技術資料

擁壁を基礎とした落石防護柵の安定性照査手法の提案に向けた基礎的実験
山澤文雄

今野久志

中村拓郎

寺澤貴裕

安中新太郎

関する合理的な照査手法を確立することを最終目標と１．はじめにしている。本稿では、支柱付き擁壁基礎に対し落石が我が国の山岳部や海岸線の道路沿いには、落石災害支柱に直撃する場合について、落石を模擬した重錘のを防止するための落石防護施設が数多く設置されてい衝突位置および落下高さを変化させた実験を行い、鋼る。そのうち従来型落石防護柵（以下、防護柵、写真製支柱の変形を加味し擁壁基礎の回転挙動を分析した－1）は、H形鋼支柱、ひし形金網、ワイヤロープ等

既報3）に考察等を加え、再構成して紹介する。の部材を組み合わせた施設で、広く採用されている。
この防護柵の基礎の形式は、落石防護擁壁（以下、擁２．実験概要壁）を兼ねるものや土中にコンクリート基礎を設けるものがある。そのうち、擁壁を基礎とするものは、支２．１

試験体概要

柱を無筋コンクリートの擁壁躯体内に埋設する。この

図－1に試験体の形状寸法図を示す。擁壁基礎の断支柱や基礎に関する防護柵の設計は、一般に落石対策

面形状は、高さH＝2.0m、天端および基部の壁厚がそ

便覧1）（以下、便覧）に基づいて行われているが、擁れぞれB 1 ＝0.5m、B 2 ＝1.3m、擁壁背面（重錘衝突壁を基礎とした場合の落石防護柵の安定照査には以下面）は鉛直、擁壁前面（衝突背面）は1：0.4の勾配と2）の様な課題が指摘されている 。

した。この断面は、現場における擁壁延長を10mと想

1） 落石に関する入力条件としては落石の衝突位置の定し便覧の慣用設計法を用いた安定照査を行い決定しみであり、落石の質量、衝突速度、運動エネルギた。この10mという延長は落石防護柵延長30mに対しーといった条件が考慮されていない。

施工打ち継ぎ目地を仮定して設定したものであるが、

2） 落石の衝突位置が落石防護柵の下方になるほど、中間支柱を鋼製、H-200×100×5.5×8、SS400とした

また支柱の降伏モーメントが大きくなるほど基礎条件下で衝突位置を擁壁天端から高さ1.4mとした場の転倒に対する安定度が小さくなる。

合に安定性が確保される結果を得る。またこの断面は課題の解決のため、本研究では擁壁を基礎とする落実構造物においても使用実績があるものである。一石防護柵に落石が衝突した場合の保有性能を把握するための実証実験を実施し、擁壁の安定性（転倒等）に

写真－1
寒地土木研究所月報№825

従来型落石防護柵
2021年12月 

図－1

試験体の形状寸法27

方、実際の試験体の擁壁延長は、実験環境の制約およP

び中間支柱の設置実態が擁壁上に3.0m間隔に設置さFyれていることから支柱1本が分担する擁壁延長である3.0mとしている。この延長における安定計算についh2lては後述する。
防護柵の部材には使用実績が多い規格の中間支柱を用いている。中間支柱の根入れ深さは、図－1に示すよW

うに試験体底面までの2.0mの深さとした。また、載荷位置にはフランジの局部座屈を防止するためにスティフナーを溶接している。
２．２xG（a）モーメントのつり合い
図－2（b）塑性ヒンジ

荷重と作用位置の関係

試験体の設計照査方法による評価

ここでは、実験結果と比較するために、擁壁延長3mの試験体に対し、支柱の変形や擁壁回転運動について便覧に示されている安定照査方法による評価を行う。製作した支柱付き擁壁の安定性を、図－2（a）に示すような力のモーメントのつり合い式（1）から計算すると、水平荷重によるモーメントが支柱付き擁壁の自重による抵抗モーメントを超えると回転運動を開始することになり、その条件は下記式となる。
（1）

Pl = WXG

ここで、P：水平荷重（kN）、l：擁壁底面からの作用高さ（m）、W：支柱および擁壁の自重（kN）、XG：支柱付き擁壁の重心からつま先までの距離（m）である。
いま、水平荷重の載荷位置を擁壁底面からそれぞれ3.4m（擁壁天端から高さ1.4m）、2.6m（擁壁天端から高さ0.6m）の高さとすると、擁壁が回転を開始する荷

図－3

実験概要図

重は、上式からそれぞれP＝29.8kN、39.0kNとなる。
また、支柱の下端が塑性ヒンジを形成するのに要す
1）

る力Fyは、次式 より求められる（図－2（b）参照）。
（2）

F y = M 0 / h 2 = σy Z / h 2

さらに便覧の慣用設計法に基づく本試験体の安定性の照査を行う。便覧では、支柱の基部に塑性ヒンジが形成される時の荷重Fyと自重との合力が作用する点の偏心量を求め、その値が底版幅Bの1/3以下であればここで、M0：塑性モーメント（kN・m）、h2：荷重安定性が確保されるとしているが、計算では衝突位置の作用高さ（m）、σy：支柱H形鋼の降伏強度（SS400でに係わらずB/3 < eとなる（B/3＝0.433m、e＝0.662m）。

233235N/mm ）、Z：H形鋼の断面係数（181×10 mm ）以上のような設計照査を、本試験のいずれのケースである。式（2）より載荷位置が1.4m、0.6mの場合に（試験体諸元、載荷位置）に対し行う場合でも、支柱は、Fyはそれぞれ30.4kN、70.9kNとして算出される。

は許容最大変位角15度に対し塑性変形せず合格とな

以上より、擁壁が回転を開始する水平荷重Pと支柱り、擁壁にかかる力の合力が作用する点の偏心量は所基部に塑性ヒンジが形成される荷重Fyを比較すると、定の値を上回り安定性に対し不合格となる。

いずれの載荷位置においても、P < Fyとなる。このことから本実験の載荷設定においては、静的な力のつり合いによる試算上は、支柱が塑性ヒンジを形成せずに、擁壁は回転に至ることとなる。
28

２．３

実験方法および計測項目

図－3に実験概要図およびロードセル一体型重錘の形状寸法を、写真－2には実験風景を示す。衝撃荷重
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2021年12月

は、質量1,000kgのロードセル一体型重錘（以降、こ㛛ᆺࣇ࣮࣒ࣞ

れを単に「重錘」という。）を、高さ約10mの門型フレームの上部吊桁から4本のPC鋼棒（Φ17mm）を用いて吊り下げ、振り子運動により支柱に衝突させることによって載荷した。
擁壁は直接基礎の場合、地盤が良好な箇所か良質土㔜㗽等に置き換えた地盤に設置される。今回の実験では、既往の実験結果4）において、動的挙動に対し基礎地盤による影響が認められなかったことから、擁壁をコンᨭ௜ࡁ᧦ቨᶍᆺ

クリート基盤上に設置した。また、載荷による擁壁の写真－2

運動を回転のみに制限するため、コンクリート基盤上実験風景に擁壁つま先部に接するストッパー（L型アングル）（図－3参照）を設けることとした。

表－1

実験ケース一覧

実験は、表－1に示すように重錘の載荷位置、落下高さを変化させた全8ケースについて実施した。表中の試験体名は、第一項目目は擁壁天端からの載荷点高さ

ヨ㦂యྡ

（L1.4：載荷位置1.4m、L0.6：載荷位置0.6m）を表し、第二項目目のHに続く数値は衝突位置を基準とした重錘の落下高さの設定値を示している。また、表中には

㍕Ⲵ
఩⨨
(m)

L1.4-H0.5
L1.4-H1.01.4

ᐇᨭᰕ䛾ⴠୗ㔜㗽᰿ධ䜜㧗ࡉ⾪✺
῝䛥
(m)
㏿ᗘ
(m)
(m/s)
0.5

3.9

7.6

1.0

5.2

13.4

1.5

6.0

17.8

7.0

24.4

5.2

13.4

2.0

7.0

24.3

3.0

8.5

35.8

4.0

9.6

46.0

高速度カメラ画像から算定した重錘衝突速度、重錘衝

L1.4-H1.5

突速度から算定した重錘衝突エネルギー、実験時のコ

L1.4-H2.02.0

ンクリート擁壁の圧縮強度および使用したH形鋼の降L0.6-H1.01.0

伏点を記載している。なお、載荷位置はそれぞれ実防護柵において落石が下から5本目と6本目のロープの中間部および2本目と3本目のロープの中間部に衝突する

L0.6-H2.0
L0.6-H3.00.6

L0.6-H4.0

㔜㗽 ࢥࣥࢡ⾪✺ ࣮ࣜࢺ Hᙧ㗰㝆అⅬ࢚ࢿࣝ ᅽ⦰
ᙉᗘ (N/mm2 )ࢠ࣮2(kJ)(N/mm )

2.0

33.0

350

場合と同じ高さの、擁壁天端から1.4mおよび0.6mとした。
本実験における計測項目は、（1）上面から撮影した高速度カメラ画像に基づいて算定したH形鋼支柱の天端および擁壁天端の変位、（2）側面から撮影した高速度カメラ画像に基づいて算定したH形鋼支柱および擁壁の変位・回転角、（3）重錘先端部に配置したロードセルによる衝撃荷重である。なお、高速度カメラの有効画素数は1,600×1,200、フレームレートは2,000fpsである。ロードセルから得られる荷重は、サンプリング㼠㻩㻜㼙㼟㼠㻩㻝㻜㼙㼟㼠㻩㻡㻜㼙㼟㼠㻩㻝㻜㻜㼙㼟㼠㻩㻝㻡㻜㼙㼟㼠㻩㻟㻜㻜㼙㼟

周波数を10kHzとしてデジタルデータレコーダにて収録した。
３．実験結果および考察
３．１

重錘衝突による支柱の変形挙動

写真－3は側面に設置した高速度カメラから撮影したケースL0.6-H2.0の重錘衝突時から300ms後までの画像である。表－2には、擁壁の真上に設置した高速度カ

写真－3

高速度カメラ画像（L0.6-H2.0）

メラ画像より算定した支柱天端の最大変位と残留変位
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を示している。前述の試算では、支柱は塑性変形に至表－2らずに擁壁が回転する結果となった。しかしながら、実験結果は、全ケースにおいて支柱は塑性変形するとともに残留変位が認められる結果となった。また、後述するように支柱の塑性変形とともに擁壁も回転（浮き上がり）していることが確認されている。またL1.4H1.5、L1.4-H2.0、L0.6-H4.0では支柱の載荷方向と直角方向に大きな変位が現れており、これらについては支柱の弱軸方向にも比較的大きな変形が生じている。
図－4には、重錘衝突エネルギーと支柱の最大変位角の関係を示している。支柱の最大変位角は、重錘衝突エネルギーの増加に応じて増加する傾向を示してい支柱の天端変位㍕Ⲵ᪉ྥࢣ࣮ࢫ
L1.4-H0.5㍕Ⲵ┤ゅ᪉ྥ

᭱኱ኚ఩ ṧ␃ኚ఩ ᭱኱ኚ఩ ṧ␃ኚ఩
(mm)
(mm)
(mm)
(mm)
211
162
118

L1.4-H1.0332

275

178

L1.4-H1.5488415248

146

L1.4-H2.0661

587358246

L0.6-H1.0263

215

3223

L0.6-H2.0480

411

54

20

L0.6-H3.072962952

9L0.6-H4.0872758

209136る。なお、支柱の強軸方向の変形がピークに至るまでは、弱軸方向の変形が小さいことを確認している。ま

30い方が支柱の最大変位角は小さくなることが分かる。
３．２

重錘衝突による擁壁の回転挙動

本実験では、重錘衝突による擁壁の回転挙動が確認された。一方、擁壁本体の損傷は天端の支柱フランジ端部近傍に深さの浅いひび割れや剥離が発生する程度であったことから、衝突は擁壁本体構造に損傷を及ぼさないと仮定し、擁壁の回転挙動に限定して検討を行うこととした。

ᨭᰕ᭱኱ኚ఩ゅθPmax(r)た重錘衝突エネルギーが同じ場合には、載荷位置が低の関係を示している。図では重錘衝突点の支柱高さ別

L1.4-H2.020

L1.4-H1.5

15

L0.6-H3.0

L1.4-H1.010

L0.6-H2.050

図－5には重錘衝突エネルギーと擁壁の最大回転角

L0.6-H4.025

L0.6-H1.0L1.4-H0.501020‫ە‬‫ڸ‬ᐇ㦂್(1.4m)
ᐇ㦂್(0.6m)

304050㔜㗽⾪✺࢚ࢿࣝࢠ࣮E(kJ)に実験結果をマーカーで示している。また、破線は便覧にある擁壁の安定照査の計算法から求めた擁壁の回図－4衝突エネルギーと支柱最大変位角の関係転角であり、便覧の計算例に即して擁壁の天端（地盤から高さ2m）を落石の作用位置として試算したもの

3.0のN値をN＝1005）、反発係数をe＝1（完全弾性衝突）および e＝0（完全非弾性衝突）とした。
この図から、弱軸方向の変形が大きいL1.4-H2.0、L0.6-H4.0のケース以外は、実験値は擁壁天端部を衝突点とした計算値（破線、e＝0）とよく一致した。な
お、実験値が e＝0の破線に近いことについては、写真－3に示されているように支柱に衝突した後の重錘が変形後の支柱、擁壁とほぼ一体となり運動している᧦ቨ᭱኱ᅇ㌿ゅθR (r)である。その他の条件については、コンクリート地盤2.0

L1.4-H1.5
L1.4-H1.0

次に、便覧中の支柱の許容最大変位角15度を生ずる

0.0ᐇ㦂್(1.4m)
ᐇ㦂್(0.6m)
ィ⟬್㸦e=1㸧ィ⟬್㸦e=0㸧

L0.6-H1.0
L1.4-H0.501020304050㔜㗽⾪✺࢚ࢿࣝࢠ࣮E(kJ)

重錘衝突エネルギー量を実験にて与えたときの擁壁の回転運動量を確認した。

L0.6-H2.0
L1.4-H2.0

1.0

ためと考えられるが、今後、FEM等による数値解析による分析を加え、検討を進める予定である。

L0.6-H3.0
L0.6-H4.0

図－5

衝突エネルギーと擁壁最大回転角の関係

便覧中の支柱の許容最大変位角15度に対応する実験30

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時の重錘衝突エネルギーを図－4から求めると、載荷囲の衝突エネルギーにおいて、衝突エネルギー位置が擁壁天端から1.4m、0.6mの高さについてそれと擁壁の最大回転角との関係は、実験結果よりぞれ約20kJ、28kJとなる。これらの値に対する擁壁の得たものと擁壁天端部を衝突点とした便覧の擁最大回転角を図－5の破線（e＝0）から求めると、そ壁の安定照査法により得たものとがよく一致す

れぞれ約1.5°、2°となり、転倒はしなかった。

る。
（4）本実験の範囲内において、重錘衝突エネルギーが、実験結果から推定される支柱の塑性変位角

４．まとめが15°以内となる範囲の値では、擁壁の最大回本稿では、擁壁を基礎とする落石防護柵の安定性照転角は約2°以下となり、転倒はしなかった。

査手法の提案に向けた基礎的検討として、落石が支柱に直撃した場合を想定し、重錘の衝突位置および落下参考文献

高さを変化させた場合の鋼製支柱の変形および擁壁の回転挙動に着目した実験を行った。本実験の範囲内で1）（公社）日本道路協会：落石対策便覧、2017.12.

明らかになった事項を整理すると、以下の通りであ2）（公社）地盤工学会：落石対策工の設計法と計算る。

例、pp.215-217、2014.12.

（1）本実験ケースにおいて、設計上では支柱は塑性

3） 山澤文雄、安中新太郎、小室雅人、岸徳光：擁壁変形に至ることはなく、擁壁は転倒に対する安を基礎とする落石防護柵支柱の重錘衝突実験、コ定性について不合格となるが、実験においてはンクリート工学年次論文集、Vol.43、No.2、pp.457-

衝撃荷重により支柱は塑性変形し、擁壁は転倒

462、2021.7

せず回転角は便覧設計法の許容値内に収まると

4） 山澤文雄、今野久志、小室雅人、岸徳光：基礎地いうように、双方の結果は相異なるものとなっ盤が異なる落石防護擁壁の耐衝撃挙動、コンクリた。

ート工学年次論文集、Vol.39、No.2、pp.649-654、（2）支柱の変位角は重錘衝突エネルギーが増加するほど増加し、衝突エネルギーが同じ場合には載荷位置が低いほど小さくなる傾向にある。

2017.75）（社）地盤工学会四国支部：落石対策Q＆A、p.181、2009.12.

（3）支柱の塑性変形が弱軸方向に大きくならない範寒地土木研究所月報№825

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山澤 文雄YAMASAWA Fumio

今野 久志
KONNO Hisashi

中村 拓郎
NAKAMURA Takuro

寺澤 貴裕
TERASAWA Takahiro

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
研究員

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
総括主任研究員
博士（工学）

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
主任研究員
博士
（工学）

寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
研究員
技術士（建設部門）

安中 新太郎YASUNAKA Shintaro
寒地土木研究所
寒地基礎技術研究グループ
寒地構造チーム
上席研究員

32

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