20 万 KL ＬＮＧ地下式貯槽の水圧試験鹿島土木設計本部正会員深田敦宏

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(1)土木学会第55回年次学術講演会（平成12年9月）. Ⅵ-146. 20 万 KL ＬＮＧ地下式貯槽の水圧試験鹿島土木設計本部. 正会員. 深田. 敦宏＊１. 東京ガス生産技術部. 正会員. 中野. 正文＊２. 鹿島東京支店. 正会員. 小河. 知之＊３. 鹿島東京支店. 正会員. 社本. 芳明＊３. 1.0m. １．はじめに. 覆土天端（試験時未施工）. DL+14,400. 屋根現地盤. 2.0m. 設式ＬＮＧ地下式貯槽が竣工した。本貯槽の底版は. 1.0m. 2000 年６月に図−１に示す容量 20 万 KL の埋耐水圧強度底版であり、下方からの地下水圧すなわち揚水圧を受ける大型鉄筋コンクリート製円版で. DL +3,500 自然水位 2.2m. 36.0m. ＬＮＧ 49.2m. ある。. DL +4,750. 1.5m. 0.212m+0.15m. 本論文では、この底版の挙動確認のために実施し. DL ‑6,000 水圧試験水位. 連壁側壁. た水圧試験について報告するとともに既往の LNG 0.212m. 地下式貯槽の水圧試験結果と比較して、大型 RC 円底版. ２．底版の概要. 砕石層. 9.8m. 版の挙動についての一考察を述べる。. DL‑55,050 土丹. 底版は、図−２に示すように支点間距離 70.0m、. 揚水圧. 厚さ 9.8m の円版であり、側壁との接合（支承条. 図−１. 件）はピン・スライドである。. LNG 地下式貯槽の構造概要. 底版には、自重・揚水圧・LNG 液重・温度荷重が作用するが最もクリティカルとなるのは空液かつ揚水圧作用時である。この時、底版自重 0.23N/mm2 に対して揚水圧 0.57N/mm2 が作用する。このため、底版上筋には 6 段の太径鉄筋 D51 を、また、せん断補強筋としても D51 を配置している。なお、底版の使用材料等は表−１に示すとおりである。. ３．水圧試験の方法水圧試験では底版下部に揚水圧を作用させるが、屋根上部の覆土施工前に試験を実施した。したがって、Ｒθ配筋部. 貯槽の浮き上がり抵抗を確保するために揚水圧は設計（自然水位）の約 85%を作用させた。水圧載荷の. 35 , 00 0 2 ,4 5 0. 1 90. 4 ,0 50. 9 ,8 00. した。. D51. 9, 61 0. の鉛直変位計測及び底版表面のひび割れ状況を観察. 3 3, 7 90. 6 段‑ D 51 c tc 19 0 5, 75 0. タイムスケジュールは図−３に示すとおり最大揚水圧到達までを５ステップに分け、各ステップ毎に底版. 格子配筋部 3 6, 2 40. D 4 1c tc 1 90. 図−２. 底版の配筋図. （配筋はイメージ図であり鉄筋本数・段数は省略してある）. キーワード：地下タンク，底版，水圧試験，大型 RC 円版，ディープビーム，剛性残存率＊１. 〒230-0055. 神奈川県横浜市鶴見区扇島４−１. TEL044-287-5591. FAX044-287-2180. ＊２. 〒230-0055. 神奈川県横浜市鶴見区扇島４−１. TEL044-266-3522. FAX044-266-3557. ＊３. 〒107-8502. 東京都港区赤坂 6-5-30. TEL03-5561-2158. FAX03-5561-2049.

(2) 土木学会第55回年次学術講演会（平成12年9月）. Ⅵ-146. 表 − １. ４．水圧試験の結果及び考察. 使用材料及び設計に用いる定数. コンクリート設計基準強度 f'ck=24N/mm2. ( 1 ) 底版の鉛直変位分布. E c = 2 5 k N / m m2. ヤング係数鉄筋. 各ステップ毎の鉛直変位分布は図−４に示すようにほぼ２. 材質. SD345 fsy=345N/mm2. 降伏点. 次曲線を描いており、図中右側の変形が若干少ない。また、底版中央部の最大鉛直変位量は 13mm であった。. 0.6. ( 2 ) 揚水圧と底版中央部鉛直変位の関係. STEP5. 0.5. 揚水圧と底版中央部鉛直変位との関係を図−５に示す。揚水ていることが分かる。鉄筋の剛性を評価した換算剛性を用いた解析値と比較すると実測値は揚水圧. 0.4N/mm2. を越えたあた. 揚水圧(N/mm 2). 圧の増加に伴って変位増分が大きくなり底版の剛性が低下し. STEP4. りから若干勾配が小さくなっている。この時の揚水圧がひびわ. 0.4. STEP3'. STEP3. STEP2 0.3 STEP1. 水位保持. 0.2. れ発生荷重とほぼ等しいことから、この荷重を境にひびわれに. 0.1. よる剛性低下の影響が発生しているものと考えられる。剛性低. 0.0. 試験終了. STEP0 0. 下の度合いは約 80%となっている。. 2 4. 6. STEP1'. 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40. 時間(hr). 本貯槽の水圧試験結果（剛性残存率 80%）に対して既往の. 図−３揚水圧の経時変化. 貯槽の試験結果（剛性残存率 50%程度）を比較すると本貯槽 20. 貯槽のスパン・有効高さ比(L/D)を表−２に示すが、これから分かるように本貯槽以外は L/D>8 である。過去に実施した実験から L/D=8 付近がはりとしての挙動とディープビームとしての挙動の分岐点となるといわれており、これが本貯槽の剛性残存率の大きさに影響していると考えられる。 ( 3 ) 底版表面のひびわれ状況. 底版鉛直変位量(mm). の残存率の方が大きい。水圧試験を実施した既往の貯槽及び本. STEP1 STEP2 STEP3 STEP4 STEP5. 15 10 5 0. 最大揚水圧作用時の底版ひび割れ状況を 270°及び 315°. 40. 30. 20. 方向で観察したが、ひび割れの発生は両方向とも中央部で格子状、外周部で放射状と底版の配筋パターンと同様の方向性を示った。. 0.6. 水圧試験により、厚さ 9.8m の大型 RC 円版においても通常の. 0.5. 鉄筋コンクリートとしての挙動を示すことが確認された。ま. 0.4. 表 − ２水圧試験を実施した地下式貯槽のＬ／Ｄタンク名. 貯槽A. 貯槽B. 貯槽C. 荷重として作用するものとして解析. 揚水圧(N/mm2). なることが実大規模で確認された。. 40. ※底版自重を相殺した揚水圧が. ５．まとめ. した結果、L/D=8 付近が、はりとディープビームの境界と. 30. 図−４底版の鉛直変位分布. した。なお、底版の最大ひび割れ幅は中央部で 0.30mm であ. た、過去数件の地下式貯槽の水圧試験の結果と本試験を比較. 10 0 10 20 底版半径方向距離(m). 解析値実測値. 0.3 0.2 0.1. 本貯槽. スパンL(m). 62.40. 65.40. 73.80. 70.00. 部材高さ(m). 7.50. 7.40. 9.80. 9.80. 有効高さD(m). 6.76. 6.80. 9.06. 9.14. L/D. 9.23. 9.62. 8.15. 7.66. 0 0. 2. 4 6 8 10 底版中央変位量(mm). 12. 図−５揚水圧と底版中央変位量の関係. 参考文献１）中野正文ら：14 万 KL ＬＮＧ地下式貯槽底版の水圧試験，1996 年土木学会年次講演会Ⅳ-264 参考文献２）妹島淳生ら：20 万 KL ＬＮＧ地下式貯槽の水圧試験，1996 年土木学会年次講演会Ⅳ-265. 14.

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20 万 KL ＬＮＧ地下式貯槽の水圧試験 鹿島土木設計本部 正会員 深田 敦宏

20 万 KL ＬＮＧ地下式貯槽の水圧試験鹿島土木設計本部正会員深田敦宏