JP2005179917A - 擁壁 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】 表面板2と控板3と繋ぎ板4とを含む擁壁用ブロック1が法面10の前方位置に左右に並べて据付けられ、擁壁用ブロック1に連結されたジオテキスタイル9が背面土15側に向けて控板3からの敷設長が4m以上となるように敷設され、ジオテキスタイル9が埋まるように背面土15が盛られ、表面板2と控板3との間の空所に中詰材17が充填され、且つ、控板3と背面土15との間の空間に裏込材18が充填されることによって一つの段が構成され、該段が下から上へ複数段に積み上げられて構築された擁壁である。
【選択図】 図2
Description
この擁壁の耐震性を本当の意味で確認するには実際の地震を待たねばならないが、現時点で可能な限り正確に推定するために、以下のとおり、1/40にスケールダウンした精密な模型擁壁を作成して耐震性実験を行った。
図4に示すような、独立行政法人土木研究所の大型動的遠心力載荷試験装置を使用した。同装置は、遠心力載荷装置と加振装置と計測機器とからなる。
図5に示す模型擁壁は比較例として作製したもので、前記実施例とは異なりジオテキスタイルを用いておらず、これをケース1(Case1)とする。図6に示す模型擁壁は実施例として作製したもので、前記実施例と同じく模型擁壁用ブロック31にジオテキスタイルを連結しており、これをケース2(Case2)とする。いずれのケース1,2についても、前記試料容器27の中にまず模擬基礎地盤30を作製し、その上に模型擁壁用ブロック31、模擬中詰材33、模擬裏込材34及び模擬背面土35(ケース2ではさらにジオテキスタイル36)よりなる模型擁壁を作製した。模型擁壁は、全14段、各段高さ25mm、全高350mm(実大14mに相当)とし、勾配は1段目(最下段)〜5段目で1:0.6、6段目〜9段目で1:0.5、10段目〜14段目(最上段)で1:0.4となる寺勾配とした。なお、図7(a)に示すように、模擬基礎地盤30に底前後幅45mm、深さ23mmの溝を掘削し、該溝の底に珪砂3号よりなる厚さ10mmの模擬基礎37を設け、この模擬基礎37の上に1段目(最下段)の模型擁壁用ブロック31を載置した。各部の詳細は次のとおりである。
模型擁壁の加振による変形挙動を把握するため、図5及び図6に示すように、変位計、加速度計及び土圧計を配置した。すなわち、水平方向の変位計を1,7,14段の模型擁壁用ブロック31の表面板に設置し、鉛直方向の変位計を1,7,14段の模型擁壁用ブロック31の表面板と模擬背面土35の天端とに設置した。また、水平方向の加速度計を1,7,11,14段の模型擁壁用ブロック31の表面板とその模擬背面土35の内部とに設置し、鉛直方向の加速度計を模擬背面土35の天端と模擬基礎地盤30の法尻及び底部とに設置した。また、水平方向の土圧計を1,7,12段の模型擁壁用ブロック31の控板の背面と(7段だけは模擬裏込材34にも)それらの模擬背面土35の内部とに設置し、鉛直方向の土圧計を模擬基礎37のつま先部及びかかと部に設置した。
また、加振前後における模擬背面土35の変形状況を把握するため、試料容器27の前面ガラスに水平方向と鉛直方向のメッシュを色砂で作製した。さらに、模型擁壁用ブロック31とメッシュ中心の模擬背面土35の動きを高速度カメラを用いた画像解析により定量的に評価するため、直径8mmのアルミニウム製のリベットの評点を設置した。
また、ケース2のジオテキスタイル36には、該ジオテキスタイル36に生じる引張応力を測定するため、図7(b)に示すように、歪みゲージを設置した。
上記ケース1,2の模型擁壁が作製された試料容器27を加振装置26の台の上に設置し、モータ21により回転腕24を回転駆動して、遠心力を遠心加速度40Gまで載荷した後、図8に示す加振ステップで地震波を加えた。用いた地震波は「鉄道構造物等設計標準・同解説耐震設計」で用いる人工地震波である。
まず、ステップ1としてL1_G1波(最大加速度150gal程度)を加えた。
次に、ステップ2としてL2_G1_Spec1波(最大加速度500gal程度)を加えて、模型擁壁の変形状況を確認した。
次に、ステップ3として余震が被災構造物に及ぼす影響を検討するため、再度、L1_G1波を加えた。
次に、ステップ4として破壊モードを検討するため、神戸海洋気象台(N−S成分)での実地震波(以下、「神戸波」という)(最大加速度800gal程度)による加振を行った。しかし、実験では神戸波の加振ではいずれのケース1,2でも崩壊や大変形が生じなかった。
そこで、ステップ5として強制的に破壊を図るため、sin波加振(500gal程度)を周波数1.5Hzで50波連続して行った。
1.ステップ1(L1_G1波)
ステップ1における残留水平変位(数値は実大スケール換算である)を図9に示す。ケース1の残留水平変位で、最上段は前面側に20mm倒れこみ、中段は30mm、最下段は25mm背面土側に押し戻される変形状況が確認された。この変位は擁壁全高との比(変位/全高)で0.2%程度の極めて小さい値であり、模型擁壁は健全性が保たれていて補修の必要はないといえる。これに対し、ケース2でも同様の変形状況が確認されたが、最上段の残留水平変位はさらに小さい15mmであり、ケース1と比較して75%に抑制されたことから、ジオテキスタイルによる変形抑制効果が認められた。
ステップ2における残留水平変位(数値は実大スケール換算である)を図10に示す。ケース1で最上段の残留水平変位は130mmと比較的小さい値を示し、擁壁全高との比(変位/全高)で約1%に収まる結果となった。これに対し、ケース2で最上段の残留水平変位量はさらに小さい65mmであり、ケース1と比較して約50%に抑制されたことから、ジオテキスタイルによる変形抑制効果が顕著に表れている。また、加振中の最大水平変位についてはさらに同効果が得られ、ケース1で最上段の最大変位は170mmであったのに対し、ケース2でのそれは65mmであり約40%に抑制された。
ステップ3においては、ケース1でもケース2でもステップ2後の状態からほとんど変化しなかったことから、余震による影響はほとんどないことが確認された。
ステップ4における残留水平変位を図10に示し、最大水平変位を図11に示す。ケース1で最上段の残留水平変位は190mm、最大水平変位は480mmであった。これに対し、ケース2では残留水平変位で約70%、最大水平変位で約60%に抑制されており、やはりジオテキスタイルによる変形抑制効果が顕著に表れている。ステップ4後の模型擁壁の状態を図12に示す。ケース1では、同図(a)に示すようにくさび崩壊線が確認されたが、崩壊に至るような大きな変位を生じなかった。現行の設計では、試行くさび法により土圧力を算定しており、仮定したすべり面と水平面のなす角度は、常時で約50°となり、地震時で約40°となる。実験の結果は、常時の値に近い約50°の結果となった。これに対し、ケース2では、同図(b)に示すようにくさび崩壊線は確認されなかった。
ステップ5は、前記のとおり強制的に破壊を図り、破壊モードを把握するためのものである。ケース1では、模型擁壁の最下段からくさび崩壊線が発生し、その崩壊線に区切られた土塊が一体となって模擬基礎に沈み込むように挙動し、模擬基礎前面の根入れ部分が盛り上がってきた。さらに加振か続くと、くさび崩壊線が中段辺りからも発生して徐々に上段の方へと発生していき、擁壁全体の崩壊となった。これに対し、ケース2では、驚くべきことに破壊せず、小さい変形しか生じなかったことから、ジオテキスタイルによる変形抑制効果が予想を遙かに超えて高いことが判明した。
水平土圧については、ステップ1,ステップ2及びステップ4における前記所定段の模型擁壁用ブロックの控板の背面の水平土圧と模型擁壁用ブロック及び模擬背面土の応答加速度とを経過時間に対して動的に実測し、所定経過時における応答加速度の実測値を抽出して重力加速度で除すことで水平震度を求め、その水平震度から試行くさび法で水平土圧を計算で求めた。この水平土圧の計算値と、前記所定経過時における水平土圧の実測値とを比較したところ、ケース1では、実測値の方がやや小さめながらよく一致していたことから、水平土圧は試行くさび法による計算で解釈できることが分かった。また、ケース2では、ステップ4で実測値がやや大きめになったがそれ以外ではよく一致していたことから、やはり水平土圧は試行くさび法による計算で解釈できることが分かった。
ケース1でもケース2でも、ステップ1からステップ4までの加振に伴って模擬基礎の鉛直土圧が累積されて増加し、ステップ1での鉛直土圧に対しステップ4での鉛直土圧は2倍以上となった。また、模擬基礎のつま先部での鉛直土圧よりもかかと部での鉛直土圧の方が高かった。但し、その両鉛直土圧の差はケース1では大きかったが、ケース2では縮まった。これは、ジオテキスタイルにより模擬基礎に作用する鉛直土圧が平均化されたためと考えられる。
ケース2におけるジオテキスタイルに発生した軸歪みを検討すると、ジオテキスタイルのうちでも模型擁壁用ブロック側で最も大きな歪みが発生し、模型擁壁用ブロックから離れるほど生じる歪みは小さくなった。ステップ1では軸歪みの最大値が7段目と9段目とで認められ、0.25%であった。ステップ2では軸歪みの最大値が13段目で認められ、0.8%以上であった。ステップ4では軸歪みの最大値が13段目で認められ、1%を越えた。この軸歪みでジオテキスタイルに破断等の損傷が生じることはなかった。
以上の実験結果より、ケース1においても、L1地震動に対しては健全性が保たれ、L2地震動に対しても変位が小さくほぼ健全性が保たれ、神戸波に対してはくさび崩壊線が確認されたものの崩壊に至るように大きな変位を生じなかったことから、耐震性が高いことが確認された。そして、ケース2においては、L1地震動及びL2地震動に対しては健全性が保たれ、神戸波に対しても小さい変形が生じるだけで崩壊線は発生せず(補修が必要な場合でも軽微で済む)、さらに驚くべきことに、破壊させるためのsin波に対しても破壊せず小さい変形しか生じなかったことから、予想を遙かに超えた高い耐震性を備えていることが判明した。
(1)全段の擁壁用ブロックにジオテキスタイルを連結して敷設すること。
(2)複数段おきの擁壁用ブロックにジオテキスタイルを連結して敷設すること。
(3)要所段(1段おき、複数段おき等の所々の段)のジオテキスタイルには、前記ジオグリッドに代えて不織布等の繊維材料よりなるジオテキスタイルを敷設して排水を図ること。
(4)要所段のジオテキスタイルに代えて、金属製の網状部材(例えば溶接金網、エキスパンドメタル、帯板等)を用いること。
2 表面板
3 控板
4 繋ぎ板
6 空所
9 ジオテキスタイル
10 法面
11 現場地盤
15 背面土
17 中詰材
18 裏込材
30 模擬基礎地盤
31 模型擁壁用ブロック
33 模擬中詰材
34 模擬裏込材
35 模擬背面土
36 ジオテキスタイル
37 模擬基礎
Claims (3)
- 起立した表面板と、表面板より奥へ離間して起立した控板と、表面板の左右方向途中部と控板の左右方向途中部とを連結する繋ぎ板とを含む擁壁用ブロックが法面の前方位置に左右に並べて据付けられ、前記擁壁用ブロックに連結されたジオテキスタイルが次の背面土側に向けて敷設され、法面と前記控板との間に前記ジオテキスタイルが埋まるように背面土が盛られ、前記表面板と前記控板との間の空所に中詰材が充填され、且つ、前記控板と前記背面土との間の空間に裏込材が充填されることによって一つの段が構成され、該段が下から上へ複数段に積み上げられて構築された擁壁。
- 前記ジオテキスタイルが、全段の擁壁用ブロックに連結されて敷設されている請求項1記載の擁壁。
- 前記ジオテキスタイルが、一段おき又は複数段おきの特定段の擁壁用ブロックに連結されて敷設され、特定段以外の段では省略されている請求項1記載の擁壁。
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