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フィルダムの水理的破壊現象に関する遠心模型実験

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Academic year: 2021

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愛知工業大学研究報告 第3

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号B 平成8年

フィルダムの水理的破壊現象に関する遠心模型実験

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幸繁宜弘* 成 田 国 朝 * 奥村哲夫* 大根義男*

Norihiro KOUSHIGE, Kunitomo NARITA, Tetsuo OKUMURA阻 dYoshio OHNE

ABSTRACT: Cen位ifugeloading tests were perfor皿edin也isstudy in order ωdiscuss the mechanism of hydraulic fracturing and the evaluation of safety against associated seepage failures such as erosion and piping occurring in fill却pedams. Three types of model tests were carried out旬 investigatethe relationship between the deformation of embankment and the abu位nentconfiguration, and也e deformation pa抗ernof centrally located core placed in trenches with different sizes, and ωrealize seepage failures in model rockfill dams by血mg water in the ups位eam side to know the actual process of hydraulic fracturing.

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recognized in the former two types of tests that shear deformation and stress transmission in model fills are fairly infl_uenced by the boundary cond血onsincluding shapes of the abutment and the core位ench;these results are supported qualitatively by the conventional FE turn-on stress analysis. It was noticed in the third test that the decrease in the confining pressure caused by the differential settlement and the s仕essredistribution in the core is句 be也emost influential factor in the seepage failure in fill-句pedams 95 1 .はじめに 今日、数多くのダムが世界中で建造されており、 アースダム、もしくはロックフィルダムの形式が選 択される機会が増えてきている。その中でも 1975 年5月 に ア メ リ カ 内 務 省 開 拓 局 に よ っ て 建 造 さ れ たTeton Damは翌1976年6月、初期湛水時に決 壊し、破壊原因としてコア内部の不同沈下に伴う水 理的破壊が挙げられた。この決壊事故以後、水理的 破壊現象に関する研究が積極的に行われ、破壊メカ ニズムの解釈、破壊判定の方法に関する研究や築堤 材料の水理的破壊に対する抵抗'1全を調べた実験など、 多方面からの問題への取り組みがなされてきた。し かし、この種の水理的破壊現象は堤体内部の局部的 な拘束圧不足や潜在的な亀裂、あるいは築堤材料の 強度低下など、堤体断面の形状や、築堤材料の強度、 圧縮特性が複雑に影響を及ぼし合っており、現象の 解明にはまだ多くの問題が残されている。 *愛知工業大学土木工学科 (豊田市) そこで本研究では、遠心載荷模型実験によりフィ ノレダム堤体内の自重応力場を実験室内で再現し、基 礎地盤形状が応力・変形挙動に与える影響や、湛水 実験により実際に破壊に歪るまでの過程を調べ、水 理的破壊現象に関する基礎的なメカニズムについて 二、三の考察を試みた。実験は以下の内容で構成さ れる。 ( 1 )堤体変形実験として、①縦断面内の基礎地盤 の凹凸形状が堤体内の応力配分や変形挙動に与える 影響、並びに②トレンチを有するコア部の変形特性 に与えるコア幅の影響、を調べる2つの実験を行い、 F.E.M.解 析 や 既 往 の 浸 透 破 壊 試 験 の 結 果 と 対 比 し ながら、堤体内の局部的な応力・変形挙動の特性と 水理的破壊に対する安定性について論じる。

(2)

96 愛知工業大学研究報告,第31号B,平成 8年, V 0.131-B, Mar. 1996 (2 )湛水実験として、中心コアを有するフィルダ ムの横断面模型に対して上流側に貯水を行ったとき の堤体内の応力・変形の挙動、及び浸透流量の観測 を行い、湛水開始からの応力状態や浸透性状の変化 を追求し、水理的破壊に至る過程とその発生機構を 明らかにする。 2 堤体内変形に及ぼす基礎地盤形状の影響に闘す る実験 (TEST-1) 2圃 1 TEST-j-j アパット形状の変化と堤体内変形との関連性 について 2 . 1岨 1 実験手法 実験に使用したアノレミ製の試料容器(内寸法:46 x 46cm、奥行き 20cm、前面アクリノレ板)内に作 成 し た 堤 体 縦 断 面 模 型 の 概 要 を 図 -1に示す。模 型は珪砂にミョウパンを混入(重量比で7.5%)し た材料を用いてポアリングにより堤体を作成した。 実験は、遠心載荷時に堤体下部より注水しミョウバ ン を 溶 か す こ と に よ っ て 堤 体 を 沈 下 さ せ る 方 法 ( CASE町1) と 粘 土 材 を 用 い て 堤 体 を 作 成 し 、 遠 心加速度場における自重沈下による圧密によって堤 体 を 沈 下 さ せ る 方 法 (CASE.2) との2通 り 実 施 した。それぞれの粒度特性を図-2に示す。アパ ットメントは銅製で表面を粗の状態にするためサン ド、べ}パーを張り付けてある。また試料と容器の問 にテアロンシートを挿入して側壁摩擦の低減を計っ た。変形形状の計測には2cm間隔で格子を描いた ゴムメンブレンを供試体とアクリノレ板の間に挿入し 写真撮影により計測した。また、変形の追従を良好 にするため堤体部側にはゴムメンブレンに砂を張り 付け、アクリノレ面側には摩擦を低減するためシリコ ンオイノレを塗布した。また、メンブレンによる計測 の精度確認の意味で堤頂部と堤体内部に変位計を設 置 し た 。 さ ら に 堤 体 内 の 土 圧 を 計 測 す る た め CASE.1で は 図 -1に示す 4点に、 CASE.2ではそ の 内 の 斜 面 上 の2点にそれぞれ土圧計(受圧商直 径6mm~ 25mm) を 設 置 し た 。 実 験 は 最 大 遠 心 加 速 度 を CASE.1、 CASE.2そ れ ぞ れ 4旬、 50g と し て 各 種 計 測 を 行 い ア バ ッ ト メ ン ト 形 状 を 平 型 (アパットA 斜 面 勾 配 1・1)、凸型(アバット B 1・1,1:1.5) 、及び凹型(アバット C 1:1,1:0.7) の3種類に変化させて、挙動の変化を観察した。 。 。 、 100 ~ 80 時 く."60 回 醐 酬 40

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0 0 0 46.0 圃 土EEiI:'十 (主義怯cm) 奥 行20cm 図- 1 堤体模型の概要 0.01 0.1 粒径 d (mm) 図- 2 試料の粒度特性 2固 1・2 実験の結果と考察 CASE.1 F 円 アバットBについて行った堤体(半断面)の変位 ベ ク ト ル の 代 表 例 を 図 3に 示 す 。 図 を 見 る と 堤 体の変形はアパットに影響されて堤体中央に向かう 水平成分を持った沈下であり、また、鉛直成分に着 目すると、堤体下部(約 113) を除くいずれの標高 においても堤体中央に近づくほど大きく現れており、 試料容器との側壁摩擦の影響はほとんど無視しうる 程度であることが分かる。なお他のアパットについ ても同様の結果となっている。また表面及び堤体内 部に設置した変位計の値も同標高位置のメンブレン の沈下量とよく合致しており、メンブレンの追従性 の良好さを確認した。 図 4は ア パ ッ ト メ ン ト 形 状 の 違 い が 堤 体 内 の

(3)

フィルダムの水理的破壊現象に関する遠心模翠実験 変形に及ぼす影響を調べたもので、メンブレンに描 いた格子の各節点変位から格子内の最大せん断ひず みγ m日を求め、大きさによってその表示を変えた 堤体内のγm'"分布を示している。図を見るとアバ ットA、 B、 C共にアバット表面付近のγmox値が 堤体中央部と比較して全体的に大きく現れているこ とが分かる。これはアパット表面付近では堤体とア パットとの摩擦カによって堤体の変形が妨げられた ことによるものと考えられる。またアパットBの結 果を見ると、アパットの勾配変化点付近(図中P点) 及び上部アパットの堤頂部(図中Q部)において γ m, ,11直が大きくなっている。この理由として、上 部斜面が緩勾配となる凸型のアパットでは勾配変化 点付近を境として堤体の変形量が相対的に大きく異 なるため、 P点付近及び緩斜面上の拘束応力が低い 堤頂部でγmoX値が大きくなったものと考えられる。 次にアパットCの結果を見ると、中高面上部に γmox伎の大きい箇所が見られるものの全体的には 堤体の変形が比較的鉛直成分にスムーズに生じるた め、ひずみの大きくなる部分は生じないことが分か る。また、アパットBの等水平ひずみ線を図 5 に示す。これを見ると前述のQ部付近では引っ張り ひずみが増大しており、堤体の縦亀裂の発生要因と なる引張領域が現れていることが分かる。実際のダ ム等においても同様の箇所に引張による亀裂発生の 事例があり、これらの結果は実際の結果ともよく対 応している。 図 6はアパット Bにおいて斜面上の 2箇所(勾 配変化点の上下部)と同一標高で堤体内に水平に設 置した土圧の計測値を慣用土圧 (γh:ただし、斜 面上の土圧は斜面方向についての応力成分)で除し た土圧応答比kaを遠心加速度との関係、で整理し x 10-2 10cm ト一一一一寸 (α=40g) 図- 5 堤体内の等水平ひずみ分布(砂材) 97 問

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覇0.1以 上 園0.08-0.1 圏0.06-0.08 アバットA 図0.04-0.06 10cm

0.04以 下 ト一一ーイ (日=40g) Q も ヘ ¥ r max 瞳 0.1以 上 図。 08-0.1 圏0.06-0.08 アバットB 白0.04-0.06 I I 0.04以 下 10cm '-' ト一一一寸 ( a =40g)

r

max 関 0.1以 上 図。 08-0.1 圏0.06-0.08 アバットc 目。 04-0.06 10cm

0.04以 下 トー一一→ (日=40g) 図 - 4 堤体内の最大せん断ひずみ分布(砂材)

(4)

Mar. 1996 平 成8年, Vo1.31-B,

2.0

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愛知士業大学研究報告,第31号 B,

40

土庄応答比と遠心加速度の関係(砂材)

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土庄応答比と斜面勾配の関係(砂材)

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遠心加速度

α

20

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遠心加速度

o

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5

図 - 6

よ茸紬世出川村

たものである。図を見ると遠心加速度20~ 40gに おいて、上部、下部共に斜面上の土圧応答比 (A, ム)は概ね ka

>

1.1であるのに対して堤体内 (e,

0)

では下部の応答比はka =1.0、すなわち計算 値に近い結果を示すものの、上部の土圧応答比はk a =0.6 ~ 0.7と小さく現れており、堤体内の土か ぶり圧の一部がアパットに分担される、いわゆるア ー チ ン グ の 発 生 が 認 め ら れ る 。 ま た 斜 面 上 の2地 点 の 土 圧 応 答 比kaを比較すると上部 (A)は下 部(ム)より高い値を示しており、アーチングの影 響が大きいことが分かる。また図中に示す

F

.E

.

M

解 析の結果においても斜面上の応答比は堤体内に比べ 大きく現れていることが分かる。同様に、 20~ 40gにおける上部斜面の勾配変化と上部斜面上での 土圧応答比kaとの関係を図 7に示す。 これを見ると、アパットの勾配変化点より上部の 斜面において傾斜が緩くなるほど斜面上の土圧応答 比kaは大きく現れ、アーチング効果が増大して いると言える。

F

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.

M

.

解析の結果も同様な傾向が得 られている。これは凸形状を有するアパットでは上 部緩斜面のアーチングが増大し、その結果勾配変化 点付近で、の応力伝播の不良による拘束圧不足を招く 原因となることを明確に示唆していると思われる。 98

(

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5

図- 7 CASE. 2 次に材料を粘土材に変えた実験結果の代表例を示 す。図- 8はアパット Bにおける堤体のγm "分布 である。これを見ると砂材同様、勾配変化点(図中

p)

付近にγmox値の大きい箇所を見ることができ る。また砂材の時には顕著に現れていた緩斜面上部 の堤頂部 (Q部)のγmo X値の増大は確認すること ができなかったが、実際には堤頂部に実験後の観察 により縦亀裂が認められた。これによって粘土材使 用時も概ねにおいて砂材使用時と同様の挙動を示す と思われる。 また、アバットBにおける 2地点(アバット表 面上下部)に設置した士圧計の値による士圧応答比 k aと遠心加速度の関係を図- 9に示す。これを見 るとどちらの位置の土圧応答比もka =1.3 ~ 1.45 程度にあり、かなり大きな値を示している。今回は 堤体内の土圧を測定していないのでアーチングの程 度を計ることはできないが、少なくともアバット上 に過剰な応力が作用していることからアーチング自 体の発生を確認することができる。

F

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E

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M

町解析 図 - 8 堤体内の最大せん断ひずみ分布(粘土材) 2 . 1・3

(5)

フィルダムの水理的破壊現象に関する遠心、模型実験 99 目的としては、実験で求められた傾向を簡便的な F.E.M.計算により検証し、その一致性及び適用性 の是非を探るものである。 解析モデ、ノレは上記実験で作成した模型に合うよう に堤体の縦断面を対称形と考え、その半断面を要素 分割したもので図 10に示す通りである。またモ デ、/レのスケーノレは実験模型の遠心場における換算堤 高を目安とした。 解析法としては堤体内の自重が一時に作用すると 考える瞬時載荷法を用いた。これは上記の方法によ ると、堤体内の鉛直変位分布は単なるひずみの積分 値となり今回の実験の主旨と合致すると考えたから である。 解析条件としては、 CASE.1の 40g,注水前の状 態を考えた。また、模型材料の弾性係数が不明で、あ るため、実測と計算との沈下が合うように算定した。 これは必ずしも正しい弾性係数の推定になるとは言 い難いが過去の解析経験により、この方法でも少な くとも堤頂におけるひずみ分布や最大引張ひずみの 値、及び位置においてよい対応が得られることが分 かつており、衛便的な計算法としての妥当性を考え 実施した。 図 11は実験でのアパット Bの断面と対応する 堤体内の主応力図である。これを見ると一様に主応 力方向は堤体最下部を中心とした円弧形状を描いて おり、アバット表面方向に作用していることが分か る。これによって実験結果で考察した堤体内のアー チングの発生を確認することができる。また緩斜面 上での堤頂部 (B部)では引張応力が作用している 領域が確認され、実験と対応している。 2・2 TEST-1-2 トレンチを有するコア部の変形特性について 2・2・1 実験手法 前述の試料容器内に作成した堤体横断面模型の概 要を図 12に示す。 実験は後述の湛7.k実験では計測できないコア内部 の変形挙動を探るために行ったもので、湛水実験に ほぼ対応させた模型形状を有している。 コア部供試体は、図 13に示す粒度を持った粘 土を5j1J容器内にて正規圧密(圧密圧力1.5kgf/cm2) させた後、所定の形状に削り出して模型を作成した。 変形形状の計測には試料容器正面のアクリ/レ板と コアの聞に1cm間隔の格子を描いたゴムメンブレ

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遠心加速度

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図- 9 土圧応答比と遠心加速度の関係(粘土材) 要 素 数 :114 節 点 数 :130 図-1 0 解析モデル B : ドgf/cm2 図 -1 1 堤体内の主応力分布 ンを挿入し、写真撮影により計測した。また、変形 の追従を良好にするため、ゴムメンブレンをコア断 面にピンで固定し、アクリル商側には摩擦を低減す るためにシリコンオイノレを塗布した。さらに堤体天 端に変位計を取り付け、実験中の天端での沈下量を 確認、した。

(6)

100 愛知工業大学研究報告,第31号 B,平成 8年, Vo1.31-B, Mar. 1996 実験は、コア幅を8.0cm、 6.5cm、 5.0cmと変 化させて行い、遠心加速度50gの元でコアを自重 圧密させ、挙動の変化を観察した。 2・2・2 実験の結果と考察 コア幅5.0cmの模型について行ったコアの変形 ベクトノレを図-14に示す。 これを見ると、コアの中高部においてはほぼ鉛直 成分のみの沈下であるのに対し、コア上部、及び下 部トレンチ付近ではロック材との摩擦やトレンチの 影響により鉛直成分の沈下が阻害され、水平方向へ の変位が現れていることが分かる。なお他のコア幅 でも同様の傾向が確認できる。 図 -15はコア幅 5.0cmの模型について、メンブ レンに描いた格子の各節点変位から格子内の最大せ ん断ひずみγmaxを求め、さらにコア供試体の三軸 圧 縮 試 験 (CU: (J 3=1.位同'cm2)により算出した 破壊時のせん断ひずみγ fで除して供試体の破壊比 として、その大きさによって表示を変えたコア内の γma x Iγ f分布を示している。このときの破壊比が 正確な定量を把握したものであるとは言い難いが定 性的な目安にはなると思われる。 これによるとコアの上部、及びトレンチ付近に γma x Iγ f値の大きな部分が認められる。これはコ アの上部においてはコアとロック材との摩擦、弾性 係数の違いなどから発生したと考えられ、またトレ ンチ付近では基礎部とロックとの岡JI性の違いによ り、コアの変形が影響を受け、 γmax Iγfが大きく 現れたと思われる。またコア幅が6.5cm、 8.0cm の場合にも同様の結果が確認できる。 ところでこの種の実験では実際に湛水を行うこと が不可能なため、水理的破壊現象の考察を忠実に語 ることは困難である。そこで本考察では、上記の実 験結果を基に、模型における満水時の動水勾配を概 略的に算出し、さらに過去の要素試験により求めら れた破壊比と動水勾配との関連による水理的破壊基 準から模型の水理的破壊現象に対する安全率を算定 し た 。 図 -16は浸透破壊に関する要素試験の結果 であり応力比と動水勾配の関係を示したものである。 これによれば動水勾配の増加に伴って、応力的に は未破壊の状態においても水理的破壊が発生してい ることを示している。よってここではひずみ比と応 力比が同ーの破壊への尺度を表すものと仮定し、各 要 素 に つ い て 水 理 的 破 壊 に 対 す る 安 全 率 を Fs=(ob/oc)f I(ob/oc)として計算した。図-17はそ

。 。 円

- ・ 沈 下1+ (単位 cm) 奥 行:20cm 図-12 堤体模型の概略 100 主主即 時 く

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5cm 函-14 コアの変位ベクトル

(7)

フィルダムの水理的破壊現象に関する遠'U、模型実験 101 の結果であり、コア内の安全率の分布を示したもの である。 これをみると、いずれのコア幅においてもてもト レンチ付近に水理的破壊を示唆する安全率<1.0の 領域が見られることが分かる。これによってコア幅 の違いに関係なく、定性的にトレンチ付近では水理 的破壊現象に対しての危険性が高いと言うことがで きると思われる。さらにコア幅と水理的破壊の関係 を 調 べ る た め に 、 横 軸 に コ ア の 高 さ (H) と幅 ( B)の比 (B田)を取り、縦軸にコアの上部、

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6~0. 8 0.4-0.6

0.4以 下 トー一一寸 5cm 図-1 5 せん断破壊比の分布 及び下部の横断面(ここではコア天端から 6cmと 25cm) での一行の要素についてのせん断破壊比の 平均と動水勾配を考慮した7l<理的破壊比 (11安 全 率 ) の 平 均 を そ れ ぞ れ 取 っ て 整 理 し た も の を 図 18に示す。図中の矢印は、

I

甚水過程前と湛水過程 後のコアの破壊比の推移を表している。 これを見ると、コア上部の破壊比の推移はコア幅 にほぼ関係なく同じ程度増加している。一方、コア 下部ではB周 が 小 さ く な る ほ ど 、 す な わ ち コ ア 幅 が狭くなるほど破壊比の増加量が大きくなることが 1.0 o .B ヰー

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1. 25-1

1.67-1.25 2.5-1.67

2.5以 上 コア幅巴町 5 c m 図 -1 7 水 理 的 被 壌 に 対 す る 安 全 率 の 分 布

(8)

( 日 韓 唖 ) 首 蝉 聾 止 制 ﹁ 吋 判 ザ Q U A 鳳 I l l 1 1 1

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愛知工業大学研究報告,第

3

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号B,

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分かる。これによって動水勾配の影響によっ て、コア幅の減少に伴い水理的破壊に対する 危険性が増加していくと言うことができる。 2固 2・3 F. E. M解析 本実験で求めた結果の確認の意味で、簡便 的なF.E.M解析を行い、その有用性を探った。首 解析モデ、/レとして用いたダムの横断面図を

図ー

1

9

に示す。スケーノレは模型の遠心場にお

ける換算堤高を目安とした。

解析は上記の断面を均質の弾性体と仮定し、

瞬時載荷法により行った。この理由としては 前実験

(TEST-1

-1

)

での解析と同じで ある。また解析条件も前実験と同様に実測で の沈下と計算が一致するように計算したが、 排水条件の違いなどによる庄密量の違いから 計算では十分に実測と対応づけることが困難であっ たので、概略に実測沈下の

1

1

3

の沈下量を目標沈下 と仮定し、計算を行った。 図

2

0

はコア幅

6

5cm

(実物換算幅

2

.

3

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)

で のコア内の最大せん断ひずみγmex等値線を示した ものである。これを見るとコアトレンチ付近でγID' xの大きい領域が認められた。これは実験での結果 と一致している点であるが、値の大きさは実験値の

1

1

3

~

1

1

5

程度である。これは実際の圧密は完全な 非排水で、はない条件で行われたこと、また沈下量自 体が小さいことによる計測誤差などが考えられる。 よって定量的な判断を下しうるとは言い難いが、実 際の設計において危険個所を推定する意味では有効 性があると思われる。

1

0

2

解析モデル 図-19 コア内の等最大せん断ひずみ線分布 図

-20

3. ;甚水実験 (TEST-2) 3 . 1 実験手法 今回の実験に使用したアノレミ製試料容器(前述ま での実験に使用)と中心コア型ロックフィルダム横 断面模型の概要を図

2

1

に示す。各ゾーンの粒度 特性は図 22に示す通りでありコア材にはクラッ クの生じやすい材料として調整したシルト質土を用 いている。またフィノレター材としては粒径が

0

.

2

5

~

2.0mm

の範囲にある砂を使用し、ロック材には

0

.

9

~

5.0mm

の範囲にある砂を使用した。また今 回は水理的破壊現象を発生させる工夫として下流面 にはフィルター材を施工せず、コア材の流亡を促し た。またコアの施工条件は、図-

2

3

に示す締留め

(9)

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24

堤体模型の概略

1

2

20

試料の粒度特性 s?'E , . -E -a 圧 下 ' 土 涜 園 0.1 粒径 d(鵬) 給 水 害 ン ヲ

16

46.0 雨 戸 し め 一 ク 圏 一 ツ 範 Eフ度 一 ク 粒 n u n u n u n u n u n u n o e ロ a 斗 内 ζ ( 京 ) 時 余 岡 酬 酬 明 用 四 土 庄 計 回 水 圧tt のみ のみ 一~ー フィルダムの水理的破壊現象に関する遠心模型実験

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曲線のA点で締固めて作成した。乾燥側で施工した 理由としては、一般的に乾燥側での締固め時の初期 湛水におけるコアの沈下が水理的破壊現象の発生を 促していると言われているためである。 基礎部は締固めD値 100%で締固めた不透水性 の粘土地盤とした。さらにコア部と試料容器壁面及 びアクリノレ面との問での漏水を防ぐため、この聞に 液性限界付近で含水比調整をしたカオリン粘土を張 り付け、遮水した。 実験は、模型を30gの遠心加速度場に置いた後、 試料容器上部の給水タンクから堤体上流側に給水し、 コア部の水理的破壊現象を発生させた。 また実験中にはコア内の土圧、沈下量及び浸透流 量(下流側排水タンクより算定)を計測した。なお 実験を長時間持続させるために下流側に浸透した水 を再びポンプにより給水タンクへ導くシステムを採 用している。 3・2 実験結果と考察 実験結果を以下に示す。図-24は貯水圧uと浸 透流量Qとの経時変化を示したものである。 図を見ると注水を開始したt

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530sより 50sほ ど後のt

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590sec付近で(貯水圧今 0.46kgf/cm2) 下流側に急激な浸透流量の増大が起こっている。こ のときの最大流量は(

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43cm 3 /s) 要素試験で 求めた透水係数から計算される定常流量に比べ大幅 に大きいものであり、明らかにコアの水理的破壊に よる漏水であることが見て取れる。また破壊後の上 流側の貯水圧を一定に保っと t

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610sec付近をピ ークに浸透流量が1/3程度に減少し、その後ほぽ一 定の値で推移する。これは後でも述べるが、初期破 壊 時 (t尋 問Osec) にできた水みちがその後のコ アの水浸沈下により、ある程度まで収縮したためで あると恩われる。しかしそれでも定常流量と比較す ると依然として大幅に大きい浸透流量であり、もは やダムとしての機能は果たしていない。 次 に 、 図 -25のコア上部、中高部及び下部の土 圧と経過時間関係を見ると、 t王手540sec付近(貯 水開始よりlOsec程後)でコア下部とコア中高部の 土圧が急激に減少し、さらにt

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.

590sec付近でコ ア上部の土圧も減少している。またコア下部の土圧 については減少幅が大きく貯水前の約半分まで減少 している。このことから貯水による飽和によってコ ア材が急激に沈下し、応力の再配分が行われ、その 結果、コア内部に拘束応力の不足が生じたと考える

(10)

愛知工業大学研究報告,第

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違いによる応力集中の影響などにより土庄計に残留 応力が発生しているものだと考えることができる。 そして注水後、土圧の値は減少し、ほぼγ h線 上 に落ち着くことが分かる。これは水浸によってコア 材が飽和し、応力の再配分が行われたためだと恩わ れる。中高部とコア下部の土圧値は注水直後に下限 値を示し、その後わずかに回復しているが、これ は、沈下に伴い減少した土圧がさらなる飽和による 上部の沈下により再び発生したよ載荷重のために増 加したものであると思われる。なお、上部の土圧は 減少はするものの他の2点のような挙動は示さな かった。これはコア上部で、は水浸飽和が不十分で、あ ったため、コアの沈下が大きく発生しなかったため

1

0

4

ことができょう。これは若干の時間差(おそらく浸 透の時間差と考えられる)を持ってコア中高部とコ ア上部との問でも同様の傾向が現れている。すなわ ち本来コア上部の土圧よりも大きくなければならな いコア中高部の土圧が一時的に付与 560~620) 、 その関係を逆転させている。これによってコア内部 の拘束圧の減少がより明瞭に確認できる。 さらにコア深さにおける鉛直土庄の変化を示した ものが図-26である。 これによると注水前で、はいずれのコア深さにおい ても鉛直土圧の値はγ h線(ここでは湿潤重量を 用いた)よりも大きく現れていることが分かる。こ れは模型作成時の締固めや計器とコア材との剛性の ...-、 e』、

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t ( E E ) 土圧の経時変化 図-25

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( E E ) 貯水圧・浸透流量の経時変化

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沈下量の経時変化 図- 2 7 土庄履歴とコア深さの関係 図-26

(11)

フィルダムの水理的破壊現象に関する遠A~l模型実験 であると考えることができる。次に図 27のコア 中高部、及び下部の鉛直変位の経時変化を見ると前 述 の 土 庄 の 減 少 時 (tキ 540~ 590sec) とほぼ同 時に急激な鉛直変位の増大が見られる。最終的には コア中高部で6mm前後沈下している。これによっ て、コア材の水浸による沈下の影響の大きさが確認 できる。またコア上部とコア中高部の相対変位を見 るとコア内部は圧縮を示しているが、前述の土庄関 係より圧縮による土庄の上昇はほとんど認められず、 水浸により構造が変化し、強度低下したコア材が自 重沈下しているにすぎないと考えることができる。 最後に、試験後にロック材を取り除き、コア表面 を 観 察 し た 。 図 -28はそのスケッチ図である。 これを見るとコア中高面から下部にかけて浸食の 激しい箇所が見られ、コアに2箇所の貰孔部が発 見された。貫孔部付近は完全に強度を喪失した軟弱 士となっており、この箇所において水理的破壊が発 生したと考えられる。また、飽和領域と不飽和領域 との境で(コア上部)亀裂が発見された。これは、 飽和領域は貯水による水浸のために沈下を起こした のに対し、不飽和領域では試料容器、またはロック 材との摩擦により沈下が阻害されたためであると恩 われる。

天端

(よ流側より) 105 4.まとめ 以上までの実験結果より考察した内容を要約する。 堤体変形実験では、アパットメントの形状の変化 によってせん断ひずみの分布に違いが見られた。 特に凸形状を有するアパットの場合には、勾配 変化点、及び緩斜面上部においてせん断ひずみ値の 増大が見られ、さらにその領域では引張ひずみが生 じていることが明らかになった。 粘土材を用いた場合にも砂材と同様の傾向は得ら れたが、定量的な考察を行うために今後の改良が必 要となる。 コアの変形特性については、各コア幅において、 コア上部、及びトレンチ付近にせん断ひずみ値の大 きい領域が確認された。さらに概略的に動水勾配の 影響を考慮すると、特にトレンチ部付近に水理的破 壊に対する安全率の低い領域が現れ、この傾向はコ ア幅の減少とともに強調されることが判明した。 以上の実験項目について簡便的なF.E.M計算を 行ったところ実験の結果をよく反映しており、定性 的な傾向の把握には有効であることが確認された。 湛水実験においては、コア材の水浸による沈下現

天 端

(正面アクリル板より) A A T ' ﹄ A T H I A T l 剛 臨 時 畿

G

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吋劉寧鵠鱒哀話 単 位 :mm 図-28 試 験 後 の コ ア の 破 壊 状 況

(12)

106 愛知工業大学研究報告,第31号B,平成8年, Vo1.31-B, Mar. 1996 象が確認され、破壊に伴うコア内の応力の再配分、 拘束応力の減少が破壊原因として考えられた。なお、 破壊後の挙動として上載荷重の増加により、 7.1<みち が収束し浸透流量が減少することが分かつた。さら に試験後の観察により、コア内に貫孔部や亀裂が確 認され、各種データーからによる考察との対応が良 好であることが確認された。 最後に本研究は文部省科学研究費補助金(課題番号:07 455194)の援助を受けた研究であることを付記し、 謝意を表する。 [参考文献

1

1)大根義男・成田国朝:ティートンダムの決壊に関 する考察、愛知工業大学研究報告、 No.13、pp.217~ pp.229.1978. 2)大根義男・成田国朝.ティートンダムの決壊に関 する考察(第二報)、第四回土木年次講演会、 pp.579 ~ pp.580.1977. 3)成田国朝・大根義男:フィノレダムの基礎地盤形状 と堤体内変形について、ダ、ム日本、 No.430、pp.39~ pp.49.1980. 4)奥村哲夫・成田国朝・大根義男.遠心載荷模型実 験に関する基礎実験、愛知工業大学研究報告、 No.29、pp.79~ pp.88.1994 5)土質工学会.講座・遠心模型実験、士と基礎、 vo1.35 ~ 36.1987,1988目 6)村瀬祐司・土質コアを有するロックフィルダムの 7.1<理的破壊現象に関する研究、愛知工業大学博士 論文(審理中)1996. 7)幸繁・村瀬・奥村・成田.フィノレダムコア一部の 水理的破壊に関する遠心模型実験、第50回土木 年次学術講演会、 pp.834~ pp.835.1995 8)幸繁a奥村。成田 e大根(1996):フィノレダムのア ノ〈ットメント形状と堤体内変形との関連性に関す る遠心模型実験、土木学会中部支部平成7年度 研究発表会、 (投稿中)1996. 9) Sherard,J.L.:"Embankment Dam Cracking", Embankment-Dam Engneering,John Wiley & Sons.pp.271~ pp.353.1973

10)Sherard,J.L.:"Hydraulic Fracturing in Embankment Dams",A.S.C.E.,G.E., vo1.112,No.10,pp.905~ pp.927.1986

参照

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