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 2

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・エンジニアリングの独立土木エンジニアのニコラ・ブルサ氏による執筆

設計手順の最も重要な部分であり、最も開発が進んでいない部分は、丘側の貫入深さと谷側の押し出し長さの評価による、設計への影響の動的解析に関するものです。

利用可能なフルスケール試験、数値モデル、および既存の（貧弱な）設計手法に関する前のセクション（GE 2023 年 1 月/2 月）を参照して、著者らは強化土落石防護堤（RS-RPE）の最適化設計のための次のフレームワークを提案しています。 ）動的衝撃モデリングを通じて。

このフレームワークは次の証拠に基づいています。

このような証拠は、次のような合理的な仮定に変換されます。

E0 = 1/2 Vm・(γm / g)・vb2 (1)

ここで、Vm は巨石の体積 (直径 D の球体またはサイズ D の立方体と仮定)、γm は巨石の単位重量、vb は巨石の設計衝撃速度、g は重力加速度です。 。

上流面の圧縮ゾーンについては、次の仮定が行われます。

荷重分散角αおよびフェーシング係数 Cg の値は、検討対象と同様の形状の RS-RPE の実大衝撃試験の結果から評価する必要があります。

α と Cg を設定する別の方法は、ここで提示したフレームワークを使用して、検討中の特定のシステムに対する既知の影響の逆算を実行することです。パラメータは、現実的な初期値から開始して試行錯誤によって変更されます。

特定のフルスケール テストや既知の衝撃事象が利用できない場合は、表 1 および表 2 のデフォルト値が提案されます。表 1 では、荷重分散角度 α は、補強レイアウトの関数として変化します (補強されていない RPE、横補強のある RS-RPE)のみ、または横方向と縦方向の両方の補強を含む）、拡散コーンの高さ D 内の補強層の数 NG（図 10 (a) を参照）、および補強の種類（ジオグリッドのように土壌の連動を可能にするオープンメッシュを使用）スチールワイヤーメッシュ、または織られたジオテキスタイルやジオストリップのようなオープンメッシュなし）。 表 2 では、フェーシング係数 Cg は、フェーシング システムのクッション能力の関数として変化します。ここでは、単純なラップ アラウンド フェーシング システムが Cg = 1.0 であると仮定されています。

注: 広がり角 α の値または対向係数 Cf の値に関する実験的証拠がある場合は、表 1 および 2 のデフォルト値を変更できます。

前に列挙した仮定を考慮して、上流面の貫入深さは、Carotti et al. が提示した方法に従って計算できます。 (2000) は、完全非弾性衝撃の理論に基づいており、粘性ダンパーと変形を受けるバネ (図 12) を特徴とする 1-DOF (1 自由度) 振動子で構成される集中質量モデルを使用しています。角周波数 ω による周期。 1-DOF 振動子の集中質量 m は、以前に特定した円錐に含まれる土壌の質量 ms (図 10 (a) および (b) を参照) に岩の質量 mm を加えたものです。 質量 ms と mm は、それぞれの重量 Ws と Wm を重力加速度 g で割ったものに等しい。 図 10 (a) に示すように、上り側の土壌変形によって吸収されるエネルギー Ep と伝達エネルギー Es (下り坂の押し出しを生成する) を計算する式は次のとおりです。

E0 = Ep + Es = Ep + E0 · Es / E0 (2)

Es / E0 = mm / (mm + ms) = Wm / (Wm + Ws) (3)

重み Wm はリスク分析からの入力データですが、重み Ws は問題の形状から簡単に計算できます (図 10 (a) および (b) を参照)。

これらの仮定によれば、等価な 1-DOF 振動子のパラメータは、堤防の形状、盛土の地盤工学的特性、補強材の種類、特性、およびレイアウト (つまり、補強層の数と垂直間隔) に依存します。そして上り坂のタイプ。

変形サイクル中の等価 1-DOF 振動子の粘性仕事を考慮すると、侵入深さ Lp に等しい 1-DOF 振動子の最大変位を計算できます。

Ep = 1/4 (π・ω・Cs・Lp2) (4)

円周周波数 ω は次のように計算されます。

ω = (Ktot / mtot)0.5 = [g · (Ks+ Kg)/(Wm + Ws)]0.5 (5)

土壌のダンピング係数 Cs は、土壌のダンピング比 ζ から評価できます。

Cs = 2・ξ・(Ktot・Ws / g)0.5 (6)

ここで、単一の動的サイクルと大きなひずみの場合、粒状土壌の場合は 0.15 ÷ 0.20 の範囲で ξ が仮定されますが、上り面のクッション システムに砂 - ゴムまたは砂利 - ゴムの混合物が含まれる場合、ξ は仮定されます。 0.20 ÷ 0.30 の範囲内。

これらの仮定は、上り坂でのクッション システムの効果を容易に示します。

1-DOF 振動子モデルでは、変形によって岩を止めるために散逸される衝撃エネルギー Eo の部分 Ep を計算できます。一方、残留エネルギー Es は貫入深さの下流に広がり、堤防の谷側に押し出しを生成する緊張ゾーン (図 10 (a) を参照)

貫入深さと下流面の間のゾーンについては、次の合理的な仮定が行われます。

τds = fds・σv・tanφs (7)

ここで、fds は高速で適用される荷重下での最初の剥離摩擦の影響を考慮するための直接せん断係数、σv は考慮される表面の垂直応力、φs は盛土の摩擦角です。

τpo = 2・fpo・σv・tanφs (8)

ここで、fpo は特定の充填材を使用した特定の鉄筋の引き抜き係数、σv は考慮されている表面の垂直応力、φs は充填材の摩擦角です。 総引抜力Ｆｐｏは、明らかに、拡散コーンの高さＤ内のすべての補強材によってもたらされる引抜力の合計である。

Es = (St + Sb + Fpo) · Lv (9)

上記のフレームワークに従って、衝撃解析により、高さ H、天端幅 Lu 、山側の斜面角度 βm など、堤防の必要な形状（図 10 (a) を参照）を設定できます。 、谷側では βv ; セクション 5、ポイント 7 (GE 2023 年 1 月/2 月) の保守限界状態 (SLS) 目標を考慮して、鉄筋の必要なレイアウト (タイプ、強度、横方向および縦方向の垂直間隔) を決定します。

動的解析で確立したら、そのような形状と補強レイアウトは、衝撃力の偶発的な荷重を等価なものとして考慮して、動的条件下での内部安定性、外部安定性、および全体的安定性をチェックする必要があります (前号のセクション 5、ポイント 8 を参照)。衝撃の中心に水平に加えられる静的力 Fimp (kN) (図 13)。これは、等価貫通力 Fp(kN) と等価押し出し力 Fv(kN) の合計として計算できます。単純にエネルギー/動きとして評価されます。

フィンプ = Fp + Fv = (Ep / Lp) + (Es / Lv) (10)

完全な設計手順は付録 1 にまとめられています。

動的解析の段階的な手順を付録 2 の例に示します。

RS-RPE の新しい設計手順が説明されました。

利用可能なフルスケール衝撃試験、数値解析、設計標準の解析により、岩石衝撃下での RS-RPE の動的解析のための最適化された合理的なフレームワークを開発することができました。

提案されたフレームワークでは、RS-RPE の特定のレイアウト上で、設計上のボルダーの質量、速度、跳ね返り高さ、および運動エネルギーによる衝撃によって引き起こされる貫入深さと押し出し長さを計算できます。

提案された方法を使用することにより、設計者は、ジオメトリ、上り面のフェーシング システム、補強特性、垂直分布を含む RS-RPE のすべての特性を迅速に設定し、すべての究極限界状態 (ULS) を尊重することができます。状態（構造の崩壊）および SLS 状態（変形が他の構造に影響を与えてはならず、RS-RPE の容易な回復と修復が可能になるはずです）。

さらに、設計者は、縦方向のジオシンセティック補強と堤防の上り面に緩衝システムを組み込むことによって得られる利点を確認することもできました。

著者らの知る限り、提案されたフレームワークは、現時点では、貫通力と押し出し抵抗に寄与するすべてのパラメータを考慮した RS-RPE の唯一の設計方法です。 さらに、これは落石防護堤内でのジオシンセティック補強材の使用を明確に定義し、正当化する唯一の設計方法です。

カロッティ A、ペイラ D、カスティリア C、リモルディ P (2000)。 高エネルギーの岩石衝撃を受けるジオグリッド強化堤防の数学的モデリング。 イタリア、ボローニャの第 2 回欧州ジオシンセティックス会議、Proc.。

付録 1: RS-RPE – 設計概要表

強化された落石堤防は、以下を考慮して設計する必要があります。

安定性解析

付録 2: RS-RPE 設計の例

以下から付録 2 をダウンロードしてください。

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