3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
研究予算:運営費交付金(一般勘定)
研究期間:平 23~平 27
担当チーム:水工構造物チーム
研究担当者:榎村康史、金銅将史、小堀俊秀
【要旨】
ダム事業において、経済性や環境配慮の着目点から、現場で得られる材料を有効利用し、簡易な設備を用いて
製造される CSG(Cemented Sand and Gravel)を堤体材料とする台形 CSG ダムの本格的導入が開始されている。
一方、大規模地震による耐震性能に対する社会的関心の高まりを受け、ダムにおいても想定される最大級の地震
動を考慮し、その損傷過程まで考慮する耐震性能照査 1)の試行が始まっている。台形 CSG ダムの断面設計方法
はすでに確立しているが、新型式のダムであるため、耐震性能照査上想定すべき損傷形態やそれを規定する CSG
の物性は必ずしも明らかでなく、これらを解明した上で、合理的な耐震性能照査法を確立する必要がある。
このため、今年度は大規模地震による地震動が作用した場合の台形 CSG ダムの挙動について、CSG の強度特
性から想定される引張破壊に加え、せん断破壊など組合せ応力による損傷の可能性についても地震応答解析によ
る検討を行い、最も想定すべき損傷形態は CSG とコンクリートの境界部などへの応力集中による引張破壊によ
る損傷であることを示した。また、大規模地震時による台形 CSG ダムへの影響を地震応答解析により推定する
上で最も重要と考えられる CSG の引張強度や引張軟化特性について、地震時の挙動を考慮した繰返し及び動的
(急速)載荷を含む引張強度試験や破壊エネルギー試験により検討し、CSG の引張強度や破壊エネルギーは載荷
速度の増加に伴い大きくなるが、引張強度の増加は事前の応力履歴の影響を受けることなどを示した。さらに、
これら現時点までの知見を踏まえ、台形 CSG ダムの耐震性能照査における大規模地震時の挙動の推定方法につ
いて、素案となる基本的な考え方について検討した。
なお、実験的検討における急速載荷での引張強度試験は、防衛大学校の協力を得て実施した。
キーワード:台形 CSG ダム、耐震性能照査、地震応答解析、引張強度、破壊エネルギー、急速載荷試験
体材料(CSG)の物性を明らかにするための実験的検討を
1.はじめに
台形CSG ダムは、
堤体内に大きな応力が発生しにくく、
行っている。
今年度は、以下の検討を行った.
特に地震時に発生する引張応力を大幅に低減できる台形
ダムの設計手法と、現地で得られる材料を基本的に分級・
① 台形 CSG ダムの損傷形態に関する解析的検討
粒度調整することなく、簡易な施工設備でセメント・水を
昨年度までの検討により、大規模地震時の台形 CSG ダ
混合して得られた一定のばらつきを有する材料(CSG)を
ムの挙動を推定する上では、CSG はその圧縮強度に比べ
堤体材料とする CSG 工法を組み合わせることにより、設
引張強度が小さいという特性上、コンクリートダム同様、
計・施工の合理化を同時に達成しようとする新型式のダム
引張破壊による損傷を想定すべきことがわかっている.し
2)である。一方、大規模地震による耐震性能に対する社会
かし、台形 CSG ダムはその堤体断面形状や内部構造が一
的関心の高まりを受け、ダムにおいても大規模地震に対す
般的な重力式コンクリートダムなどと異なる.このため、
る耐震性能照査の試行が始まっている。新型式のダムであ
せん断破壊など組合せ応力による堤体内内の損傷の可能
る台形CSG ダムについても大規模地震時に想定される損
性についても検討しておく必要があると考えられる.そこ
傷形態やそれを規定するCSG の物性を明らかにするとと
で、今年度は、地震応答解析により、せん断破壊を含む組
もに、これらを踏まえた合理的な耐震性能照査法を確立す
合せ応力による損傷の可能性についても検討した。
る必要がある。
② CSG の動的引張強度特性などに関する実験的検討
このため、本研究では、大規模地震時における台形 CSG
大規模地震時における台形 CSG ダムの損傷の有無や
ダムの挙動や想定すべき損傷形態について、地震応答解析
損傷過程を地震応答解析により推定する上では、CSG
による検討を行うとともに、同解析において想定すべき堤
の引張強度や引張軟化特性を明らかにすることが必要
-1-
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
となる.このため、昨年度までに地震時の載荷速度を想
ートとの境界部に引張応力が集中することや、圧縮強度に
定した急速載荷条件での引張強度試験や破壊エネルギ
対し引張強度が弱いという CSG の材料特性から、重力式
ー試験を行い、CSG の引張強度や破壊エネルギーは載
コンクリートダムと同様に引張破壊による損傷が考えら
荷速度の増加に伴って増加することがわかっている.そ
れることがこれまでに分かっている。しかし、重力式コン
こで、今年度は、さらに地震時に想定される繰返し載荷
クリートダムの場合は、主に上流端付近での鉛直方向の引
による影響を把握するため、事前の繰り返し載荷と急速
張応力によるほぼ一軸引張状態での損傷が問題となるが、
載荷を組み合わせた引張強度試験や破壊エネルギー試
台形CSG ダムは堤体断面形状や内部構造が一般的な重力
験を行い、破壊前の応力履歴が CSG の引張強度や破壊
式コンクリートダムとは異なるため、一軸引張状態におけ
エネルギーに及ぼす影響についても検討した。
る引張強度による損傷だけでなく、組合せ応力による損傷
③ 台形 CSG ダムの耐震性能照査方法
の可能性についても検討しておく必要があると考えられ
上記①及び②の検討に関して現時点までに得られた知
る。そこで、今年度は、せん断破壊を含む組合せ応力によ
見を踏まえ、台形 CSG ダムの耐震性能照査における大規模
る損傷の可能性について検討を行った。
地震時の挙動推定方法の素案となる基本的な考え方につ
2.2 組合せ応力を考慮した損傷可能性に対する検討
いて検討した.
2.2.1 概要
大規模地震時の堤体の損傷形態については、過年度まで
2.大規模地震時における台形 CSG ダムの損傷形態に関す
において、通常の重力式コンクリートダムと同様、一軸引
張応力(および一軸圧縮応力)による損傷の可能性につい
る解析的検討
て検討してきた。本年度は、これに加えてせん断破壊を含
2.1 概要
台形 CSG ダムの断面形状は「設計地震」
(入力地震動
む組合せ応力による損傷の可能性を明らかにするため、2
がフィルダムの耐震設計指針(案)3)における地域区分毎
次元有限要素モデルによる地震応答解析(線形動的解析)
の最大加速度(0.13~0.18G)となるよう調整した地震波
の結果を用いてそのような損傷の可能性を検討した。
形)
、及び「検証地震」
(1995 年の兵庫県南部地震の後、
すなわち、コンクリート部を含む堤体内の任意の要素に
「ダムの耐震性に関する評価検討委員会」4)において現行
おいて、大規模地震時を想定した線形動的解析結果から求
ダム設計基準(河川管理施設等構造令)によって設計され
まる堤体内各部の最大主応力σ1 および最小主応力σ3 か
たダムの耐震性を評価するために用いられた地震波(最大
ら局所せん断摩擦安全率を求め、堤体内部のせん断損傷の
加速度 250gal)
)に対して滑動、転倒に対する安定性を有
可能性を検討した。また、二軸(σ1,σ3)応力平面内で
し、
かつ内部応力が弾性領域内に収まる
(損傷を生じない)
の応力履歴を堤体内主要箇所について確認することで、引
よう設計されている 2)。一方、大規模地震に対するダム耐
張・圧縮および両者の組合せによる堤体内各部の損傷の可
震性能照査指針(案)1)(以下、
「指針(案)
」とする。
)で
能性を検討した。
は、個々のサイトで現在から将来にわたって考えられる最
2.2.2 解析データ
大級の地震動(レベル 2 地震動)を想定し、ダムに損傷が
(1)解析モデル
生じることも考慮してその耐震性能(貯水位機能等)が維
検討に用いたデータは、昨年度 5)実施した図-2.1 に示す
持されることを確認する必要がある。なお、指針(案)で
形状の 2 次元有限要素モデル(堤高 50m)による常時応
は、考慮すべきレベル 2 地震動の大きさは、未知の活断層
力解析(静的解析)及び地震応答解析(線形動的解析)の
が存在することも考慮し、下限値(最大加速度 300gal)
結果(応力時刻歴)である。解析に用いた物性値を表-2.1
が設けられている。しかし、新型式のダムである台形 CSG
に示す。解析モデルは図-2.1 に示すように、堤体材料とし
ダムについて、その損傷過程を考慮して耐震性能を照査す
て CSG の他、表面には耐久性の確保を目的とした保護コ
る方法は未確立である。
ンクリート、上流端部には監査廊の設置のための構造用コ
昨年度までは、台形 CSG ダムの挙動(応答特性及び想
ンクリートや浸透路長確保のための止水コンクリート、底
定される損傷形態)について、堤体の形状や規模、想定す
面には基礎岩盤との密着性や耐久性に配慮した富配合
る地震動規模と地震動特性、基礎岩盤、貯水位等の条件が
CSG をモデル化した。なお、CSG とコンクリートの弾性
及ぼす影響を含め地震応答解析(動的解析)による検討を
係数の相違が常時(非地震時)の初期応力状態に及ぼす影
行った。この結果から、堤体内部応力については、堤体内
響を考慮するため、大規模地震時を想定した動的解析に先
部構造を考慮した場合、内部 CSG の止水・構造コンクリ
立ち、堤体を高さ方向に 10 分割し、築堤過程を考慮した
2
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
自重解析の後、静水圧を作用させる常時応力解析を行った。
常時応力の解析では、岩盤の境界条件は側方、底面とも
固定境界とし、地震動を作用させた動的解析では、側方及
加速度(gal)
び底面の境界条件については仮想仕事の原理に基づく粘
性境界を設定した。
地震応答解析での減衰はレイリー減衰を用い、堤体部に
ついての固有値解析により得られた主要振動モードの固
有周期で減衰定数が 10%となるように質量マトリクス及
び剛性マトリクスの係数を設定した。なお、減衰定数の値
400
300
200
100
0
-100
-200
-300
-400
最大水平加速度 341gal
0
1
2
3
4
については実際のダムにおける地震観測結果などに基づ
5 6 7
時間(sec)
8
9
10 11
8
9
10 11
き設定することが望ましいが、現時点では台形 CSG ダム
(a) 水平方向
での観測記録が無いことから、堤体の減衰定数は重力式コ
ンクリートダムでの地震時応答に関する既往研究
4)を参
考に設定した。
0.9H
H=50m
1:0.8
加速度(gal)
保護コンクリート
1:0.8
1.5m
内部 CSG
14m
1m
8m
止水・構造用コン
400
300
200
100
0
-100
-200
-300
-400
最大鉛直加速度 213gal
0
富配合 CSG
1
2
3
4
5 6 7
時間(sec)
クリート
図-2.1 台形 CSG ダム解析モデル
(b) 鉛直方向
(内部構造を考慮したモデル)
図-2.2 入力地震動波形(引伸し前)
参考までに、昨年度 5)実施した線形動的解析による堤体
表-2.1 解析用物性値
単位体積重量
内主応力分布を図-2.3 に示す。同図は、動的解析による最
弾性係数
モデル
ポアソン比
(N/m3)
(N/mm2)
CSG
22,540
2,000
0.25
富配合 CSG
〃
4,000
0.25
〃
25,000
0.2
〃
2,000
0.3
大主応力σ1 と最小主応力σ3 の時刻歴最大・最小値を示し
ている。
堤
体
止水・構造用コンクリー
ト及び保護コンクリート
岩盤
(2) 入力地震動
入力する地震動(加速度時刻暦波形)は 1995 年兵庫県
南部地震の際、震源近傍の重力式コンクリートダムの基礎
部で観測された加速度波形を大規模地震に対するダムの
耐震性能照査で考慮される照査用下限加速度応答スペク
トルとなるよう調整した波形(最大水平加速度 341gal)
を基本とし、この波形が堤体底面で再現されるよう引き戻
した波形を全体モデルの底面に入力した。入力地震動波形
を図-2.2 に示す。なお、大規模地震時における損傷の形態
を明確に把握するため、入力する地震動を 2 倍、あるいは
3 倍に引伸ばしたケースについても検討を行った。
3
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
□:今年度の検討に用いた解析ケース
図-2.3 大規模地震時の堤体内主応力(時刻歴最大・最小値)の分布 5)
強度
弾性領域強度(N/mm2)
圧縮強度(ピーク強度) (N/mm2)
引張強度(N/mm2)
せん断強度(N/mm2)
内部摩擦角(°)
(3) CSG の各種強度
せん断を含む組合せ応力による堤体内部の損傷の可能
性を判定するにあたり、比較対象とする CSG の各種強度
は表-2.2 のように設定した。
圧縮応力に対する弾性領域強度 2)は、台形 CSG ダムの
設定値
3.59
5.13
0.51
1.0
43
断面設計の考え方を参考に、設計地震相当(0.16G)の地
コンクリート(止水・構造コンクリートおよび保護コン
震動により堤体内に発生する最大圧縮応力の 1.5 倍(断面
クリート)については、圧縮強度を 24N/mm2 とし、引張
設計時における安全率 F=1.5 を考慮)とした。
CSG の圧縮強度(ピーク強度)については、建設され
強度はその 1/10、せん断強度は 1/5 とした 8)。内部摩擦角
た台形 CSG ダムの事例によると、CSG のピーク強度に
は、コンクリートについては既往の実験的検討結果 9)を参
対する弾性領域強度の比が0.6~0.86)程度であることから、
考に 45°とした。
コンクリートの各種強度の設定値を表-2.3 に示す。
ここではこの値を 0.7 として CSG の弾性領域強度の設定
値をもとに設定した。
表-2.3 コンクリートの各種強度の設定値
CSG の引張強度は、弾性領域強度に対する一般的な比
強度
圧縮強度(N/mm2)
引張強度(N/mm2)
せん断強度(N/mm2)
内部摩擦角(°)
2)を考慮し、引張領域強度の 1/7 とした。
CSG のせん断強度は、既往の室内試験結果 5)を参考に
ピーク強度の 1/5(τ0=1.0N/mm2)とした。
CSG の内部摩擦角は、既設のダムの CSG 供試体せん
断試験結果を参考 7)に 43°(内部摩擦係数 0.93)
とした。
設定値
24
2.4
4.8
45
一方、堤敷き全体の滑動に対する安定性を判定するにあ
たって必要となる基礎岩盤(堤敷沿い)のせん断強度およ
表-2.2
び摩擦抵抗係数は表-2.4 のとおり設定した。富配合 CSG
CSG の各種強度の設定値
4
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
部については、台形 CSG ダムの設計の方法 2)に従い、堤
体と基礎岩盤の間の摩擦抵抗係数 f のみを考慮し、台形
τ
τ=τ0+σtanφ
CSG ダムの基礎となりうる程度(CL~CM 級)の岩盤を
対象とした原位置せん断試験後の二度押し試験結果 10)を
fs 
参考に、f=1.2 と仮定した。
rmax
r
1
rmax   0 cos    3   1 sin 
2
1
r   3  1 
2
止水コンクリート部については、基礎岩盤との一体化を
考慮し、基礎岩盤(CL~CM 級)のせん断強度及び内部
τ0
摩擦角で示される摩擦抵抗を、既往文献の岩級区分と岩盤
rmax
物性の関係 11)を参考に設定した。
φ σft
なお、台形 CSG ダムの断面設計時には、より安全側の
σ1
rφ
σ3
σfc
σ
図-2.4 局所せん断摩擦安全率 fs 算出の概念図
仮定として、この止水コンクリート着岩部のせん断強度を
見込まないが、実際の施工においては、止水コンクリート
部はコンクリートダムと同等の岩盤面処理を行うほか、打
解析結果による主応力分布から、最小主応力σ3 の時刻
設時には仕上げ掘削した基礎岩盤にモルタルを敷設して
歴最小値・最大主応力σ1 の時刻歴最大値がそれぞれ各堤
基礎岩盤との一体化が図られることから、大規模地震時の
体材料の圧縮・引張強度を超える領域を図-2.5(a)、(b)にそ
挙動を推定するここでの検討では、これを考慮することと
れぞれ示す。また、局所せん断摩擦安全率の時刻歴最小値
した。
が 1.0 未満となる領域を着色して図-2.5(c)に示す。なお、
入力地震動倍率(以下、
「倍率」とする。
)1 倍ケースでは
表-2.4 堤敷沿いの滑動に対する安定性検討用物性値
富配合 CSG 部
止水コンクリート部
せん断強度
(N/mm2)
0
0.98
これらの領域がほとんど生じなかったことから、損傷形態
を明確にするため、ここでは倍率 2 倍および 3 倍の結果
摩擦抵抗係数
を示している。
1.2
1.0
図-2.5 各図を比較すると、まず、圧縮応力が圧縮強度を
超える領域(図-2.5(a))は、倍率 3 倍ケースでも堤体下流
2.2.3 せん断破壊による損傷に対する検討
端部のごく一部のみであり、想定した地震動の規模では、
(1) 堤体内部
圧縮応力による損傷が先行して生じる可能性は低いと考
過年度の CSG 供試体を用いた一面せん断試験の結果 5)
えられる。
から、CSG のせん断破壊は、ダムコンクリートの場合と
次に、最大主応力σ1 が引張強度を超える領域(図-2.5(b))
同様、ほぼ Mohr-Coulomb の破壊規準が適用できると考
は、CSG 部については倍率 2 倍ケースで堤敷の止水・構
えられる。そこで、表-2.2 に示した CSG のせん断強度の
造用コンクリート境界部(図-2.5 中 A)と下流端付近(図
設定値と、線形動的解析結果から堤体内各部の局所せん断
-2.5 中 B)の富配合 CSG、倍率 3 倍ケースではこれに加
摩擦安全率を(1)式により算定し、せん断破壊による損
えて止水・構造用コンクリート隅角部付近の内部 CSG(図
傷の可能性について検討した。
-2.5 中 C)である。また、コンクリート部については、倍
fs 
rmax

r
 0 cos  
率 2 倍ケースで堤体上流端付近の止水・構造用コンクリ
1
 3   1 sin 
・・・・(1)
2
ート(図-2.5 中 D)および上下流面の保護コンクリートの
1
 3   1 
2
一部(図-2.5 中 E、F)であり、倍率 3 倍ケースでは同様
の位置で領域がさらに拡大している。
ここに、
fs
これに対し、局所せん断摩擦安全率が 1.0 を下回る領域
:各堤体材料のせん断強度及び内部摩擦角で示される
(図-2.5 中(c))は、CSG 部については倍率 2 倍および 3
摩擦抵抗を考慮した局所せん断摩擦安全率
倍の両ケースで止水・構造用コンクリートとの境界付近の
r,rmax :図-2.4 参照
0
富配合 CSG(図-2.5 中 G)
、倍率 3 倍ケースでは止水・構
:各堤体材料のせん断強度(表-2.2、表-2.3)

:各堤体材料の内部摩擦角(表-2.2、表-2.3)
1
3
:最大主応力
造用コンクリート隅角部付近の内部 CSG(図-2.5 中 H)
:最小主応力
5
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
入力地震動
倍率
(a) 最小主応力σ 3>圧縮強度※
※CSGの場合は弾性領域内の最大応力
(b) 最大主応力σ 1>引張強度
(c) 局所せん断摩擦安全率<1.0
I
D
凡例
G
A
2倍
F
E
B
圧縮応力
の方向
C
引張応力
の方向
せん断応力
の方向
D
H
I
G
A
3倍
F
J
E
B
・最小主応力σ3の図
▲:最小主応力σ3の
時刻歴最小値が
各堤体材料の
想定圧縮強度を
超える領域
・最大主応力σ1の図
▲:最大主応力σ1の
時刻歴最大値が
各堤体材料の
想定引張強度を
超える領域
・局所せん断摩擦
安全率の図
▲:局所せん断摩擦
安全率の時刻歴
最小値が1.0を
下まわる領域
図-2.5 大規模地震時に主応力が堤体材料の引張強度、圧縮強度を超える領域
および局所せん断摩擦安全率が 1.0 を下まわる領域(線形動的解析)
に分布している。コンクリート部については、倍率 2 倍ケ
となる時刻の堤敷き沿いの局所安全率分布を算定した。
ースで堤体上流端付近の止水・構造用コンクリート(図-
Fs 
2.5 中 I)
、倍率 3 倍ケースではこれに加えて上流面の保護
コンクリートの一部(図-2.5 中 J)に分布している。
 0  +f  V ・・・・・・・・(2)
H
ここに、
張強度を超える領域であり、局所せん断摩擦安全率が 1.0
Fs :滑動に対する安全率
 0 :せん断強度(止水コンクリート部)
未満となる領域は、この領域に含まれている。

図-2.5 において最も着色した領域が広いのは、σ1 が引
:堤体底面のせん断長(止水コンクリート部)
:堤体底面の摩擦抵抗係数
なお、算出された引張・圧縮応力の大きい箇所、および
f
局所安全率が 1.0 を下まわる箇所における、各応力の作用
V
方向を図-2.5(倍率 3 倍ケース)中に示している。これに
H :堤体に作用する水平力の総和
:堤体に作用する鉛直力の総和
よると、引張応力の方向は、堤体内部 CSG と止水・構造
滑動に対する安全率と入力地震動の水平方向の最大加
用コンクリート部の境界(図-2.5A、C)では両者が分離す
速度との関係を図-2.6 に示す。また、各倍率ケースの滑動
る方向に、上下流端部(図-2.5B、D)では堤体が基礎岩盤
安全率の時刻歴を図-2.7~2.9 に、滑動安全率が最小とな
から浮き上がる方向に、保護コンクリート部(図-2.5 中 E、
る時刻の堤敷き沿いの局所せん断摩擦安全率の分布を図-
F)では上下流面に平行な方向に作用することがわかる。
2.10 に示す。
滑動安全率の全時刻最小値は、倍率 1 倍ケース(最大水
これに対し、せん断応力の作用方向は、ほぼ水平方向とな
平加速度 341gal)では 2.69、倍率 2 倍ケース(最大水平
っている。
以上のことから、大規模地震時において、台形 CSG ダ
加速度 682gal)では 1.52、倍率 3 倍ケース(最大水平加
ムの堤体内で最も先行して生じる可能性がある損傷形態
速度 1,023gal)では最小安全率 1.03 であり、その時刻は
は、堤体内部の CSG と止水・構造用コンクリート部の境
7.48 秒であった。
界や保護コンクリート部などに引張応力が集中すること
各ケースの堤敷き沿いの局所せん断摩擦安全率分布を
による損傷であると考えられる。
見ると、倍率 1 倍・2 倍ケースでは堤体上流端および止
(2) 堤敷部
水・構造用コンクリートと富配合 CSG の境界部などの局
台形 CSG ダムの設計では、堤体内部発生応力のほか、
所を除くほぼ全ての範囲において局所せん断摩擦安全率
堤敷沿いの滑動に対する安定性も重要な要件となってい
が 1.0 以上となるが、倍率 3 倍ケースでは富配合 CSG 部
る。このため、大規模地震時における台形 CSG ダムの堤
の半分以上の範囲で局所せん断摩擦安全率が 1.0 を下ま
敷き沿いの滑動に対する安定性について、線形動的解析結
わり、下流側の堤敷き全体の 20%の範囲においては鉛直
果より以下の式により堤敷全体の滑動に対する安全率(以
応力が引張側となっている。
下、
「滑動安全率」とする。
)を算定し、滑動安全率が最小
本検討で想定した条件では、堤敷き全体の滑動安全率は
6
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
入力地震動倍率が大きくなるにつれて低下し、倍率 3 倍
20
ケースでは 1.0 程度まで低下した。
最 小 安 全 率 1.03
(7.48 秒)
15
滑動安全率
以上のことから、大規模地震に対する耐震性能照査にお
いては、
(1)で述べた堤体内部の損傷の可能性に加え、以
上のような方法により、堤体全体の滑動に対する安定性に
ついても確認しておく必要があると考えられる。
10
5
安全率 1.0
3.0
滑動安全率の最小値
2.69
0
2.5
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
時刻(s)
2.0
1.52
図-2.9 堤敷き沿いの全体滑動安全率の変化
1.5
1.03
)
(倍率 3 倍ケース(最大水平加速度 1,023gal)
1.0
0.5
0.0
0
200
400
600
800
最大水平加速度(㎝/s2)
1000
1200
図-2.6 滑動安全率の最小値と入力地震動の
最大水平加速度の関係
20
最 小 安 全 率 2.69
(7.48 秒)
滑動安全率
15
10
図-2.10 堤敷き沿いの局所せん断摩擦安全率分布
5
安全率 1.0
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
時刻(s)
図-2.7 堤敷き沿いの全体滑動安全率の変化
(倍率 1 倍ケース(最大水平加速度 341gal)
)
20
最 小 安 全 率 1.52
(7.48 秒)
滑動安全率
15
10
5
安全率 1.0
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
時刻(s)
図-2.8 堤敷き沿いの全体滑動安全率の変化
(倍率 2 倍ケース(最大水平加速度 682gal)
)
7
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
応力抽出箇所 1
(止水・構造用コンク
リート周辺)
2.2.4 2 軸応力状態での破壊に対する検討
重力式コンクリートダムでは、その堤体形状から、一般
に最大引張応力は堤体上流端で鉛直方向の一軸引張状態
として発生する。しかし、台形 CSG ダムは堤体断面形状
●応力抽出箇所 2
(5m毎の上流側・
中央部・下流側)
および内部構造が異なることから、引張と圧縮が同時に作
用する状態での破壊についても検討する必要がある。しか
CSG
しながら、多軸応力状態での破壊規準は必ずしも明らかで
保護コンクリート
はない。そこで、表-2.2 に示す CSG の引張・圧縮強度を
止水・構造用
コンクリート
基準として仮定した図-2.11 に示す二軸応力平面での破壊
富配合 CSG
規準線にもとづき、大規模地震を考慮した線形動的解析結
図-2.12 内部 CSG の応力抽出箇所
果から、堤体内の主な箇所について圧縮-引張領域におけ
(赤領域は堤体内部 CSG の局所せん断摩擦安全率が 1.0
る損傷の可能性を含め、σ1、σ3 平面での応力履歴を確認
を下まわる領域(倍率 3 倍ケース)
)
した。
σ3(N/mm2)
図-2.12 に示した抽出箇所におけるσ1、σ3 平面での応
力履歴を入力地震動倍率別に図-2.13~図-2.15 に示す。図
中に示した各要素に対応する曲線は、それぞれの要素にお
0.51
-5.13
σ1(N/mm2)
-3.59
ける応力の時刻歴変化(0~10.48 秒)を示している。な
0.51
お、参考として、過年度に実施した CSG 供試体の試験値
も図中に示す。
図-2.13~図-2.15 によると、倍率 1 倍および 2 倍ケース
-3.59
(最大水平加速度 341gal、682gal)では、止水・構造用
-5.13
コンクリート周辺では、引張・圧縮応力の組合せとなる領
域において、仮定した破壊規準を上回るような応力は発生
していない。倍率 3 倍ケース(最大水平加速度 1,023gal)
図-2.11 仮定した破壊規準線
図中の黒点線は、過年度 に実施した CSG の簡易一面
では、止水・構造用コンクリート周辺において算出された
せん断試験結果から、CSG においてもほぼ Mohr-
応力が、一時的に破壊規準を上回るが、この際の引張応力
Coulomb の破壊規準が適用できると考えられることから、
の変化は横軸に水平方向となっていることから、概ね一軸
これと等価な基準線として、CSG の引張強度およびピー
引張状態と見なせると考えられる。なお、この他の堤体内
ク強度の設定値を直線で結んだ線である。
部の抽出箇所については、算出される堤体内応力は、十分
5)
図中の黒破線は、CSG の引張強度および弾性領域強度
破壊規準内に収まっている。
の設定値を直線で結んだ線である。
以上のことから、本検討の条件においては、大規模地震
対象箇所は、前述の堤体内部の局所安全率の検討におい
の際に台形 CSG ダム堤体内において発生する圧縮・引張
て引張応力の集中が比較的顕著であった止水・構造用コン
の組合せ応力による損傷は、止水・構造用コンクリート周
クリート周辺のほか、堤体全体の応力の状態の傾向を把握
辺において、極めて大きな地震動が作用した際に生じる可
する目的で、堤体内部 CSG の上流側、中央部、下流側(止
能性はあるが、ほぼ一軸引張状態に近い応力状態での損傷
水・構造用コンクリートより上で高さ方向 5m 毎)の要素
と考えられる。このため、基本的には、コンクリートダム
を抽出した。
検討対象とした箇所を図-2.12 に示す。
なお、
の耐震性能照査で適用される引張損傷を考慮した非線形
同図中には、図-2.5 に示した入力地震動倍率 3 倍のとき
解析法が適用できるものと考えられる。
に、堤体内の局所せん断摩擦安全率が 1.0 未満となる領域
もあわせて示している。
8
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
6
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
止水・構造用コンクリート周辺 (32要素)
4
2
-6
4
2
σ1(N/mm2)
σ1(N/mm2)
0
-4
-2
0
2
4
-6
6
0
-4
-2
4
2
0
0
-2
6
σ3(N/mm2)
σ3(N/mm2)
6
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
上流端部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
上流端部 高さ10m
上流端部 高さ15m
上流端部 高さ20m
上流端部 高さ25m
2
4
6
上流端部 高さ30m
上流端部 高さ35m
上流端部 高さ40m
上流端部 高さ45m
4
2
σ1(N/mm2)
-6
0
-4
-2
-6
(2)内部 CSG 上流側
(2)内部 CSG 上流側
4
2
0
-2
0
-2
6
σ3(N/mm2)
σ3(N/mm2)
6
-4
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
中央部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
中央部 高さ10m
中央部 高さ15m
中央部 高さ20m
中央部 高さ25m
2
4
6
中央部 高さ30m
中央部 高さ35m
中央部 高さ40m
中央部 高さ45m
4
2
σ1(N/mm2)
-6
0
-4
-2
-6
(3)内部 CSG 中央部
(3)内部 CSG 中央部
4
2
0
-2
0
-2
6
σ3(N/mm2)
σ3(N/mm2)
6
-4
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
中央部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
中央部 高さ10m
中央部 高さ15m
中央部 高さ20m
中央部 高さ25m
2
4
6
中央部 高さ30m
中央部 高さ35m
中央部 高さ40m
中央部 高さ45m
-4
-6
-6
0
-2
-4
σ1(N/mm2)
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
上流端部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
上流端部 高さ10m
上流端部 高さ15m
上流端部 高さ20m
上流端部 高さ25m
2
4
6
上流端部 高さ30m
上流端部 高さ35m
上流端部 高さ40m
上流端部 高さ45m
-4
-6
-6
0
-2
-4
σ1(N/mm2)
6
(1)止水・構造用コンクリート周辺
(1)止水・構造用コンクリート周辺
-2
4
-6
-6
-4
2
-4
-4
-6
0
-2
-2
σ1(N/mm2)
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
止水・構造用コンクリート周辺 (32要素)
σ3(N/mm2)
σ3(N/mm2)
6
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
下流端部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
下流端部 高さ10m
下流端部 高さ15m
下流端部 高さ20m
下流端部 高さ25m
2
4
6
下流端部 高さ30m
下流端部 高さ35m
下流端部 高さ40m
下流端部 高さ45m
4
2
σ1(N/mm2)
-6
0
-4
-2
0
-2
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
下流端部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
下流端部 高さ10m
下流端部 高さ15m
下流端部 高さ20m
下流端部
高さ25m
2
4
6
下流端部 高さ30m
下流端部 高さ35m
下流端部 高さ40m
下流端部 高さ45m
-4
-4
-6
-6
(4)内部 CSG 下流側
図-2.14 抽出した要素の応力時刻歴
(倍率 2 倍ケース(最大水平加速度 682gal)
)
(4)内部 CSG 下流側
図-2.13 抽出した要素の応力時刻歴
(倍率 1 倍ケース(最大水平加速度 341gal)
)
9
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
6
σ3(N/mm2)
4
2
σ1(N/mm2)
-6
2.3 まとめ
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
止水・構造用コンクリート周辺 (32要素)
本検討で得られた成果を以下に箇条書きする。
・大規模地震時において、台形 CSG ダムの堤体に圧縮や
せん断による損傷が先行して生じる可能性は低く、最も
考慮すべき損傷形態は、堤体内部の CSG と止水・構造
0
-4
-2
0
2
4
6
用コンクリート部の境界や保護コンクリート部などに
-2
引張応力が集中することによる損傷であると考えられ
る。
-4
・止水・構造用コンクリート部と CSG 部の境界に引張強
-6
度を超える引張応力が算出されていることから、仮に両
(1)止水・構造用コンクリート周辺
σ3(N/mm2)
6
4
2
σ1(N/mm2)
-6
0
-4
-2
0
-2
者が分離した場合、想定する地震動の規模によっては、
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
上流端部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
上流端部 高さ10m
上流端部 高さ15m
上流端部 高さ20m
上流端部 高さ25m
上流端部 高さ30m
2
4
6
上流端部 高さ35m
上流端部 高さ40m
上流端部 高さ45m
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
滑動に対する安全率は 1.0 を下まわる可能性がある。大
規模地震に対する耐震性能照査においては、堤体内部の
損傷範囲を推定するとともに、その影響も考慮して堤体
全体の滑動に対する安定性を確認する必要がある。
・大規模地震の際に台形 CSG ダム堤体内において発生す
る圧縮・引張による組み合わせ応力は、想定される軟化
開始領域に対して小さく、これによる損傷が生じる可能
-4
性は小さいものと考えられる。
-6
(2)内部 CSG 上流側
σ3(N/mm2)
6
4
2
σ1(N/mm2)
-6
0
-4
-2
0
-2
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
中央部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
中央部 高さ10m
中央部 高さ15m
中央部 高さ20m
中央部 高さ25m
中央部 高さ30m
2
4
6
中央部 高さ35m
中央部 高さ40m
中央部 高さ45m
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
-4
-6
(3)内部 CSG 中央部
σ3(N/mm2)
6
4
2
σ1(N/mm2)
-6
0
-4
-2
0
-2
想定軟化開始領域(CSG弾性領域強度による)
想定軟化開始領域(CSGピーク強度による)
室内供試体試験 割裂引張強度
室内供試体試験 直接引張強度(円柱)
室内供試体試験 直接引張強度(角柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(円柱)
室内供試体試験 弾性領域強度(角柱)
室内供試体試験 ピーク強度(円柱)
室内供試体試験 ピーク強度(角柱)
下流端部 高さ1.0m(富配合CSG沿い)
下流端部 高さ10m
下流端部 高さ15m
下流端部 高さ20m
下流端部 高さ25m
2
4
6
下流端部 高さ30m
下流端部 高さ35m
下流端部 高さ40m
下流端部 高さ45m
-4
-6
(4)内部 CSG 下流側
図-2.15 抽出した要素の応力時刻歴
(倍率 3 倍ケース(最大水平加速度 1,023gal)
)
10
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
3. CSG の動的引張強度・軟化特性に関する実験的検討
が小さい部位(上部標高)にそれぞれ使用されている。
3.1 概要
今年度の試験では、このうちⅡ材を使用した。
CSG の引張強度や破壊エネルギーを含む引張軟化特
供試体の作製にあたっては、実際のダムで使用された
5)、12)により、
CSG に近い粒度分布の CSG 材とするため、まず、CSG
地震時に想定されるような急速載荷条件下では、静的載
材の分級およびふるい分け試験(JIS A 1102)を行い、
荷時に比べ、引張強度・破壊エネルギーとも増加するこ
あわせて密度・吸水率試験(JIS A 1110、JIS A 1109)
、
とがわかっている。しかし、過年度の試験は単調載荷に
および粒径 5mm 以下の CSG 材の微粒分量試験(JIS A
よる試験であり、地震時のような繰返し載荷を受けたと
1103)を実施した。分級後の状態を写真-3.1、また、上
きの影響については未確認であった。このため、本年度
記の各物理試験の結果を表-3.1~表-3.3 に示す。
性については、昨年度までの実験的検討
は繰返し載荷が、CSG の引張強度及び引張軟化特性の載
荷速度依存性に及ぼす影響について、CSG 供試体を用い
た引張強度試験(直接引張試験及び割裂試験)及び破壊
エネルギー試験(切欠きはりを用いた 3 点曲げ試験)に
より検討した。
なお、実際の地震時と同等の正負(引張・圧縮)交番
載荷での繰返し載荷は容易でないことから、繰返し載荷
は、引張領域での事前載荷・除荷の繰返しによることと
した。試験までの流れを図-3.1 に示す。
写真-3.1 試験用 CSG 材の分級
表-3.1 分級結果
80~
40
191
8
粒径
数量(kg)
百分率
40~
20
254
11
20~
10
399
17
10~
5
404
17
5mm
未満
1157
48
計
2405
100
表-3.2 密度および吸水率試験結果
表乾密度
(g/cm3)
2.48
2.48
2.48
2.48
2.54
粒径
80~40mm
40~20mm
20~10mm
10~5mm
5mm 以下
図-3.1 試験までの流れ
3.2 供試体作製
3.2.1 材料
絶乾密度
(g/cm3)
2.38
2.38
2.37
2.37
2.44
吸水率
(%)
3.87
4.03
4.41
4.61
4.05
表-3.3 微粒分量試験結果
供試体の作製に用いた CSG 材は、実際の台形 CSG ダ
ムに使用された母材(80 ㎜以上は除去済み)から作成し
微粒分量
た。
母材の採取地の地質は砂岩粘板岩互層が主体であり、
30.8%
実際のダム
20~34%
備考
過年度試験 5)
28.5%
母材採取は、岩の硬さと風化の程度を指標として、Ⅰ材
(岩級区分 CM~CLh 級相当)
とⅡ材
(同 CLl 級相当)
供試体に用いる CSG 材の粒度分布を図-3.2 に示す。
に区分して行われた 5)。Ⅰ材は堤体内に発生する応力が
粒度分布は実際のダムでの粒度範囲に収めることを目標
相対的に大きく所要強度が大きい部位(中・下部標高)
、
としたが、必要な供試体数量を確保するために若干細粒
Ⅱ材は堤体内に発生する応力が相対的に小さく所要強度
側の分布となった。このことを踏まえ、最適な単位水量
11
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
(2) CSG の製造(混合)方法
を次に述べる配合試験によって決定することとした。
配合試験用 CSG 材は、
粒径 5mm 以上は表乾状態に、
100
80
通過質量百分率(%)
粒径 5mm 以下は表面水率 2~3%程度に調整した。セメ
実ダム最細粒度
実ダム平均粒度
実ダム最粗粒度
分級結果
今回設定粒度
ントは普通ポルトランドセメントを、水は上水道水を使
用した。
CSG の混合は、容量 150 リットルの傾胴形ミキサを
60
使用し、5mm 以上 CSG 材+5mm 以下 CSG 材半分+
セメント+5mm 以下CSG 材半分を投入後1 分間混合し、
40
水を投入後 2 分間混合した。
(3) 試験方法
20
ミキサから排出した CSG は 40mm 網ふるいでウェッ
トスクリーニングを行い、40mm 以上 CSG 材を除去し
0
0.1
1
10
ふるいの呼び寸法(mm)
た後、練り板上で 1 往復の切り返しを行い、試料を均一
100
にした。その上で、表-3.5 に示す各項目の評価を行うた
め、以下の各項目について試験を行った。
図-3.2 粒度分布
a) 密度比
φ150mm×300mm の軽量型枠に試料を 3 層に分け
3.2.2 配合試験
て詰め、各層突き棒で 15 回突いた後、振動タンパを用
(1) 概要
今年度の試験に用いた CSG 材は、表-3.3 に示すよう
いて 30 秒締め固めた。試料質量および型枠上端から試
にやや微粒分が多く、また図-3.1 に示す通り粒度がやや
料表面までの深さを測定し、試料の密度および密度比を
細粒側の分布となった。このため、単位セメント量を実
求めた。
際のダムと同一の
80kg/m3 とした上で、CSG
として最
b) VC 値
適な単位水量を決定するために配合試験を行った。配合
JSCE F 507-2007「RCD 用コンクリートのコンシス
試験での単位水量は、表-3.4 に示す通り 130、140、
テンシー試験方法」による標準 VC 試験により VC 値を
150kg/m3 の
求めた。
3 ケースとした。これは、過年度の試験に
おいて、今回の試験と同じ母材(Ⅱ材)から図-3.2 に示
c) 供試体外観
す平均粒度相当とした CSG 材を作成し、単位水量を実
φ150mm×300mm の鋼製型枠に試料を 3 層に分け
ダムでの配合と同一の 110kg/m3 として作製した供試体
て詰め、各層突き棒で 15 回突いた後、振動タンパを用
の外観がポーラスなものとなり、理論密度(粒径 40mm
いて 30 秒締め固めた。作製された供試体を脱型し、表
以上の CSG 材をウェットスクリーニングにより除去し
その外観
(肌
-3.6 に示す供試体の外観評価基準 13)に則り、
たCSGの単位容積質量で、
空隙をゼロと仮定した密度)
面)を観察し、フレッシュな CSG の性状観察の着目点
に対する実測密度の比である密度比も平均 88%程度と
により施工性も考慮して CSG の良否を判定した。
小さくなったことを考慮したものである。配合試験用の
d) 圧縮強度
材齢 7 日で各配合の圧縮強度試験を実施した。供試体
配合を表-3.4 に示す。
は密度比を測定した供試体と同一である。
密度比測定後、
表-3.4 配合試験用の配合
配
合
W
C
A
B
C
130
140
150
80
80
80
単位量(kg/m3)
CSG 材
80-40 40-20 20-10
169
296
402
167
293
397
165
289
392
供試体上面にキャッピングを行い、水分の散逸を防ぐた
め供試体上面にラップを被せビニールテープで二重に巻
10-5
381
376
372
いて所定の材齢まで 20℃恒温室で封緘養生とした。試験
5mm867
857
847
本数は各配合 3 本(計 9 本)とした。
12
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
表-3.5 配合試験の評価項目
評価項目
VC 値
密度比
外観観察
CSG の強度
評価方法
水準
ストップウォッチで2名が計
空隙 0%としたときの密度に対
φ240×200mm
95%以上
円柱供試体
評価点 4 以上
円柱供試体
-
円柱供試体
する実測した密度の比
る評価
標準容器
20~60 秒
測した平均
供試体の外観評価基準 13)によ
備考
ピーク強度で評価
表-3.6 供試体の外観評価基準 13)
区分
供試体の外観
良(A)
評価点
表面が緻密である
5
表面がややポーラスな部分、砂分が表れている部分がある
4
やや不良(C)
表面がポーラスな部分、モルタル分がはげ落ちている部分がある
3
不良(D)
モルタルが粗骨材のまわりにゆきわたらず、豆板状の部分がある
2
粗骨材がばらばらでCSGとしての外観を呈していない部分がある
1
ほぼ良(B)
極めて不良(E)
60
(4) 試験結果
配合試験の結果、密度比(図-3.3)およびVC値(図
50
-3.4)が所要の範囲にあり、かつ供試体の外観評価基準
40
VC値(秒)
に照らした供試体外観やフレッシュ性状が良好と判断さ
れた配合は、単位水量 140kg/m3 であった。また、材齢
7日での圧縮強度は、単位水量 130kg/m3、140kg/m3、
150kg/m3 の順に 1.87N/mm2、1.90N/mm2、1.70N/mm2
30
20
10
であった。これらの結果から、引張強度試験及び破壊エ
0
ネルギー試験用供試体作製における単位水量は
130
140
単位水量(kg/m3)
140kg/m3 とした。
150
図-3.4 標準 VC 試験結果
締固め密度比(%)
97
96
95
94
93
130
140
単位水量(kg/m3)
150
写真-3.2 配合試験供試体(W130)外観
図-3.3 密度比結果
13
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
動タンパを用いて 30 秒締固めた。
各層間の締固め後は、突き棒で平滑面をかき乱して次
層との馴染みを良くした。
試料質量および型枠上端から試料表面までの深さを測
定し、試料の密度および密度比を求めた。
写真-3.3 配合試験供試体(W140)外観
写真-3.5 円柱供試体作製
b) 切欠きはり供試体
型枠は B150mm×H150mm×L550mm の鋼製型枠
とし、長手方向中央に深さ 45mm、厚さ 5mm の切欠き
を入れるために型枠中央部に鋼板を設置した。切欠き用
鋼板の設置に際し、脱型時にスムーズに取り外せるよう
に鋼板の周囲に厚さ 0.2mm のプラスチックシートを貼
写真-3.4 配合試験供試体(W150)外観
り、グリスを薄く塗布した。
(写真-3.6)
供試体は 2 層に分けて詰め、各層突き棒で 80 回突い
3.2.3 供試体作製
た後、大小 2 種類の加圧板を付けた振動タンパにより1
(1) 配合
層 120 秒間締固めた。
(写真-3.7)
前述の配合試験の結果から、引張強度試験及び破壊エ
ネルギー試験用供試体の配合は表-3.7 のとおりとした。
各層間の締固め後は、突き棒で平滑面をかき乱して次
層との馴染みを良くした。
表-3.7 供試体の配合
W
C
140
80
単位量(kg/m3)
CSG 材
80-40
40-20
20-10
10-5
5mm-
167
293
397
376
857
(2) 供試体作製方法
供試体作製用は、3.2.2 に述べた配合試験と同じく傾胴型ミキサで
の混合の後、ウェットスクリーニングにより、40 ㎜以上の CSG 材を
除去することで製造した。
供試体は、引張強度試験用の円柱供試体(φ150mm
写真-3.6 切欠きはり供試体型枠
×300mm)と破壊エネルギー試験用の切欠きはり供試
体(150mm×H150mm×L550mm)を作製した。各供
試体の作製方法を以下に示す。
a) 円柱供試体
φ150mm×300mm の軽量型枠(ブリキ製)に試料を
3 層に分けて詰め、各層突き棒で 15 回突き固めた後、振
14
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
以上により作成した各供試体の密度測定結果を表-3.8
に示す。表中の密度比は、前述の配合試験と同様に、空
隙をゼロとした理論密度と実測密度との比である。円柱
供試体の中で、混合・排出後作成までの時間がやや長か
った(1 時間程度)バッチに一部密度比がやや小さい供
試体が見られた。これらの供試体は引張試験には使用せ
ず、予備試験や圧縮試験に用いることとした。
作製した供試体は、水分散逸を防止するためその上面
にラップを被せ、ビニールテープで二重に巻いた状態で
20℃の恒温室にて封緘養生した。
写真-3.7 切欠きはり供試体作製
表-3.8
供試体形状
寸法(mm)
供試体作製結果
供試
用途
体数
φ150×300
引張強度試験用※
53
φ150×300
圧縮強度試験用
5
B150×H150×
L550
破壊エネルギー
試験用
12
密度
(g/cm3)
最少:2.149
平均:2.188
最大:2.239
最少:2.058
平均:2.126
最大:2.204
最少:2.149
平均:2.188
最大:2.239
円柱
切欠きはり
密度比
(%)
最少:93.5
平均:95.2
最大:97.4
最少:89.6
平均:92.5
最大:95.9
最少:93.5
平均:95.2
最大:97.4
※引張強度試験用供試体は試験前に上下端部各 30mm を切除した
(3) 供試体準備
では載荷時に供試体と治具の分離が生じた。このため、
a) 直接引張試験用供試体
治具と供試体の接触面全体に接着剤を塗布することとし
円柱供試体のうち、直接引張試験用供試体は、載荷用
たものである。
の治具を接着するため、試験 1 ヵ月前程度に脱型し、上
鋼製治具
下端部 30mm をコンクリートカッターで切除した。
供試体
治具の接着及びひずみゲージの貼付位置を図-3.5 に示
す。ひずみゲージ(ゲージ長 60mm)は計 4 枚を供試体
接着剤
側面の上下部(表裏 2 枚ずつ)に接着した上で、当該ひ
ずみゲージをまたぐ位置に縁が来る寸法のキャップ型鋼
ひずみゲージ
製治具をエポキシ系接着剤で供試体端部に固定した。そ
の後、供試体側面中央部にもひずみゲージ(ゲージ長
120mm)計 4 枚(前後左右)を貼付した。
図-3.5 直接引張試験用供試体
ここで、供試体側面中央部のほか、上下部にもひずみ
b) 割裂引張試験用供試体
ゲージを接着したのは、治具の縁にあたる位置での応力
割裂試験用の円柱供試体については、治具接着の必要
集中によって当該位置での破断が生じる可能性を考慮し、
破断面付近でのひずみも計測できるようにしたものであ
はないが、直接引張試験用供試体と同形状とするため、
る。なお、このような応力集中は、治具と供試体の接着
同様に試験 1 ヵ月前程度に脱型し、両端 30mm を切除
面(接着剤の塗布面)を端面のみに限定すれば生じにく
した。また、切断した両面の中央へ平行になるよう(載
いと考えられる。そこで、予備試験として、側面側には
荷時は載荷方向に直交するよう)ひずみゲージ(ゲージ
接着剤が回らないようグリス塗布による縁切りし、端面
長 60mm)計 2 枚(前後)を図-3.6 に示す位置に貼付し
のみを接着した条件での比較試験も行ったが、この方法
た。
15
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
張強度の載荷速度依存性に対して繰返し載荷が及ぼす影
供試体
響について調べることを目的とした、割裂引張試験及び
直接引張試験を実施した。くり返し載荷の影響は、両試
験とも単調載荷により破壊させる通常のケースと、図
ひずみゲージ
-3.8 に示すように、引張領域での事前繰返し載荷後に単
図-3.6 割裂試験用供試体
調載荷して破壊させるケースの比較により評価すること
c) 圧縮試験用供試体
とした。
圧縮試験用供試体は、試験 7 日前程度に脱型し、供試
引張試験での載荷速度は、破壊のための単調載荷時に
体側面中央部にひずみゲージ(ゲージ長 120mm)を計
ついては静的(0.05N/mm2/s)と急速の両条件とした。
急速載荷での載荷速度は、大規模地震時に台形 CSG ダ
2 枚(前後)を図-3.7 に示す位置に貼付した。
ム堤体内で生じる可能性がある応力増加速度(20~
30N/mm2/s5)程度)を考慮し、試験機の変位速度を設定
供試体
することで載荷速度を変化させた。その結果得られた急
キャッピング
速載荷での載荷速度は 36~344N/mm2/s であった。
また、事前の繰返し載荷を行ったケースでの事前繰返
し載荷時の載荷速度および除荷速度は、静的載荷
ひずみゲージ
(0.06N/mm2)に設定した。事前くり返し載荷で上限、
下限荷重値は、先行して実施した静的単調載荷ケースに
図-3.7 圧縮試験用供試体
おける破壊時の最大荷重(同一条件での各供試体の平均
തതതതതത
値)ܲ
௠௔௫ に対し 0.1 倍、載荷時の上限値を同 0.7 倍また
d) 破壊エネルギー試験用供試体
破壊エネルギー試験用供試体は、試験 7 日前程度に脱
は 0.5 倍(上限値 0.5 倍のケースは割裂試験のみ実施)
の範囲とし、載荷・除荷の繰返し回数は 10 回とした。
型した。
なお、a)~d)全ての供試体は、以上の準備を行った
(単調・静的載荷ケースの最大荷重の平均)
後、試験材齢(91~108 日)まで室内に封かんした。
破壊
3.3 圧縮強度試験
繰返し:10回
CSG 供試体の基本物性として圧縮強度(ピーク強度及
または
荷重
び弾性領域強度 2))を確認するため、円柱供試体を用い
た圧縮強度試験(材齢 91 日)を行った。載荷方法は通
常の静的載荷での単調載荷試験である。圧縮強度試験の
結果を表-3.9 に示す。
時間
表-3.9 圧縮強度試験結果
供試体
数
n=5
平均
最大荷重
(kN)
61.97
67.43
56.47
54.67
51.82
58.47
ピーク強度
(N/mm2)
3.51
3.83
3.19
3.09
2.94
3.31
事前繰返し載荷
弾性領域強度
(N/mm2)
1.46
1.59
2.33
2.21
2.40
2.00
単調載荷
図-3.8 事前繰返し載荷の方法
破壊のための単調載荷、事前繰返し載荷とも、静的載
荷での試験は、万能試験機を使用した。機械への設定値
は、載荷速度と、繰返し載荷では繰返し荷重上限と下限
と繰返し回数である。
破壊のための急速載荷での試験には、サーボ制御式急
3.4 引張強度試験による繰返し載荷の影響の検討
速載荷試験装置を使用した。本装置の載荷機構は、油圧
3.4.1 試験方法
をアキュムレータ部分に蓄積させ、その圧力を急激に解
昨年度までの検討 5)で明らかになっている CSG の引
放させることにより所定の載荷速度を得るものである。
16
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
(2) 直接引張試験
載荷速度の制御は、油圧制御バルブを機械的に一定速度
直接引張試験は、偏心の影響を軽減するためユニバー
で作動させることにより試験機の変位速度を設定できる
サルジョイントを介して供試体の両端に接着した鋼製治
ようになっている。
なお、事前繰返し載荷を行い、その後同じ試験機を使
具に軸方向引張荷重を加える方法で実施した。試験状況
用した静的載荷で破壊させるケースでは、事前繰返し載
を写真-3.10(静的載荷時)
、写真-3.11(急速載荷時)に
荷終了後に一旦荷重をゼロにしてから引続き静的単調載
示す。
荷を行い、破壊を生じさせた。事前繰返し裁荷の後急速
載荷破壊を生じさせるケースでは、使用する試験機とそ
の所在が異なるため、事前繰返し載荷終了後に供試体を
試験機から取り外した上で供試体に衝撃が加わらないよ
う保護した状態で運搬し、翌日以降に急速載荷試験を行
った。
(1) 割裂引張試験
割裂引張試験の方法は、基本的に JIS A 1113 によった。
試験機の載荷面が供試体寸法に比較して小さいため、鋼
製載荷板を使用した。載荷板は、載荷中に傾かず且つ反
力を生じさせないように、支柱に通したスプリングで支
写真-3.10 直接引張試験(静的載荷)
持される構造とした。試験状況を写真-3.8(静的載荷時)
、
写真-3.9(急速載荷時)に示す。
写真-3.11 直接引張試験(急速載荷)
写真-3.8 割裂引張試験(静的載荷)
写真-3.9 割裂引張試験(急速載荷)
17
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
3.4.2 試験結果と考察
2
引張強度試験結果を割裂試験について表-3.10 に、直
単調
0.5倍繰返し
0.7倍繰返し
1.8
割裂引張強度増加率
接引張試験について表-3.11 に示す。次に、引張強度試験
で得られた引張強度と載荷速度の関係を割裂試験につい
て図-3.9、直接引張試験について図-3.10 にそれぞれ示す。
両図中、引張強度は静的載荷による単調載荷で破壊させ
たケースでの強度の平均値を基準とした増加率で示して
いる。また、応力増加速度は、最大応力時とその 1/3 の
応力となる時の割線として算出した。割裂、直接引張強
1.6
1.4
1.2
1
0.8
度とも、昨年度の結果と同様、載荷速度が速くなると強
0.01
度が増加する速度依存性が認められる。
事前の繰返し載荷による応力履歴の影響については、
0.1
1
10
100
応力増加速度(N/mm2/秒)
1000
図-3.9 割裂引張強度と載荷速度の関係
静的載荷により破壊させたケースではほとんど認められ
ないが、急速載荷条件により破壊させたケースでは、全
体として、単調載荷のみで破壊させたものに比べ、事前
2
単調
繰返し載荷を行ったものの方が強度増加が小さくなるケ
1.8
ースが多かった。
ただし、
強度増加が小さくなる傾向は、
തതതതതത
事前繰返し荷重の上限を 0.7ܲ
௠௔௫ としたケース(直接引
直接引張強度増加率
0.7倍繰返し
張試験、割裂試験)では比較的明瞭であるが、割裂試験
തതതതതത
のみ実施した同 0.5ܲ
௠௔௫ のケースでは明確でない。
この理由について考察するため、事前繰返し載荷時の
応力―ひずみ履歴の例を図-3.11 に示す。同図より、
തതതതതത
0.7ܲ
௠௔௫ のケースでは、残留ひずみが繰返しの過程で明
1.6
1.4
1.2
1
0.8
തതതതതത
らかに大きくなっているが、0.5ܲ
௠௔௫ のケースでは同様
0.01
の傾向が見られるもののかなり小さい。このことから、
事前の載荷・除荷の過程で弾性領域を超えるひずみによ
0.1
1
10
100
応力増加速度(N/mm2/秒)
1000
図-3.10 直接引張強度と載荷速度の関係
って供試体内に微小なひび割れが生じることで、破壊時
の載荷速度の増加に対する引張強度の増加が小さくなる
ものと考えられる。
0.7
0.6
応力(N/mm2)
0.5
0.4
0.3
CSG‐5(静的・単調)
事前繰返しなし
事前繰返しあり(静的・0.5 倍繰返し)
CSG‐13(静的・0.5倍繰返し)
事前繰返しあり(静的・0.7 倍繰返し)
CSG‐23(静的・0.7倍繰返し)
0.2
0.1
0
0
50
100
150
200
250
ひずみ(μ)
図-3.11 応力-ひずみ曲線の例(事前繰返し載荷による影響)
18
300
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
供試体数
N=6
N=6
N=3
N=6
N=3
N=6
表-3.10 割裂引張試験条件と結果
最大荷重
事前繰返し
載荷速度
kN
載荷条件
単調
単調
0.5 倍 10 回
0.5 倍 10 回
0.7 倍 10 回
0.7 倍 10 回
静的
急速
静的
急速
静的
急速
19
ピーク強度
N/mm2
31.00
0.55
33.85
0.60
32.30
0.57
29.50
0.52
34.60
0.61
31.45
0.56
40.01
0.71
39.92
0.71
50.56
0.89
46.08
0.81
52.48
0.93
41.92
0.74
32.70
0.58
31.55
0.56
34.65
0.61
39.76
0.7
42.88
0.76
41.60
0.74
58.88
1.04
48.96
0.87
32.32
0.57
32.45
0.57
32.40
0.57
33.45
0.59
38.72
0.68
33.60
0.59
38.72
0.68
47.36
0.84
54.08
0.96
33.60
0.59
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
供試体数
N=6
N=5
N=6
N=6
表-3.11 直接引張試験条件と結果
最大荷重
事前繰返し
載荷速度
kN
載荷条件
単調
単調
0.7 倍 10 回
0.7 倍 10 回
静的
急速
静的
急速
20
ピーク強度
N/mm2
5.94
0.34
5.80
0.33
6.07
0.34
7.37
0.42
6.16
0.35
6.31
0.36
10.21
0.58
10.66
0.60
8.26
0.47
9.50
0.54
9.57
0.54
5.81
0.33
6.18
0.35
7.18
0.41
6.32
0.36
7.26
0.41
7.27
0.41
8.74
0.49
8.10
0.46
7.81
0.44
7.84
0.44
9.63
0.55
8.42
0.48
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
3.5 繰返し載荷が CSG の引張軟化特性に及ぼす影響
静的載荷ケース 2 体の最大荷重の平均値(2.7kN)に対
3.5.1 試験方法
し、
上限値を 0.7 倍
(1.89kN)
、
下限値を同 0.1 倍
(0.27kN)
とした。繰返し回数は 10 回とした。
破壊エネルギー試験は、静的載荷での引張試験に使用
した万能試験機を使用し、JCI-S-001-2003(切欠きはり
破壊エネルギー試験の条件と結果を表-3.12 に示す。
を用いたコンクリートの破壊エネルギー試験方法)によ
って行った。なお、同規準では載荷速度を CMOD 速度
で規定しているが、クロスヘッド変位を制御することで
所定の CMOD 速度となるようにした。同試験の実施状
況を写真-3.12 に示す。
載荷方法は、引張強度試験と同様、単調載荷のみによ
り破壊させるケースと、事前繰返し載荷(載荷・除荷)
を行った上で単調載荷により破壊させるケースの両ケー
スを実施した。
破壊させるための単調載荷時の載荷速度は、静的載荷
ケースでは CMOD 速度 0.1mm/分(クロスヘッド変位
速度 0.08mm/分)とし、急速載荷ケースはその 10 倍
(CMOD 速度 1mm/分)~1000 倍(100mm/分)とし
写真-3.12 破壊エネルギー試験
た。
事前繰返し載荷での載荷速度は静的載荷(CMOD 速
度 0.1mm/分)とし、載荷・除荷での荷重範囲は、単調・
供試体
番号
1
2
表-3.12 破壊エネルギー試験条件と結果
事前繰返し
載荷速度
最大荷重
破壊エネルギー
載荷条件
(CMOD 速度)
kN
Gf(N/mm)
mm/分
-
0.1
0.118
2.65
-
0.1
0.091
2.775
3
-
1
2.62
0.099
4
-
10
3.24
0.155
5
-
100
2.545
0.098
6
-
100
3.255
0.188
7
0.7 倍 10 回
0.1
2.6
0.106
8
0.7 倍 10 回
0.1
2.6
0.108
9
0.7 倍 10 回
10
3.185
0.115
10
0.7 倍 10 回
10
2.98
0.117
11
0.7 倍 10 回
100
3.83
0.248
12
0.7 倍 10 回
100
2.51
0.133
21
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
3.5.2 試験結果と考察
ら、繰返し載荷による影響については、さらに検証が必
(1) 破壊エネルギーへの影響
要と考えられる。
破壊エネルギー試験から得られた荷重-CMOD 曲線
を図-3.12、また、これらを載荷速度別に図-3-13 に示す。
さらに、荷重―CMOD 曲線下の面積として算出した破
壊エネルギーと CMOD 速度の関係を図-3.14 に示す。
図-3.14 より、CMOD 速度が増加すると破壊エネルギ
ーが増加する傾向が認められる。しかし、繰返し載荷の
影響については、試験数が限られることやばらつきが大
きいことから明確ではない。なお、最もばらつきが大き
い CMOD 速度 100mm/分ケースのうち、破壊エネルギ
ーが最大となった供試体(No.11)については、試験後
の破断面観察で破断面に骨材が介在していたことを確認
した。また、破壊エネルギーが最小の供試体(No.5)で
は、図-3.13 からわかるとおり、載荷途中で一時荷重低
下を生じ、再び荷重が増大して破断に至っている。これ
らの点を踏まえ、両供試体のデータを除外すると、単調
載荷での破壊ケースに比べ事前繰返し載荷を行った場合
図-3.14 破壊エネルギーと載荷速度の関係
には、載荷速度の増加による破壊エネルギーの増加は小
(番号は表-3.12 の供試体番号)
さくなる。ただし、現時点では試験数が限られることか
4
単調・0.1mm/分
繰返し・0.1mm/分
単調・10mm/分
繰返し・10mm/分
単調・100mm/分
繰返し・100mm/分
3.5
3
荷重(kN)
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0
0.5
1
1.5
CMOD(mm)
図-3.12 荷重-CMOD 曲線
22
2
2.5
3
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
4
CSG‐1(単調0.1mm/min)
CSG‐2(単調0.1mm/min)
CSG‐7(繰返し0.1mm/min)
CSG‐8(繰返し0.1mm/min)
3.5
3
荷重(kN)
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0
0.5
1
1.5
CMOD(mm)
2
2.5
3
4
CSG‐3(単調1mm/min)
CSG‐4(単調10mm/min)
CSG‐9(繰返し10mm/min)
CSG‐10(繰返し10mm/min)
3.5
3
荷重(kN)
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0
0.5
1
1.5
CMOD(mm)
2
2.5
3
4
CSG‐5(単調100mm/min)
CSG‐6(単調100mm/min)
CSG‐11(繰返し100mm/min)
CSG‐12(繰返し100mm/min)
3.5
3
荷重(kN)
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
CMOD(mm)
図-3.13 荷重-CMOD 曲線
上:CMOD 速度 0.1mm/分(1 倍)、中:1mm/分(10 倍)および 10mm/分(100 倍)
、下:100mm/分(1000 倍)
23
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
3.6 まとめ
水・構造コンクリートなど堤体内部構造までの詳細なモ
CSG 供試体による引張強度試験(割裂試験、直接引張
デル化は行われない。このようなモデルは、堤体全体と
試験)及び破壊エネルギー試験を行い、載荷速度による
して CSG が大部分を占めること、コンクリートに比べ
影響を確認するとともに、事前繰返し載荷による影響に
内部に使用される CSG の方の強度が低いことを考慮す
ついて調べた。その結果、以下のことがわかった。
れば、当該 CSG 自体の損傷が生じない条件下で行われ
・CSG の引張強度は、
載荷速度が増加すると大きくなる。
る設計計算法としては一定の合理性を有するものと考え
ただし、破壊前の応力履歴の影響を受け、事前に繰返
られる。しかし、2.1 で述べたとおり、堤体の内部構造
し載荷を受ける場合には、ある程度大きな載荷を受け
まで考慮したモデルを用いた動的解析の結果、台形 CSG
ると強度増加が小さくなる。
ダムでは、堤体内部の CSG とコンクリート部の境界部
・CSG の引張破壊時の破壊エネルギーは、引張強度と同
に特に応力集中が生じやすいことが明らかになった。こ
様に、載荷速度が増加すると大きくなる。破壊前の応
れは、比較的物性の相違が大きい材料が堤体内部で接す
力履歴の影響については、引張強度と同様、その影響
る構造となっている台形 CSG ダム特有の構造的特徴に
を受ける可能性が考えられるが、現時点ではデータ数
起因するものと考えられるが、損傷過程まで考慮する必
が十分でないため、引き続き検証が必要である。
要のある大規模地震に対する耐震性能照査では、このよ
うな応力集中による影響について適切に推定することが
4.大規模地震に対する台形 CSG ダムの耐震性能照査方
特に重要になると考えられる。したがって、大規模地震
法に関する検討
を考慮した台形 CSG ダムの耐震性能照査では、一般的
本研究では、台形 CSG ダムの大規模地震時の挙動を
な設計計算時の解析モデルでは考慮されない堤体内部構
推定するため、2 章で述べたようなダム堤体の応答特性
造(特に、物性が大きく異なる CSG 部とコンクリート
についての解析的検討を行うと同時に、3 章で述べたよ
部の区分)についても適切に考慮した解析モデルを用い
うな CSG の材料物性としての強度特性や破壊特性に関
る必要があると考えられる。
する実験的検討を行ってきている。これらの検討では、
4.2 想定する損傷形態と挙動の推定方法
引き続き明らかにすべき点も残されているが、大規模地
震時における台形 CSG ダムの挙動を推定する上で重要
大規模地震に対する台形 CSG ダムの耐震性能照査に
ないくつかの点が明らかになってきている。このため、
では、まず 4.1 に述べたような解析モデルを用いて応力
台形 CSG ダムの耐震性能照査を適切に行うために必要
-ひずみ関係を線形と仮定した線形動的解析を行い、堤
な解析モデル、また同型式ダムで大規模地震時に想定さ
体内発生応力の分布を把握することが有効と考えられる。
れる損傷形態や挙動の推定方法などに関して、現時点ま
次に、線形動的解析の結果から、堤体内に何らかの損
でに得られた知見に基づき、その基本的な考え方として
傷が予想される場合には、その損傷過程を考慮できる解
考慮すべき点を述べる。
析法により、損傷範囲を推定することが必要となる。大
規模地震時に想定される台形 CSG ダムの主要な損傷形
態は、
2 章で述べたとおり CSG の引張破壊による損傷で
4.1 解析モデル
台形 CSG ダムの設計では、震度法による安定計算が
あり、圧縮破壊やせん断破壊が先行して生じる可能性は
基本となるコンクリートダムと異なり、有限要素モデル
低いと考えられる。現状において、引張、圧縮およびせ
を用いた数値解析(静的および動的解析)により常時及
ん断を含む組み合わせ応力による全ての破壊形態を同時
び地震時に堤体各部に発生する応力が推定される。そし
に再現できる解析手法が未確立であることも考慮すると、
て、推定される堤体各部の発生応力の最大値に一定の余
上記のことから、台形 CSG ダム堤体内部の損傷過程を
裕(安全率)を見込んで当該部に使用される CSG の必
推定するための解析手法としては、コンクリートダムの
要強度が設定され、この必要強度が材料のばらつきを考
耐震性能照査への適用が一般的となっている分布型クラ
慮しても得られるよう粒度や単位水量の範囲が設定され
ックモデルなど、引張破壊による損傷過程を再現できる
る。しかし、現在の台形 CSG ダムの設計では一般的に
非線形動的解析法 14)を 4.1 で述べた堤体内部構造を考慮
CSG の物性を堤体全体の物性として代表させた数値解
した解析モデルに対して適用するのが現状では最も合理
析モデルが用いられている。この場合、堤体表面に配置
的な方法と考えられる。
なお、台形 CSG ダムの設計では、堤体内部応力によ
される保護コンクリートや上流端付近に配置される止
24
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
り堤体内に損傷が生じないことに加え、堤体を剛体と見
参考文献
なした場合に堤体全体の転倒や堤敷沿いの滑動のおそれ
1)国土交通省河川局:大規模地震に対するダム耐震性能照査
がないこともあわせて要件とされる
2)
。このうち転倒に
指針(案)
・同解説、2005.3.
2)財団法人ダム技術センター:台形 CSG ダム設計・施工・品
対する安定性はほぼ自明のものと考えられるが、堤敷沿
いの滑動に対する安定性については、大規模地震時に想
質管理技術資料、2012.6.
3)財団法人国土開発技術研究センター:フィルダムの耐震設
定される地震動に対しても安定性照査が必要と考えられ
る。すなわち、有限要素モデルを用いた動的解析で得ら
計指針(案)
、1991.6.
4)ダムの耐震性に関する評価検討委員会:ダムの耐震性に関
れた堤敷面沿い各部の鉛直応力とせん断応力を求め、両
者から計算される局所せん断摩擦安全率の分布も踏まえ、
する評価検討委員会報告書、財団法人国土開発技術研究セン
堤敷面全体としての滑動安全性を評価する必要があると
ター、1995.11.
考えられる。なお、コンクリートダムと異なり、堤敷面
5)佐々木隆、金銅将史、切無沢徹:台形 CSG ダムの耐震性能
全体の基礎岩盤との一体化を設計上考慮しない台形
照査に関する研究、平成 24 年度 重点プロジェクト研究報
CSG ダムの滑動安全性は、設計上は着岩面付近のせん断
告書、2013.5.
6)財団法人ダム技術センター:
「台形 CSG ダム等の設計・施
強度を期待しない滑動係数(水平力に対する摩擦抵抗力
工事例」
、ダム技術 No.216、2004.9.
2)
の比)により評価される が、大規模地震に対する耐震
7)財団法人ダム技術センター:台形 CSG ダム設計・施工・品
性能照査では、4.1 で述べたように堤体内の内部構造ま
でモデル化し、その損傷範囲を推定する必要があると考
質管理技術資料、p2-47、2012.6.
8)土木学会:2013 年制定コンクリート標準示方書[ダムコンク
えられる。このため、着岩面の一体化が期待できる止水・
構造コンクリート部などについては、摩擦抵抗だけでな
リート編]、p34~35、2013.10.
9)永山功、渡辺和夫、小林政登:
「コンクリートのせん断強度
くせん断強度も適切に考慮することが合理的と考えられ
についての実験的考察(その 1)
」
、土木研究所資料、第 2829
る。
号、1990.3.
10)財団法人ダム技術センター:台形 CSG ダム設計・施工・
4.3 今後の検討
大規模地震に対する台形 CSG ダムの耐震性能照査に
品質管理技術資料、p1-10~1-12、2012.6.
11)斉藤孝三、片平博:
「ダム基礎岩盤の原位置試験に関する
必要となる地震時の挙動や損傷範囲の推定結果は、考慮
する損傷形態や材料物性によって左右される。この点に
諸検討と考察」
、土木研究所資料、p7、1983.1.
12)小林雅幸、金銅将史、切無沢徹、佐々木隆「CSG の引張
ついて、これまでに行われた知見を適切に反映する方法
強度特性に関する検討(その 2)
、土木学会第 68 回年次学術
を今後体系的にとりまとめる必要がある。
また、耐震性能照査における数値解析結果の判断基準
講演会、2013.9.
13)安田成夫、服部敦、佐藤耕治、古本浩一、
「CSG に関する
についても検討が必要である。当該判断は、他形式のダ
試験的検討」国総研資料、第 330 号、p55、2006.6
ム同様、予想される損傷範囲などからダムの貯水機能が
維持 1)されるかどうかなどの観点から行われるべきもの
14)永山功、山口嘉一、佐々木隆、佐藤弘行、冨田尚樹、金縄
と考えられるが、台形 CSG ダムの構造的特徴や予想さ
健一、猪股純、安田成夫、佐野貴之、吉岡英貴、川崎秀明、
れる損傷形態・損傷範囲を踏まえ、具体的にどのような
平山大輔、稲垣謙司:大規模地震に対するダムの耐震性能
要件であれば所要の耐震性能を満足すると判断できるか、
照査に関する資料、土研資料 3965 号、2005.3.
今後明確にしていく必要がある。
25
3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究
A STUDY ON SEISMIC PERFORMANCE EVALUATION OF TRAPEZOIDAL CSG
DAM
Budget:Grants for operating expenses, General
account
Research Period:FY2011-2015
Research
Team : Dam
and
Appurtenant
Structures
Team,
HydraulicEngineering
Research Group
Author:SASAKI Takashi,
KONDO Masafumi
KOBORI Toshihide
Abstract: The trapezoidal CSG (Cemented Sand and Gravel) dam is a new type of dam, that is made of materials
obtained in and around dam site and constructed by using simple facilities. Because of its advantages in economic efficiency
and environment-friendliness, this type of dam is innovated in some dam construction projects recently. On the other hand,
the trial implementation of seismic performances evaluation of dams against large shale earthquake has already started
because of rising public concern with safety of various civil engineering structures. However, the material properties of CSG
and the damaging process of this new type of dam under extremely strong earthquake, which are required to evaluate seismic
performance of the trapezoidal CSG dam, have not been clarified, though a fundamental design method of this type dam has
already been established.
In this year, Experimental studies to investigate the effect of roading rete and cyclic roading on the tensile strengths and
fracture energy of CSG were conducted. Numerical studies to investigate large scale earthquake-induced damages to this type
of dam due to tensile stress and combined stress were also carried out.
Key words : Trapezoidal CSG dam, Seismic performance evaluation, Seismic response analysis, Tensile
strength, Fracture energy, Loading rate
26
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3.7 台形 CSG ダムの耐震性能照査に関する研究