地下式貯槽底版の水圧試験時の変位挙動隆*1

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(1)VI‑369. 土木学会第57回年次学術講演会（平成14年9月）. 地下式貯槽底版の水圧試験時の変位挙動隆*1. 株式会社大林組. 正会員. 株式会社大林組. 正会員. 山下博文*1. 株式会社大林組. ASCE 会員. 嶋田洋一*2. DAEWOO E&C CO.,LTD.. ○斎藤. CHANG-MIN HAN. １．はじめに LNG 地下式貯槽の耐水圧強度底版は、下面から揚水圧を受ける大型鉄筋コンクリート製円版である。本文では、図-1 に示す韓国仁川で建設中の 20 万 KL の貯槽について、底版の止水性能および挙動の確認のために実施した水圧試験で得られた変位計測結果と、簡易算定式や解析等により求めた算定値との比較について報告する。２．解析の概要底版は支点間距離約 70ｍ、厚さ 9.0m の円版であり、側壁とはアンカーにより接合し、支承板を介して接している。このため、これまで底版の水圧試験時の変位に対する評価は側壁との接合部をピンでモデル化した算定値（簡易式やＦＥＭ解析を使用：図-2-①②参照）との比較を行ってきた。ただし、これらの手法では鉛直拘束・回転自由とさ. 図‑1 LNG 地下式貯槽一般構造図. れている支点部付近において、鉛直変位や止水性能上重要となる目地 ①簡易式. 部の相対変位の比較が出来なかった。本文では、側壁下端部をモデル化し、底版端部で側壁による変形拘束を受ける. CL. R=35353 r. FEM 解析（図-2-③参照）を行い、鉛直変位および目地部相. Ｐ:揚水圧. 対変位の計測結果と比較した。. 2 4 é PR 4 ærö ærö ù ω= ê(5 + ν ) − 2(3 + ν )ç ÷ + (1 + ν )ç ÷ ú 64(1 + ν ) × (Eh3 12(1 − ν 2 )) êë è Rø è R ø úû. なお、この FEM 解析 B では、側壁の目地部の形状・間底版−側壁間に接触要素を用いることで底版・側壁の接触. (h : 断面高さ, ν : ﾎﾟｱｿﾝ比). ②FEM 解析 A （構造設計では本モデルを使用） CL. R=35353 R=34475. 1777. ３．水圧試験および計測結果ピン支点. 水圧試験で底版下面に作用させる揚水圧は、屋根を構築し重量がかかる前に試験を実施するため、浮き上がりに対する安全性から設計水圧の 90%を最大とした。揚水圧は以下のステップを設定し、ステップ毎に底版の鉛直変位及び相対変位を計測した。揚水圧の経時変化図を図-3 に示す。. No-Tension バネ. 5000. 4000. による拘束を表現した。. 9000. 隔を出来るだけ正確に設定できるような範囲をモデル化し、. Ｐ:揚水圧. ③FEM 解析 B CL. 鉛直変位測量 (r=0m,20m,33m). 相対変位測定(水平). R=34475. 1777 3150. ステップ１：0.22 N/mm （底版自重相当) PC ｱﾝｶｰ (2 列). ステップ３：0.49 N/mm2 （設計水圧 90%相当) 鉛直変位および相対変位の計器による測定および原位置での測量は図-2-③に示す位置で行った。. Ｐ:揚水圧相対変位測定(鉛直). 図‑２変位の算定方法及び変位測定位置. キーワード：底版，水圧試験，拘束条件連絡先. No-Tension バネ鉛直変位測定(自動計測器). *1 ：〒108-8502 東京都港区港南 2-15-2 品川ｲﾝﾀｰｼﾃｨ TEL.03-5769-1325 *2 ： Dong Chun-Dong Yeon Soo-Ku, Inchon Korea TEL.82-32-819-0162 ‑737‑. 4000 5000. 接触要素 (t=2mm). ステップ２：0.35 N/mm2 （ステップ１，３の中間値). 9000. 2.

(2) VI‑369. 土木学会第57回年次学術講演会（平成14年9月）. ４．計測値と算定値の比較. 0.5. （１）鉛直変位. 0.4. STEP 3. STEP 2. 揚水圧（N/mm2）. 作用水圧と底版中央下に設置した鉛直変位計の計測値の関. 0.3. 係を図-4 に示す。この図より、底版は変位が生じ始めてからひ. STEP 1. 0.2. び割れ荷重までは全断面有効による弾性挙動を示し、その後水. 0.1. 圧の増加に伴い剛性が低下し始め、除荷時の残存剛性（0.8EI. 0.0. 程度）まで低下することが判る。. 0. 20. 40. 60. 80. 100 時間(Hr). 底版上面のステップ１からの変位について、測量結果と３手. 図‑3 揚水圧の経時変化. 法の算定値を図-5 及び表-1（ステップ３のみ）に示す。いずれ 0.6. の手法においてもステップ３では、図-４の低減剛性 0.8EI を使用することにより比較的精度良く測量値と整合する。しかし、揚水圧(N/mm2). 端部においては、簡易式や FEM 解析 A の結果では整合性が劣り、FEM 解析 B が最も測量値に近い値となる。一方、ステップ２の算定値は、図-4 の加圧時の測定値及び. 0.5. STEP 3. 0.4. STEP 2 0.3. STEP 1. 0.2. 図-5 の測量値とは一致しないが、図-4 の除圧時の測定値と同. 0.1. 等になる。これは加圧時前半は底版下バネの影響を大きく受け. 0. 簡易式で0.8ＥＩとした場合の傾き. ひび割れ荷重 0.35N/mm2 （簡易式で算定） 0. ているからと考えられ、加圧時の変位の算定には地盤バネの設定を詳細に行うことが必要となると思われる。. 簡易式でＥＩとした場合の傾き. 5. 10. 15. 20. 25 鉛直変位 (mm). 30. 図‑4 揚水圧−中央下面鉛直変位 30. （２）相対変位 FEM 解析 B の解析結果の比較を示す。いずれのステップにおいても、両方向相対変位の解析値と計測結果がほぼ一致した。揚水圧の増加に伴い、側壁による底版端部の拘束の影. 測量値. 算定値は全て0.8EIで算定. 簡易式. STEP3 底版鉛直変位 (mm). 表-2 に半径方向・鉛直方向相対変位の計測結果および. FEM解析A. 20. FEM解析B. 算定値は全てEIで算定. 10. 響が大きくなると予想されるが、FEM 解析 B において底版・側壁間に用いた接触要素が、回転変形を適切に拘. STEP2. 束したことで実際の挙動を再現できたものと考える。. 0 0. ５．まとめ. 10. 20. *) 測量値・算定値ともSTEP1を0とする。. １）直径 70m，厚さ 9m の底版の揚水圧載荷時においても、. 30. 40. 底版半径方向距離(m). 図‑5 底版鉛直変位量の比較. 円版構造物としての一般的な挙動を示し、簡易式や FEM 解析で変位量を推測できる。ただし、ひび割れの発生による剛. 表‑1 ステップ３での鉛直変位量の比較. 性低下の評価は重要となる。２）底版の鉛直変位量については、側壁下端をモデル化した FEM 解析を行った場合、端部の回転変形を考慮することにより中央部から端部までの全体的な変位を精度良く算定出来る。. 測量結果簡易式 FEM解析A FEM解析B. R=0m 22.5 22.7 22.9 22.5. R=20m 15.0 14.3 15.1 15.2. R=33m 4.5 2.3 2.9 4.2 単位：（ｍｍ）. ３）底版の端部の目地部の相対変位については、底版-側壁間を適切にモデル化した場合、別途側壁の FEM 解析を行わなくて. 表‑2 相対変位量の比較半径方向鉛直方向も水圧試験時の指標値を簡易的に算出することが可能である。計測結果 FEM解析B 計測結果 FEM解析B ４）今後の課題として、底版コンクリート打設時に圧縮状態とステップ１ 0.00 0.03 0.18 0.02 なる底版下面の地盤バネの評価が挙げられる。このバネ値の設ステップ２ 0.24 0.50 0.30 0.29 定を正しく行うことで、水圧が低い時点からの変位挙動がよりステップ３ 0.67 0.58 0.59 0.58 単位：（ｍｍ）精度良く再現出来ると考える。 ‑738‑.

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地下式貯槽底版の水圧試験時の変位挙動 隆*1

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