水門扉の大型化と高圧化に関する研究

(1)

水門扉の大型化と高圧化に関する研究

著者寺田溥

学位授与大学東洋大学

取得学位博士

学位の分野工学

報告番号乙第99号

学位授与年月日 1997‑03‑10

URL http://id.nii.ac.jp/1060/00004053/

Creative Commons : 表示 ‑ 非営利 ‑ 改変禁止 http://creativecommons.org/licenses/by‑nc‑nd/3.0/deed.ja

(2)

なる場合はアンカーボルトの問題が残る。

③最終強度をアンカーボルトで確保する方法

図4.2‑9 はこの方法の説明図である。1 次コンクリートの滑り断面を仮定し、この面の摩擦力を無視して、アンカーボルトの引張り力で滑りを止める方法である。設計作業は次のステップで進められる。

( )図Q に示す滑り面で剪断破壊が発生したと考え、滑りを止めるアンカー荷重T ／b を、滑り面の摩擦力を無視して、次の式で算出する。滑り面の傾斜は45 度であるから、アンカー荷重は戸当たり荷重に等しくなる。 bは式(6) と同じ定義である。

T ／b ＝P ／b ‥ ‥(9)

次コ

一戈コンマ

(2) 算出された荷重に対してアンカボルトの断面と本数図4.2 −9 を決める。

大型の高圧ゲートの様に荷重が大きく、同時に、戸当たりの寸法が小さくて、コンクリートに対する荷重密度が著しく高い場合に適用される方法で、国外向けのゲートに多かった。

傾斜面が45 度である意味は①と同じである。一次コンクリートと二次コンクリートは完全に分離しているものと考える。最も重厚な補強方法である。しかし、この方法を能力向上と言う長期的視点から見直した場合、重厚なアンカーボルトが本質的な制約となり。叉、

前提としている破壊モードが実際と異なる矛盾点を持っている。

分析結果のまとめ

表4.2‑1 は分析結果のまとめである。評価は負荷能力の向上を課題とした長期的祝点からのものであり。実用面の評価ではない。破壊モードは設計方法における前提と実際が一致していないものがX 印であり、これは応力的に最も過酷な部分が強度評価の対象から外されていること及び使用されている補強材が強度保証の役割を100 ％果たしていないと言うことである。表中の作業性はアンカボルトの作業性の悪さを示している。問題は4.2‑

14

(3)

戸溝内ゲートと箱抜き工法にある。

略称(

破壊現象) 分類

￢

適i 場所

｜

荷重i

則補舛

剪断応力度法j

（応力超過）i 簡便法

｜

戸溝内‑

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（マクロクラック）簡便法戸溝内大

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評

価

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破壊モード X X X X

作業性 X X X

（3 ）新設計方法

表4.2 −1 まとめ

前項において設計方法の分析を行い、長期的視野から、（a ）破m モードの仮定と現実の不一致、及び、（b ）アンカーボルトの作業性の二つが共通の問題点として明確になった。4.2.

工に於いて、（イ）一次コン・二次コン接着面の強度評価の明確化。及び、（ロ）ゲート設計者と土木設計者の意志疎通の必要性につき言及した。これらの問題点の解決と課題の実現を通して負荷能力向上への道が開かれるとの考え方から設計方法を改善する次の案を作成した。

基本思想

（1 ）荷重は総て一次コンで支持する。二次コンは単なる圧縮材と考える。

（2) 一次コン及び二次コン内に生じる引張り応力分布に従って、鉄筋を配とする。

配筋法

図4 . 2‑10 は配筋法の説明[図である。

(1) 一次コン内部に生じる引張り応力分布に従って鉄筋a 、b 、c の記筋を行う。(2) 二次コン内部に生じる引張り応力分布に従って鉄筋d の記筋を行う。

4.2‑ 15

(4)

（3 ）一次コンと二次コンの境界面は、クラックが入っても完全な分離が妨げる程度の、差し筋e を配置する。

尚。鉄筋d は、実験の結果。不要との結論に達した。

図4.2 −1 工は戸溝内に納められた想定実機に上記の配筋法を適用した結果である。

想定実機は従来になかった超大型河川ゲート

であり、ローラ荷重は700トンである。コンクリ ^図4 ^{2 −10}

一ト構造の設計荷重は戸当たり金物のベアリング圧力であり.Andree 式により計算した最大圧力K ＝25.2Kg/cn2を用いた。これはコンクリートの高さ方向当たり126トン／m の荷重に相当する。実験条件で用いる設計荷重は、ベアリング圧力ではなく、後者の値に対応するものと解釈すべきである。尚、アンカーボルトが用いられていないことが一つの特徴であるが、戸当たりフレームの据え付け、調整及び2 次コンの打設などのために限られた数のアンカーボルトが必要になる場合がある。

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図4 . 2 −11 想定実機の配筋図4.2‑

16

(5)

4.2.3 実験による検証

新しい設計方法を想定実機に適用した結果（[114 . 2 −11 ）について模型実験を行い、

設計方法の妥当性を検証する。

4 。2.3. 工模型実験

（1 ）直接目的

実験の直接目的は次の2 点てある。

（1 ）設計荷重作用時の応力分布につき実験値を計算値と比較する。

（2 ）マイクロ及びマクロクラックの発生荷重、発生位置、及び、進展方向を調査する。

（2 ）境界条件

一般的な堰柱形状を図4.2 −2 に示したが、戸当たりフレームからの荷重は最終的に河床々版を経て基礎地盤に吸収されて行くの

であるから、堰柱内の応力の流れは、横断面内の流れと同時に、全体の曲げや剪断による高さ方向の流れも存在する。従って、堰柱全体の強度を考える場合は、3 次元的な取扱いが必要であるが、強度検討の対象が戸当たり

水.心ト

｀こ二r 、

図4 . 2 −12

周辺の局部的範囲であるので、高さ方向の応力の流れを無視して、問題を2 次元的に扱つでも大きな影響は無いと判断し、実験模型は図4.2 − エ3 に示す2 次元模型とした。図4

. 2 −12 に示す様な水平輪切り片から切り出した部分模型であるが、b ／B は維持されている。荷重はB 辺から圧縮力wu 、b 辺から引張り力WL を加え、戸当たり而で支持する。部分模型により実機の現象を把握する為には応力の流れが実際に近いものである必要があるが、最も重要な点は図1 3 に示すコーナ部に於ける主応力の方向a であるっ模型のa

が想定実機のa と等しいことが望ましい。これは模型のwu とWL の比率を適切に送択することで実現できる。模型について種々の比率に対して二次限解析によりa を求め、想定実機の3 次元解析結果と比較して、W じ／WL ≒8 と決定した。この時のa ―邨o である。

尚、従来の3 次元解析の結果はa ＝屈〜50'^の範L川にある。IS図. 2 −1 ／は2 次元及び4.2‑

卜

(6)

3 次元解析の結果を対比して示している。

図4 . 2 −13

（3 ）模型

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［種類、縮尺率、個数］ ;'

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想定実機の寸法は図4 。2

− エ1 に示したが、堰柱巾が4 m 、戸溝巾がlm である。これに対し模型の縮尺率は応力計測とマイクロクラックの把握を目的とした弾性試験用が3/10

、マクロクラックの観察を目的とした破壊試験用が3/20 である。弾性

試験用模型は工次コンと去／ . 9 −9

図4 . 2 −14

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鉄筋のみ、及び、2 次コン及び金物込みの計2 種類、破壊試験は1 次コンと鉄筋のみ、2 次コンと金物込み、及び、一次コンのみ( 妖筋）の計3 種類である。表乱 2 −2 はこれ4.2‑

18

(7)

らの一覧表で、模型記号を示している。各種類につき2 個宛、計10 体の模型を用意したが、

破壊モードが従来の設計方法では考えていなかったコーナから堰柱中心に向かうクラックであったので、模型b を2 個追加して荷重比率を変えた実験を行い、このモードが戸溝内ゲートに常に現れることを確認した。追加模型は記号d で表す。

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［相似率］丿

コンクリートはセメント、骨材、砂等からなる複合材料であって、相似組織とすることは困難であるので、想定実機と同じものを用いた。鉄筋記置はコンクリート打設時の流動性を維持する為に間隔は実機と同一とし、断面積は市販材料の組み合わせで得られる範囲で模型の縮尺比に近づけた。図4

. 2 −15 は各模型の配筋図である。表4.2

−3 は想定実機と模型諸元を対照して示している。歪量の相似性は荷重の大きさで実現した。模型は横断面だけが規定の比率に縮尺されているので。実機と模型の長さ方向の単位巾を取り出して、両者の歪をを比較する。実機及び模型の単位巾当たりの荷重をwp 及びwn としその比率（荷重強度比）をG = w p÷w □とする。実機と模型の歪1: ( ￡ pとtn ）は、G を用いて、

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図4

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次の関係で表される。E p = E 口であるから、竺と □a

・?iiii t デル

ことが判る。

G Ep

￡ □ 二￡P

表4 . 2 −3

‥ ‥ ∩O ）

n E n

但し、Ep 、En ：大機と座型のヤング率 4.2‑ 回

(8)

n : 縮尺率（＝実機寸法／模型寸法）

[ 製作]

各模型の製作に使用したコンクリートは設計基準強度210Kg/cn2 で、配合は表4.2‑4 に示した。鉄筋はSD30 、戸当たり金物はSS41 を用いた。ゴング

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表4.2 −4

リート打設は戸外で行い、濡れむしろにて養生を行った。尚、鉄筋及び戸当たり金物に張り付けた歪ゲージはハマタイトにより防水加工を施した。図4 . 2 −工6 は型枠準備及び

L㎡Q シニ・・・≪

型枠準備配筋・配線状況

［耳万に 2 − 上G

配筋・配線状況を示す。表号。2 −5 はコンクリートの強度試験結果てある。これらの試験は模型と同一条件で莞生を行った円柱試験体（パ00 × 200nn）により実施したものである。弾性試験模型（試験時1 次コン材令銘〜70 日）のぶ力計算における材料常数は、同表に示される10/5打設コンクリ‑ トの試験結果から算出した、ヤング率＝2.35x 10''Kg/cト、ポアソン比＝0.193 を採川しか。叉、長刻におたるコンクリート実験においては材令により強度が増加して材料常数が変化するので、模型閥の相互比較を行う際にはこの変化に対す

る加正を行う心ヽ要があるが、この方法は複雑である。図4 . 2‑17 は材令による強度上昇の様子を示しているが、図からわかる様に、破壊試験実施期閥はレ欠コン材令で㈲〜回2

。

日であり、この開の強度の上昇量は5 仁限度であるので、実験結果を強度変化に対して‑i.

1‑ 20

(9)

補正することを省略した。

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表4.2 −5

（4 ）実験方法

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一

一一

一

図4 . 2

(J￨丿M1 7

[ 負荷方法]

図4 . 2 −18 は負荷要領を示す。上部圧縮荷重は200トン油圧ジャッキにより、下部引張り荷重は10トン油圧ジャッキ2 本により負荷した。ジャッキは全て同一ポンプから分岐させた。

模型の据え付けに際しては。模型と支承の片当たりをなくするため、テストヒースのキャ

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図4 . 2 −18

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4.2‑ 21

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図4 . 2 −19

(10)

ツピングの要領で、ボンドを流し込んだ。図4 . 2 −エ9 は弾性試験及び破壊試験時の上部圧縮荷重wu と下部引張り荷重WL の実測値を示す。図中にWL ÷WU ＝0.117の直線も記入したが、目標荷重比がほぼ実現されていることがわかる。

[ 計測方法]

表4.2 −6 は各模型の歪計測点数及び使用ゲージのタイプを示す。歪計測は1 次コンコーナ付近の密度を高めた。鉄筋、

戸当たりフレーム及びコンクリートの表面には電気抵抗線歪計をはりっけ、コンクリート内部には埋め込み式の歪ゲージを設置して、歪計測を行った。コンクリートに生じるクラックの進展状況は倍率20

倍の顕微鏡により観察した。変位計測には電気抵抗式変位計を用いた。

[ 実験状況]

図4 ．2 −20

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表4.2 −6

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×1 ＝201 り X3 = 573

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×3 ＝2434 X 1 ＝3420

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4.2‑ 22

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97

32

(11)

図4. 2 −2 0 〜24 は実験状況を示し、20 は弾性試験（B ）、2 1 は破壊試験（a ）2 2 はa の分離破壊、2 3 はa の圧縮破壊。2 4 は（c ）の分離破壊を示す。

図4 . 2 −22

図4 . 2 −24

図4 . 2 −23

4.2‑ 23

(12)

4 。2.3.2 実験結果

実験結果の説明では負荷の大きさを、荷重の大きさでなく、設計荷重との比率P ＝W ÷Wd

（W ＝WU 十WL 、Wd は設計荷重）で表す。従って、p ＝1 が設計荷垂に相当する。叉マイクロクラックとはコンクリート面の肉眼で見えない亀裂、マクロクラック／クラックとは肉眼で見える亀裂を示す。

（i ）応力分布及びマイクロクラック（弾性試験）

図4 . 2 −25 は模型A 及びB による弾性試験の実測値（歪）であり、図4 . 2 −26 は図2 5 の設計荷重（P ＝1 ）における値を応力に換算して、FEM 解析値と対比して示している。計算値は実測値に対レ局部的にずれてはいるか、全体的には良い一致を示している。ずれの要因としては、模型A では（1 ）鉄筋の交差点が実験模型ではお互いの変形を妨げない状態であるのに対し、計算模型では剛結であること、及び、（2 ）実験模型ではP

＜1 でコーナ部（1 次コン）にマイクロクラックが発生していることが挙げられる。模型B では、更に、(3 ）p ＝0.3 程度から1 次コンと2 次コンの剥離が始まっていることが挙げられる。次に模型A 及びB のマイクロクラックについて見る。両者のマイクロクラック性状はP ＜1 では全く同一である。図2 5 で模型A のp = 1 におけるコーナ部の鉄筋T

−2 の歪が50 μ程度を示していることから、この時点ではマイクロクラックは鉄筋迄達しておらず、コーナ近傍に限られていることがわかる。続いて模型B の1 次コンと9 次コンの剥離について見ると、図2 5 の鉄筋T −1 及びT −14 の歪が線形性を維持していることから、まだ完全剥離には達していないことがわかる。更に、1 次コンと2 次コンの接着面が荷重伝達にどの程度寄与しているかに注目して、両模型における1 次コンの荷重点直下の歪を比較する。2 次コンを持つ模型B におけるM −4 歪のX 及びy 方向の値は2 次コンのない模型A のM ‑ 3 歪の約半分であることから、p ＝1 の時点で接着面の付着力と差し筋のmm で全体の半分程度の荷重が受け波されていることが分かる。

4.2‑ 24

(13)

W

P ＝2

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W

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p とo

モデルA‑11 ii'〜i 斌a で鉄筋）

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(14)

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(15)

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図4 . 2‑26 応力分布（P ＝1 ）

(16)

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（2 ／2 模型b ） 2 7 破壊試験歪計測値

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(18)

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図4 . 2−27 破壊試験歪計測値（3 ／3 模型c ）4.2‑

30

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(19)

（2 ）マクロクラック（破壊試験）

図4. 2 −27 は模型a 〜c による破壊試験における歪実測値である。図4 . 2 −28 は同じ試験におけるマクロクラックで、発生と進展状況をP の値で示している。この図には模型d も示されているが、これは、4.2.3

. 工で述べた様に、破壊モードのだめ押し的確認の為に追加した試験体であって、実験条件が異なる。従って、比較は模型a 〜c に限定して行う。2 次コンの無い模型a 及びc では低いP イ直で工次コンコーナにマイクロクラックが発生し、2 次コンのある模型b では P ＝3 程度で1 次コンと2 次コンの完全剥離が確認されたが、これ等は弾性試験に於ける模型A のマイクロクラック及び模型B の1 ・2

次コン剥離について観察された結果と全く整合している。各模型とも1 次コンコーナにお

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図4 . 2−28

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160

けるマクロクラックの発生荷重はP ＝7 程度である。マイクロクラックの発生からマクロクラックの発生の間に大きな荷重差があるのは。コンクリートの塑性によりマイクロクラックの先端で応力緩和が生じ。結果として、荷重の再配分が起こった為と考えられる。各モデル間で発生荷重に差がなかったが、模型a 及c の一致は鉄筋がクラック発生後に始めて有効に働くと言う鉄筋コンクリートの一般的傾向を示したものであり、模型a 及びb の一致は1 次コンと2 次コンの完全剥離を示すものと解釈される。荷重がP ＝7 を越えた後のクラックの進展状況は模型a 〜c の聞で全く異なる。無筋の模型c は、クラック発生後、

荷重の増加なしに左右コーナのクラックが貧通して破断し、1 次コンが鉄筋で補強された模型a では荷重がp ＝11イ寸近で左右コーナのクラックが賃通し、P ＝12 付近で鉄筋が降伏点に達しその後P =15 付近で支持点（＝戸当たり荷重点）からクラックが入って破壊した。クラックはほぼ垂直に走っていて、圧縮試験片で見られる分離破壌の様相を示している。クラックが上端部で側面に逃げているが、これは上端面の負荷治具による拘束の影響4.2

一肌

(20)

と考えられる。二次コンと戸当たり金物を持った模型b ではP ＝13程度で下部引張り域でクラックが貫通し、更に、P ＝16付近で2 次コンの高さでクラックが貫通したが、工次コンコーナのクラックはP ＝17付近でもまだ貫通しなかった。模型b がa と相違している点はコーナクラックの進展が遅くて貫通しないこと及び1 次コンに垂直方向のクラックが発生しないことであるが、これらの差の要因は主として差し筋の存在であると考えられる。

この点を図2 7 の歪実測値で確認する為に、模型a とb のa. ―ナ部鉄筋及び荷重直下の1 次コンを比較する。模型a のT −2 及びM −2 と模型b のT −1 及びM −3 がこれ等に該当していて、P ＝4〜8の範囲で比較すると、後者は前者の約70〜80％の値を示している。

従って差し筋を通して伝達されている荷重は全体の20〜30 ％程度と考えられる。

以上で模型a 〜c の1 次コンに発生した様々なクラックについて述べたが、この中でコーナ部のクラックが重要である。4.2.2 で述べた従来の設計方法では考えていなかった破壊モードであり、叉、全模型に一律に現れている。図4 . 2 −29 はこの付近のクラックの方向と主応力（引張り）の方向を示したもので、模型に発生したクラックは引張り応力による分離破壊であることを示している表4.2 −7 は模型の下部引張り荷重と上部

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図4 . 2 −29

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5.0 40.） 1：4 24.5 29.5 ‑13.5 40.2□.2 5).2 0.0 〔)05 0: 1 28.9 34.0 ‑15.5 46.3 14.6 51.5 表4. 2 − 7 WL ／WU 値による主応力の大きさと方向の変化4.2‑

32

(21)

圧縮荷重の比率（WL ／WU ）の種々な値に対してa. ―ナ部の主応力とその方向をFE^ 解析で算出した結果である。その意図は、図1 2 に示した様な、堰柱の横断面形状がコ

■

ナクラックに与える影響を推定することにある。コーナクラックはコ ― ナ部の主応力により発生したことを今示したが。横断面形状の要素で主応力の方向と大きさに大きな影響を与えるのは1 l／l 及び1 3 ／ 1 であり、その影響はWL ／WU の値に集約される。1 l ／ 1 ＝0

がコ、− ナクラックの発生し難い限界条件であり．WL ／WU ＝O がこの条件に対応する。表7 に示される主応力a 1 とその方向a は、WL ／ wu ＝O の場合と実験条件に近いWL ／WU ＝1/8

で、大きな差が無いので、実験で起こったクラックはこの条件でも発生する可能性が高

い。コー

学的に重大な発見であるので、これを実験で確認する必要がある。模型b と全く同じ模型を製作し。限界条件で試験した結果が図2 8 に示した模型d である。クラックの発生と進展状況は本質的に変化が無かった。尚。今述べた逆の限界条件はWU ＝O であり、これは長い水路の下流端にある戸溝にゲートが設置された場合に相当する。

二次コン内のクラックは、図2 8 に示される様 A

に、模型b ではP ＝16 付近で発生したが、模型d

ではこの荷重でも発生しなかった。図4. 2‑

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は2 次コンを単なる圧縮部材と見なして解析 …

……

した応力分布を示す。設計法では2 次コンの役割レ丿……… はU

この条件での引張り応力は実験時に2 次コンに生

．・ Bく

一引張応力

C

じた応力より造かに小さいことも考えれば鉄筋d l は不要であるとの結論に達する。鉄筋d が密に入図4 . 2 −30

るとコンクリート打設の作業性が低下するものと考えられ、これを省くことは品質の而から望ましい。

（3 ）破壊の進展

各模型に対して得られた破壊に関する情報はかなり断片的であるので、それぞれの欠けている所を補い合い、破壊の進展について全体像を描く必要がある。1 次コンクリートが4.2‑

33

(22)

最終状態に達する迄に現れるふし目の現象は2 次コン境界面の剥離開始と完全剥離、コーナ部マイクロクラックの発生と鉄筋到達、コーナ部マクロクラックの発生と貫通、1 次コン歪の非線形領域への到達、引張り部マクロクラックの貫通、鉄筋の降伏、圧縮破壊であった。表4.2 −8 のl はふし目現象を縦軸として各模型の荷重値（P ）の関係を示している。斜線は該当しない現象であり、斜体文字は模型間の関係から補った荷重値である。

試験模型

記号

弾性試験 B A

破壊試験

b

^a ^C

形式

鉄筋有筋有筋無筋

二次コン有り _ノil^但_ゝ^し 1_{｜ ¨｀}^毎_｀^し 1

発生時の

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〃．昌コーナ部マイクロクラックが発生 ^f 「1

く1 ^く1

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④ 2 次コン境界線が完全剥離 3 ^.///'丿

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⑤ コーナ部マクロクラックが発生 7 7 7

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二1 ( 接着面と差し筋) 4〜8 （接着面剥離後）

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‑ 20 〜30

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表4.2 −8 破壊の進展

○以降のふし目現象には鉄筋の効果及び2 次コンクリートと差し筋の強度的貢献の影響が現れている。同表のH は各模型の限界荷亜を示している。機能上の限界はコーナクラック発生とコンタツ‑ ト歪の非線形領域到達のうち、小さい方、強度上の限界はクラック貫通と定義した。c; とA ・a の差は鉄筋の効果であり、B ・b とA ・ a の差は2 次コンと差し筋の効果である。工はこの差をサ;tfートする資料で、2 次コン境界面の荷重伝達率（％）4.2‑

34

(23)

である。この表で最も注目すべき点は1 次コンクリートの3 ヵ所にクラックが発生してい

（4 ）設計方法の検証

新しい設計方法についての構造的・強度的面の妥当性については表4.2 −8 が総てを説明している。即ち。

（1 ）工次コンクリートの配筋は破壊モードと完全に対応している。図10 に示される鉄筋a は⑤コーナクラックと、鉄筋b は⑧引張り部クラックと、鉄筋c は⑩圧縮破壊と対応しており、最大の問題点であった想定破壊モードと実際のモードが完全に一致している。鉄筋a ．b ．c はコンクリートの引っ張り応力分布に従って配置されるので、

応力が小さい方向は省かれる。実験結果は鉄筋の必要性がa 、b 、c の順に少なくなることを示している。

（2 ）鉄筋補強された1 次コンは、計算応力が全体的に実測応力に近い値を示し、マイクロクラックが発生しても、設計荷重以下で、鉄筋に達することは無くに））。機能上の限界荷重は設計荷重の約フ倍であり、強度上の限界荷重は約i 1 倍であって、十分な強度的余裕を持って荷重を支えることができる。

(3) I 次コンの接触面は完全に剥離はしているものの（ ⑤）、工次コンからの完全分離は鉄筋e が阻止している。その結果は1 次コンの負荷能力の増加にも貢献していて。強度上の限界荷重は設計荷重の1 3 倍に増加している。尚、現場における差し筋は、ローラ荷重以外に、扉体の温度変化による伸縮に抵抗する力も作用するので、設計段階での吟味はこの点も含めて行う必要がある。

（4 ）2 次コンは圧縮材として十分な強度を示した。実験では鉄筋d を用いたが、これは不要であるとの結論に達した。但し、2 次コンの形状と戸当たりフレームの位置にっいては、2 次コンの転倒と大きな引張り応力の発生を回避する配慮が必要である。

（5 ）想定実機は超大型ゲートであり、戸当たり部の大きな荷重に対する設計内容の安全性が証明されたが、設計法の合理性が一般的に裏付けられたことにより、この方法が、

より大型で高圧のゲートに対しても、そのまま延長して、適用できる可能性が開けた。

4.2‑ 35

(24)

その他の問題点について述べると、設計方法はアンカーボルトの作業性の悪さから解放されており、1 次コンと2 次コン接着面の設計的強度評価は曖昧さが無く。全体の設計思想が明確であって、ゲート設計者と土木設計者の作業分担についての曖昧さが入り込む余地がない。

模型実験は左右対照の荷重条件で行われたが、これは堰柱の左右に配置されたゲートが同じ荷重条件にある場合に相当する。片方が全閉状態で他の側か全開状態にある場合は歪分布に若干の影響があると考える必要があるが、問題は局部的な強度であり、反対側の荷重点から検討対象部分迄の距離は検討側の荷重点からの距離に比較して数倍以上ある筈であり、その影響は著しく薄められるものと考えられる。叉。工次コンコーナに現れたマイクロクラックについては、発生と鉄筋への到達時期のみを観察の対象とし、その巾に付いてはデータを収集しなかった。巾はコンクリート補強材の腐蝕現象と密接に関係がある。

その量は荷重の大きさと設計内容により異なり、叉、長期荷重によるクリープと荷重の繰り返しにより成長する性格のものである。従って、この量を予測し、設計段階で適切に規制処置を講じる必要がある。この問題について次項で詳しく論じる。

この設計方法が設計現場で活用される条件の一つとして、1 次コンクリート内の応力が簡単に得られる図表を作成する必要があるが、これは今後の課題である。

4.2‑ 36

(25)

4 。2. 4 マイクロクラックの巾

前項において新しい設計法の妥当性が証明され、この方法がより大型で高圧のゲートにも適用できる可能性が開かれた。しかし、1 次コンコーナに現れたマイクロクラックについては、その発生と鉄筋への到達時期のみを観察対象とし、巾に付いては何等言及しなかった。クラック巾はコンクリート補強材の腐蝕現象と密接な関係がある。その量は荷重の大きさと設計内容により異なり、叉、長期荷重によるクリープと負荷の繰り返しにより成長する性格のものである。本項においては、マイクロクラック巾の予測方法と許容値につき論じ、予測方法を確立する為に残された課題を明らかにする。

4 。2.4.1 予測方法

マイクロクラックには圧縮性亀裂と引張り破壊があることは既に述べたが、対象としているものは1 次コンコーナの引張り応力に起因するものであるので、ここでの論述は引張り破壊に限定するものとし、これを引張り亀裂と呼ぶ。鉄筋コンクリートの引張り亀裂については曲げ部材に関して多くの研究が行われている。曲げ部材に荷重が作用し、鉄筋と周囲のコンクリートの歪が適合していない状態が発生すると、600Kg ／ciト以下の鉄筋応力でコンクリートに引張り亀裂が発生する可能性かある（。短期荷重による亀裂巾の予測法について多くの報告がなされており 2、長期荷重によるクリープ及び繰り返し荷重が亀裂巾と数に与える影響に関する研究もあるO 。戸当たりコンクリートのコーナ亀裂巾の研究の出発点として、これらの内の代表例につき情報を整理する。

け）計算式

（1 ）Kaar and 馳じtock の算式¨

高張力鋼により補強された鉄筋コンクリート裂の梁に対する亀裂ll] w

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0 r I こ'z:':兄てゐミ・、37

水門扉の大型化と高圧化に関する研究