論文  扁平 RC 梁の耐衝撃挙動に及ぼす敷砂緩衝材の影響

論文  扁平 RC 梁の耐衝撃挙動に及ぼす敷砂緩衝材の影響

酒井 啓介^*1・栗橋 祐介^*2・今野 久志^*3・岸 徳光^*4

要旨：本研究では，ロックシェッド頂版部などの鉄筋コンクリート(RC)面部材を模擬した扁平RC梁の耐衝 撃挙動に及ぼす敷砂緩衝材の影響を検討することを目的に，敷砂緩衝材設置の有無を考慮した扁平RC梁の 静載荷および衝撃載荷実験を行った。その結果，1)敷砂設置の有無によって重錘衝撃力波形が大きく異なる 場合においても，支点反力および載荷点変位の応答波形は概ね類似した性状を示すことや，2)敷砂を設置し た場合においても，入力エネルギーがある程度以上大きい場合には，最大応答変位および残留変位は入力エ ネルギーと概ね線形関係にあることなどが明らかとなった。

キーワード: 扁平RC梁，敷砂緩衝材，衝撃載荷実験，静載荷実験

1. はじめに

近年，国内外において，地震や集中豪雨に起因する落 石や土石流，強風や竜巻による飛来物被害などの災害の 発生件数が増加しており，衝撃的な外力によって構造物 が損傷する災害も多発している。このような災害から人 命や財産を守るためには，想定される外力に対する構造 物の耐衝撃挙動および耐衝撃性を把握し，必要に応じて 耐衝撃性向上等の対策を講じなければならない。

著者らはこれまで，最も基本的な構造要素であるRC梁 に着目し，その耐衝撃設計法の確立に向けた検討を行っ てきた。その結果，重錘が直接衝突する場合には，入力 エネルギーと梁の最大たわみあるいは残留変位が線形関 係にあり，かつ静的曲げ耐力に対応した増加勾配を有す ることを明らかにし，これらの関係を利用した耐衝撃設 計法を提案している¹。

一方，既存の落石防護構造物等においては，衝撃荷重 作用面に緩衝材が設置されている場合が多い。緩衝材を 有する部材や構造物の耐衝撃挙動に関する研究は，著者 らを含め種々の研究機関において数多く実施されている 2。しかしながら，この種の構造物の耐衝撃挙動は，緩 衝材の材料特性や設置厚，構造物の耐力や曲げ剛性，お よび衝撃による入力エネルギーの大きさ等に大きく依存 するため，未だ定量的な評価方法が確立されていないの が現状である。構造物の耐衝撃性は，緩衝材の設置によ り大きく改善されることから，緩衝材を設置した構造物 の合理的な耐衝撃設計法を確立することは極めて重要で ある。そのためには，実験や適切な数値解析に基づいて，

その耐衝撃挙動やエネルギー吸収特性を適切に把握する

ことが肝要であるものと判断される。

このような背景より，本研究では，RC梁の耐衝撃挙動 に及ぼす緩衝材の影響を検討することを目的に，敷砂緩 衝材の有無を考慮したRC梁の静的および重錘落下衝撃 実験を実施した。試験体には，ロックシェッドの頂版部 を模擬した扁平断面を有するRC梁（以後，扁平RC梁）

を使用した。また，本実験において，梁の終局状態は，緩 衝材の有無によらず，残留変位が純スパン長の2 %程度 となる時点として定義した。

2. 実験概要 2.1 試験体概要

表−1 には，本実験に用いた試験体の一覧を示してい

表−1 試験体の一覧 設定 実測 自由

試験 緩衝 載荷 落下 衝突 落下 入力 体名 材 方法 高さ 速度 換算 エネルギー

H (m) (m/s) 高さ(m) E (kJ)

N-S 静載荷 - - - -

0.1 1.24 0.08 0.23 0.25 2.06 0.22 0.64

N-I ^無 0.5 2.98 0.45 1.33

1.0 4.20 0.90 2.65 衝撃 1.5 5.13 1.34 3.95 載荷 0.5 2.95 0.44 1.31 1.0 4.20 0.90 2.65

S-I 有 2.0 5.92 1.79 5.26

3.0 7.25 2.68 7.88 4.0 8.41 3.61 10.6

*1 室蘭工業大学大学院 工学研究科 博士前期課程 環境創生工学系専攻（学生会員）

*2 室蘭工業大学大学院 くらし環境系領域 社会基盤ユニット 講師 博（工）（正会員）

*3 (国研)土木研究所 寒地土木研究所 総括主任研究員 博（工）（正会員）

*4 （独）国立高専機構 釧路工業高等専門学校 校長 工博（正会員）

コンクリート工学年次論文集，Vol.38，No.2，2016

(a) N-I ヨ㦂య

40 7040

45 3@120 45

450

200 2,000 200

ᐃ╔㗰ᯈ 9 mm

2,400

䝇䝍䞊䝷䝑䝥 D6@125 mm 4-D13

4-D10 CL

(b) S-I ヨ㦂య ᩿㠃ᅗ

ഃ㠃ᅗ (mm)

150

ᩜ◁⦆⾪ᮦ

200 200 450

図−1 試験体の概要

100 80 60 40 20

0.0010 0.01 0.1 1.0 10 100

㏻㐣ⓒศ⋡ (%)

⢏ᚄ (mm) 図−2 砂の粒度分布

る。試験体数は緩衝材の有無および載荷方法を変化させ た全11体である。本試験体は一般的なロックシェッド の頂版部を模擬しているため，緩衝材には敷砂を用いて いる。RC梁および緩衝材の寸法は，実ロックシェッド 頂版部の1/5程度の縮小モデルとして決定した。表中の 試験体名の第1項目は敷砂緩衝材の有無(N:無，S:有)， 第2項目は載荷方法(S:静的，I:衝撃)を示している。な お，重錘の設定落下高さは，N/S-I試験体ともに，残留変 位が終局として定義した純スパン長の2 % 40 mmを超 過しないように設定した。そのため，重錘落下による入 力エネルギーは，実ロックシェッドにおいては125 (= 5³) 倍に相当する

図−1 には，試験体の概要を示している。試験体は，断 面寸法(幅 高さ)が450 150 mmの扁平断面を有する 複鉄筋RC梁である。試験体の配筋は，一般的なロック シェッドの頂版部を模擬しているため，引張側鉄筋比は

0.75 %程度であり，圧縮側鉄筋比はその半分程度とした。

上端および下端の軸方向鉄筋には，それぞれD10，D13 を4本ずつ用いた。かぶり厚は，いずれの部材も鉄筋か らの芯かぶりで高さ方向40 mm，幅方向45 mmとしてい

写真−1 敷砂緩衝材の設置状況

る。また，実験時におけるコンクリートの圧縮強度は25.2 MPa，軸方向鉄筋の降伏強度はD10およびD13でそれぞ れ379, 383 MPaであった。

2.2 緩衝材概要

S試験体においては，厚さ200 mmの敷砂緩衝材を梁

中央部の450 mm四方の範囲に設置している。用いた緩

衝材は北海道石狩市知津狩産で，分類が細砂の敷砂であ り，粗粒率，最大乾燥密度および最適含水比は，それぞ れ1.37，1.516 g/cm², 19 %となっている。図−2 には，

砂の粒度分布を示している。なお，敷砂緩衝材は，鋼製 枠を用いて設置した。写真−1 には，敷砂緩衝材の設置 状況を示している。敷砂は，厚さ100 mmごとに足踏み によって締固め，所定の厚さである200 mmに成形した．

実験時における敷砂の含水率は9.9 %であった。

2.3 実験方法および測定方法

静載荷実験は，梁幅方向に450 mm，梁長さ方向に100 mmの載荷板をスパン中央部に設置し，容量500 kNの油 圧ジャッキを用いて実施した。一方，衝撃載荷実験は，

質量300 kg，先端直径200 mmの鋼製重錘を所定の高さ からガイドレールを介してRC梁のスパン中央部に一回

60 40

20 0

60

40

20

0

静荷重 (kN)

㍕ⲴⅬኚ఩ (mm) ࡦࡧ๭ࢀⓎ⏕

୺㕲➽㝆అ

ୖ⦕ࢥࣥࢡ࣮ࣜࢺ ᅽቯ

図−3 荷重ー変位関係(N-S試験体)

ഃ㠃

ᗏ㠃

CL

図−4 静載荷実験終了後のひび割れ性状(N-S試験体)

H = 0.1 m H = 0.25 m H = 0.5 m H = 1.0 m H = 1.5 m

ᗏ㠃

(a) ⦆⾪ᮦ↓ࡋ (N-I ヨ㦂య) (b) ⦆⾪ᮦ᭷ࡾ (S-I ヨ㦂య)

ഃ㠃

ᗏ㠃

ഃ㠃

H = 0.5 m

H = 1.0 m

H = 1.5 m

H = 0.5 m H = 1.0 m H = 2.0 m H = 3.0 m H = 4.0 m

H = 2.0 m

H = 3.0 m

H = 4.0 m

CL CL

図−5 衝撃載荷実験終了後のひび割れ性状

のみ自由落下させることにより行った。重錘底部は，2 mmのテーパを有する球面状となっている。RC梁は，浮 き上がり防止用治具付きの支点²上に設置しており，支 点部の境界条件はピン支持に近い状態になっている。RC 梁の終局状態は，前述のとおり既往の研究¹と同様に残 留変位量が純スパン長の2%程度に達した状態と定義し ている。

測定項目は重錘衝撃力(静的の場合は載荷荷重) P，両支 点の合支点反力(以後，支点反力) R，載荷点変位δ^，重錘 移動量Dである。載荷点変位はRC梁底面の変位はレー

ザ式変位計を用いて測定した。また，重錘移動量は，重 錘側面に溶接固定したL字アングルの移動量をレーザ式 変位計により測定して評価した。

なお，実験終了後にはRC梁を撮影し，ひび割れ性状 を観察している。

3. 実験結果および考察 3.1 静載荷実験結果

図−3 には，N-S試験体における荷重−変位関係を示 している。図より，荷重P 7 kN程度で曲げひび割れが

㔜㗽⾪ᧁຊ (kN)

㔜㗽⾪ᧁຊ (kN)

800 600 400 200 0 -200

100 60 80 40 20 0

-20-50 0 50 100 150 200

-1 0 1 2 3 4 5

(a) ⦆⾪ᮦ࡞ࡋ(N-I ヨ㦂య) (b) ⦆⾪ᮦ࠶ࡾ(S-I ヨ㦂య)

᫬㛫 (ms)

H = 0.1 m H = 0.25 m H = 0.5 m H = 1.0 m H = 1.5 m

᫬㛫 (ms)

H = 0.5 m H = 1.0 m H = 2.0 m H = 3.0 m H = 4.0 m

㟼ⓗ㝆అⲴ㔜 㟼ⓗ᭱኱Ⲵ㔜

図−6 重錘衝撃力波形

᫬㛫 (ms)

ᨭⅬ཯ຊ (kN)

-50 0 50 100 150 200

100 200

-100 0 300

H = 0.1 m H = 0.25 m H = 0.5 m H = 1.0 m H = 1.5 m

᫬㛫 (ms)

-50 0 50 100 150 200

100 200

-100 0 300

ᨭⅬ཯ຊ (kN) H = 0.5 m

H = 1.0 m H = 2.0 m H = 3.0 m H = 4.0 m

(a) ⦆⾪ᮦ࡞ࡋ(N-I ヨ㦂య) (b) ⦆⾪ᮦ࠶ࡾ(S-I ヨ㦂య)

図−7 支点反力波形

発生した後，P 45 kN程度で主鉄筋が降伏したことが分 かる。その後，変位が増大しており典型的な曲げ破壊型 RC梁の耐荷性状を示していることが分かる。実験では，

載荷点変位が40 mmに至った時点で除荷し，実験を終了 した。

図−4 には，N-S試験体の実験終了後における側面お よび底面のひび割れ分布を示している。図より，上縁コ ンクリートの圧壊や曲げひび割れが卓越する性状を示し ていることが分かる。また，底面には，部材軸直角方向 のひび割れが発生している。これらのことから，一方向 曲げが卓越した変形性状を示していることが分かる。

3.2 衝撃載荷実験結果 (1)ひび割れ性状

図−5 には，N/S-I試験体の実験終了後における側面お

よび底面のひび割れ分布を示している。図−5(a)より，

緩衝材を設置していないN-I試験体の側面には両支点付 近まで広い範囲に曲げひび割れが発生していることが分 かる。また，上縁から進展する曲げひび割れや上下縁に 貫通するひび割れも見受けられる。これは，重錘衝突直 後に曲げモーメントを生じさせる直応力の波動（以後，

曲げ応力波）が両支点側に伝播する過程において，見掛 け上の固定端が両支点側に推移する性状を示したことに よるものと推察される。また，試験体底面には中央部か ら放射状に多くのひび割れが発生していることが分かる。

ただし，スパン軸直角方向のひび割れが他のひび割れよ りも大きく開口していることより，一方向曲げが卓越し

ているものと推察される。

一方，図−5(b)より，緩衝材を設置したS-I試験体の 側面の曲げひび割れは，N-I試験体よりも少なく，その発 生範囲も小さい。これは，後述するように，緩衝材の設 置によって重錘衝撃力が低減され，かつその作用時間が 長くなるため，静載荷時と類似した傾向を示すためと考 えられる。なお，スパン中央部においては，曲げひび割 れが大きく開口している。また，底面のひび割れ分布は，

一方向曲げがN試験体の場合よりも卓越する性状を呈し ている。このように，緩衝材の有無により底面のひび割 れ性状が異なるのは，重錘直径が梁幅よりも小さいこと によるものと考えられる。

(2)時刻歴応答波形

図−6 図−8 にはそれぞれ各試験体の重錘衝撃力，

支点反力および載荷点変位に関する時刻歴応答波形を示 している。

図−6(a)より，緩衝材なしのN-I試験体における重錘 衝撃力波形は，継続時間1 ms程度の三角波に高周波成分 が合成された性状を示している。また，設定落下高さH の増加に伴って最大振幅が増大する傾向にあり，H 1.5 mの場合においては，700 kN以上の衝撃力が発生してい る。これに対して，図−6(b)の緩衝材有りのS-I試験体 の場合には，重錘衝突時に周期が短く振幅の大きい波が 励起した後，継続時間が70 ms程度の正弦半波状の波形 が励起している。また，設定落下高さHが大きい場合ほ ど，最大振幅が大きくなる傾向にあるものの，設定落下

᫬㛫 (ms)

㍕ⲴⅬኚ఩ (mm)

-50 0 50 100 150 200

20 40 60

-20 0 80

H = 0.1 m H = 0.25 m H = 0.5 m H = 1.0 m H = 1.5 m

㍕ⲴⅬኚ఩ (mm)

᫬㛫 (ms)

-50 0 50 100 150 200

20 40 60

-20 0 80

H = 0.5 m H = 1.0 m H = 2.0 m H = 3.0 m H = 4.0 m

⣧ࢫࣃࣥࡢ 2 %

⣧ࢫࣃࣥࡢ 2 %

(a) ⦆⾪ᮦ࡞ࡋ(N-I ヨ㦂య) (b) ⦆⾪ᮦ࠶ࡾ(S-I ヨ㦂య)

図−8 載荷点変位波形

高さH 3.0 mで頭打ちとなっており，その値は60 kN

程度となっている。これは，前述の静載荷実験における 静的最大荷重と対応していることから，S-I試験体の場合 において，重錘衝撃力は部材の曲げ耐力に大きく依存し ている可能性があるものと推察される。

図−7(a)より，N-I試験体の支点反力波形は，重錘衝突 時に主波動が励起した後，振幅の小さい減衰自由振動を 呈していることが分かる。また，主波動の振幅は設定落 下高さHが大きい場合ほど大きいものの，H 0.51.5 mでは同程度の値を示している。また，主波動継続時間 は，Hが大きいほど大きい。図−7(b)よりS-I試験体の 場合には，N-I試験体よりも波形の立ち上がり勾配や振 幅が小さい傾向にあるものの，全体的な波形性状はN-I 試験体と類似の傾向を示していることが分かる。

図−8(a)より，N-I試験体の載荷点変位波形は，最大 振幅を示す主波動が励起した後，減衰自由振動を示して いることが分かる。なお，設定落下高さHの増大に伴っ て，最大振幅（最大応答変位），主波動継続時間および残 留変位が大きくなる傾向が明確に示されている。このよ うな傾向は，図−8(b)に示すS-I試験体の場合も概ね同 様である。ただし，波形の立ち上がり勾配は，S-I試験体 の場合がN-I試験体よりも小さい。これは，重錘が敷砂 緩衝材に貫入することにより，高周波成分を伴う載荷初 期の衝撃的な荷重が緩和されるためと考えられる。

これらのことから，緩衝材の有無により，重錘衝撃力 波形は大きく異なるものの，支点反力波形や載荷点変位 波形は，緩衝材の有無によらず概ね類似の性状を示すこ とが明らかになった。これは，重錘衝撃力波形は載荷点 部の剛性に大きく依存するのに対し，支点反力や載荷点 変位は，入力エネルギーや部材の耐力，曲げ剛性に影響 を受ける傾向にあるためと推察される。

(3)重錘移動量波形

図−9 には，S-I試験体の重錘移動量波形を示してい る。図より，設定落下高さHの増加に伴って，波形の立 ち上がり勾配や最大値が増大していることが分かる。ま た，H 0.5，1.0 mの場合には，最大値到達後ほぼ一定値

᫬㛫 (ms)

㔜㗽⛣ື㔞 (mm)

-50 0 50 100 150 200

100 150 50 200

-50 0 250

H = 0.5 m H = 1.0 m H = 2.0 m H = 3.0 m H = 4.0 m

図−9 重錘移動量波形

を示す傾向にあるものの，H 2.0 m以降では，最大値到 達後減少に転じている。これは，H 2.0 m以降の場合に は，敷砂によって衝撃力が緩和されるものの入力エネル ギーが大きいことにより，重錘が限界貫入量に達し，か つ載荷点部の敷砂の締め固まりも大きくなるため，重錘 がリバウンド状態に至ることによるものと推察される。

また，梁が重錘貫入量最大時に最大応答変位を呈してい ることより，その後梁の塑性化に伴う曲げ剛性の低下に よって重錘が除荷状態になることも一因になっているも のと考えられる。

図−10 には，参考までに実測値に基づいた重錘の最大 貫入状況と載荷点近傍のひび割れ分布を併せて示してい る。図より，設定落下高さH 2.0 m以降では，重錘が 敷砂厚の75 %以上貫入し，Hが大きく入力エネルギーが 大きい場合ほど，RC梁の曲げ破壊が顕著になる傾向に あることが分かる。

(4)最大応答変位と残留変位

図−11 には，各試験体の(a)最大応答変位および(b) 残留変位を縦軸に実測衝突速度から算出した入力エネル ギーEを横軸に取って整理している。図より，最大応答 変位および残留変位ともに緩衝材なしのN-I試験体の場 合には，入力エネルギーEの増加に伴って，ほぼ線形に 拡大していることが分かる。また，緩衝材ありのS-I試 験体の場合には，最大応答変位および残留変位は入力エ

ネルギーE 2.5 kJ程度までは，ほとんど増大しないも

のの，それ以降は入力エネルギーEの増加に伴って概ね 線形に増大している。これは，重錘が限界貫入量まで貫

H = 0.5 m

H = 1.0 m

H = 2.0 m

H = 3.0 m

H = 4.0 m

図−10 重錘貫入状況とひび割れ性状

入する場合(設定落下高さH2.0 m)には，緩衝材が設 置されていない場合と同様に，入力エネルギーに対応し て最大応答変位や残留変位が励起されることによるもの と推察される。

既往の研究において，緩衝材を設置しないでRC梁に 直接重錘を衝突させる場合には，最大応答変位や残留変 位は入力エネルギーEと概ね線形関係にあることを明ら かにしている¹。本実験結果より，敷砂緩衝材を設置す る場合においても，入力エネルギーE = 5.0 kJ程度以上 の範囲で同様の傾向が見られ，かつその勾配は緩衝材を 設置しない場合よりも多少小さくなる程度であることか ら，既往の設計概念を準用して耐衝撃設計法を構築でき る可能性があることが明らかになった。

4. まとめ

本研究では，ロックシェッド頂版部などのRC面部材を 模擬した扁平RC梁の耐衝撃挙動に及ぼす敷砂緩衝材の 影響を検討することを目的に，敷砂緩衝材設置の有無を 考慮した扁平RC梁の静載荷および衝撃載荷実験を行っ た。本実験の範囲内で得られた結果をまとめると，以下

0 2 4 6 8 10 12

ධຊ࢚ࢿࣝࢠ࣮ E (kJ) (a) ᭱኱ᛂ⟅ኚ఩

᭱኱ᛂ⟅ኚ఩ (mm)

70 50 60 40 20 30

10 0

⦆⾪ᮦ࡞ࡋ

⦆⾪ᮦ࠶ࡾ

ධຊ࢚ࢿࣝࢠ࣮ E (kJ)

0 2 4 6 8 10 12

(b) ṧ␃ኚ఩

ṧ␃ኚ఩ (mm)

70 50 60 40 20 30

10 0

⦆⾪ᮦ࡞ࡋ

⦆⾪ᮦ࠶ࡾ

図−11 最大応答変位および残留変位

の通りである。

1) 敷砂緩衝材を設置した場合の扁平RC梁の耐衝撃挙 動やひび割れ分布は，静載荷時における耐荷性状や ひび割れ分布と類似の性状を示す。

2) 敷砂緩衝材の設置の有無により，重錘衝撃力波形は 大きく異なるが，支点反力および載荷点変位の応答 波形は緩衝材設置の有無にかかわらず概ね類似した 性状を示す。

3) 敷砂緩衝材を設置する場合においても，ある程度入 力エネルギーが大きい場合には，最大応答変位およ び残留変位は入力エネルギーと概ね線形関係である。

これより，敷砂緩衝材を設置する場合においても，

既往の設計概念を準用した耐衝撃設計法を構築でき る可能性のあることが明らかになった。

このような傾向は，緩衝材の寸法や特性および衝突速度 により変化する可能性があるため，今後種々のパラメー タを変化させた実験を行う必要があるものと考えられる。

参考文献

1）岸 徳光，三上 浩：衝撃荷重載荷時に曲げ破壊が 卓越するRC梁の性能照査型耐衝撃設計法に関する 一提案，構造工学論文集，土木学会，Vol. 53A, pp.

1251-1260, 2007.3

2）土木学会：衝撃実験・解析の基礎と応用，構造工学 シリーズ15, 2004.5