コンクリート工学年次論文集，Vol.46，No.2，2024

論文 曲げとせん断が連成する衝撃荷重載荷時の擁壁上に設置した柵高が高い落石防護柵支柱に関する弾塑性衝撃応答解析
林茂樹*1・小室雅人*2・瓦井智貴*3・岸徳光*4

要旨 : 本論文では，高さ 3 m のコンクリート擁壁に定着される高さ 4 m の落石防護柵に用いられる鋼製支柱を対象に，曲げとせん断が連成する比較的低い位置に落石衝撃荷重が作用する場合において，根入れ深さを変化させた 3 次元弾塑性衝撃応答解析を行い，必要定着長に関する検討を行った。その結果，1）高さが高く高曲げ剛性を有する支柱に衝撃荷重が作用する場合において，擁壁天端表面に発生するせん断破壊面は載荷側及び非載荷側フランジ端部から形成されること，2）支柱の必要根入れ深さは，500 mm 程度として評価されること，3）現行設計法に基づいて評価される必要根入れ深さは安全側の値を示すこと等が明らかになった。
キーワード : 防護柵支柱，落石防護擁壁，曲げ剛性，根入れ深さ，衝撃応答解析

1. はじめに規模落石防護擁壁上に設置した落石防護柵支柱を対象に，
2)

我が国の山岳部や海岸線などの急崖斜面に沿った道路静荷重載荷 や衝撃荷重載荷沿いには，落石から道路交通や人命を守るために数多く規模実験を実施してきた。

3) − 5)に関する数多くの屋外実の落石対策工が設置されている。その 1 つである従来型

これらの実験では，柵高が 2 m で，支柱には H200 ×

落石防護柵は，H 形鋼を用いた支柱，ワイヤロープ，ひ100 × 5.5 × 8 断面の H 形鋼を用いている。一方，柵高が 4し形金網および間隔保持材等から構成され， 写真− 1 にm 程度の場合には，通常防護擁壁の高さも高くかつ支柱示されるように落石防護擁壁（以後，防護擁壁あるいは単にも曲げ剛性の大きい H200 × 200 × 8 × 12 断面の H 形鋼に擁壁）天端に設置される場合が多い。その場合には，支が用いられている。このように，支柱の高さが高く断面柱は一般に擁壁天端部を箱抜きして埋設される。

剛性が大きくなった場合における支柱の必要根入れ深さ

防護柵支柱の擁壁への根入れ深さに関する現行設計は，
1)

落石対策便覧（以後，便覧） に即し，落石衝撃による動に関しては，設計法の妥当性を含め十分に検討が行われていないのが現状である。

的挙動は考慮せずに静力学に基づいて行われている。しこのような観点から，本研究では，高さが 3 m の防護擁かしながら，落石衝突によって支柱埋設部近傍のコンク壁天端に高さが 4 m の防護柵を設置する場合を想定して，リートがブロック化して剥落するような事例も報告され

支柱に H200 × 200 × 8 × 12 断面の H 形鋼を用いた場合にていることから，支柱の根入れ深さに関する現行設計法おける必要定着長に関する検討を行うことを目的に，落の妥当性を検証するとともに，衝撃荷重載荷時における石衝撃荷重が曲げとせん断が連成するような比較的低い

動的挙動特性を考慮した合理的設計法を確立することは，位置に作用する場合を対象に弾塑性衝撃応答解析を行っ極めて重要であるものと判断される。

た。なお，本数値解析は，実規模実験5) 結果との比較に

このような背景より，著者らの研究グループでは，実よって妥当性が検証されている有限要素モデル6) を踏襲
7)し，構造解析用汎用コード LS-DYNA （ver. R14）を用いて行うこととした。

2. 数値解析概要
2.1 落石防護擁壁および支柱の概要
図− 1 には，本研究で対象とした落石防護擁壁および支柱の形状寸法を示している。コンクリート擁壁の断面形
8)状は，北海道開発局道路設計要領 （以後，設計要領）を参考に，高さ 3 m，幅 3 m，天端幅 0.6 m，道路側の勾配を 1
写真− 1 擁壁天端に設置される従来型落石防護柵の例: 0.4 とした。支柱には，通常柵高 4 m 以上を有する実防*1

室蘭工業大学大学院

大学院工学研究科

博士後期課程*2

室蘭工業大学大学院

もの創造系領域

土木工学ユニット

教授

博（工） （正会員）*3室蘭工業大学大学院

もの創造系領域

土木工学ユニット

助教

博（工） （正会員）*4室蘭工業大学大学院

もの創造系領域

土木工学ユニット

特任教授- 847 -工学専攻 （正会員）

工博 （正会員）

ᕶᆀ᩻឴౻ୈ౸
H200×200×8×12
᧢ᛏ᥾᧨
M =1,000kg

3,600

4,000

中間支柱
H200×200×8×12

6 ґҾ(= 2 mm)

8 ґҾ(= 1 mm)

y4,000ᛃҴ౉ t = 6 mm

x600

3,000

600

390
500

R325.4

3,000

1:0
1,800

450

10x
3,000

᧢ᛏ᥾᧨ᝊጯَ

ᕶᆀ᩻឴ଥ‫ے‬

200

300ᵻ600

400

載荷点

7,000

補剛板 t = 6 mm×z

550

y 3,000(mm)

390
940

1,800(mm)図− 2 有限要素モデル

図− 1 落石防護擁壁および支柱の形状寸法度傾斜するときの可能吸収エネルギー E p = 48.8 kJ を参表− 1 数値解析ケース一覧
試験体名載荷根入れ

PS4規模実験5)と同様の値を設定し，30 N/mm2 とした。なお，

入力

位置深さ落下高

衝突速度 エネルギー

L（m）

d（mm）

H（m）

V（m/s）

E（kJ）

5.0

9.9

49.0PS6PS5設定重錘 入力重錘

考に H = 5 m とした。コンクリートの圧縮強度 f c は，実支柱の主軸に関する公称断面係数は Zx = 472 × 103 mm3であり，H200 × 100 × 5.5 × 8 断面の場合（Zx = 181 × 103

600
0.4PS3500400mm3 ）と比較して 2.6 倍程度大きい値となる。
2.3 有限要素モデルおよび境界条件300

図− 2 には，本研究で用いた有限要素モデルを示している。本研究では，実験時における境界条件を適切に反映

護柵の中間支柱として使用されている H200 × 200 × 8 × 12させるために，既往の研究6) と同様に試験体の他，載荷治断面の H 形鋼を用い，根入れ深さを 600，500，400，300具までを考慮してモデル化を行った。また，重錘衝突にmm の 4 種類に変化させて数値解析を行った。なお，設定よる支柱基部の局部座屈を適切に再現するために，対称

根入れ深さに関しては，高さが 2 m の防護柵に用いられ性を考慮せずに構造全体をモデル化している。

る H200×100×5.5×8 断面の H 形鋼支柱に関する実規模実5)

各部材は，基部近傍で発生する局部座屈を適切に評価

験結果 や予備解析結果を基に決定した。支柱は擁壁天端するために H 形鋼支柱も含めて全て 8 節点固体要素を用中央に設置し，その柵高を 4 m と設定した。なお，実防いてモデル化した。H 形鋼支柱のフランジおよびウェブ護柵の中間支柱間隔が 3 m として擁壁天端に設置されてに関しては板厚方向に 6 ないし 8 分割とし，幅方向の要いることから，擁壁幅は支柱 1 本分を考慮した 3 m と設素長は 1∼2 mm 程度，軸方向には 10 mm 程度を基本にし定した。衝撃荷重作用位置（以後，載荷点）には，既往のて要素分割を行っている。また，計算時間を節約するた

衝撃荷重載荷実験と同様に，フランジの局部座屈を防ぐめに，擁壁底部近傍の要素分割は徐々に粗くしている。

ために厚さ 6 mm の補剛板を設置している。

なお，本数値解析においては，重力は考慮しているもの

2.2 数値解析ケースの，H 形鋼の初期不整や減衰は考慮していない。本モデ

表− 1 には，本研究で実施した数値解析ケースの一覧を示している。表中の試験体名における第 1 項目の ”PS” はルの総節点数および総要素数は，それぞれ 120 万，110 万程度である。

実規模落石防護擁壁および防護柵支柱を用い曲げとせん

衝撃荷重は，重錘要素を支柱フランジと接する形で配断が連成する場合であることを示し，後続の数値 n は根置し， 表− 1 に示す重錘衝突速度 V を重錘要素の全節点入れ深さ（n × 100 mm）を表している。本研究では，曲げに付加することで与えた。拘束条件は，重錘吊り下げ治とせん断が連成する場合における必要定着長を検討する

具の上部をピン支持，支柱と擁壁の挙動特性を工学的にために，可能な限り擁壁天端に近い位置に衝撃荷重を作安全側で評価することとして擁壁の底部を完全固定と仮用させることとし，載荷点位置を擁壁天端から 0.4 m と定した。また，ボルトを用いて接続している箇所や H 形設定した。

鋼と補剛材は，節点を共有することで結合することとし

数値解析は 1,000 kg 重錘を支柱に衝突させることによっ1)て行い，その落下高さは，便覧 に準拠し H 形鋼支柱が 15た。一方，ロードセルと重錘胴体間に関しては，接触面によるタイド条件を設定することによって完全結合とした。

- 848 -ウェブ

フランジPS6 ᝁ᮷Ͷ
PS4 ᝁ᮷Ͷ

引張試験結果1000

マルチリニア型モデル

σ-0.15400Ecε (%)

20000

Es = 206 GPa ε (%)

1020-f c'30

Pp = 437 (kN)Py = 385 (kN)

800ft᥾᧨ᚗ଒ӌ Pi (kN)

真応力 (MPa)σ (MPa)Es = 206 GPa

PS5 ᝁ᮷ͶPS3 ᝁ᮷Ͷ

600
400200真ひずみ (%)

0(a) H 形鋼(b) コンクリートయ୳図− 3 材料構成則

05101520
஽ᩖ t (ms)253035

図− 4 重錘衝撃力の時刻歴応答波形表− 2 H 形鋼支柱の材料物性値
降伏
降伏
引張引張強度
強度
ひずみ強度
到達時ひずみf（εu（%）
y MPa） ε（y %） f u（MPa）

3680.1956021.3

上下フランジ

3260.1753219.2200ᢐᔸཟ۰ͱ δx (mm)ウェブ

PS6 ᝁ᮷ͶPS4 ᝁ᮷Ͷ

接触条件に関しては，支柱と擁壁間には付着特性を考
慮せず剥離・滑りを考慮した面と面の接触を定義してい160ఊ‫۾‬۰ͱҢᤎ஽

12080400る。なお，摩擦係数は，予備解析に基づき 0.3 と仮定しPS5 ᝁ᮷Ͷ
PS3 ᝁ᮷Ͷ

050100150200250300

஽ᩖ t (ms)た。接触解析にはペナルティ法を採用している。

図− 5 載荷点変位の時刻歴応答波形

2.4 材料構成則図− 3 には，本数値解析で用いた H 形鋼およびコンクリート材料に関する応力−ひずみ関係を， 表− 2 には H

GPa，ν = 0.3 とした。また，単位体積質量 ρ に関しては，形鋼の物性値一覧を示している。本研究では，実構造に載荷治具の場合には ρ j = 7.85 × 103 kg/m3 とし，重錘により近い条件の下で検討を行うこととし，各材料物性値
5)には実規模実験 と同様の数値を採用した。なお，実規模関しては全体の質量（1,000 kg）を有限要素モデルの体積で除すことにより評価した。

実験5) では，H 形鋼ウェブおよびフランジからの試験片

3. 数値解析結果および考察を用いて引張試験を行っている。
図− 3（a）に示すように，H 形鋼には材料試験結果から

3.1 各種時刻歴応答波形
図− 4 には，重錘と支柱間の接触合力として求められる得られた応力−ひずみ関係を基に，マルチリニア型のモデルを適用した。図に示すように，ウェブおよびフランジ

重錘衝撃力 Pi に関する時刻歴応答波形を，載荷初期から部にはそれぞれ異なる応力−ひずみ関係を設定している。の経過時間（以後，単に経過時間）t を横軸に取って示して単位体積質量 ρs およびポアソン比 νs は，ρs = 7.85 × 103いる。図中，基部を固定端と仮定し梁理論に基づいて求kg/m3 ，νめられる静的な降伏荷重 Py および全塑性荷重 Pp も示し

s = 0.3 とした。降伏の判定には von Mises の降伏ている。また，図− 5 には，載荷点における水平変位（以条件を用いている。
図− 3（b）に示すように，コンクリート材料に関しては，後，単に変位）δ x に関する時刻歴応答波形を示している。

圧縮側は圧縮強度に到達した段階で完全降伏するバイリ

さらに， 表− 3 には各試験体に関する最大衝撃力 Pi,maxニア型，引張側は引張強度に到達した段階で引張応力をと衝撃力波形の波動継続時間 T および最大変位 δx,max と伝達しないモデルを採用した。圧縮強度 f c は，前述のとおり 30 N/mm2 とし，引張強度は圧縮強度の 1/10 と仮定

その経過時間 t max を一覧にして示している。

した。単位体積質量 ρc およびポアソン比 νc は，それぞにおいても載荷初期に最大衝撃力 Pi,max を示した後，全れ ρc= 2.35 × 103 kg/m3 ，νc = 1/6 と設定した。

図− 4 の衝撃力波形 Pi に着目すると，いずれの試験体
塑性荷重 Pp にほぼ対応する波形性状を示していることが重錘および載荷治具に関しては，実験時に塑性変形が分かる。 表− 3 より，最大衝撃力値 Pi,max は根入れ深さ確認されていないことより，全て弾性体モデルを適用すにかかわらず全て等しい値を示していることから，最大ることとした。これらの要素に関する物性値に関しては，衝撃力 Pi,max は衝突部の材料特性に依存することが示唆

弾性係数 E とポアソン比 ν は等しく，それぞれ E =206される。また，波動の継続時間 T は，PS6/5 試験体の場- 849 -

PS6 ᝁ᮷Ͷଥ‫ۿے‬ብȞɜɁᠾᫌ (m)4෥˹᥂෥˹᥂෥˹᥂PS4 ᝁ᮷Ͷ෥˹᥂PS3 ᝁ᮷Ͷ෥˹᥂

32ᢐᔸ 1ͱᏚ0‫ڋ‬ᜫ᥂‫ڋ‬ᜫ᥂‫ڋ‬ᜫ᥂‫ڋ‬ᜫ᥂‫ڋ‬ᜫ᥂

‫ڋ‬ᜫ᥂

-1
0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)

0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)

0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)

0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)

0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)

0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)

t = 0.5 ms

t = 1 mst = 3 mst = 5 mst = 10 ms

t = 25 ms

4ଥ‫ۿے‬ብȞɜɁᠾᫌ (m)PS5 ᝁ᮷Ͷ෥˹᥂෥˹᥂෥˹᥂෥˹᥂

෥˹᥂

‫ڋ‬ᜫ᥂

‫ڋ‬ᜫ᥂෥˹᥂෥˹᥂‫ڋ‬ᜫ᥂‫ڋ‬ᜫ᥂

32
ᢐᔸ 1
ͱᏚ

0‫ڋ‬ᜫ᥂‫ڋ‬ᜫ᥂

-1
0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)

0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)

t = 50 ms

t = 65 ms

0.4 0.2 0 -0.2 0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)
Ʌȭɒ (%)

t = 100 ms

t = 114 ms

0.4 0.2 0 -0.2 0.4 0.2 0 -0.2
Ʌȭɒ (%)
Ʌȭɒ (%)

t = 200 ms

t = 300 ms

図− 6 支柱の載荷側軸方向縁ひずみ分布の比較

表− 3 最大衝撃力および最大変位に関する解析結果一覧
試験
体名

PS6PS5PS4
PS3

波動
継続時間
Pi,max（kN）
T（ms）

最大衝撃力

830
830
830
830

δx,max が 70 mm も大きいことから，根入れ深さの不足している状況が明確に示されている。

最大変位

経過時間

δx,max（mm） t max（ms）

26.927.027.629.6107112130200484965114

3.2 支柱の載荷側軸方向縁ひずみ分布に関する経時変化
図− 6 には，t = 300 ms までの支柱の載荷側軸方向縁ひずみ分布に関する経時変化を示している。図より，t = 5ms 程度まではいずれの試験体も類似したひずみ分布を示していることが分かる。その後，気中部におけるひずみ分布に着目すると，全試験体において基部からの高さが合には類似しており 27 ms 程度，PS4 試験体の場合には1.5 m 前後の領域では t = 10 ms 時に 0.2%以上の圧縮ひず27.6 ms，PS3 試験体の場合には 29.6 ms を示している。こみを示しており塑性化に至っていることが分かる。そのれより，根入れ深さが PS5 試験体より浅い場合には，波後 0.1%程度の圧縮ひずみを中心に振動状態を示している動継続時間 T は根入れ深さの浅さに対応して延びる傾向ことから，支柱は載荷点より上部で載荷側に変形してい6)にあることが分かる。既往の研究 から，根入れ深さがることが推察される。

不足している場合には，衝撃力の波動継続時間 T が延び載荷点近傍部のひずみ分布を見ると，試験体にかかわる傾向にあることが明らかになっていることより，PS4/3

らず t = 1 ms では 0.2% を超える圧縮ひずみを示してお試験体の場合における根入れ深さは不足の傾向にあるこり，降伏域に達していることが見て取れる。また，基部とが示唆される。

近傍では t = 3 ms から 0.4%に達する引張ひずみを示して

図− 5 の変位波形 δ x に着目すると，最大変位 δx,max はおり，t = 300 ms 時点においてもその状態が保持されて根入れ深さの減少に対応して増加しており，変位の振動いることから，支柱は基部近傍において載荷方向への変周期も延びる傾向にあることが分かる。また，PS6/5 試験形状態にあるものと推察される。その塑性域は，気中部体の場合における最大変位 δx,max は，PS6 試験体の場合がでは基部から 250 mm 程度，埋設部では 5 ∼ 65 mm 程度

PS5 試験体よりも若干小さいが共に 110 mm 前後であり，と狭い領域に限定されていることが分かる。

最大変位 δx,max に達する経過時間 t は両試験体共に 50 ms

根入れ端部に着目すると，PS6 試験体の場合には，t =程度である。一方，PS4 試験体の場合における最大変位

100 ms 以降において最大 0.1%程度の局所的な引張ひずみ

δx,max は，PS6/5 試験体の場合に比較して 20 mm 程度増加が発生しているが，その点を除くと零ひずみ近傍の分布しており，根入れ深さが不足していることが示唆される。

を示していることから，根入れ端部は十分定着されていまた，PS3 試験体の場合には，PS4 試験体に比較して最大るものと推察される。また， PS5 試験体の場合において変位到達までの経過時間 t が 50 ms 程度遅く，最大変位も PS6 試験体の場合と同様に，t = 100 ms 前後において- 850 -છ‫َ۾‬છ‫َ۾‬છ‫َ۾‬છ‫َ۾‬ᢉ஁տɅȭɒ
(%)
0.2
0.16
0.12
0.08
0.04
0
-0.04
-0.08
-0.12
-0.16
-0.2

tmax = 48 ms

tmax = 49 ms

tmax = 65 ms

tmax = 114 ms(a) PS6 ᝁ᮷Ͷ(b) PS5 ᝁ᮷Ͷ(c) PS4 ᝁ᮷Ͷ(d) PS3 ᝁ᮷Ͷ

図− 7 最大変位発生時における支柱の変形状況と軸方向ひずみに関する等ひずみ分布

0.2% に近い局所的な引張ひずみが発生している。しかし損傷していることを示唆している。

ながら，時間と共に減少傾向にあることと，端部近傍で

図− 8 には，最大変位発生時における支柱基部の変形おはその点を除き零ひずみに近い値を示していることから，よび擁壁の損傷状況を比較して示している。また，支柱支柱根入れ端部は定着状態にあることが推察される。

基部の拡大図も合わせて示している。なお，本数値解析

一方，PS4/3 試験体の場合には，t = 25 ms までは引張ひでは， 図− 3 （b）に示すコンクリートの材料構成則に基ずみが 0.1% 以内に分布している。しかしながら，t = 50

づき，第 1 主応力が零近傍応力状態を示す要素を数値解

ms 以降においては引張ひずみが根入れ端部に向かって増析上のひび割れと判断し，その要素を赤色で示している。

加する傾向を示しており，t = 65 ms からは端部において図より，いずれの試験体においても，擁壁天端におけ0.4% 以上の引張ひずみを示していることから，支柱根入るひび割れは主に支柱の載荷側および非載荷側フランジれ端部は定着されていないことが示唆される。

端より発生しており，載荷側フランジ端から発生したひ3.3 支柱基部近傍および擁壁天端の損傷状況び割れがより顕在化して示されている。このような変状

図− 7 には，各試験体に関する最大変位発生時におけるは，せん断破壊面が非載荷側フランジ端部から形成され支柱の変形状況と軸方向ひずみに関する等ひずみ分布をるとする便覧1)の考え方とは異なるものの，実規模実験5)比較して示している。図には，根入れ端部から載荷点まにおいても同様に確認されていることから，既往の研究

6)での拡大図と最大変位発生時までの経過時間 t max も示しと同様に実挙動を適切に評価しているものと判断される。ている。図より，いずれの試験体も載荷点から基部まで

PS6 試験体に着目すると，擁壁の非載荷面には天端からは著しいせん断変形に至っていることが確認できる。但底部に向かって進展する曲げひび割れが確認できる。まし，PS6/5 試験体の場合には基部が十分に固定され，基部た，擁壁天端の載荷側および非載荷側フランジ端から発近傍が鋭角的にせん断変形に至っていることが分かる。

生した斜めひび割れは，擁壁の非載荷面側にわずかに達一方で，PS4 試験体の場合には基部載荷側が上方に推移のしている程度であり損傷の小さいことが分かる。PS5 試傾向を示し，緩やかなせん断変形状態を呈している。ま験体に着目すると，擁壁の非載荷側面に進展する曲げひた，PS3 試験体の場合には，基部よりも下方から曲げ変び割れは支柱の根入れ端部近傍において水平方向に進展形と共にせん断変形状態に至っている状況を示している。

している。その要因に関しては不明で有り，今後の課題

擁壁内部に着目すると，PS6/5 試験体の場合には根入れとしたい。また，非載荷側フランジ端から進展する斜め端部載荷側には浮きが確認される。しかしながら，そのひび割れは，擁壁非載荷面に達しかつ深さ方向にも進展値は，それぞれ 6 mm，12 mm と小さく，十分定着していしており，定着条件を満たす限界の状態であることがうる状態にあることが推察される。一方，PS4 試験体の場かがわれる。一方，PS4 試験体の場合には，支柱の非載荷合には，前述のように基部における固定度が低下したこ側フランジ近傍から進展する斜めひび割れが擁壁の非載とにより載荷側基部近傍に擁壁との隙間が確認できると荷面に達し，さらに深さ方向に末広がり状に進展していともに，載荷側根入れ端部の明確な浮きも確認でき，端る。支柱載荷側フランジ端から進展するひび割れも擁壁部の定着度は十分でないことがうかがわれる。また，PS3天端に広く分布していることから，擁壁はこれらのひび試験体の場合には，載荷側根入れ端部の浮き上がりが大割れによって大きく損傷していることが推察される。こきく（50 mm），埋設部は剛体的に回転している状況が確れより，支柱根入れ端部の定着条件は満たされた状態に認できる。このことは，支柱埋設部近傍の擁壁が大きくは至っていないものと判断される。PS3 試験体の場合に- 851 -‫᥂ژ‬છ‫۾‬‫᥂ژ‬છ‫۾‬ᢐᔸϫ‫᥂ژ‬છ‫۾‬ᢐᔸϫ᫿ᢐᔸϫ‫᥂ژ‬છ‫۾‬ᢐᔸϫᢐᔸϫ᫿ᢐᔸϫ᫿ᢐᔸϫ᫿ᢐᔸϫ

tmax = 48 ms

tmax = 49 ms

tmax = 65 ms

tmax = 114 ms(a) PS6 ᝁ᮷Ͷ(b) PS5 ᝁ᮷Ͷ(c) PS4 ᝁ᮷Ͷ(d) PS3 ᝁ᮷Ͷ

図− 8 最大変位発生時における支柱基部の変形および擁壁の損傷状況
は，PS4 試験の場合よりもさらに損傷が進展して示され5.5 × 8 断面支柱を用いた場合5)と同様に，500 mm 程ており，支柱根入れ端部は定着の状態にはないことが見度として評価される。

3) 現行設計法に基づいて決定された支柱の根入れ深さて取れる。
以上より，支柱に高曲げ剛性を有する H200 × 200 × 8 × 12

は，高さが 4 m の防護柵に用いられる曲げ剛性が比断面の H 形鋼を用いた場合において，曲げとせん断が連較的大きい H200 × 200 × 8 × 12 断面支柱を用いる場成するような，衝撃荷重が比較的低い位置に作用する場合においても安全側の値を示す。

合の支柱の根入れ深さは 500 mm 程度必要であることが，数値解析的に明らかになった。この結果は，既往の研究5)

参考文献

における H200 × 100 × 5.5 × 8 断面の H 形鋼を用いた場合と同程度である。
なお，設計要領8) における H200 × 200 × 8 × 12 断面の支柱の根入れ深さは，便覧1) に即して 1 m としている。これより，落石による衝撃荷重が支柱の比較的低い位置に載荷し曲げとせん断が連成して作用する場合には，現行設計法は本研究で得られた必要根入れ深さと比較して安全側の値を与えることが明らかになった。

1) （公社）日本道路協会：落石対策便覧, 20172) 林茂樹，小室雅人，瓦井智貴，岸徳光：根入れ深さを変化させた実規模落石防護柵支柱の静荷重載荷実験，コンクリート工学年次論文集, Vol. 44,

No. 2, pp. 937-942, 2022
3) 岡本淳敏，近藤里史，小室雅人，岸徳光：実規模擁壁に貫通させた防護柵支柱の静的及び動的荷重
載荷実験，コンクリート工学年次論文集, Vol. 43,

No. 2, pp. 463-468, 2021

4. まとめ
本論文では，高さが 3 m の落石防護擁壁上に柵高 4 mの防護柵を設置した場合を想定し，高さが 2 m の落石防護擁壁上に防護柵を設置する場合に比較して曲げ剛性の大きい H200 × 200 × 8 × 12 断面を有する H 形鋼を防護柵支柱として用いた場合において，曲げと共にせん断が連成するような衝撃荷重が比較的低い位置に作用する場合

4) 林茂樹，小室雅人，岸徳光，瓦井智貴，近藤里史：実規模擁壁に貫通埋設させた防護柵支柱に関する曲げと共にせん断が卓越する場合の静的及び衝撃荷重載荷実験，構造工学論文集, Vol. 68A, pp.

962-974, 2022
5) 林茂樹，小室雅人，岸徳光，瓦井智貴，近藤里史，竹内観月：根入れ深さを変化させた実規模落石の必要根入れ深さを含め，支柱および防護擁壁の耐衝撃

防護柵支柱の衝撃荷重載荷実験，構造工学論文集,挙動に関する三次元弾塑性衝撃応答解析を行った。本研Vol. 69A, pp. 1095-1106, 2023

究で得られた事項を整理すると，以下のように示される。

6) 竹内観月，小室雅人，岸徳光，林茂樹：根入れ

1) 擁壁天端に発生するせん断ひび割れは，高さが 2 m

深さを変化させた落石防護柵支柱に関する弾塑性の防護擁壁に H200 × 100 × 5.5 × 8 断面の H 形鋼支柱

衝撃応答解析，コンクリート工学年次論文集, Vol.

を設置する場合5), 6)と同様に，支柱の載荷側及び非載45, No. 2, pp. 967-972, 2023
7) ANSYS, Inc.: LS-DYNA Version R14 User’s Manual,荷側フランジ端部から形成される。

2) 曲げとせん断が連成するような比較的低い位置に衝撃荷重が作用する場合における支柱の必要根入れ深さは，既往の曲げ剛性が比較的小さい H200 × 100 ×- 852 -2023
8) 北海道開発局：令和 5 年度北海道開発局道路設計要領第 6 集標準設計図集