技術資料

落石防護柵支柱の腐食による耐荷性能の低下に関する実験的検討
中村 拓郎

山澤 文雄

畠山 乃

１．はじめに
従来型落石防護柵は、ひし形金網とワイヤロープ、H形鋼で構成された小規模な落石への対策工のひとつである。供用中の落石防護柵では、写真－1に示すよ
うな腐食した部材も散見され、腐食の発生部位や進行程度によっては期待される性能を発揮できなくなることが懸念される。落石防護柵は定期点検の対象となっていない場合もあり、落石対策便覧1）に維持管理上の点検項目等は示されているものの、健全性の診断や対策区分の判定に関する明確な指標等が定められていないのが現状である。落石防護柵の効率的な維持管理のためには、部材の状態に応じた補修や補強、部材交換

写真－1

各部材に腐食が生じた落石防護柵といった適切な措置を選択できることが望ましく、そのためには、損傷状態と諸性能の関係を明確にする必要がある。
寒地構造チームでは、従来型落石防護柵の点検調査手法や性能評価手法の確立に向けて、現地採取した部材の性能確認実験等を実施してきた。例えば、金網は腐食することで小さな衝突エネルギーで破網に至る場合があること、ワイヤロープは腐食によって破断荷重の低下や破断までの伸びも短くなる場合があることを（a）支柱の採取確認している2）。
従来型落石防護柵は、金網、ワイヤロープ、支柱の写真－2（b）後打ちコンクリート除去後の状態各部材に腐食が生じた落石防護柵

弾塑性変形によって落石の運動エネルギーを吸収する機構であり、特に支柱は設計時に許容最大変位角が15置されていたコンクリート製擁壁を基礎とする落石防度まで見込まれるなど、降伏耐力だけではなく、その護柵から採取した。支柱には防錆処理と推察される緑変形性能も期待されている。本稿では、腐食が落石防色の塗装が施されていたが、経年劣化によって、塗装護柵支柱の耐荷性能に及ぼす影響に着目し、既設の落の剥がれや鋼材の断面減少や欠損が生じていた。な

石防護柵より採取したI形鋼製支柱を対象にした静的

お、供用年数や部材寸法等の詳細は不明である。支柱

3）

載荷実験 および断面減少や欠損を人工的に模擬した
4）

試験体を用いた静的載荷実験 の結果を紹介する。

は、写真－2（a）に示すように、擁壁基礎の箱抜き部に後打ちコンクリートによって固定されていた。
写真－2（b）に後打ちコンクリート除去後の状態を２．実環境下で腐食した支柱の静的載荷実験示す。採取した支柱は、根入れ部長さが650mm、気中部長さが1,550mm、全長が2,200mmであった。採取

２．１

実験概要

２．１．１

既設の落石防護柵からの支柱の採取

実験対象の支柱は、廃道区間の海岸線道路沿いに設10した支柱の断面をノギスで計測した結果とJIS G3192：2021“熱間圧延形鋼の形状、寸法、質量及びその許容差”に示される標準断面寸法と照らし合わせると、
寒地土木研究所月報№858

2024年６月

（a）試験体1（d）試験体4（b）試験体2（c）試験体3（e）試験体5（f）試験体6注）左側：引張側フランジ，中央：ウェブ側面，右側：圧縮側フランジ

基礎コンクリート上面から300mm付近の腐食状況あると推察された。間隔保持材が未設置であったことや、現在の従来型落石防護柵の支柱にはH形鋼が採用されていること5）を考慮すると、対象とした落石防護柵は旧型の仕様であったと考えられる。

࣮ࣟࢻࢭࣝຍຊ᪉ྥ

࣡࢖࣮ࣖࣟࣉ

Ἔᅽࢪࣕࢵ࢟

試験体の製作

試験体には採取した支柱から任意に抽出した6本を使用した。試験体では、気中部と根入れ部の長さをそ᰿ධࢀ㒊


２．１．２

ヨ㦂య,

PP

支柱はI形鋼であり、断面寸法はI150×75×5.5×9.5で

Ẽ୰㒊


写真－3

཯ຊᯫྎ

れぞれ1,550mm、300mmとした（図－1）。支柱毎に端部の腐食状況が異なっていたため、根入れ部長さが図－1300mmとなるように支柱端部を切断し、矩形鋼板の中載荷実験の概要図央に溶接した。根入れ部では、角形鋼管を矩形鋼板のした。載荷中に試験体が弱軸方向にねじれることを想底板に溶接し、レディーミクストコンクリートを充填定し、高さ900mmおよび1,100mmの位置に対して、して基礎コンクリートとした。

それぞれ左右2方向からワイヤ式変位計を設置し、加試験体毎の腐食状況を写真－3に示す。なお、写真は基礎コンクリート上面から高さ300mm程度の範囲で力方向である強軸方向と弱軸方向の平面内の変位を計測した。

ある。支柱は同一箇所から採取しているが、腐食の発生箇所や進行程度にばらつきが認められた。全体的な

２．２

傾向として、フランジとウェブの境界部や、気中部と２．２．１

実験結果
荷重－変位関係と破壊状況

根入れ部の境界である基礎コンクリート付近で腐食に各試験体の荷重－変位関係を図－2に、載荷実験後よる断面減少が生じていた。また、引張側フランジにの破壊状況を写真－4に示す。なお、ここでの変位は、は、ワイヤロープを固定するための金具の取付け孔の高さ900mmと1,100mmの位置の変位から線形補完しほかに、金網を設置するために用いられる吊り線用のた載荷点変位であり、強軸方向と弱軸方向の平面の斜孔が基礎コンクリート近傍に設けられており、この部距離である。載荷初期における剛性には試験体毎の違分を中心に腐食が進行しているようにも見受けられた。

いが認められなかったものの、剛性が変化する荷重や２．１．３

最大荷重、その時の変位は試験体毎に異なる結果とな

載荷方法

載荷実験の概要図を図－1に示す。載荷は、基礎コンクリート上面から1,000mmの高さのウェブ中央に直った。実験終了までの試験体毎の挙動は次のとおりである。

径28mmの孔を開け、丸鋼を通した両端に厚さ38mm

試験体1では、荷重22kN程度より剛性が変化し、変の鋼板とシーブを設置し、ワイヤロープを介して油圧位95mmで最大荷重32.3kNに達した。その後、荷重がジャッキにより引張荷重を作用させた。計測項目は、急激に低下し、変位が110mmを超えた時点で突然引ロードセルによる荷重、ワイヤ式変位計による変位と張側フランジが破断するとともにウェブの断面減少部

寒地土木研究所月報№858

2024年６月 1135ヨ㦂య130Fy = 25.6kNⲴ㔜 (kN)

2520ヨ㦂య5ヨ㦂య6ヨ㦂య2ヨ㦂య4ヨ㦂య315（a）試験体110500255075 100 125 150 175 200
ኚ఩ (mm)図－2

荷重－変位関係（b）試験体2に沿ったひび割れが開口し、脆性的に破壊した。
試験体2および試験体3では、荷重12kN程度で剛性の変化が認められ、試験体2では引張側フランジの吊り線孔近傍、試験体3では引張側フランジの左側の断面減少箇所からひび割れが徐々に開口し、最大荷重を示した後、荷重が低下した。最大荷重は試験体2が23.7kN、試験体3が17.8kNと、試験体1に比べて小さくな（c）試験体3っている。また、いずれの試験体も引張側フランジは完全に断裂し、ウェブの亀裂は開口している。
試験体4および試験体6では、荷重15kN程度から剛性が変化し、いずれもフランジおよびウェブのひび割れが進行して急激に除荷状態に至った。試験体4では降伏後に荷重が微増している状態で変位が80mmを超えた時点で急激に荷重が低下した。載荷実験後の基礎（d）試験体4

コンクリート近傍の状況は、ウェブの引張側の断面減少部にひび割れが認められるとともに、引張側フランジの左側端部からのひび割れの進展が確認できる。試験体6では、最大荷重29.5kNを示した後、荷重が徐々に低下した状態で変位140mm程度よりフランジおよびウェブのひび割れが開口して荷重低下に至っている。
試験体5では、荷重15kN程度から剛性が変化し、荷（e）試験体5重の増加とともに変位も増加し、変位142mmで最大荷重32.2kNに達した後、荷重が徐々に低下しはじめた
ため、変位160mm程度で載荷を終了した。実験終了後の引張側フランジには断面欠損部よりひび割れは発生していたが、基礎コンクリート上面より上方に離れた位置に発生したことから、ひび割れの進展による急激な荷重低下に至らなかったものと考えられる。
２．２．２

慣用設計法1）における支柱の可能吸収エネルギーの算定では、支柱の降伏荷重Fyを許容最大変位角15度ま12（f）試験体6

可能吸収エネルギー

注）左側：引張側フランジ，右側：ウェブ側面

写真－4

載荷実験後の試験体の破壊状況

寒地土木研究所月報№858

2024年６月

で保持することが仮定されている。本実験で対象とした支柱の断面寸法をI150×75×5.5×9.5と仮定し、降2

伏点強度をSS400材の設計値相当の235N/mm とすると、Fyは25.6kNとなり、許容最大変位角までの載荷点変位は268mmとなる。図－2によると、フランジやウェブに明らかな断面欠損箇所のある試験体2、試験体3で

表－1
ヨ㦂య
RH
FC2
FT2WCA
WTA

実験ケース一覧ᨭᰕ᩿㠃
H2001005.58ͤ೺඲㒊ࡢࣇࣛࣥࢪཌ㸸8mm
࢙࢘ࣈᖜ㸸5.5mmᇶ㒊ࡢ᩿㠃ຍᕤ➼ᇶ‽ᅽ⦰ഃࣇࣛࣥࢪ 2mm ῶཌᘬᙇഃࣇࣛࣥࢪ 2mm ῶཌᅽ⦰ഃ࢙࢘ࣈḞᦆᘬᙇഃ࢙࢘ࣈḞᦆ

は、最大荷重が設計で見込まれる降伏荷重を下回っており、設計時に要求されるエネルギー吸収性能を満足していない可能性が高い。その他の試験体についても、最大荷重が設計降伏荷重を上回っているものの、設計で見込まれる変位まで荷重を保持できなかった。
すなわち、本実験で対象とした支柱のように、フランジやウェブに明らかな断面欠損等が生じている場合には、設計で期待される落石の運動エネルギーを十分に（a）引張側フランジ2mm減厚（FT2）

写真－5吸収できないことが懸念される。

（b）引張側ウェブ欠損（WTA）

引張側を加工した場合の支柱基部を設置し、ワイヤロープを介して油圧ジャッキにより３．断面減少や欠損を模擬した支柱の静的載荷実験

引張荷重を作用させた。計測項目は、ロードセルによる荷重、ワイヤ式変位計による変位、支柱基部のひず３．１

みとした。変位は、高さ1,300mmおよび1,500mmの断実験概要

実環境下での腐食による損傷程度は一様とならない面に対して、それぞれ左右2方向からワイヤ式変位計ことから、腐食の発生部位が支柱の耐荷性能に及ぼすを設置し、加力方向である強軸方向と弱軸方向の平面影響を定量的に評価することを目的に、断面減少や欠内の変位を計測した。

損を人工的に施した試験体を用いて静的載荷実験を実施した。なお、試験体や載荷高さ等の寸法は異なるものの、実験方法は前章の２．と同様である。

３．２

実験結果

各試験体の荷重－変位関係を図－3および図－4に、試験体は、柵高さ2mの従来型落石防護柵の1本の支載荷実験後の基部の損傷状況を写真－6に示す。な柱を模擬した実寸模型とした。支柱はH-200×100×5.5

お、ここでの変位は、高さ1,300mmと1,500mmの位置×8のH形鋼であり、鋼材検査証明書に示される降伏の変位から線形補完した載荷点変位であり、変位計の点は339N/mm 、引張強さは446N/mm である。従来計測値から算出した強軸方向と弱軸方向の平面の斜距型落石防護柵の寸法・部材配置等の仕様の詳細につい離である。

22ては標準設計図集 を参照されたい。支柱の気中部と健全な状態を模擬した試験体RHでは、直線的に荷コンクリート基礎中の根入れ部の長さは、それぞれ重が増加し、部材の降伏、最大荷重を経て、弱軸方向2,000mm、500mmとした。

へねじれるような変形をするとともに荷重が低下した。

5）

実験ケース一覧を表－1に示す。実験ケースは、健全

また、基部の損傷状況としては、引張側フランジにあな状態の試験体RHを含めた5ケースであり、腐食を模る基礎コンクリート付近の吊り線固定用の孔の近傍に擬した試験体は、圧縮側フランジ厚さを2mm減厚させ亀裂が発生し、圧縮側フランジは座屈した。

たFC2、引張側フランジ厚さを2mm減厚させたFT2、腐食を模擬した4ケースでは、載荷初期における剛圧縮側ウェブを欠損させたWCA、引張側ウェブを欠性には試験体RHと明確な違いが認められなかったも損させたWTAとした。また、腐食を模擬した断面加のの、降伏荷重や最大荷重、ポストピーク領域での挙工の範囲は、落石防護柵では基礎コンクリート近傍で動が試験体毎に異なる結果となった。各試験体の挙動腐食が発生しやすいことを想定して、基礎コンクリーを３．２．１および３．２．２に詳述する。なお、いト上面から高さ250mmまでの範囲とした。

ずれの試験体においても弱軸方向へねじれるような変載荷は、一方向の引張とし、基礎コンクリート上面形をともなって荷重が低下している。

から1,400mmの高さのウェブ中央に直径28mmの孔を設け、丸鋼を通した両端に厚さ38mmの鋼板とシーブ
寒地土木研究所月報№858

2024年６月 135050
೺඲(RH)

40ᘬᙇഃ
2mmῶཌ(FT2)30

Ⲵ㔜 (kN)Ⲵ㔜 (kN)40ᅽ⦰ഃ
2mmῶཌ(FC2)2000

図－3３．２．１

ᘬᙇഃḞᦆ(WTA)

30201010೺඲(RH)ᅽ⦰ഃḞᦆ(WCA)

50000

荷重－変位関係（フランジ減厚の影響）

図－4

フランジの減厚の影響ᘬᙇഃࣇࣛࣥࢪ

100200300
ኚ఩ (mm)400

100200300
ኚ఩ (mm)400500荷重－変位関係（ウェブ欠損の影響）ᅽ⦰ഃࣇࣛࣥࢪ

図－3に示すように、フランジを減厚した試験体
FC2、FT2では、健全な状態を模擬した試験体RHに比べて部材の降伏荷重および最大荷重が小さくなっ（c）に示す基部の損傷状況に着目すた。写真－6（b）
ると、FC2では、圧縮側フランジが大きく座屈しておD ೺඲ 5+り、引張側フランジでは、吊り線固定用の孔近傍の板厚が薄く延びていた。一方、FT2では、引張側フランジの吊り線固定用の孔、ワイヤロープ固定用の孔近傍に亀裂が発生し、亀裂はウェブにまで達した。また、
FT2では、ポストピーク領域において一時的な荷重の低下が認められており、これは局所的に亀裂が発生したことに起因すると考えられる。引張側を減厚したE ᅽ⦰ഃࣇࣛࣥࢪPPῶཌ )&

FT2に比べて圧縮側を減厚したFC2の最大荷重が小さく、荷重も大きく低下していることから、引張側フランジの局所的な亀裂よりも圧縮側フランジの座屈が靭性に及ぼす影響が大きいことが示唆された。
３．２．２

ウェブの欠損の影響

F ᘬᙇഃࣇࣛࣥࢪPPῶཌ )7

図－4に示すように、ウェブを欠損させた試験体
WCA、WTAにおいても、健全な状態を模擬した試験体RHに比べて部材の最大荷重は小さくなった。ウェブの圧縮側を欠損させたWCAでは、引張側を欠損させたWTAの降伏荷重と同程度の荷重に達した後、写真－6（d）に示すように圧縮側フランジが大きく変形すG ᅽ⦰ഃ࢙࢘ࣈḞᦆ :&$るとともに急激に荷重が低下した。一方、ウェブの引張側を欠損させたWTAでは、部材降伏後も荷重は増加し、吊り線固定用の孔、ワイヤロープ固定用の孔近傍に亀裂が発生し、その後、それらが連結するように亀裂が拡大し、写真－6（e）に示すように、引張側フランジの破断とともに荷重が急激に低下した。ポストピーク領域に着目すると、圧縮側フランジに座屈が生H ᘬᙇഃ࢙࢘ࣈḞᦆ :7$

写真－6

基部の損傷状況

じなければ、引張側フランジに亀裂が発生した後も、
14

寒地土木研究所月報№858

2024年６月

フランジの破断に至るまでは、ある程度の荷重を保持る際の判断材料のひとつとなれば幸いである。今後できる可能性があることを確認した。

は、現地での調査手法と性能評価手法を関連付けるとともに、簡易な補修方法、応急対策等の措置についても併せて検討を進める予定である。

４．おわりに
従来型落石防護柵は、金網、ワイヤロープ、支柱の参考文献

弾塑性変形によって落石の運動エネルギーを吸収する機構であることから、1本の支柱の可能吸収エネルギ

1） 日本道路協会：落石対策便覧、pp.249-274、2017.

ーが低下した場合であっても、他の部材がエネルギー

2） 今野久志、葛西聡、橋口寛史、堀謙吾、松嶋秀を分担することで落石を補足できる可能性は否定でき

士：腐食劣化した従来型落石防護柵構成部材の各ない。また、設計時の落石エネルギーは、対象とする種載荷試験結果について、第12回構造物の衝撃問

石や斜面毎に異なるため、施設毎の設計上の余裕度も題に関するシンポジウム論文集、2019.

異なる。さらに、実環境下で腐食した支柱の断面状態

3） 中村拓郎、山澤文雄、仁平陽一郎、畠山乃：腐食は一様ではなく、調査対象となる支柱本数も少なくなした落石防護柵用支柱の静的載荷実験、令和4年いことから、現場ですべての支柱を精緻に計測するこ

土木学会北海道支部年次技術研究発表会、A-32、とは現実的ではない。このような理由から、現時点で2023.の既設の落石防護柵の措置は、道路管理者の総合的な判断に頼らざるをえないと考えられる。

4） 中村拓郎、山澤文雄、畠山乃：落石防護柵支柱の腐食による可能吸収エネルギーの低下、第67回

本稿では、試験体数や損傷程度が限られた範囲で、かつ、静的な作用下での検討ではあるものの、腐食に（2023年度）北海道開発技術研究発表会、安-51、2024.

よる断面減少や欠損によって落石防護柵の支柱の可能

5） 国土交通省北海道開発局：令和5年度 北海道開発吸収エネルギーが低下すること、損傷部位が異なる

局 道路設計要領、第2集 道路付帯施設、第6集 標と、部材降伏以降の変形性能が異なることを紹介し

準設計図集、2023.

た。本稿が点検調査等において措置の必要性を検討す中村 拓郎
NAKAMURA Takuro

山澤 文雄
YAMASAWA Fumio

畠山 乃
HATAKEYAMA Osamu

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）
技術士（建設）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
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
上席研究員

寒地土木研究所月報№858

2024年６月 15