技術論文: ジオシンセティクスで強化された落石防護堤の最適化設計のためのフレームワーク、パート 1

独立土木コンサルタントのピエトロ・リモルディ氏とテーラー・エンジニアリング社独立土木エンジニアのニコラ・ブルサ氏による執筆

この技術論文では、著者らはジオシンセティック強化土落石防護堤 (RS-RPE) の最適化設計法のフレームワークを提案します。

形状、盛り土材料、盛土構造、さまざまな補強オプション、土と補強材の間の相互作用、および土の動的挙動が多様であるため、一貫した設計手順はまだ開発されていません。

現時点では、動的影響を受ける強化堤防に関する設計規制やガイドラインはまだかなり曖昧で、想定されるデータに基づいており、そのほとんどは地盤工学分野以外からのものです。 このテーマに関して利用できる具体的な研究はあまりなく、設計者にシンプルで実行可能な設計方法を提供するのに十分なほど確実であることが証明された分析的定式化もありません。

著者らは、この論文が RS-RPE への高エネルギー影響に関係する現象の包括的な分析を提供できると信じています。 この文書の目的は、設計への影響、堤防構成、補強オプションの点で実際に関心のあるすべての状況に適用できる、RS-RPE の最適化設計のためのフレームワークを開発することです。

この記事では、著者らは、さまざまなタイプの衝撃、落石イベントのタイプ、軌跡の分析、衝撃質量、速度、エネルギーの統計的定義については説明せず、純粋に RS-RPE の設計に焦点を当てます。与えられた重大な影響。

パート 1 では、この論文では、RS-RPE に利用可能な現在の設計手法とガイドラインの批判的なレビューと、RS-RPE へのボルダー衝突のメカニズムを特定するための文献で入手可能な本格的な試験研究プログラムの分析を紹介します。そして、上り坂システムが構造の性能に与える影響。 この文書では、提案された設計手順を示し、設計フローチャートを通じてさらに説明します。

次号の GE のパート 2 では、高エネルギーの岩石衝突にさらされる RS-RPE の独自の設計手法を紹介する予定です。 完全に非弾性の衝撃を考慮すると、上り面に圧縮変形（クレーター）を引き起こす衝撃エネルギーと、谷側に伝播して下り面の押し出しを引き起こす残留エネルギーを計算することができます。 残留衝撃エネルギーは拡散円錐内を伝播すると仮定され、拡散円錐は衝撃痕跡から横方向に広がり角 α だけ広がりますが、円錐の上部と底面は衝撃痕跡に接する水平面によって制限されます。 フェーシング システムによってもたらされる上り方向の圧縮変形に対する抵抗は、フェーシング システム自体のエネルギー吸収能力に比例する経験的要因によって考慮されます。 下り坂の押し出しに対する抵抗は、土壌の直接のせん断抵抗と、拡散コーンに含まれる補強層の引き抜き抵抗によって提供されます。 衝撃エネルギーと全体の変形 (上り坂 + 下り坂) から、RS-RPE 構造への衝撃によって生成される水平力を計算できます。 この力は、全体的、外部的、内部的な安定状態をチェックするために使用されます。

山岳地帯や丘陵地帯では、急速で破壊的な落石事故によってインフラや人々が脅かされることがよくあります。 岩の落下は最大 30m/s という非常に速い速度で発生する可能性がありますが、これらの現象には 1 つまたは複数の岩の破片の複雑な動きのパターン (例: 剥離、落下、転がり、滑り、跳ね返り) が含まれます (Peila et al、2007)。

落石防護堤（RPE）は、人、建造物、インフラを落石から守るための安全な手段であることが証明されており（図1）、世界中で使用されています。

RPE は、非強化または強化土壌堤防として構築でき、中程度から高衝撃エネルギー (1,000 kJ ～ 30,000 kJ) を吸収するように設計されています。 特性に応じて、これらの構造は複数の衝撃に耐えることができます。

RS-RPE は、幅広い内部補強要素 (ジオグリッド、ジオストリップ、ジオテキスタイル、スチール メッシュ) と外装システム (ラップアラウンド、蛇籠、ジオセル、土嚢、タイヤ、など）、その一部は丘の斜面にクッション効果をもたらします。

RS-RPE は、土壌の変形と内部圧縮、ジオシンセティック補強材の引張抵抗と引き抜き抵抗の組み合わせによって、落石ブロックの衝撃エネルギーを吸収します。

ペイラらによると、 (2002) によれば、強化堤防は、落下するブロックの体積や速度が従来の金網の岩石防護壁の最大抵抗を乗り越えるのに十分な大きさであることが予想される地域や、山岳地帯などの重要かつ重要なインフラに対処する場合に最も適切な解決策であると述べています。高速道路や鉄道、人口密集地など。

RS-RPE には、RPE と比較して次のような重要な利点があります。

さらに、ジオシンセティックス、特にジオグリッドやジオストリップを補強要素として使用すると、次のような利点も生まれます。

RS-RPE は 50 年以上使用されています。 1980 年代以来、特に衝撃に耐える構造の能力に関して設計を改善することを目的として、多くの研究作業 (次のセクションを参照) が行われてきました。 この研究の一部は、国家勧告または設計手法を通じてエンジニアリング現場に採用されました。 特に、構造の形状 (構造の高さと面の傾斜) を定義するための推奨事項がいくつか発表されており、RS-RPE の衝撃に耐える能力を予測するためのいくつかの工学的手法が過去 20 年間にわたって開発されてきました。

軌道制御と衝撃安定性を評価する方法に関する盛土の設計方法は改善されましたが、以下で説明するように、多くの制限が確認されています。

RS-RPE の設計では、衝突時に発生する動的で複雑なメカニズムを考慮する必要があります。これは、衝撃エネルギー、盛土の材料と幾何学的特性、補強特性とレイアウト (つまり、間隔と縦方向/横方向の分布) に依存します。 結果として、利用可能な分析モデルは、この目的に対してまだ満足のいくものではありません。 彼らは、衝撃力、ブロックの貫通力、下り坂の押し出し、エネルギー散逸力を適切に見積もることができません。

当時、数値モデルと有限要素法 (FEM) 解析が開発されましたが、これらの手法には検証が必要であり、ほとんどの場合、実際の衝撃をシミュレートするための高衝撃エネルギーを伴う、費用のかかる実規模実験に基づいています。 この場合の数値モデルは、さまざまな荷重ケースの解析モデルを改善するために、本格的な実験と併用して研究目的に使用できます。

数値モデルは、補強の種類や性能を考慮せずに、補強土盛土を剛性を高めた土の塊として表すことが多い場合でも、RS-RPE に対するブロック衝撃の影響を評価するのに役立ちますが、これらについてはまだ検討されていません。 さらに、RPE の衝撃応答を適切にモデル化するには、構成法則と機械的特性の定義が必要ですが、衝撃荷重の衝撃的および動的性質を考慮すると、これは一般に困難です。

したがって、これまで RPE の設計は単純化されたアプローチに基づいており、ダイナミクスはほんのわずかしか考慮されていませんでした。 さらに、RS-RPE のパフォーマンスに関する正確なガイドラインはありません。

RPE に関して世界中で利用可能な最も包括的なガイドラインは、イタリア (UNI 11211-4:2018) とオーストリア (ONR 24810:2020) のガイドラインであり、どちらもニュージーランド地盤工学協会 (NZGS)/ビジネス革新省によって相互参照されています。雇用 (MBIE) ガイダンス (MBIE、2016)。 これらのガイドラインでは、RPE は鋼要素またはジオシンセティックスのいずれかで補強でき、補強層によって堤防の衝撃に耐える能力が大幅に向上することが明らかです。

イタリア規格 UNI 11211-4:2018 は、RPE の設計に必要な入力データに関する推奨事項を提供します。 しかし、与えられた衝撃に対する構造の応答を検証するために入力データを使用する方法は指定されていません。 ブロックの貫通力を RPE の断面幅とどのように比較するかを示すだけです。 さらに、これらのガイドラインは、特定のリリース領域内の特定の単一ブロック ボリュームの場合について言及しています。 RPE の設計では、衝撃高さ、ブロック速度、および軌道シミュレーションの統計的精緻化から得られる設計ブロックの運動エネルギーを、これらのパラメーターの統計的分布の 95% パーセンタイルとして定義する必要があります。 標準では、特定のリリース シナリオのすべてのブロックを停止することが推奨されています。 この規格の主な制限は、ブロック衝撃に関する RPE 設計についての指示が与えられていないことです。

長年にわたって開発された現在利用可能な解析手法は、ブロック貫通力または衝撃力に基づいており、設計エンジニアに使いやすいツールを提供します。 ただし、その仮定や計算に伴う不確実性のため、その適用可能性は制限される可能性があります。これらの仮定や計算は必ずしも地盤工学や岩石力学に関連しているわけではありません。

Lambert & Kister (2017) が述べているように:

さらに、実験データと、利用可能な分析手法および利用可能な数値モデルで得られた結果を比較することにより、次の主な結果が得られました (Peila et al、2007)。

要約すると、地盤の塑性挙動と動的事象中に発生する大きな変形のため、高い運動エネルギーを持つブロックが強化土盛土に及ぼす衝撃の影響を分析的および理論的に評価することは非常に困難です。

歴史的に、RS-RPE の設計は、堤防に対する発射体の衝撃の影響に関するテスト、または土壌クッションで覆われた岩小屋への落下ブロックの影響の研究から得られた計算に基づいていました。 岩石ブロックの衝突という実際の条件下での RS-RPE の挙動を完全に理解するために、限られた数の本格的なテストのみが実行されています (次のセクションを参照)。

RS-RPE は一般に台形の断面を持ち、衝撃中心の厚さは 3m ～ 8m で、通常は摩擦非粘着性の土壌で作られ、引張強度が 50kN/m ～ 300kN/m の範囲のジオシンセティックスの複数の層で補強されています。 1m/s ～ 30m/s で移動するさまざまな形状 (多くの場合立方体または球形) のブロックの衝撃を受け、1,000kJ ～ 30,000kJ 程度の衝撃エネルギーが発生する場合、上記のモデルが実際の RS-RPE にはほとんど適用できません。

以下で説明するように、フルスケール試験の結果は、岩石ブロックの高エネルギー衝撃下での RS-RPE の挙動を理解するために重要です。

Peila et al (2002) は、重さ 5 トンから 10 トン、衝撃点での速度が約 31.7 m/s、最大 4,354 kJ の運動エネルギーを持つコンクリートの滑らかなエッジの立方体による衝撃を伴う本格的なテストを実施しました。 衝撃試験の FEM モデルは、動的現象の理解を深めるために開発されました。

左側の図 2(a) に示す、押し出しジオグリッドとラップアラウンド フェーシングで強化された RS-RPE への衝撃により、丘の側面に最大深さ約 1 m のクレーターが生成され、谷側では大きな変位が発生しました。約0.9mの高さが観測されました。 谷側で測定された最大変位は、衝撃に関与した 2 つの補強層の補強によって集中、またはむしろ制限されていました。 試験後、強化盛土を掘削したところ、引張亀裂が観察されました（図2(b)）。 この引張亀裂は頂上から0.6m下で、ほぼ岩の形状に沿って内側から下に広がっていました。 引張亀裂の幅は約140mmであった。 引張亀裂により、土壌塊は実質的に 2 つの部分に分離されました。

図 2 (a) (上) 試験した RS-RPE の断面図。 図 2 (b) (下) 最初のテスト後に観察された引張亀裂 (Peila et al、2002 より)。 引張亀裂により、土壌塊は実質的に 2 つの部分に分離されました。

それぞれ約4,300kJを発生させる他の2つの衝撃試験の後、このようなバリアは崩壊する前に最大3つの高エネルギーの岩を止めることができることが示されました。 崩壊は、補強層の破壊と土壌媒体の圧縮の喪失によるものでした。

別の衝撃試験は、補強された堤防と同じ形状および幾何学形状を有する急勾配の側面の補強されていない堤防の挙動を評価するために実行されました。 衝突直後に構造物全体が崩壊したが、ブロックは堤防に引っかかり、前面内側に約1.5メートル貫通した後、飛行を停止した。 谷側の変形測定は盛り土の崩壊により不可能であった。 補強されていない盛土は切羽に垂直な 2 つの表面に沿って破壊されたため、衝撃荷重が横方向に分散しなかったことに注意することが重要です。

追加のテストは、型枠に面する鋼メッシュ (図 2(a) 右) が盛土全体の挙動に及ぼす影響を評価するために実行されました。 衝突後、最大深さ 0.9m のクレーターが測定されましたが、谷側の変形は、(上から) 3 層目と 4 層目のジオグリッドのラッピングが引き抜かれたため、約 1m の変位を示しました。大きな変形が起こります。

衝撃時および衝撃後の段階における土壌の可塑性と弾性の役割を評価するために、補強された盛土の建設には、わずかに弱い盛り土を用いた試験が使用されました。 この巨石は、4つの土層を巻き込んだ最大深さ約2mの大きなクレーターを形成した。 谷側では最大0.8mの変位が測定されました。

これらのテストは、RS-RPE の等しい幾何学形状において、丘側のクレーターの深さと谷側の押し出しが、補強特性とレイアウト、盛土特性、および丘側の面材の種類に依存することを明確に示しました。 。 テスト中にジオグリッドが破損しなかったという事実は、補強材の完全な弾性挙動、および衝撃荷重下での動的強度と弾性率の増加という仮説を検証します。

他の本格的なテストは文献で入手でき、これらの出版物は基本的に上記の分析を裏付ける一方で、RS-RPE の丘の中腹にあるさまざまな種類のフェーシング システムに関連する追加の結果も提供しています。

吉田氏と野村氏（吉田氏、1999 年による報告）は、2 種類の砂を充填したバッグを含むフェーシング システムを備えた RS-RPE で、衝撃エネルギーが 58kJ ～ 2,700kJ の範囲で 9 回のテストを実施しました（図 3）。 これらのテストでは、丘の斜面に緩衝システムを設置すると、クレーターの深さが減少し、丘の斜面の構造物の衝突後のメンテナンスが簡素化できることが示されました。 たとえこのような二重袋システムによって谷側面のはみ出しがわずかに軽減されたとしてもです。

図 3. 2 種類の砂入りバッグを含むフェーシング システムを備えた RS-RPE に対して吉田氏と野村氏が実施したテスト。(a) RS-RPE への岩の衝突のスケッチ。 (b) フェーシング システムを示す RS-RPE の断面図 (吉田、1999 年以降)。

Lambert et al (2009) は、補強された土の盛土に立てられたサンドイッチ壁からなる構造物についてテストを実施しました (図 4)。 蛇籠のケージは、80mm×120mmのメッシュを持つ六角形のワイヤーメッシュで構成されていました。 蛇籠のケージは平行六面体の形状で、3 つまたは 2 つの 1m3 の部分に細分されています。 充填材料は、粗いまたは細かい粒状の非粘着性材料であった。 後者は、砂単独、または廃タイヤを 30 質量％含む混合物から構成されていました。 Lambert et al (2009) は、衝突中に、岩の運動エネルギーが圧縮波を介して堤防に伝達されると報告しています。 圧縮波は衝突点から円錐内の構造全体に徐々に伝わることが示されています。 衝撃を受けた面の反対側の面に近づくと、エネルギー波により土壌の変位が増加しました。 これらの結果は、正面付近の材料の機械的特性が岩と構造の相互作用を支配し、その結果、構造内に伝達される応力に影響を与える衝撃力を支配する一方で、構造全体の特性がその応答と生存能力を支配することを示唆しています。衝撃荷重。 Lambert et al (2009) は、関連する設計手法は、岩と構造物とそれに面する相互作用と、構造物の残りの部分のいわゆるバットレス効果を考慮できる必要があると付け加えました。

図 4. Lambert らによって実施されたテスト (2009) 粗い充填と細かい充填が充填された蛇籠を含むフェーシング システムを備えた RS-RPE について。

Maekawa et al (2011)は、ジオグリッドで補強され、直径5mmから13mmの砕石が充填されたセル高さ150mmのジオセルで作られた厚さ800mmのクッション層で保護された実物大の堤防で落石試験を実施しました（図5）。 2.71MJの衝撃エネルギー下では、クレーターの最大深さは1,900mm、最大突出量は441mmでした。 したがって、前川ら（2011）によれば、クッション層は堤防の吸収材の役割と引き換えに確かに損傷するが、容易に再建できるとしている。 逆に、岩石の直撃によって破損した堤防を修復するのはそう簡単ではありません。 したがって、クッション層は堤防の保護だけでなく、ライフサイクルコストの削減にも有効です。

図 5.前川らによってテストされた RS-RPE (2011)、ジオセルで構成されたフェーシング システム: (a) (上) ジオセル フェーシング システムを示す断面図。 (b) テストした RS-RPE の（下）寸法

Green (2019) は、球状の衝突ヘッドを備えたローリングボギーを介して衝撃エネルギーが RPE に伝達されるテストを実施しました。 衝突ヘッドは、直径 1 メートルのコンクリートで満たされ、鋼鉄で補強された球形の鋼製ドームで構成されていました。 テストされた RPE (図 6) は、修正された構成の護岸ブロックと、砂が充填された蛇籠と岩が充填された蛇籠バスケットからなる上り斜面のエネルギー散逸層を利用しました。 コンクリートブロックは２メートル×１メートル×１メートルで、重さは約５０００キロだった。 蛇籠のバスケットは 2 メートル×0.5 メートル×0.5 メートルでした。 たとえテストされた構造が強化されていない RPE であっても、両方の面が垂直であるため、高さによる断面の変化がないことが興味深いです。 テスト結果は、衝撃が基部または上部に近いところで発生した場合、滑り面の垂直応力が高くまたは低くなると (これはどの高さでも同じです)、抵抗せん断応力が増加または減少することを示しました。

したがって、補強がない場合、水平方向の変位はスライディングコーンの上面と底面の直接のせん断によって抵抗されると推測できます。 補強がある場合、水平方向の変位はコーン内の補強層の引き抜きによって抵抗されます。 直接せん断と引き抜きの両方の場合、衝撃が上部に近づくと、発生する垂直応力が低下するため、抵抗が減少します。 したがって、下側への押し出しに対する抵抗は、補強がない場合には直接せん断によって発生し、補強された盛土の場合には直接せん断と引き抜きの両方によって発生します。

図 6. (a) (上) モジュール式落石防護壁の断面図。 (b) (下) テスト 3 後のテスト壁 A (滑り、750 kJ) (Green より、2019)

Lambert & Kister (2017) が報告しているように、衝撃に対する RPE の反応は崩壊するまで、Lambert and Bourrier (2013) が提案しているように 4 段階のプロセスとして説明できます (図 7)。

図 7. 衝撃に対する RPE の崩壊までの 4 段階の反応の概略図 (Lambert & Bourrier、2013 年以降)。 左から右へ: (a) 岩石衝突跡。 (b) エネルギー波は、岩石衝突跡に隣接する土壌塊に圧縮を生じます。 (c) 一定の距離を超えると、残留エネルギーによってクレーターを越えた土壌塊の加速と外側への水平移動が生じます。 (d) 圧縮ゾーンと「張力」ゾーンの間の境界で、亀裂が形成され、土壌塊が 2 つの部分に分離されます。

上記のさまざまなメカニズムの挙動が、堤防のエネルギー吸収能力に比例した衝撃エネルギーに依存することは明らかです。 衝撃エネルギーが低い場合、ブロックを停止するのに必要な貫入と盛土内に発生する応力は小さくなります。 残存ダウンヒルフェース変形はブロック貫通力に比べて小さい。 衝撃エネルギーは、衝撃領域付近の圧縮と土壌の破砕によって消散されますが、弾性波によって伝播するのはごく一部だけです。

もちろん、衝撃エネルギーが大きくなると、ブロックの貫通力と盛土内の応力が増加します。 下り坂の面の変位は増加し、細い構造物の場合、変位は徐々に上り坂の面の変位の値に近づく傾向がある可能性があります。 そして、盛土が厚くなるほど、下り坂の切羽の変位は小さくなります。

また、散逸機構が衝突点近くの土壌の圧縮と、衝突クレーターを越えたせん断面に沿った摩擦散逸によって発生することも明らかです。

土壌の圧縮による全体的なエネルギー散逸は、衝撃プロセス中も依然として支配的であり、ブロックの運動エネルギーの約 75% ～ 80% と推定されます。 構造全体の挙動に対する圧縮応答、摩擦角、単位質量に関連するパラメータの影響は、衝撃エネルギー、構造の寸法、および構造の境界条件によって異なります。 この影響はブロックの運動エネルギーとともに増大します。

落石事故にさらされた堤防の挙動は衝撃の高さに大きく依存し、衝撃が頂上に近づくほど貫通力が高くなり、構造の安定性に悪影響を及ぼします。

補強層により、衝撃に耐える堤防の能力が大幅に向上します。 ジオグリッド、ジオストリップ、またはジオテキスタイルで作られたこのような補強層は、衝撃荷重を堤防の軸に沿って分散させます。 したがって、衝撃荷重は、衝撃を受けた領域の両側の離れた土塊に分散されます。 衝突付近では、強化層による閉じ込め効果により、堤防の貫通抵抗が増加します。 さらに、補強が RPE のダウンヒル面にも関係する場合、層はこの面の変位を抑制し、衝撃に耐える能力を高めます。

最後に、すべてのテストで、補強によって荷重分散角度が増加することが示されていることに注意することが重要です。

次のセクションで説明する RS-RPE の設計のための提案されたフレームワークは、上で説明したように、フルスケール テストからのメカニズムと動作のすべての証拠と一致しています。

著者らは、RS-RPE の設計は次の手順に従って実行する必要があると提案しています (図 8 および 9 を参照)。

1.リスク分析を実行して、設計ブロックのサイズ、形状、質量を定義します (ガイドラインは ONR 24810 および UNI 11211 にあります)。

2. 設計ブロックおよび保護対象の物体またはインフラストラクチャーの潜在的な軌道に関連して、RS-RPE の縦方向の延長と高さを考慮して、RS-RPE の位置を定義します (ガイドラインは ONR 24810 および UNI 11211 にあります)。

3. ブロック軌道の統計計算を実行し、RS-RPE を使用してブロック速度、バウンス高さ、インパクト点での運動エネルギーを定義します (特定のソフトウェア パッケージが利用可能です。例: Rocscience Rocfall 3、Geo Stru Geo Rock 3D など)。

4. 軌道が盛土の位置や高さと一致しない場合は、ポイント 2 に戻り、RS-RPE の位置や高さを修正します。

5. ポイント 3 で計算された設計影響データに基づいて、形状、鉄筋の種類とレイアウト、充填の種類、およびフェーシング システムを含む RS-RPE の予備設計を作成します。

6. RS-RPE とそれが建てられている斜面を考慮して、静的条件、および必要に応じて地震条件 (衝撃前) で、全体的、外部的、内部的な安定性解析を実行します。 究極限界状態 (ULS) に達していないことを確認します (構造の崩壊が発生しないこと)。 すべての安全係数は、静的条件または地震条件での ULS 解析の地質工学的基準で要求される最小値より大きくなければなりません。

7. 次のセクションで説明するフレームワークに従って、丘側の貫入深さと谷側の押し出し長さを評価して、設計への影響の動的解析を実行します。 保守限界状態 (SLS) に達していないことを確認します (変形が他の構造に影響を与えず、RS-RPE の修復と修理が容易に行えるはずです)。 衝撃速度の水平成分のみが補強材の設計に関係することに注意してください。 次の SLS 条件を確認する必要があります。

8. 衝撃によって生成される動的力の下で、RS-RPE とそれが構築される斜面を考慮して、全体的、外部的、内部的安定性解析を実行します。これは次のセクションで示すフレームワークに従って定義できます。 ULS (構造の崩壊) に達していないことを確認します。 すべての安全係数は、過渡/衝撃荷重条件下での ULS 解析の地質工学基準で要求される最小値より大きくなければなりません。

9. 1 つ以上の分析 (ULS および/または SLS) が検証されない場合は、ポイント 5 からの手順を繰り返し、試行錯誤によって RS-RPE の設計を変更します。

ご了承ください：

RS-RPE の予備設計および最終設計を行うときは、次の点を考慮する必要があります。

図 8: パッシブ RPS (落石保護システム) 設計プロセスのフローチャート (2016 年の MBIE から変更)。 RS-RPE の設計については、図 9 のフローチャートに従ってください。

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