土木学会地震工学論文集

論文

ブロック擁壁−砂地盤連成系の擬似立体個別要素解析手法
原洋介1・長嶋文雄2・竹田岳史3

1東京セメント工業（株）技術部関東設計室主任（〒193-0931 東京都八王子市台町 2-15-20）

E-mail: toceme@apricot.ocn.ne.jp
2東京都立大学大学院工学研究科土木工学専攻助教授（〒192-0397 東京都八王子市南大沢1-1）

E-mail:fumio-n@ecomp.metro-u.ac.jp
3東京都立大学大学院工学研究科土木工学専攻大学院生（〒192-0397 東京都八王子市南大沢1-1）

E-mail: takeda-takasi@c.metro-u.ac.jp

筆者等は，空積みブロック擁壁の1/10スケール模型を用いた振動台実験を行うと伴に，２次元DEMを用いたシミュレーション解析を行い，耐震性能に関する検討を行ってきた．しかし，２次元DEMは，各要素を単位長さを有する円盤形と見做して同一平面内における運動を扱うために，基本的には平面応力状態を仮定し得る場合に限られ，奥行き方向に構造的変化のある場合には使用することはできなかった．
本報告は，新しい擬似立体DEMによるブロック擁壁−砂地盤連成系の相互作用解析手法を提案するものであり，本手法を用いることにより，２次元DEMでは表現できなかったブロック内部の砂粒子の動きを，演算コストをできるだけ抑えながら，把握することが可能となった．

Key Words : block retaining wall, dynamic response analysis, disctere element method,quasi-3D analysis, coupling problem

い，耐震性能に関する検討を行ってきた 1)‑5) ．振動
台実験においては，擁壁の転倒限界加速度，基礎に作用する水平力と地盤反力や土圧の水平分力などを観察し，「基礎の滑動に対する安定性は地震時土圧式」が，また「擁壁の転倒および地盤反力に対する安定性は常時土圧式」でそれぞれ算定する方が実験値に近いという興味ある結果を得た．この理由について，２次元DEMを用いて検討を行ってきたが，各要素を単位長さを有する円盤形と見做して同一平面内における運動を扱うために，基本的には平面応力状態を仮定し得る場合に限られ，奥行き方向に構造的変化のある場合には使用することはできなかった．
すなわち，２次元 DEM の制約によって，空積みブロック擁壁ブロックとブロック内部の土を同時に表現することが出来なかった．
一方，３次元 DEM では，要素数が非常に多くなり，コンピュータの能力が増している現状においてもなお演算時間･コストが膨大に掛かり，未だ実務的な解析手法にはなっていない．
本報告は，以上のような問題を解決するため，空積みブロック擁壁−砂質土連成系の動的応答解析用の新しい擬似立体個別要素解析手法を提案するものである．

１．はじめにプレキャスト製品である「空積みブロック擁壁」
は，現場施工が主な重力式擁壁や逆T字型擁壁に対して，現場における工期の短縮を図ることが可能であり，建設現場労働力の減少や高齢化などの問題を解決するための方策の一つとして期待されている．
また，建設費の縮減効果や緑化による環境保全効果も同時に期待されている．
しかし，空積みブロック擁壁は重力式擁壁や逆T字型擁壁などの「自立式擁壁」とは異なり，「もたれ式擁壁」であるために，埋土との間で非常に複雑な挙動を示す．このため耐震性能の確認が難しく，その耐荷のメカニズムについては未だ不明な点が残されている．したがって，擁壁の標準的な設計指針を与える道路土工指針においては，自立式の擁壁に関する記述がほとんどであり，空積みブロック擁壁に関する記述は最近少しずつ増えては来ているものの，耐震設計に関しては具体性の乏しい規定となっている．
このような背景に基づき，筆者等は，空積みブロック擁壁の1/10模型を用いた振動台実験を行うと伴に，２次元DEMを用いたシミュレーション解析を行
1２．大型ブロック擁壁とその耐震上の課題
平成11年の道路土工−擁壁工指針の改定により，大型ブロック積み擁壁に関する設計基準が新たに規定された．しかし，以下のような不明確な点が存在しているものと考えられる．〔Ⅰ〕ブロック間の結合構造により，①ブロック間の結合にかみ合わせ構造や突起などを用いたり，胴込めコンクリートで練積みにした形式，②控長の大きいブロックで鉄筋コンクリートなどを用いてブロック間の結合を強固にした形式，③ブロック間のかみ合わせ抵抗のない空積みによる形式の3タイプに分類されている．しかし，各タイプの結合構造にどの程度の剛性が必要なのか明確でない．〔Ⅱ〕一般的な大型ブロック積み擁壁については，控長ごとに直高と法勾配の関係が示されている．しかし，一般的な大型ブロック積み擁壁がどのような構造であるか不明確である上，直高と控長，法勾配の関係を決定した根拠が不明確であるため，土質条件など大型ブロック積み擁壁の適用条件が曖昧である．〔Ⅲ〕擁壁高さを8m以下にすることを原則とし，8mを超える場合は地震時の安定性を含めて，別途詳細な方法で検討することとなっている．しかし，詳細な方法とは，どのような方法を意味するのか明確でない．〔Ⅳ〕その他の形式として土砂などを中詰めして用いるタイプが紹介されている．このようなタイプは一般的に緑化ブロックとして用いるケースが多く，植生土への水分補給のため，中詰めした土砂と，ブロック背面の土砂の間にはブロック断面が存在しないタイプが多く見受けられる（図‑1）．こうした形状のブロックにおいて，中詰め土砂が擁壁の一部として機能するのかが不明確である．
※ 砂の行き来を妨げる物がない。

ブロック間の剛性（一体性）および中詰め土砂の挙動を同時に観察することが出来るシミュレーション解析手法が切望された．

３．新しい擬似立体個別要素法による地震応答
解析手法(1) 擬似立体化手法
図‑2 に，筆者等が従来からシミュレーション解析に用いていたブロック擁壁の２次元モデルを示す．
しかし、当モデルでは，空積みブロック擁壁内のブロックとブロック内部の砂を同時に表現することが出来ないため，ブロック内部の砂の挙動がわからないことや，ブロックの重心位置が実際のブロックと大幅にずれてしまう等の問題があった．

背面砂ブロック

背 面振動台図‑2

従来の２次元 DEM モデル

そこで，複雑な形状をした構造物を擬似的に立体化してモデル化する手法を考案した．空積みブロッ
中詰め材と裏込め材が直接接する。
ク擁壁において，一つのブロック幅を単位幅（奥行き）と考える．この単位幅には，図‑3 に示すように，ブロックと背面砂（領域１）およびブロック前面壁とブロック内部の砂と背面砂（領域２）の２層の構造が存在している．従って，２層構造（領域１,２）に分割し，連続条件として，ブロック要素における連続性を与えることにする．また，２層構造間（ブロックと砂および砂と砂の間）に摩擦を考慮することもできる．２層構造を平面（単層構造）で表現するためには，ブロック要素の内，領域１に存在突起による結合構造するが領域２には存在しない要素と砂要素との接触問題は扱わないことにする（透過要素）．このよう
図‑1 空積みブロック内部および外部の土砂に，単位幅に a, b などの長さに関するパラメータを設定することにより，実際に近い幾何学的な条件上述の課題に対して，大型積みブロック擁壁のブ設定が可能となる．また，地震時における擁壁の安ロック間の剛性（一体性）および中詰め土砂の挙動定問題で最も重要な，ブロックの重心位置を精度良を明らかにするため，振動台模型実験を行ってきた． く設定することも可能となった．図‑5 に，実際のブしかし，模型実験では，中詰め土砂の挙動など観察
ロックの重心位置と，モデル化による重心位置の場が困難であること，中詰め土砂および背面の土砂の所を示す．
土質条件の違いに対応出来ないこと等の問題があり，
2

ては(a)の正六角形配置が適していると判断した．

(a)

(b)
図‑6

図‑3

要素間の力の作用としては，２つの状態を考える．
状態１は，初期状態において連続体の状態で要素間には圧縮力，引張力，せん断力の３つの力が働く．
引張力が破壊基準に達した場合，伝達力がなくなり自由運動となる．せん断力が破壊基準に達した場合は，法線方向力と内部摩擦角に応じた係数が伝達される．要素が自由運動状態から再び接触した場合は状態２に移行する．状態２として，初期状態において離れていた要素どうしが接触した場合，あるいは，接触していた２要素が離間した後に再び接触した場合に定義される．要素間には圧縮力，せん断力が働くが，せん断力は要素間に圧縮力が働いているときのみ作用するものとする．
また，せん断力の破壊基準にはモール・クーロンの破壊基準を適用した．図‑7 における記号はそれぞれ，C ：粘着力， φ ：内部摩擦角， Fc ：圧縮強度，擬似立体モデル

領域１

Ft ：引張強度， e n ：法線方向ばね力， e s ：接線方

領域２
図‑4

向ばね力を表している．

領域図C − e n tanφCF

モデル化における重心位置

esc

φen
un

状態１
図‑7重心位置図

es−e n tanφ

Fcen

unun

圧縮u y 2u y引張en

φen

破断us
せん断

実際のブロック重心位置

Ftenes圧縮

図‑5(c)

要素配置方法esus
せん断状態２

モール・クーロンの破壊基準

砂要素のパッキングは落下法を用いているが，落下した要素は既に落ちて底部にある要素と衝突を繰り返し，安定した位置に次第に落ち着くことになるが，新たな要素が落下して来るたびに衝突する要素だけでなく，既に堆積した要素間の力の釣合いも変化し，要素が少し移動し，新しい釣合い状態を作ろうとする．要素落下終了後でも堆積要素全体が安定するまでには，ある程度の時間を要する．そこで，時間刻みを一定のレベルに保ちながら安定した解を得るために，式(1)を用いて砂要素パッキングの重力緩和を行った．

(2) ブロック擁壁−砂質土連成系のモデル化
弾性連続体をモデル化する際には，図‑6 に示すような，(a)の正六角形配置や(b)の正四角形配置が多用されている．本解析における弾性連続体（コンクリート構造物）をモデル化する際にどちらを用いるべきかを，また，正四角形配置においては間隙ばねを導入した(c)の拡張個別要素法についても検討を行った．結果として，(b)の正四角形配置においては， 6) ポアソン比が０以外の弾性体は表現不可能であることや，(c)の拡張個別要素法における正四角形配置では， 7) 連続体から非連続体への解析を目的とした手法であるため，コンクリートの破壊は考慮せず，転倒挙動等を目的ととしている本研究におい

g 1 = g (1 − eY )(1)

ここで，Y = −500 × t ， g ：重力加速度， t ：解析時刻とする．図‑8 は重力緩和曲線のグラフであり，
1.93

重力加速度(cm/sec2)

パッキング時には効率を良くするために砂の摩擦係数を一時的に零としている．
10外周要素

86

内部要素

42

図‑10

ブロック図

000.02

0.04

0.06

0.08

0.1

時刻(sec)
図‑8重力緩和曲線(3) 高速化処理
擬似立体化による要素数の増加に伴い，解析時間の効率化を図るため高速化処理についての検討を行った．まず，セル登録法による高速化を行った．セル登録法とは，解析対象モデルをセルによって分割し，ある要素に対する接触判定を行う要素を絞り込む方法である．すなわち，図‑9 のように任意のセル内にある要素に対して接触判定を行う要素を，そのセル内に存在する他の要素と，セルの周囲の８つのセルの中にある要素のみに絞り込み，高速化を実現するものである．
また，本研究においては，擁壁ブロックは剛体的な扱いをしてもかまわないので，これを利用した高速化処理を考えた．擁壁ブロックの外周要素（ 要素）のみ接触判定を行い，内部要素（ 要素）は初期状態において設置した弾性ばね，ダッシュポット，スライダーを常に適用し，接触判定は一切行わないという処理を行った．解析対象モデルや段数等によって効果の違いはあるものの，３段積みブロックの解析で 13%程度の時間短縮ができた．
さらに，セル登録法を使用する場合，加振する際の振幅や転倒を考慮しなくてはならないため，解析モデルに対して左右に余分なセルを設定しておかなければならなかった．そこで，セル自体を絶対座標から相対座標に変更することで余分なセルを削減し，高速化を試みた．しかし，セルの相対座標変換の計算が増えてしまうため，計算時間の短縮はほとんど出来なかった．

削減可能領域
図‑11

削減可能領域
セル削減図(4) 地震応答解析手法
図‑12 に本研究における解析フローを示す．始めに，ブロック，砂，振動台等の要素の座標データを読み込む．次に、砂とブロックの粘着力，ヤング係数等や時間刻み等の解析パラメータを入力し，初期状態における接触判定を行う．その後，時間刻み毎の接触判定，各要素における合力の計算等を行い，パッキング終了ステップ数に達した後に振動台の強制変位を行い，時間刻み毎の接触判定，各要素における合力の計算等を行う．
STARTモデルの作成
解析パラメータの計算初期状態での接触判定
時刻 t における各要素の座標値

時間刻みごとの接触判定各要素に作用する合力の計算
次のステップの加速度・速度・変位NO

ステップ数＞ nt 2

YES
振動台による強制変位

ステップ数＝nt

YES
STOP

NO

nt 2 ：パッキング終了ステップ数

nt ：総ステップ数
図‑9

図‑12 解析フロー

セル登録法

4

10段までの8パターンとし比較検討を行った．
実験中加速度計④により振動台⑥の加速度を測定した．変位計⑤によりブロック最上段および中段の水平方向変位量を測定することにより，ブロックの一体性の確認を行った．土圧計⑨によりブロック背面で受ける土圧を測定した．荷重計⑩にてブロック基部に作用する水平力を荷重計⑪にてブロック基礎に作用する地盤反力を測定した．これら測定は全て動的に測定を行った．
ローラ⑫は，水平力の測定を正確に行うため，摩擦抵抗μ＝0となるように努めた．
また，荷重計およびローラの数量が限られていたため，1スパンのみで実験を行った．
図‑14に基礎の測定装置を示した．
水平力は左側の水平力測定用圧縮型荷重計を土槽に固定し，測点を左右の2点設け測定した．単位長さ当たりとするため左右の平均値により評価した．
また，水平力の伝達は水平力伝達棒を基礎ブロックに固定することで行った．

４．疑似立体手法を用いたシミュレーション解析(1) 振動台模型実験の概要
図‑13に示した装置を用いて実験を行った．
中詰め材はブロック内部に充填された砂，裏込め材はブロック背面の砂とし，両者とも粒径0.8mm単位体積重量16.2kN/m3内部摩擦角30.5ﾟの相馬標準砂を用いた．
模型の据付は，土槽①内に中詰め材，裏込め材と共に入れ，各段据付毎に25galの微振動を加え，振動締め固めを行い，緩詰め状態とした．
予備実験で，鉛直振動を加えることにより，水平振動のみ加えた場合に比べ耐震安定性が向上することが分かっている．そのため，本実験では水平方向アクチュエータ⑧による水平振動のみに注目した．
水平振動は，すり付け部を有する正弦波で，3.16Hzの周波数を採用した．これは，予備実験において周波数の違いによる影響が認められなかったため，原型の1 Hz相当のものとした．
⑩：荷重計(水平力)①：土槽②：切り土面勾配 ⑪：荷重計(反力)③：土留めブロック ⑫：ローラ(μ＝0)④：加速度計⑤：変位計⑥：振動台⑦：上下方向
①アクチュエータ⑧：水平方向アクチュエータ⑨：土圧計⑧

地盤反力測定用

水平力測定用
圧縮型荷重

圧縮超小型荷重計

1500②⑨③⑤⑥700⑤
水平力伝達棒図‑14⑩⑪⑫⑦

地盤反力は右側の地盤反力測定用圧縮超小型荷重計を基礎ブロック底面に固定し，測点を前面側2点，背面側1点の合計3点設けた．また，本来地盤反力は分布荷重として存在するが，本実験では荷重計で測定を行ったため，前面側と背面側の集中荷重として評価した．

1550

反力壁

1200

側 面 図

基礎の測定装置

1700(2) 個別要素パラメータの決定方法
各個別要素のばね定数およびダッシュポットの粘性係数は，基本的には弾性理論に基づいて算定を行った．
解析によって砂の挙動を正確に観察するためには，これら一粒一粒をモデル化れば良いが、これは現実的でない．そこで，ばね定数，粒径および減衰定数等をパラメータとした安息角に関するシミュレーション（図‑15）を行うことによりパラメータを決定した．実験で用いた砂の安息角は30.5ﾟであり，シミュレーションによって得られる安息角が所定値の値となるまで試行錯誤的に行った．

822

700

①⑤③⑩⑪⑫⑥⑦1550

④

正 面 図

12002700

図‑13

実験装置図

境界要素（コンクリート）

砂要素

これら水平振動の振幅を変化させ，加振をステップ・バイ・ステップに各20秒間行い，転倒限界加速度を求め，計算により求めた値と比較検討を行った．
このとき実験条件の違いを比較するために，切り土面勾配②をブロック背面と同じ5分勾配から55ﾟ，45ﾟ，35ﾟの4パターンとし，ブロック段数は3段から50.2 sec

0 sec

0.4 sec
0.6 sec

図‑15安息角 30.5°

安息角に関するシミュレーション

(3) シミュレーション解析手法
本報告により提案する，新しい疑似立体 DEM を用いて，振動台模型実験をシミュレートした．切り土勾配を 55ﾟとし，ブロック段数を 3 段とした．実験にて測定したブロック基礎に作用する水平力および地盤反力を測定するために，基礎ブロック要素と振動台要素の間に測定用要素を配置した．

基礎要素発生していない．このことから，自由落下による0.5 秒間の砂要素パッキング終了後，およそ 0.5 秒間の振動締固めを行ったものと同様な効果を得ていると考えられ，実験で行った振動締め固めに相当する働きをしていると思われる．
解析結果図（図‑18）を見ると，解析時刻およそ 5秒にて，ブロックが初期位置を保つことが困難になっていることが分かる．その後，解析時刻およそ 6秒にて，背面砂中の空隙が目立つようになり，解析時刻およそ 8.2 秒，応答加速度およそ 610gal にて，転倒に至った．これは，実験で得た転倒限界加速度600〜700gal と一致し，転倒に至る直前までブロックの一体性が確保されている点においても一致している．

背面版要素
測定用要素
振動台要素

図‑16

パッキング
終了

測定用要素の配置
0.0sec(0.0gal)

0.5sec(0.0gal)

実験では転倒限界加速度を求めるために，水平振動の振幅を変化させ，加振をステップ・バイ・ステップに各 20 秒間行ったが，シミュレーション解析においては，解析時間短縮のため，入力加速度振幅は，およそ 15 秒で最大 800gal に達する緩和曲線を採用した（図‑17）．この時の加振は，基礎要素と背面版要素および測定用要素に強制変位を与えることに2.0sec(50.2gal)
よって行った．
解析結果は，ブロック要素の変位やブロック基礎に作用する水平力および地盤反力を時刻歴毎にファイル出力し，演算終了後，Excel 上でのオブジェクト描画などの処理を行った．

1.0sec(6.4gal)

3.0sec(125.8gal) 4.0sec(221.5gal)

1000
800

ＡＢ

加速度振幅(cm/sec 2)600

5.0sec(325.7gal)

400

6.0sec(427.8gal) 7.0sec(520.4gal)

2000-20002

468101214

16-400-600
-800
-1000
時刻(sec)

図‑178.0sec(598.6gal)

入力加速度振幅(4) 解析結果および実験値との比較
3.06GHz の CPU クロックと 2GB のメモリーを有する PC を用いたが、総要素数 1569 個（砂要素 1111個，ブロック要素 372 個，振動台,背面板,基礎等 86個），時間刻み 5.0×10‑7 秒，総シミュレート時間8.0 秒，総演算回数 1.6×107 回の場合で，総解析時間は約 56 時間 40 分要した．
大型ブロック擁壁の解析結果を示す．
振動台に対するブロックの相対変位量（図‑19）を見ると，解析時間がおよそ 1 秒までの間ほとんど

Ｂ部詳細

Ａ部詳細
図‑18

シミュレーション解析結果図

解析値（図‑19）および実験値（図‑20）それぞれの振動台に対するブロックの相対変位量を比較すると，ブロックが前後に振動しながら転倒していく等，同様の傾向を示しており，ほぼ実験を再現している．
610
水平方向相対変位量（cm）

02

4

68

10-1-2

1段目
2段目
3段目

-3-4

2.0sec(50.2gal)

3.0sec(125.8gal) 4.0sec(221.5gal)

5.0sec(325.7gal)

6.0sec(427.8gal) 7.0sec(520.4gal)-5-6解析時間（sec）

図‑19

シミュレーション解析によるブロックの相対変位量2水平方向相対位置(cm)0-20246810

各図の土圧が受働および主働土圧のどちらの状態にあるかを明確にするため，加振による振動台の変位方向を矢印により示した．

-4-6-8-10-128.0sec(598.6gal)

時間(sec)

図‑21

図‑20 振動台模型実験によるブロックの相対変位量

法線方向ばね力図

シミュレーション解析による地盤反力（図‑22）および水平力（図‑23）は，解析時刻 4 秒から 5 秒，応答加速度 220gal〜330gal において最大となり，その後変動が大きくなっている．

法線方向ばねを図示することにより（図‑21），各時刻での土圧分布の観察を行った．解析時刻 0 秒
から 5 秒に掛けて，圧縮を表す赤色のラインが下方へ集まって行くのが分かる．これは，土圧も地震時慣性力の影響を受け，土圧の水平分力は地震時土圧式による値に近いものの，土圧合力の作用位置が加振時間と共に低下することにより，結果として，「基礎の滑動に対する安定性は地震時土圧式が，また擁壁の転倒および地盤反力に対する安定性は常時土圧式でそれぞれ算定する方が実験値に近い値となる．」と言う実験による仮定を裏付ける結果であると考えられる．
砂の変位は，ブロックが変位することにより出来たくさび状のブロック−背面砂間の隙間を埋めるように変位する．解析時刻 6 秒以降の砂は，この隙間を十分に埋めることが出来ず，ばね密度が粗な状況となり，土圧は十分ブロックに伝達されていないように見受けられる．ブロックの変位が進行しているため，ブロックに掛かる慣性力が主になり転倒に至るものと考えられる．

2520

地盤反力 (N)1510
前面側5背面側00

123456789-5-10-15
解析時間 (sec)

図‑22

シミュレーション解析による地盤反力3025

水平力 (N)

20151050012345678-5
解析時間 (sec)

0.0sec(0.0gal)

0.5sec(0.0gal)

図‑23

1.0sec(6.4gal)

7

シミュレーション解析による水平力

9

シミュレーション解析により，およそ最大値を示した 320gal での振動台実験による地盤反力（図‑24）および水平力（図‑25）との比較検討を行った．
実験において，基礎の拘束が簡易であったために値が大きく変動しているが，ほぼ傾向および値も一致している．従って，ブロックが大きく傾く迄の間は，十分地盤反力および水平力に対しても精度の良いシミュレーションが可能であると思われる．
35
30

５．まとめ
２次元DEMの奥行き方向に構造的な変化のある系の擬似立体解析手法を提案した．擬似立体化を行う
ことで，擁壁ブロック内部の砂の挙動を捉えることが可能となり，実験と同様の動きを示すシミュレーション解析が可能になった．
今後は，当解析手法を用いて，ブロック擁壁−地盤連成系の地震時挙動を明らかにし，耐震安定化策の検討を行う予定である．

25

地盤反力 (N)

20

参考文献

15

前面側背面側101) 星野隆浩, 原 洋介，岩間久継，長嶋文雄：土留緑化
ブロックの地震時転倒限界に関する模型実験，土木学会第 27 回関東支部技術研究発表会講演論文集，I‑81,pp.160‑161, 1999.
2) 星野隆浩，原 洋介，岩間久継，長嶋文雄：土留緑化
ブロックの地震時転倒限界に関する模型実験，土木学会，第 55 回年次学術講演概要集，ⅢA196，2000．
3) 原 洋介, 星野隆浩, 岩間久継，長嶋文雄：土留緑化
ブロック基部の地震時作用力に関する実験的研究，土木学会，第 55 回年次学術講演概要集，ⅢA197，2000．
4) 原 洋介，長嶋文雄：個別要素法を用いた土留緑化ブ
ロックの動的挙動解析，土木学会，第 56 年次学術講演概要集，ⅢA184, pp.604‑605, 2001．
5) 原 洋介，長嶋文雄：緑化ブロック−砂質土系の耐震性能に関する一考察，第26回地震工学研究発表会講演
論文集，pp.573‑576, 2001.
6) 阿部和久：個別要素法による連続体解析におけるバネ定数の設定，土木学会論文集，No.543/Ⅰ‑36, pp.83‑90, 1996.77) 伯野元彦：破壊のシミュレーション−拡張個別要素法で破壊を追う−，森北出版株式会社(2003. 6.29 受付)

500123456789-5-10
解析時間 (sec)

図‑24振動台模型実験による地盤反力3530

水平力 (N)

25201510500123456789-5
解析時間 (sec)

図‑25振動台模型実験による水平力

Quasi-3D Discrete Element Method for Block Retaining Wall - Sand
Interaction Analysis
Yohsuke HARA, Fumio NAGASHIMA and Takashi TAKEDA
A new quasi-3D discrete element method for analyzing the interaction of block retaining wall and sandcoupling system is proposed in this paper. While 2D discrete element method is conveniently used foranalyzing dynamic destruction behavior with small computational costs, the method is restricted to be
used for the plane stress problem. On the other hand, 3D discrete element method costs huge computing
time and labor, and it is not a practical tool yet.
The proposed quasi-3D method is able to calculate dynamic behavior of both wall block element andinner sand element as if they behave in 3D space with reasonable computer costs. Effectiveness andvalidity of this method are verified by simulating shaking table test of block retaining wall-sand couplingsystem, witch has been conducted by authors using 1/10-scaled model.

8