締固め度の異なる敷砂緩衝材に関する重錘衝撃実験

締固め度の異なる敷砂緩衝材に関する重錘衝撃実験

Impact loading tests on sand cushion with various degrees of compaction

室蘭工業大学大学院 ○ 学生会員 岡田 伸之 (Nobuyuki Okada) 室蘭工業大学大学院 フェロー 岸  徳光 (Norimitsu Kishi) 寒地土木研究所 正会員 今野 久志 (Hisashi Konno) 寒地土木研究所 正会員 山口  悟 (Satoru Yamaguchi)

1. はじめに

近年，耐衝撃用途構造物の合理的な設計手法および適切 な維持管理手法の確立を目的に，性能照査型耐衝撃設計手 法の確立に向けた検討が進められている．著者らもこれま で，落石防護構造物の合理的な耐衝撃設計手法の確立を目 的として，室内レベルの鉄筋コンクリート(RC)梁，版およ び門型ラーメン模型を用いた重錘落下衝撃実験の他，実規 模レベルのRC梁，版および落石防護覆道模型を用いた衝 撃荷重載荷実験を行ってきた¹⁾．また，これらの実験を対 象とした三次元弾塑性衝撃応答解析を行い，各種RC構造 物の耐衝撃挙動を適切にシミュレート可能な数値解析手法 を提案している²⁾．

一方，道路等に供用されている耐衝撃用途構造物には，

衝撃力を緩和するために敷砂などの緩衝材が敷設されてい るのが一般的である．しかしながら，種々の緩衝材の耐衝 撃挙動や緩衝効果は未だ明らかにされておらず，実現象に 即した合理的な設計手法は勿論のこと，数値解析モデルの 提案にも至っていないのが現状である．合理的な耐衝撃用 途構造物の設計手法確立のためには，緩衝材の緩衝効果を 定量的に明らかすることが肝要である．

このような背景より，本研究では，耐衝撃用途構造物の 緩衝材として多く採用されている敷砂緩衝材を対象として，

その耐衝撃挙動や緩衝効果に関する基礎的資料の収集を目 的に，締固め度を変化させた敷砂緩衝材の重錘落下衝撃実 験を行った．

2. 実験概要

図−1には，実験装置の概要を示している．本実験装置 は，荷重計が設置された鋼製底盤(1.6 m四方，厚さ75 mm)

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1600

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ෘߐ: 9mm 1520

350350

(mm) 図−1 実験装置

と鋼製円筒(内径1.52 m，厚さ9 mm)から構成されている．

荷重計は，底盤中央部および左側50 mmの位置に1個ずつ，

および中央部から右側端部まで50 mm間隔で14個の計16 個設置されており，その受圧面は底盤上面と面一となって いる．実験は，本装置を剛基礎上に設置し，鋼製円筒内に 砂を所定の締固め度により25 cm厚で敷き詰め，重錘を所 定の高さから円筒中央部に落下させる形で行った．なお，

重錘質量は400 kg，先端部直径は φ230 mmであり，その 周囲には片当たり防止のために2 mmのテーパが設けられ ている．

表−1には，本実験ケースの一覧を示している．本実験 は，敷砂を25 cmとし，締固め度を3種類，重錘落下高さ を7種類(0.25 mから1.75 mまで0.25 m間隔)に変化させ た全21ケースである．表中の実験ケース名のうち，第1項 目は締固め度(S:低，M:中，H:高)を示し，第2項目は重 錘落下高さを示している．表−2には，用いた砂の物性値 の一覧を示している．用いた砂は知律狩産(北海道石狩市) の細目砂であり粗粒率は1.32である．

表−3は，各締固め度の砂に関する，締固め方法，平均 湿潤密度，含水率，貫入試験値の一覧を示している．なお，

貫入試験は文献³⁾を参考に，先端が直径60 mmの半球状で

総重量4.5 kgの鋼鉄製のランマーを高さ40 cmから自由落

下させた時の衝撃加速度を(以後，貫入時加速度)を測定し

表−1 実験ケース一覧 実験

締固め度 落下高さ

ケース名 h(m)

S-h 低 0.25〜1.75 (0.25刻み) M-h 中 0.25〜1.75 (0.25刻み) H-h 高 0.25〜1.75 (0.25刻み)

表−2 緩衝材砂の物性値

表乾 吸水率 微粒 産地 種類 粗粒率 密度

(％) 分量

(kg/l) (％)

知律狩 細目砂 1.32 2.56 3.27 1.09

表−3 締固め度,平均湿潤密度ρtおよび貫入時加速度

平均 貫入時 締固め度 締固め方法 湿潤密度 加速度 ρt(g/cm³) (G) 低 人力による締固め 1.542 25.2 中 敷砂上面に合板を設置し，

1.589 38.7

振動締固め機を使用

高 振動締固め機を使用 1.675 45.3

平成22年度　土木学会北海道支部　論文報告集　第67号

Ａ－５５

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0 25 50 100

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0 25 50 100

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0 25 50 100

(mm)

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⪭ਅ㜞ߐ h = 1.00 (m)

⪭ਅ㜞ߐ h = 1.75 (m)

(kN)

0 250 125

-125

0 250 125

-125

0 250 125

-125

0 250 125

-125

0 250 125

-125

0 250 125

-125

0 200 100

-100

0 200 100

-100

0 200 100

-100 (kN)

S M H

図−2 重錘衝撃力，伝達衝撃力および重錘貫入量に関する時刻歴応答波形

㊀㍝ⴣ᠄ജ(kN) વ㆐ⴣ᠄ജ(kN)

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250 200 150 100 50

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250 200 150 100 50

100 75 50 25

0 0

100 75 50 25

0 2 4 6 8

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0 2 4 6 8

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2.0 1.5 1.0 0.5 2.0 1.5 1.0 0.5 વ㆐ⴣ᠄ജ㊀㍝ⴣ᠄ജવ㆐ⴣ᠄ജ㊀㍝ⴣ᠄ജ 0

H M S

(a)

(b) ࡇ࡯ࠢ୯╙ 1

ࡇ࡯ࠢ୯╙ 2

図−3 各衝撃力波形の第1および第2ピーク値と入力エネルギーとの関係

て締固め度を評価した．

測定項目は，重錘衝撃力，底盤上への伝達衝撃応力分布，

および重錘貫入量である．なお，重錘衝撃力は重錘に内蔵 されているロードセル，底盤上への伝達衝撃応力分布は前 述の荷重計，および重錘貫入量はレーザ式変位計を用いて 測定することとした．

3. 衝撃荷重載荷実験結果 3.1 時刻歴応答波形

図−2には，重錘衝撃力，伝達衝撃力および重錘貫入量 に関する時刻歴応答波形を示している．ここでは，重錘衝 突時の時刻を0とし，重錘落下高さh= 0.25 , 1.00 , 1.75 m の場合について示している．なお，伝達衝撃力は，図−1 に示した各荷重計から得られる伝達衝撃応力が重錘衝突位 置に関して軸対称に分布するものと仮定し，台形則を用い て集積評価することとした．図−2より，重錘衝撃力およ び伝達衝撃力は，ほぼ類似の波形性状を示していることが

分かる．すなわち，衝撃荷重載荷初期に急激に立ち上がる 継続時間の短い第1波とそれに後続する継続時間の長い第 2波から構成されており，第1波および第2波のピーク値 (以後，それぞれを第1ピーク値，第2ピーク値と呼ぶ)は 落下高さhの増加とともに増大し，かつ締固め度が高い場 合ほど大きくなる傾向を示している．ただし，各ピーク値 は，重錘衝撃力よりも伝達衝撃力の場合の方が大きくなる 傾向にある．

重錘貫入量は，重錘衝撃後ほぼ線形に増大し，ピーク値 に到達した後振動することなく一定値を示している．また，

重錘衝突時の立ち上がり勾配やピーク値は，重錘落下高さ hの増加とともに増大し，かつ締固め度が低い場合ほど大 きくなる傾向にあることが分かる．

3.2 各衝撃力波形のピーク値と入力エネルギーとの関係 図−3,には，重錘衝撃力および伝達衝撃力に関する第1 および第2ピーク値と入力エネルギーとの関係を示してい る．また，各ピーク値について重錘衝撃力に対する伝達衝

平成22年度　土木学会北海道支部　論文報告集　第67号

⪭ਅ㜞ߐh = 0.25(m) 200

250

150 100 50 0

200 250

150 100 50 0

200 250

150 100 50 0 0 50 100 150 200 250

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0 50 100 150 200 250

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0 50 100 150 200 250

㊀㍝⽾౉㊂(mm)

⪭ਅ㜞ߐh = 1.00 (m) ⪭ਅ㜞ߐh = 1.75(m)

㊀㍝ⴣ᠄ജ(kN) H

M S

図−5 重錘衝撃力-重錘貫入量関係

㊀㍝⽾౉㊂(mm)

200 250

150 100 50

00 2 4 6 8

౉ജࠛࡀ࡞ࠡ࡯ (kJ)

H M S

図−4 重錘貫入量と入力エネルギーとの関係

撃力の割合（衝撃力比）を示している．図−3(a)より，重 錘衝撃力および伝達衝撃力の第1ピーク値は，ともに入力 エネルギーの増大に伴って増加する傾向に在ることが分か る．また，締固め度が高いほど，各衝撃力の第1ピーク値 は大きい．衝撃力比は，入力エネルギーおよび締固め度に よらず1.25〜1.75の範囲に分布しており，既往の研究結果

4)と同様の傾向が示されている．このように，伝達衝撃力 が重錘衝撃力を上回るのは，第1ピーク値が重錘貫入直後 に発生していることから伝達衝撃力の第1ピーク値には，

重錘衝突に伴って伝播する応力波の成分が含まれているた めと推察される．また，本実験の範囲内では，入力エネル ギーや締固め度が衝撃力比に及ぼす影響は小さいことが明 らかになった．

図−3(b)より，重錘衝撃力および伝達衝撃力の第2ピー ク値は，第1ピーク値の場合と同様に入力エネルギーの増 大に伴って増加する傾向に在ることが分かる．また，締固 め度がMおよびHの場合には，ほぼ同様の分布性状を示し ているのに対し，締固め度Sの場合には，入力エネルギー 4 kJ以降において，締固め度MおよびHを上回っている．

これは，締固め度Sの場合には重錘貫入量が大きいため，

重錘衝撃力もしくは伝達衝撃力の第2波が励起する時点に おいて，敷砂厚が小さくなりその緩衝効果が効率的に発揮 されない状況に至っていることによるものと推察される．

また，衝撃力比は，締固め度Hの一部を除き，0.75〜1.25 の範囲に分布しており，その平均値はほぼ1.0であること が分かる．従って，第2ピーク値の場合には，第1ピーク 値の場合と異なり重錘衝突に伴って伝播する応力波の影響 は小さく，重錘の貫入に伴って砂が圧密されることにより 発生したものと推察される．

図−4には，重錘貫入量と入力エネルギーとの関係を示 している．図より，重錘貫入量は，入力エネルギーの増加

に伴って増大する傾向にあることが分かる．また，締固め 度が低い場合ほど重錘貫入量は大きくなっている．ただし，

締固め度Sの場合には，入力エネルギー4 kJ以降で重錘貫 入量の増加勾配が低下し，最終的には重錘貫入量185 mm 程度で頭打ちになっていることが分かる．このことは，前 述の締固め度Sに関する重錘衝撃力および伝達衝撃力の第 2ピーク値が，締固め度MおよびHの場合を上回ったこと に関連しているものと考えられる．

3.3 重錘衝撃力，伝達衝撃力-重錘貫入量関係

図−5には，重錘衝撃力−重錘貫入量関係について，締 固め度が異なる場合の比較図を重錘落下高さh = 0.25 , 1.00

, 1.75 mについて示している．図より，落下高さの増加に伴

い，重錘衝撃力および重錘貫入量が増大していることが分 かる．また，締固め度によらず，重錘衝撃力には，重錘が 敷砂表面に衝突する際に第1波目が励起し，その後最大重 錘貫入量に到達する近傍で第2波目が励起する性状を示し ている．なお，各締固め度による結果を比較すると，締固 め度は重錘貫入初期の重錘衝撃力のピーク値および重錘貫 入量に影響を及ぼす傾向にあるものと考えられる．なお，

このような傾向は，伝達衝撃力−重錘貫入量関係において もほぼ同様であった．

3.4 各吸収エネルギーと入力エネルギーとの関係

図−6には，各実験ケースに関する敷砂の吸収エネルギー と入力エネルギーとの関係を示している．ここで，吸収エ ネルギーは，重錘衝撃力もしくは伝達衝撃力−重錘貫入量 関係の履歴ループ内の面積として評価し，前者および後者 をそれぞれ吸収エネルギー1, 2と呼ぶこととする．なお，

吸収エネルギー1に対する吸収エネルギー2の比を吸収エ ネルギー比と呼ぶこととする．図より，入力エネルギーの 増加に伴って，両吸収エネルギーはほぼ線形に増加してい ることが分かる．締固め度による影響は極めて小さく，ま た吸収エネルギーおよび入力エネルギーの値は，ほぼ対応 している．このことより，締固め度によらず，ほぼ全ての 入力エネルギーが吸収エネルギーに置換されており，重錘 衝突から貫入，停止に至るまでの反力として伝達衝撃力が 底盤に作用しているものと考えられる．

3.5 伝達衝撃応力の分布性状

図−7には，底盤における伝達衝撃応力分布を示してい る．ここでは，前述の伝達衝撃力波形の第1および第2ピー ク時の分布について整理し，落下高さh = 0.25, 1.00, 1.75 m の場合について示している．伝達衝撃応力は，いずれのケー スにおいても第1，2ピーク時ともに重錘落下点直下を最 大値とする釣り鐘状の分布性状を示している．第1ピーク

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6 4 2 0

8 6 4 2 0

S H M

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0 2 4 6 8

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1.5 1.0 0.5 0

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図−6 各衝撃力波形を用いて算出した吸収エネルギーと入力エネルギーとの関係

0 4 2 6 8 10 0 4 2 6 8 10

0 4 2 6 8 10

0 4 2 6 8 10

10

-10 0 20 30 40

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⪭ਅ㜞ߐh=0.25 (m) ⪭ਅ㜞ߐh=1.00 (m) ⪭ਅ㜞ߐh=1.75 (m)

図−7 伝達衝撃力波形の第1 ,第2ピーク時の伝達衝撃応力分布図

時の結果より，伝達衝撃応力は，落下高さが高いほど，ま た締固め度が高い場合ほど大きく示されていることが分か る．伝達衝撃応力の分布範囲は，重錘落下高さが高い場合 ほど中心から外周方向に拡大している．一方，第2ピーク の結果より，伝達衝撃応力は，落下高さh = 0.25 mの場合に は締固め度によらずほぼ同様であるものの，落下高さh =

1.00および1.75 mの場合には締固め度が低い場合ほど大き

くなっていることが分かる．また，伝達衝撃応力分布は，

いずれのケースにおいても，重錘直径の範囲より拡大して いない．以上より，第1ピーク時には重錘衝突による応力 波の伝播が卓越することから，締固め度が高い場合ほど伝 達衝撃応力が大きく示され，第2ピーク時には重錘の貫入 による影響が顕在化することから，締固め度が低い場合ほ ど伝達衝撃応力が大きく示されたものと考えられる．

4. まとめ

本研究では，敷砂の耐衝撃挙動に及ぼす締固め度の影響 を検討することを目的に締固め度を三種類(S:低 ，M:中 ， H:高)に変化させ，敷砂緩衝材の衝撃荷重載荷実験を実施 した．

本実験で得られた結果をまとめると，以下の通りである．

1) 重錘衝撃力および伝達衝撃力は，ほぼ類似の波形性状 を示しており，衝撃荷重載荷初期に急激に立ち上がる 継続時間の短い第1波とそれに後続する継続時間の長

い第2波から構成される．

2) 重錘貫入量は，重錘衝撃後ほぼ線形に増大し，ピーク 値に到達した後振動することなく一定の値を示してお り，重錘衝突時の立ち上がり勾配やピーク値は，重錘 落下高さhの増加とともに増大し，かつ締固め度が低 い場合ほど大きくなる傾向にある．

3) 締固め度によらず，各衝撃力は，重錘が敷砂表面に衝 突する際に第1波目を励起し，その後最大重錘貫入量 に到達するまでの過程で第2波目を励起する性状を示 している．

4) 締固め度によらず，ほぼ全ての入力エネルギーが吸収 エネルギーに置換されているものと考えられる．

参考文献

1）岸 徳光，三上 浩，栗橋祐介：低速度衝撃を受ける四辺 単純支持RC版の耐衝撃設計法に関する一提案，構造 工学論文集，Vol.55A，pp.1327-1336，2009

2) 岸 徳光，今野久志，岡田慎哉：重錘落下衝撃荷重載 荷時の大型RC桁に関する衝撃応答下解析法の適用性 検討，構造工学論文集，Vol.53，pp.1227-1238，2007.3 3）北海道開発局事業振興部技術管理課:北海道開発局 道

路・河川工事仕様書，pp.4-41 ,平成22年度版 4）土木学会：構造工学シリーズ8ロックシェッドの耐衝

撃設計，平成10年11月

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