2 孔）
（2/2）

添 4-7

F-10 断層及び破砕帯

想定すべり面なし

図-5 コア写真（A-3 孔）

添 4-8

想定すべり面
14.45m

図-6 コア写真（No.5 孔）

添 4-9

想定すべり面なし

図-7 コア写真（No.1 孔）

添 4-10排水ボーリング No.5

排水ボーリング No.1

図- 8 既設アンカー及び計測工配置図

添 4-11

CH21（深度 11m）
5/22
掘削再開
5/11
減勢部堤体側掘削

CH22（深度 11m）
5/22
掘削再開

5/11
減勢部堤体側掘削

図-9 パイプ歪計観測図（A-1 孔）（安威川ダム JV より提供）

添 4-12

CH1（深度 1m）

CH15（深度 8m）
CH13（深度 7m）

CH37（深度 19m）

CH38（深度 19m）
CH16（深度 8m）
CH14（深度 7m）

図-10 パイプ歪計観測図（A-2 孔）（安威川ダム JV より提供）

添 4-13

図-11 パイプ歪計観測図（No.6 孔）（安威川ダム JV より提供）

添 4-14

図-12 パイプ歪計観測図（No.孔）（安威川ダム JV より提供）

添 4-15

CH9（深度 5m）

CH27（深度 14m）

CH10（深度 5m）

CH28（深度 14m）

図-13 パイプ歪計観測図（No.8 孔）（安威川ダム JV より提供）

添 4-16

排水ボーリング No.5

法面に対して直交方向の高角度割れ目（粘土を挟む CL 級）を上流側ブロック側部と想定

排水ボーリング No.1

ロードセル No.5-7 に有意な変位は認められないため、ロードセル No.5-7 よりも上流側にブロックの側部境界があると想定図- 14 すべりブロック分布平面図

添 4-17

EL.84.0m

EL.71.0m

図- 15 すべりブロック分布平面図（地質区分図）

添 4-18

EL.84.0m

EL.71.0m

図- 16 すべりブロック分布平面図（岩級区分図）

添 4-19

：ひずみ発生深度

A-1

A-2

No.5

A-3

No.1

EL.84.0m

EL.71.0m

図- 17 すべりブロック分布スライス断面図（岩級区分図）

添 4-20A-1：ひずみ発生深度

図- 18 すべりブロック断面図（NO.8+5）

添 4-21

No.5

A-2：ひずみ発生深度

図- 19 すべりブロック断面図（NO.8+14）

添 4-22

(3) 対策工設計
1) 検討条件a) 対策工の選定想定されるすべりは厚みが最大約 11m 程度あり、鉄筋挿入工や法枠工のような表層の対策工ですべりブロックを抑制することは困難である。
また、杭工を採用した場合アンカー工よりも経済性に劣るとともに全体的に多くの工期を要する。そこで本検討ではアンカー工による検討を基本とする。

b) 安定解析方法
実施工時において新たに確認された非常用洪水吐き減勢工部に分布するすべりブロックについて、掘削及び供用後の安定性が確保されているか確認した。
検討にあたっては、「道路土工 切土工・斜面安定工指針（平成 21 年度版）」に基づ
き、掘削面で確認されたすべり面を対象として、下式を用いた簡便法により行った。

Fsc lWu b cos「道路土工tan/W sin

切土工・斜面安定工指針（平成 21 年度版）、P.399」

ここに、
Fs：安全率c：粘着力(kN/m 2 )φ：せん断抵抗角(度)l：各分割片で切られたすべり面の延長(m)u：間隙水圧(kN/m 2 )b：分割片の幅(m)W：分割片の重量(kN/m)α：分割片で切られたすべり面の中点とすべり円の中心を結ぶ直線と鉛直線のなす角度(度)図- 20
添 4-23簡便法

c) 単位体積重量
当該箇所は大部分が CM 級岩盤以上が分布している斜面である。
CM 級岩盤の単位体積重量は、これまで設定されていないが、本検討では安全側の設定として、CLh 級岩盤の湿潤重量より大きい、γ t =22.0kN/m 3 とした。
また、当該箇所は上流側の沢部からの地下水が F-10 断層部で止水され、降雨時には斜面部の地下水位が上昇することで斜面の安定性が損なわれていること、近隣の水抜き孔等から地下水の存在が確認されていることから、安定解析には安全側の設定として、飽和重量を用いることとし、γ sat =23.0kN/m 3 とした（土塊重量が大きい方が不足力が大きくなる）。

d) 粘着力 c
当該箇所は岩盤であり、高角度の亀裂によって開口したブロックが崩落してくることも考えられる。
そこで本検討では粘着力 c は見込まないこととした。

e) 内部摩擦角φ
内部摩擦角φは、ひずみ発生時の掘削形状を基に逆解析によって求めることとした。

表- 1

湿潤重量(KN/m 3 )
飽和重量(KN/m 3 )粘着力 c(KN/m 2 )内部摩擦角φ(°)
出典

各岩級の物性値
CM 級岩盤

崖錐

D 級岩盤

CLl 級岩盤

18.019.020.0

22.0

19.020.0

21.0

23.0

10505000

303440

本検討で設定H21 転流工

H18 実施設計H18 実施設計

積算(H8 試験値)(H9 試験値)

添 4-24(すべり面)

f) 現況安全率
現状安全率は、地表面等には変状は認められないことから、Fs0=1.0 とした。
表- 2

現況安全率の目安

出典：貯水池周辺の地すべり斜面と対策に関する技術指針(案)・同解説、P. 4-6g) 計画安全率
計画安全率は仮設法面ではあるが、存置期間が長いことから、Fs=1.2 とした。

表- 3

対策工の計画安全率と保全対象の重要度一覧

出典：切土補強土工法設計・施工要領、平成 19 年 1 月、NEXCO

添 4-25h) 検討対象ブロック
本検討における対象ブロックとしては、既設アンカーが分布していない断面で、かつすべり土塊が最大となる NO.8+5 断面で逆解析を行い、すべり面の強度物性値を求めることとした。
また、対策規模の検討にあたっては、現在アンカーが配置されていない範囲の代表断面としては NO.8+5 断面を、既設アンカーの影響を考慮した断面としては NO.8+14断面を検討断面とした。また、それぞれのすべり面はひずみ計の変位発生位置を基に設定している。

図- 21

検討断面の選定

添 4-26

図- 22

検討断面図(NO.8+5)図- 23

検討断面図(NO.8+14)
添 4-272) 逆解析によるすべり面強度
前述の検討条件に基づき、すべり面強度を逆解析によって求めた。
検討の結果、すべり面強度は、以下のとおりとなった。
粘着力 c：0.0kN/m2

内部摩擦角φ：37.50°

図- 24

逆解析検討結果(NO.8+5)

添 4-283) 必要抑止力の算出
前節で算出したすべり面強度を用いて、最終掘削形状における安全率及び必要抑止力を算出した。
検討の結果、アンカーを配置していない NO.8+10 より上流側と既設アンカーの影響を考慮した NO.8+10 より下流側について、下表に示すとおりとなった（発注者からの指示により参考に Fs=1.1 とした場合の計算も実施）。
なお、既設アンカーの効果については、定着長が全てすべり面よりも山側に配置されている最下段のアンカー１本分のみの効果を考慮（期待）することとした。

表- 4
検討ケース

必要抑止力の算出結果

粘着力 内部摩擦角 抵抗力 既設アンカーによる抵抗力
φ(°)(kN/m)c(kN/m2)(kN/m)

起動力(kN/m)

安全率
計画安全率
(無対策)

NO.8+50.037.50

4878.80.06220.2

0.784

NO.8+14

0.0

37.50

5496.6376.1

4982.7

1.179

1.2
1.1
1.2
1.1

必要抑止力(kN/m)
2585.44
1963.42
必要なし
必要なし【既設アンカーによる抵抗力】
最下段に打設している既設アンカーのみ抵抗力として考慮。
Po = Td × m ÷ a= 745.87 × 1 ÷ 2.5 = 298.35 kN/m
Pr = Po × (cosβ＋sinβ×tanφ)= 298.35 × (cos(37.347°)＋sin(37.347°)×tan(37.50°) )= 376.06kN/m

添 4-29

①NO.8+5 断面

図- 25

掘削後の安全率(NO.8+5)

添 4-30②NO.8+14 断面

図- 26

掘削後の安全率(NO.8+14)

添 4-314) 対策工規模の決定
前節で算出した必要抑止力に対するアンカー規模の検討を行った。
次頁以降に計算書を示す。計算の結果、それぞれのケースで必要となるアンカー規模を以下に示す。
【NO.8+5 断面、Fs=1.2】
・適用範囲：NO.8+2～NO.8+10
・設計アンカー力：999.53(kN)[KP アンカーとした場合 KP6-7]
・アンカー傾斜：下向き 7.5°
・打設段数：6 段・自由長：12.5m（CLh 級岩盤以上に定着をとる）
・アンカー体長：7.5m
・アンカー長：20.0m
・打設配置：水平打設間隔 2.5m×アンカー直交間隔 2.5m(格子配置)

添 4-32なお、アンカー打設角度は「グラウンドアンカー設計・施工基準,同解説」によると、「アンカー傾角を-5°～+5°の範囲にすると、残留スライムおよびグラウト硬化時に生じるグラウトブリーディングがアンカーの耐力に大きく影響する可能性があるのでこの範囲は避ける」とある。また、打設角度は 5°とした方が 7.5°よりも緊張力が小さくなるが、発注者および施工業者との協議の結果、以下の理由により打設角度を7.5°とした。

・5°より 7.5°の方がブリーディング等を考えたときに品質が向上する。
・現況の 5 分法面に対して 5°で打設する場合、角度調整台座を用いても許容範囲に収まらず、別途台座が必要となる。
・10°にするとアンカー及び受圧板の規格が 1 ランク上がり価格が高くなる。

添 4-33

図- 27

アンカー工標準断面図(NO.8+5 断面図)

添 4-34

図- 28アンカー工配置平面図(赤色が新設)

添 4-35

アンカー工の計算(NO.8+5 Fs=1.2)
1.設計条件
必要抑止力
すべり面勾配Pr：
θ1：2585.44 kN/m
64.016 °1.11729 radθ2：
20.372 °0.355558 rad

アンカー水平間隔
施工段数
傾角a：
m1：
m2：
α：

アンカーとすべり面のなす角β1：アンカーの抑止機能
すべり面の内部摩擦角
アンカー体
適用基準
アンカーの支持方式
アンカーの種別仮設

永久※アンカーの下向き打設角

71.516 °1.24819 rad
β2：27.872 °0.486458 rad
締め付け＋引き止め効果
φ：37.5 °
0.654498 rad
地盤工学会
摩擦引張型
PC鋼より線

テンドンとグラウトの許容付着応力度
τb：

引
張材の種
類

2.5 m
5段
1段
7.5 °
0.1309 rad

0.80 N/mm2

許容付着応力度(N/mm2)
グラウトの設計基準強度
18243040 以上
PC 鋼より線
1.00
1.20
1.35
1.50
多重 PC 〃
異形 PC 鋼棒
1.40
1.60
1.80
2.00
PC 鋼より線0.80
0.901.00
多重 PC 〃
異形 PC 鋼棒
1.60
1.80
2.00

仮設の許容付着応力度は、PC鋼より線・多重PCより線は永久の1.5倍、異形のPC鋼棒は、永久と同じとした。
出典:グラウンドアンカー設計・施工基準 同解説 P.112(平成15年8月26日版 地盤工学会)

添 4-36

アンカー体の周辺摩擦抵抗τ：1.00 N/mm2

アンカーの周面摩擦抵抗
地盤の種類
摩擦抵抗 (N/mm2)
1.50 ～ 2.50
硬 岩
1.00 ～ 1.50
軟 岩
岩盤
風化岩
0.60 ～ 1.00
土 丹
0.60 ～ 1.20
100.10 ～ 0.2020
0.17 ～ 0.25
N
砂礫30
0.25 ～ 0.35
値
400.35 ～ 0.4550
0.45 ～ 0.70
100.10 ～ 0.14
20
0.18 ～ 0.22
N
砂30
0.23 ～ 0.27
値
400.29 ～ 0.3550
0.30 ～ 0.40
1.0c
粘性土(c は粘着力)

文献:グラウンドアンカー設計・施工基準 同解説 P.117(平成15年8月26日版 地盤工学会)
計画安全率

Fs

2.5

許容引抜き力の極限引抜き力に対する安全率
仮 設 ア
永久アンカーン

安全率
1.5
2.5
1.5～2.0

カ ー(常 時)
(地震時)

極限引抜き力は、基本試験により確認することを原則とした場合の値。
出典:グラウンドアンカー設計・施工基準 同解説 P.113(平成15年8月26日版 地盤工学会)
削孔径(アンカー体径)dA：

添 4-37115 mm2.設計アンカー力の算出
2.1 必要アンカー力の算出
対策工施工後の斜面の計画安全率PFsと必要抑止力Prの関係は以下のとおりである。
PFs =[すべりに抵抗する力]+Pr[すべろうとする力]Pr =PFs・[すべろうとする力]-[すべりに抵抗する力]

アンカーによってすべり面を押しつける締め付け力と、すべり面沿いに引き上げる引き止め力の両方を「すべりに抵抗する力」とみなす算式は、必要アンカー力をPoとすると、
PFs =[すべりに抵抗する力]+Po・sinβ・tanφ+Po・cosβ[すべろうとする力]∴Po =PFs・[すべろうとする力]-[すべりに抵抗する力]
cosβ+sinβ・tanφとなる。したがって、締め付け+引き止め効果の場合は、必要アンカー力を以下
Po =Prcosβ+sinβ・tanφΣ｛Td(cosβ+sinβ・tanφ)｝ = Pr×a

ここで、単位断面あたりの打設本数はm=5本であることから、設計アンカー力(Td)を統一した場合、設計アンカー力(Td)は、以下のように計算できる。

Td=Pr×aΣ{(cosβ＋sinβ・tanφ)×m}

2585.44×
2.5{(cos(71.516)+sin(71.516)×tan(37.5)}×5+{(cos(27.872)+sin(27.872)×tan(37.5)}×1＝999.53 kN/本

添 4-38=

3.テンドン規格の決定
アンカー種別テンドン規格

PC鋼線より線(KPアンカー）KP6
KP6-7

上の場合の許容引張力は、引張強度(Tus)、降伏強度(Tys)に対してそれぞれ以下のようになる。
0.60×(Tus×N)=0.60× 1827.0 =1096.20.75×(Tys×N)=0.75× 1554.0 =1165.5≧≧999.53 ・・・OK
999.53 ・・・OK

出典：KPアンカーカタログ
N : PC鋼より線本数 ( 7 本)
Tus:引張強度(より線1本あたり 261.000 kN)
Tys:降伏強度(より線1本あたり 222.000 kN)
以上より、KP6-7は、設計アンカー力に対して安全である。

添 4-394.アンカー体長の算出
テンドンとグラウトの許容付着応力度 τb＝
τ＝アンカー体の周面摩擦抵抗
Fs＝設計安全率
U＝テンドンの周長dA＝削孔径(アンカー体径)

0.80
1.00
2.5174.66
115(1) テンドン拘束長
グラウトとアンカーテンドンとの付着から求まるテンドン拘束長
Td・103
lsa=U・τb999.53×10^3=174.66×0.80(2) アンカー体長の算出
グラウトと地盤の摩擦から求まるアンカー体長
Td・103・Fsla=
Π・dA・τ
999.53 ×103×=π× 115×

2.5
1.00(3) アンカー体長の決定
以上より、大きい方の長さを50cmまるめで切り上げ、アンカー体長(La)は、7,153 mm ⇒添 4-407.5 (m)=7,153=6,917とする。

(mm)(mm)