現場発泡ウレタン盛土の実物大振動台実験
Full Scale Shaking Table Testsof Pour in Place Rigid Polyurethane Embankments

中 村 和 弘（なかむら かずひろ）

榎 本 晃 司（えのもと こうじ）

ウレタン土木技術研究会 技術委員長

イノアック特材株式会社 技術部長

青 木 徹 彦（あおき てつひこ）

三 田 部 均（みたべ ひとし）

愛知工業大学教授 工学部土木工学科

ウレタン土木技術研究会 技術委員

1． は じ め に考慮し，一般的な上載実荷重の下限値の 1/3〜1/1 までの単位面積当たりの荷重を考え，段階的に 4.9kN/㎡，9.8kN/

現場発泡ウレタン盛土工法は，軽量盛土工法の一種で㎡，14.7kN/㎡ の 3 種類をケースごとに載荷することとあり，2 液の原液を現場で混合，発泡させることによりした。上載荷重は，幅 3.0m×3.0m の鋼板を供試体上面硬質ウレタンフォ−ム(以下 R-PUR と呼ぶ)を形成し盛土に積載し調整した。実験概略及び計測器の設置状況を図体とする工法である。

−1 に，荷重ケースごとの重量を表−1 に示す。。

R-PUR の単位体積重量は土の約 1/50 であり軽量盛土計測器は一軸加速度計及びレ−ザ−変位計(300mm±の中でも最も軽量の部類である。しかしながらその軽量100mm)を使用し，加振方向加速度計は 20m/s2 用，加振性は，舗装等の上載荷重を相対的に過大なものとし，い直交方向加速度計は 10m/s2 用を上載荷重用鋼板上中央及わゆるトップヘビ−状態になる。この様な特性から，そび振動台上に設置し，又レ−ザ−変位計を上部拘束用鋼の振動特性，地震時における安定性に対する基礎デ−タ

板側面及び振動台上加振方向に設置した。の収集を目的として，愛知工業大学耐震実験センタ−において実物大振動台実験を行った。

加振方向加速 度計
加振直交方向 加速度 計上載荷重用鋼板

レ−ザ−変位 計

上部拘束 用鋼板

2.1

加振機

軸に対する直交方向の振動が発生しないことを各実験でＨ(TYPE‑A:2000)(TYPE‑B:5000)

実験に使用する加振装置は，MTS 社製の 250kN 動的
加振機 1 基で加振方向は水平一軸方向のみであり，加振500

300

2．実験概要ＨＭ−６ ３００ Ｗ確認している。加振機に H 型鋼と鋼管で構成された振動
下部拘束 用鋼板る。
2.2

供試体

振動台

500

台を連結し，振動台下部にはリニアレールが敷かれてい加振機

振動実験に用いた供試体は盛土体の両直型を想定したもので，支柱，壁面材，アンカ−等周辺部材のない状態

図−1

供試体概略図表−1

供試体重量

で地震波入力時の変位，曲げに対し最も不利な形状である。材料は「フォ−ムライト W

HM−6300W」を使用

し，供試体は底辺が 3m×3m の正方形状で，高さが 3m(単位：kＮ)

試験体記号(上載荷重)

上載荷重

TYPE-A

TYPE-B

W0(拘束用鋼板のみ)

30.7

34.0

37.3

W1(4.9kN/㎡)

44.1

47.4

50.6

W2(9.8kN/㎡)

88.2

91.5

94.7

W3(14.7kN/㎡)

132.3

135.6

138.8の供試体 TYPE-A と 6m の供試体 TYPE-B の 2 ケ−スである。
2.3

上載荷重

R-PUR には舗装荷重が積載される。その層厚は一般的に 70〜150cm 程度であり，これを面圧に換算すると14.7kN/㎡〜29.4 kN/㎡前後となる。トップヘビー状態にある構造体を実験室内にて加振することからの安全性を

3．実験内容及び実験結果
3．1

1 H3 1  H=+ 1.2 +K 3EI 2(1 +ν)  GA③

材料特性試験

式(1)と(4)から f =振動台実験に先立ち，R-PUR の材料特性を調べるため，材料特性試験用供試体 3 体を用いて一軸圧縮試験を実施した。供試体は，振動台実験用供試体と同時に作成した

・・・・
（4）
12

WH   H 
122π
4  + 1 + (1 +ν)Eabg   a 5・
（5）

R-PUR を直径 200mm，高さ 200mm の円柱形に切り出しここに，f：固有振動数，K：剛性，ｍ：質量，E：ヤ使用した。試験は 2000kN 圧縮試験機を使用し，変位計

ング係数，I：断面 2 次モーメント，H：高さ，Ａ：全断は 100mm 変位計を使用した。実験から得られた応力−面積(=a×b)，ν：ポアソン比 (= 0.05)，a，b：幅，奥行

ひずみ関係を図−2 に示す。3 体の供試体の平均値はヤンき(= 3 m)，g：重力加速度，G = E/ 2 ( 1＋ν )グ係数 E=3.98N/mm2，降伏強度は 0.166 N/mm2 であった。

加速度応答倍率

5応力(N/mm2)

0.2W04W13W22W3100.1012345加振振動数（Hz）

678a) TYPE-A01030204014

図−23．2

応力−ひずみ曲線

共振実験

供試体の振動特性と減衰性能を調査するため，加振機により供試体に正弦波を与えその応答を計測し，共振曲

加速度応答倍率

ひ ず み (%)

12W010W18W26W342001

線を求めた。

2加振振動数（Hz）

34b) TYPE-B

加振波形である正弦波は最大加速度 10gal とし，加振振動数が 0.3〜5.0Hz のスイープ加振を入力した。振動台

図−3共振曲線と供試体応答は，それぞれ加振方向の加速度と変位を計測し，加振直交方向は加速度計にて計測した。

表−2

固有振動数と減衰定数（TYPE-A）

実験結果から作成した各供試体の共振曲線を図−3 にW0

W1W2W3固有振動数(Hz)

5.0

4.2

3.0

2.4

計算固有振動数①8.57

7.26

5.23

4.29

計算固有振動数②5.51

4.67

3.362.76

計算固有振動数③4.97

4.21

3.032.49

減衰定数 h0.024

0.021

0.031

0.027

示す。これらの共振曲線から算出した固有振動数と式(1)〜(4)に示す計算法により得られた結果を 表−2，表−3に示す。表−2，表−3 に示されている計算固有振動数①，②は振動論 1)に示されている 式（1）により算出したものである。①は片持ち梁の曲げ変形を考慮したもので式（2）から，②ではせん断と曲げを考慮したもので式（3）からそれぞれ K を算出したものである。なお，このとき供試体の高さ H は R-PUR の拘束してない部分のみの高さで TYPE-A が 2ｍ，TYPE-B では 5ｍである。計算固有振動数③とは軽量盛土として代表的な工法で，R-PUR と表−3

固有振動数と減衰定数（TYPE-B）
W0

W1

W2

W3

固有振動数(Hz)

2.2

1.7

1.2

1.0

計算固有振動数①2.07

1.78

1.30

1.07

計算固有振動数②

1.87

1.60

1.170.97

計算固有振動数③1.81

1.55

1.130.94

減衰定数 h0.024

0.049

0.0530.040

同様樹脂材料である EPS 盛土の簡易固有振動数算出法 2)によるもので，式(4)，(5)に示す。

f=1 K
2π m・・・・・・・・・・
（1）
3

①

1H=K 3EI・・・・・・・・・・
（2）

②

1 H3
H=+ 1.2
K 3EI
GA・・・・・・・・・・（3）

式(2)は梁の曲げ変形のみ，式(3)は曲げにせん断変形を判明した。

考慮した場合，式(4)は EPS のように柔らかい物体のせん

3．4 耐震性能の評価

断変形を更に補正した式を示している。

R-PUR は道路等に用いられた場合，一般には側面が傾

TYPE-A(表−2)では 3 つの計算式の結果に差が現れ，斜のある、またはほぼ垂直な地山，他の側面が杭等によ計算値③がどの上載荷重に対してもよく一致している。

り支えられた垂直な人工壁の間に設置されることが多い。

TYPE-B(表−3)では計算式②が最も精度がよいが大差は

又，一般に水平変位，水平力はアンカ−等により抑止さなく，一般的な上載荷重の場合どの計算値もほぼ実験値れている。

を再現しているといえる。TYPE-A で計算値に差がでた

しかし軽量盛土体の主要資材である R-PUR の耐震安

理由は，供試体の高さ幅比が約 0.67 と小さく，弾性片持全性を評価し，これを修正震度法等の耐震設計に反映さ

ち梁の自由端の変位は梁長さが短くなるほどせん断変形せるためには固有周期，減衰定数等の適切な評価が必要の影響が大きく現れることから，せん断変形を考慮したとなる。本研究でははじめに大型供試体 2 体を用いて共計算値②のほうが計算値①より精度がよく，柔らかくて振実験を行い固有振動数，減衰定数を求めた。さらに 2，変形しやすい物体のせん断変形を補正した計算値③が最3 の計算法により固有周期の値を求め，簡易計算式によも精度がよい。高さが底辺の約 2 倍の TYPE-B ではせん

り精度のよい推定値が得られることを示した。
つぎに地震波入力実験を行って地震時の実際的な挙動

断の影響は殆ど無くなっている。
減衰定数は共振曲線から算出したもので，共振曲線上を確認した。具体的には計測定結果から加速度応答スペで共振点 f の両側に応答値 Xmax の 1/ 2 Xmax の点を取り，この 2 点の幅をΔf とすれば減衰定数 h は h=2f/Δf となクトルを描いて卓越周期を求め，弾性理論挙動の再現をる。

かにした。損傷の観察では TYPE-A, TYPE-B ともに破壊

3．3

地震波入力実験確認するとともに、振動モードが１次であることを明らは生じなかったが，レベル 2，最大速度 50 kine の加振を供試体に地震波形を与え，その応答から供試体の加速行った最後の TYPE-B の実験では，下部の拘束鋼板と度応答スペクトルを求めることにより振動特性を調査し，R-PUR にわずかな剥離が見られた。これは同一供試体に目視により損傷の確認を行った。加振波形はレベル 2 地

対していくつもの共振実験，実地震波加振実験を繰り返震動として兵庫県南部地震，神戸海洋気象台観測波形のして行ったためとも考えられる。接合部以外の部位につNS 成分を TYPE-A では 25kine，TYPE-B では 50kine にいては亀裂等の損傷は見られず，レベル 2 振動に対して振幅調整して加振した。実験の安全性を考慮し，TYPE-Aも十分な耐力を有することが確認できた。

では 13kine，18kine，25kine の順に，又 TYPE-B では 15kine，4．まとめ25kine，35kine，50kine の順に各 1 回加振した。図−4 には応答波形から求めた加速度応答スペクトル曲線を示す。

R-PUR の TYPE-A と TYPE-B の供試体に対し共振実験と地震波入力実験を行い，R-PUR に関する振動特性およ

加速度応答スペクトル

300000

入力地震波
TYPE‑ATYPE‑B

250000び地震波入力時の影響を確認した。その結果以下の知見が得られた。

200000①150000

R-PUR は振動時に亀裂等の損傷はなく，実験後供試体を切断したが内部の損傷は見られなかった。

②100000

共振実験結果と地震波入力実験で得られた R-PURの固有振動数は，柔らかくて変形しやすい物体のせ50000

ん断変形を補正した計算値③により算定できる。

002

図−446振動数(Hz)810③

共振曲線から算出した減衰定数は,供試体が大きくなるほど減衰定数は向上していることから，高盛土となるに従って減衰性能が向上すると予想される。

加速度応答スペクトル④ レベル 1（最大速度 25kine），レベル 2（最大速度供試体の地震応答スペクトルから求めた固有振動数と50kine）の神戸海洋気象台観測波形 NS 成分を用いた共振実験結果の固有振動数はほぼ一致しており，計算結加振実験では，TYPE-A と TYPE-B ともに破壊は起果とも一致している。これは本供試体が入力地震波に対こらずレベル 2 地震動に対し十分な耐力があるといしほぼ弾性体として挙動していることを示している。もえる。

し損傷が大きく生じれば剛性は低くなるから，明らかに

参

考

文

献

振動数は低い側に移行する。したがって，これは共振実

1)

柴田明徳：最新耐震構造解析，森北出版，p.6,1981

験の結果と同様の手法で R-PUR の固有振動数が算定で2)

発泡スチロ−ル土木工法開発機構編，EPS 工法，理工図

きることを示している。また，加速度スペクトルに 2 次の固有振動数が発見できない事から,供試体は 1 次モードで振動する 1 質点系の振動モデルとして扱えることが書，p.137，1994(原稿受理)