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出版

タイトル 土被り厚が実橋脚の振動特性に及ぼす影響に関する実験
著者 村田 和哉・佐名川 太亮・生井 貴宏・内藤 直人・渡邉 諭
出版 第61回地盤工学シンポジウム
ページ 73〜78 発行 2018/12/14 文書ID fs201812000012
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  • タイトル
  • 土被り厚が実橋脚の振動特性に及ぼす影響に関する実験
  • 著者
  • 村田 和哉・佐名川 太亮・生井 貴宏・内藤 直人・渡邉 諭
  • 出版
  • 第61回地盤工学シンポジウム
  • ページ
  • 73〜78
  • 発行
  • 2018/12/14
  • 文書ID
  • fs201812000012
  • 内容
  • 土被り厚が実橋脚の振動特性に及ぼす影響に関する実験Field tests about effects of embedded soil on characteristics of bridge pier村田和哉*,佐名川太亮*,生井貴宏*,内藤直人**,渡邉諭**Kazuya MURATA, Taisuke SANAGAWA, Takahiro IKUI,Naoto NAITO and Satoshi WATANABE河川内にある橋脚基礎は,河川の増水による河床低下や洗堀により,健全度が低下する。橋脚基礎は上部工を支える重要な構造物であり,その健全度を判定することは橋脚の性能を確認する上で重要である。鉄道構造物における橋りょう下部構造の維持管理では,基礎の支持力性状や部材の健全度が悪化すると橋脚の固有振動数が低下することを利用した衝撃振動試験法が広く採用されている。本論文では,実橋脚に対して基礎周辺地盤の掘削・埋戻しを行い,土被り厚を変化させて衝撃振動試験を実施することで,振動特性の変化を分析するとともに安定計算結果との関係について検証した。キーワード:橋脚,固有振動数,衝撃振動試験,微動計測pier, natural frequency, impact vibration test, microtremor特に,衝撃振動試験を用いて橋脚基礎の固有振動数を1.はじめに河川内にある橋脚基礎は,河川の増水による河床低下計測器判定する場合,桁の影響により固有振動数の特定が困難+や洗堀により,基礎の支持になる場合がある。そのため本実験では,桁を支持していない境界条件が明確な実橋脚に対して上記試験を実施重錘重錘(約0.3kN)(30kg)力性状の悪化が生じる可能し,土被りの変化による振動特性の変化のみを抽出して性がある。橋脚基礎は上部検証を行った。工を支える重要な構造物でまた本論文では,衝撃載荷作業が必要なく,センサのあり,その健全度を判定す設置のみで卓越振動数を得ることが可能な常時微動計測ることは橋脚の性能を確認の結果と衝撃振動試験から得られる固有振動数の結果とする上で重要である。を比較することとした。鉄道構造物における橋脚図-1 衝撃振動試験概要基礎の維持管理では,衝撃振動試験法 1)(図-1)を用い2.実験概要た健全度診断が広く採用されている。衝撃振動試験法は,2.1 対象構造物橋脚天端を 30kg 程度の重錘で線路直角方向に打撃する実験対象の橋脚を写真-1 に示す。対象橋脚は高さ 9mことで得られる振動波形を収録し,フーリエ解析により,の単線直接基礎橋脚であり,上記のように桁を支持して橋脚の固有振動数を特定することで,橋脚基礎の健全度いない。対象橋脚の寸法を図-2 に示す。本実験では,高を診断する手法である。これは,基礎の支持力性状や部さ 9.0m の橋脚に対して 2.6m の土被りを有する状態から,材の健全度が悪化すると橋脚基礎の固有振動数が低下す掘削を実施した。ることに着目しているものである。地盤の条件としては,基礎底面以浅はN値 5 程度の埋洗堀を受ける橋脚については,土被り厚の低下により土,基礎底面以深はN値 50 以上の玉石混じり砂礫であっ支持力性状が悪化することは定性的には知られているもた。参考として,過去の近接工区における橋脚周辺に地のの,土被り厚と振動特性について詳細な分析を行った質調査結果および今回対象橋脚周辺で実施した簡易貫入事例はほとんどない。そこで本論文では,土被り厚が実試験結果を図-3 に示す。図-3 の簡易貫入試験結果におけ橋脚の振動特性に及ぼす影響を把握するために,同一橋る表層部においてN値の大きい箇所が確認できるが,こ脚に対して掘削・埋戻しを行うことで,土被り厚を変化れは点在する礫が干渉したためと考えらえる。させ,振動特性の変化を分析した。*鉄道総合技術研究所構造物技術研究部Structure Technology Division, Railway Technical Research Institute** 鉄道総合技術研究所防災技術研究部 Disaster Prevention Technology Division, Railway Technical Research Institute73 図-2 対象橋脚寸法図写真-1 対象橋脚05N値1015図-4 試験概要図表 1 試験ステップ200試験条件STEPからの土被り500深度(mm)フーチング底面STEP1掘削前2.6mSTEP21.0m 掘削後1.6mSTEP32.0m 掘削後0.6mSTEP4埋戻し後2.6m1000150020002500計測点①3.実験結果計測点②3.1 衝撃振動試験結果図-3 現地地盤N値各試験ステップにおける衝撃振動試験の結果を図-5~(左図:近接工区調査結果,右図:簡易貫入試験結果)図-7 に示す。また,周波数解析から得られた固有振動数およびフーリエ振幅を表 2 にまとめる。2.2 試験方法図-5~図-7 において,振幅が卓越し,位相が 0°または衝撃振動試験の実施状況を写真-2 に示す。衝撃振動試180°となっている振動数を固有振動数と判断した。図-5験は,高所作業車の手摺に 30kg の重錘を吊下げ,線路直~図-7 より,今回の実験結果において,フーリエ振幅は角方向に橋脚天端付近を打撃した。また,計測は圧電型橋脚天端からの測定位置が離れることで小さくなるもの加速度センサ(ウィルコクソン社製,793L)を用いて時の,固有振動数については測定位置によらず同じ値を示刻歴波形を取得し,積分により時刻歴応答速度波形に変しており,明確な 1 次のロッキングモードで振動してい換,打撃時を収録開始のタイミングとしている。ることがわかる。また固有振動数は,掘削を行い土被り試験の打撃位置,加速度センサ位置および地盤面位置厚が減少するにつれて低下し,埋戻しによって土被り厚を図-4 に示す。なお,図-4 における掘削前~2.0m 掘削が増加することで向上している。ただし,掘削前の値に後の条件で計測を実施した。また,最終ステップにおいは回復しないことを確認した。これは,埋め戻し時の締ては掘削前の土被りまで埋戻しを実施した。計測を実施固め度が元の地盤よりも低かったためと推測される。した試験ステップを表-1 に示す。表-2 試験結果試験条件固有振動数フーリエ振幅[ kine*sec ][ Hz ](上部,中間部,下部)重錘(30kg)ロープ掘削前9.64(0.033,0.015,0.006)1.0m 掘削後9.52(0.016,0.008,0.003)2.0m 掘削後9.28(0.040,0.019,0.008)埋戻し後9.52(0.041,0.019,0.008)3.2 減衰定数の評価衝撃振動試験では,一般的に橋脚の固有振動数を特定し,この固有振動数の変化により橋脚基礎の健全度の判定がされている写真-2 衝撃振動試験打撃状況2)。一方で,振動特性としては減衰定数も重要な要因であるものの,衝撃振動試験において計測される減衰定数について分析した事例はほとんどない。74 そこで,本研究では衝撃振動試験の結果から減衰定数速度 (kine)0.50測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)0.25を同定し,土被りの減少による変化を見た。具体的には,0.00衝撃振動試験から得られるフーリエスペクトルを対象と-0.25して 1 自由度の自由減衰振動の理論解を用いて減衰定数-0.500.00.20.40.60.8を同定した。また,同定した減衰定数の妥当性を確認す1.0るため,時刻歴波形との比較を実施した。時間 (sec)振幅 (kine*sec)0.040.033固有振動数9.64(Hz)0.02測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)減衰の同定結果を図-8~図-10 に示す。また,各土被り厚で得られた減衰定数の結果を表-3 に示す。フーリエ0.015スペクトルから求められた固有振動数,減衰定数を用い0.006て算出される時刻歴波形は計測結果と一致しており,減0.0001020衰定数同定の妥当性が確認できたといえる。位相 (deg.)180土被りによる減衰定数の変化をみると,減衰定数は,固有振動数9.64(Hz)902.1%~2.3%となり,土被りが変化して減衰定数は変わら0-90ない結果となった。この理由としては,橋脚高さに対し測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)-180010て土被りの拘束による地盤抵抗の位置が低いことに加え,20周波数 (Hz)地盤の支持地盤に対して表層地盤のN値が比較的小さかったこと(表層:5 程度,支持層:50 以上)から,土被図-5 衝撃振動試験結果(掘削前)りによる拘束が橋脚全体の振動特性へ与える影響が小さ速度 (kine)0.2測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)0.1く,振動特性の変化が小さいと推測される。3.3 常時微動計測結果0.0衝撃振動試験では,センサの設置に加えて 30kg 重錘に-0.1-0.20.00.20.40.60.8よる衝撃載荷作業が必要となるが,常時微動計測はセン1.0サの設置のみで固有振動数を得ることが可能である。そ時間 (sec)振幅 (kine*sec)0.020.016固有振動数9.52(Hz)0.01測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)のため,施工性は衝撃振動試験と比較するとよいが,常0.008表-3 減衰定数の同定結果0.0030.0001020位相 (deg.)180固有振動数9.52(Hz)900-90測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)-180010試験条件固有振動数[ Hz ]減衰定数掘削前9.642.3%1.0m 掘削後9.522.1%2.0m 掘削後9.282.3%埋戻し後9.522.3%20周波数 (Hz)1.0速度 (kine)0.6速度 (kine)図-6 衝撃振動試験結果(1.0m 掘削後)測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)0.3計測結果減衰定数の同定結果0.50.0-0.5-1.00.00.00.20.40.20.40.60.8振幅 (kine*sec)-0.60.01.0振幅 (kine*sec)時間 (sec)0.0500.040固有振動数9.28(Hz)測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)0.040.81.00.020.000.02500.01910位相 (deg.)020180固有振動数9.28(Hz)9051015201520周波数 (Hz)1800.0080.000位相 (deg.)0.6時間 (sec)-0.3900-90-18000510周波数 (Hz)-90測点1(上部)測点2(中間)測点3(下部)-180010図-8 減衰定数の同定結果(掘削前)20固有振動数 9.64Hz,減衰定数 2.1%周波数 (Hz)図-7 衝撃振動試験結果(2.0m 掘削後)75 速度 (kine)0.300.150.1Hz 幅の移動平均の結果も併せて示している。図-11~図-14 より,いずれの試験ステップにおいても明瞭なピ0.00-0.15ークが立ち上がっており,その卓越振動数を固有振動数-0.300.0振幅 (kine*sec)た,橋脚から 4m 離れた地表面で計測した地盤振動の計測結果減衰定数の同定結果0.20.40.60.8とみなすこととした。1.0時間 (sec)0.02図-15 は各試験ステップにおける常時微動計測で得られた固有振動数を示しており,0.02,0.1,0.2Hz 幅の移0.01動平均の結果も併せて示している。本稿では,各試験ステップで実施した 4~8 回の計測結果の平均値を固有振0.00051520動数としてプロットで示し,それら複数回の結果の標準周波数 (Hz)180位相 (deg.)10偏差をエラーバーとして示している。図-15 より,いず90れの移動平均幅においても,地盤掘削による土被り量の0減少に伴って固有振動数は減少し,埋戻しによる土被り-90量の増加に伴って固有振動数が増加する傾向となった。-18005101520周波数 (Hz)フーリエ速度振幅(μ m/s・s)図-9 減衰定数の同定結果(1.0m 掘削後)固有振動数 9.52Hz,減衰定数 2.1%計測結果減衰定数の同定結果0.50.0-0.5-1.00.00.20.4振幅 (kine*sec)0.60.810.5000.0005101520周波数 (Hz)1805900211015200.500510周波数(Hz)1520図-12 常時微動計測結果(1.0m 掘削後)-180515計測値0.02Hz移動平均0.1Hz移動平均0.2Hz移動平均地盤振動1.5-90010周波数(Hz)図-11 常時微動計測結果(掘削前)1.00.03位相 (deg.)計測値0.02Hz移動平均0.1Hz移動平均0.2Hz移動平均地盤振動1.5時間 (sec)0.06フーリエ速度振幅(μ m/s・s)速度 (kine)1.0220周波数 (Hz)フーリエ速度振幅(μ m/s・s)図-10 減衰定数の同定結果(2.0m 掘削後)固有振動数 9.28Hz,減衰定数 2.3%時微動計測結果からは位相の情報が得られないため,地盤や桁の振動が大きく影響する場合には,橋脚の固有振動数を同定することは困難となると考えられる。すなわち,橋脚が比較的揺れにくい場合については常時微動計1計測値0.02Hz移動平均0.1Hz移動平均0.2Hz移動平均地盤振動0.80.60.40.200測の適用が困難になると考えられ,その適用範囲には十510周波数(Hz)1520図-13 常時微動計測結果(2.0m 掘削後)分注意しなければならないが,適用条件が明確にはされフーリエ速度振幅(μ m/s・s)ていない。そこで,本試験における常時微動計測結果と衝撃振動試験結果とを比較することとした。常時微動計測では,橋脚天端にサーボ型 3 軸速度センサ(アネット社製,CR4.5-2S)を設置し,200Hz のサンプリング周波数で 5 分間計測した。また,各試験ステップで 4~8 回の計測を実施している。図-11~図-14 は各試験ステップにおける常時微動計測によるフーリエスペクトルの代表例を示しており,1計測値0.02Hz移動平均0.1Hz移動平均0.2Hz移動平均地盤振動0.80.60.40.200510周波数(Hz)15図-14 常時微動計測結果(埋戻し後)0.02,0.1,0.2Hz 幅の移動平均の結果も示している。ま7620 固有振動数(Hz)10.2010.1010.009.909.809.709.609.509.409.309.200.02Hz移動平均0.1Hz移動平均0.2Hz移動平均9.799.799.799.709.649.639.729.659.729.509.519.51掘削前 1.0m 掘削後 2.0m 掘削後 埋戻し後図-15 常時微動計測で得られた固有振動数図-16 は各試験ステップにおける常時微動計測で得られた固有振動数と衝撃振動試験のそれを比較した結果を図-17 固有値解析モデル図示している。なお,常時微動計測では,0.1Hz 幅の移動平均で得られた固有振動数を示している。図-16 より,今回は,地盤反力係数がN値に比例すると仮定して固常時微動計測によって得られた固有振動数の減少・増加有振動数と振動モード形状が計測結果と一致するように傾向は概ね衝撃振動試験の結果と一致し,本試験条件に地盤反力係数を同定した。用いたN値を図-18 に示し,おける常時微動計測の適用性を確認することができた。得られた地盤ばね定数を表-4 に示す。なお,常時微動計測結果の方が衝撃振動試験結果に比べて固有振動数が若干大きくなる原因は,地盤反力係数の変位レベル依存性による固有振動数の変化によるものと固有振動数(Hz)考えられる。10.2010.1010.009.909.809.709.609.509.409.309.20常時微動計測(0.1Hz移動平均)衝撃振動試験9.79図-18 同定に用いたN値分布9.709.64 9.649.52 9.509.52表-4 地盤ばね定数9.28節点水平ばね鉛直ばね回転ばねNo.[ kN/m ][ kN/m ][ kN・m/rad ]74250021840003210000掘削前 1.0m 掘削後 2.0m 掘削後 埋戻し後図-16 衝撃振動試験結果と常時微動計測結果の比較8650004.固有値解析91000004.1 解析モデル1013000011788000鉄道分野における橋脚基礎の健全度診断法には,衝撃振動試験から得られた固有振動数を用いて実施する他に,固有値解析から同定される躯体剛性や地盤ばね定数の変4.2 固有値解析による同定結果化から評価する方法がある。そこで本研究においても,衝撃振動試験の結果を基に実施した固有値解析から得衝撃振動試験から得られた結果に対して固有値解析によられた変形モードを図-19 に示す。地盤ばね定数を固定る逆算を行い,地盤ばね定数の同定を行い,掘削によるし,土被り厚のみを変化させた場合における固有値解析変化について調べた。による変形モードが衝撃振動試験結果と概ね一致するこ固有値解析モデルの概要を図-17 に示す。ここでは鉄とを確認した。道橋脚の一般的な設計で用いられている梁ばねモデル用また,固有値解析を用いて,実験で計測した土被り厚いた。梁要素の断面剛性についてはヤング率を 25000における固有振動数を推定した(図-20 参照).各土被りN/mm2 とし,断面寸法は図面から求めた。地盤ばねにつの条件における固有振動数ならびに振動モードを概ね再いては,前述のように地盤反力係数は変位レベル依存性現することができている。また,同定された地盤ばねのを有している。そのため,設計基準類にある推定式を用地盤反力係数は設計に用いられる設計推定式の約 9 倍でいた場合には,微小振動レベルで地盤反力係数より小さあった。また,参考として土被りが 2.6m 以上の場合をくなることが既往の研究で示されている 3)。想定して固有振動数を算出した結果を図-20 に併せて示す。77 5.おわりにモデル座標本論文は,同一橋脚に対して掘削・埋戻しを行うことモデル座標測点モード座標 モード座標測点位置測点モード座標 モード座標測点位置モデル座標モード座標10101099988877766655544433で,土被り厚を変化させ,振動特性と安定性との関係を検証した。その結果から,掘削により土被り厚が減少した場合の固有振動数の低下傾向を定量的に把握することができた。また,得られた結果に対して固有値解析を用いて地盤ばね定数を同定することで,実験で計測した範囲外の土被り厚における固有振動数を推定できることを確認した。併せて実施した,常時微動計測で得られた固有振動数と衝撃振動試験のそれを比較することで,本試験条件における常時微動計測の適用性を確認することができた。土被り厚3今後は,他の基礎形式の橋脚や桁を支持する場合についても検証を行い,橋脚の安定性,健全度,振動特性の2211関係について検証を重ねていく予定である。参考文献1)2-2024土被り厚1000-2024-2024西村昭彦,棚村史郎(1989):既設橋梁橋脚の健全度判定に関する研究,鉄道総研報告,Vol.3,No.8,図-19 変形モード図(左図:掘削前,中図:1m 掘削時,右図:2m 掘削時)pp.41-49.2)土被り厚生井貴宏,佐名川太亮,西岡英俊,上野慎也(2018):衝撃振動試験を用いた橋脚基礎における減衰定数5評価手法の検討,第 22 回鉄道工学シンポジウム,43)土被り厚(m)pp.21-26.羽矢洋,稲葉智明(2002):衝撃振動試験における新しい評価基準値,鉄道総研報告,Vol.16,No.9,pp.35-40.32計測値1推定値09101112固有振動数(Hz)図-20 土被り厚と固有振動数の関係Soundness of river bridges are decreased by degradation of river bed with river swelling. It isimportant for determining the soundness of bridge piers to confirm the performance of foundationstructures of bridge piers because they support the superstructures. Impact vibration tests are widelyused for railway structures in Japan that measure the natural frequency of bridge pier which isdecreased when support characteristics and soundness of members become worse.In this paper, impact vibration tests for actual bridge pier were conducted under the condition withvarious embedded depth, and evaluate the change of vibration characteristic and relationship betweenvibration characteristic and calculated bearing capacity of foundations.7813測点モード座
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