Microsoft PowerPoint - No2-1 Small strain 2011理科大大学院.ppt [互換モード]
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- すずり ひでやま
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1 Deformation and Strength Characteristics of Geomaterials 地盤材料 ( 粘土 ~ 砂 ~ 礫 ~ 軟岩 ~セメント改良土の変形強度特性 II-1 Summer 2011 龍岡文夫
2 Introduction: 地盤材料の変形強度特性の特徴の簡単な説明この講義で扱う地盤材料 : 軟弱粘土 硬質粘土 密な緩い砂礫 軟岩 ( 堆積軟岩 風化軟岩 ) 硬岩, セメント改良土 ひずみレベル % 以下での応力ひずみ関係における弾性 ピーク前の応力ひずみ関係 ( 及び応力履歴の影響と降伏関数の形状 ) ピーク強度に対する拘束圧の影響 ( 特に低圧での挙動 ) ピーク強度 及びピーク強度とピーク前の応力ひずみ関係における異方性ク強度とピク前 せん断層の形成と粒径効果 時間効果 ( 粘性と年代効果 )
3 地盤の反応の予測のための様々な課題 1. 微少ひずみでの剛性 2. ひずみと圧力による非線形性 3. 強度の異方性 4. ひずみの局所化 ( せん断層と粒子の大きさの影響 ) 5. 粘性 ( クリープ等 ) ダイラタンシー年代効果 せん断応力, t ピーク前の非線形応力ひずみ関係ピーク強度ひずみ軟化ひずみ速度効果微小ひずみでの剛性 亜弾性塑性粘性初期異方性と誘導異方性粒径効果を伴うせん断層の発生拘束圧依存性 0 せん断ひずみ, g ( 供試体平均 )
4 明石海峡大橋
5 Akashi Strait Bridge 明石海峡大橋
6 神戸市舞子 淡路島松帆 舞子 沖積層 後期洪積層 未固結礫 ( 明石層 ) 松帆 堆積軟岩 ( 神戸層 ) 花崗岩 世界最大の吊り橋 ; しかし 本州四国連絡橋ネットワークのなかで 最も地盤条件が悪い
7 明石海峡大橋
8
9 at (MPa) d pressure a base, (p) ave ( Applied he footing b, S(mm) t Settlement (Tatsuoka & Kohata, 1995; Tatsuoka et al., 2001) 礫地盤上のピア基礎 2Pの沈下記録 即時沈下 残留沈下 地震時沈下 Pier 2P of Akashi Strait Bridge End of tower construction The 1995 Hygo-ken Nambu Earthquake 14 th Oct., years Elasped time (days)
10 - 弾性成分は少なくない - 基礎圧力 (p) ave の増加に伴い接線剛性 d(p) ave /ds は増加これは 砂礫地盤の特徴 Averag ge contac ct pressur re, (p) ave (MPa) S e (elastic component, based on (V s ) field & its pressure-dependency from laboratory stress-strain tests) S e S ir (=S t - S e ) Settlement rate Fitted to ir ir S (mm/day) S 01mm/day 0.1mm/day > 0.25 S t (total settlment as measured) 0.0 Pier 2P of Akashi Strait Bridge Settlement, S (mm) (Tatsuoka et al., 2001)
11 - 建設速度が遅いときは小さな接線剛性 ( 何故?) - 基礎荷重が一定の時はクリープ変位 Averag ge conta act press sure, (p) (MPa) ave S e (elastic component, based on (V s ) field & its pressure-dependency from laboratory stress-strain tests) S e Fitted to ir S 0.1mm/day S ir (=S t - S e ) S t (total settlment as measured) Settlement rate ir S (mm/day) > Pier 2P of Akashi Strait Bridge Settlement, S (mm)
12 堆積軟岩上のピア基礎 3Pの沈下記録 即時沈下 残留沈下 地震時沈下 ( 記録が取れなかった ) 10 sure, (p) ave (kgf/cm 2 ) Average contact pres S e Fitted to Ṡ ir = 0.05 (mm/day) b) 3P S ir. S ir (mm/day) S t > Settlement, S (mm) Appli ied pressure e, (p) ve (kgf/cm2 av ) Settlemen nt, S (mm m) th Jan b) 3P End of tower construction The 1995 Hyogo-ken Nambu earthquake Elasped time (days)
13 - 弾性成分は少なくない - 基礎圧力 (p) ave の増加に伴う接線剛性 d(p) ave /ds は増加はないこれは 堆積軟岩地盤の特徴 (p) gf/cm 2 ave (kg ) Average e contact pressure, S e Fitted to Ṡ ir = 0.05 (mm/day) b) 3P S ir t. S ir (mm/day) S t > Settlement, S (mm)
14 荷重 P 工学的必要性 沈下 S ( この予測が課題 ) 代表的要素 荷重 P 残留沈下 即時沈下 0 沈下 S
15 荷重 P 基本的な考え方 応力 沈下 S ( この予測が課題 ) 代表的要素 ひずみ 荷重 P 原位置での応力 ~ひずみ関係が正確に分かれば 実際の沈下 S を予測できる応力 残留沈下即時沈下 0 沈下 S クリープ変形 即時変形 : 弾性非弾性 ( 粘塑性 ) 0 ひずみ
16 実際は どうであるのか? 1) 室内試験法での問題と課題は? 2) 原位置試験での問題と課題は? 3) 地盤材料の応力 ~ ひずみ関係の モデル化の問題と課題は?
17 神戸市舞子 淡路島松帆 舞子 沖積層 後期洪積層 未固結礫 ( 明石層 ) 松帆 堆積軟岩サンプリング ( 神戸層 ) 花崗岩 世界最大の吊り橋 ; しかし 本州四国連絡橋ネットワークのなかで 最も地盤条件が悪い
18 Dept 深度 th (m) 明石海峡大橋ピア Kobe group softrock 1A: 神戸層堆積軟岩地盤 E max 0 E 0 E max Average ( 平均値 ) 三軸圧縮試験 (from CD TC (LDT tests; を用いて axial strains measured 軸ひずみ測定 with ) LDTs) E 50 一軸圧縮試験 unconfined ( 通常の方法で軸ひずみ測定 compression testst ) (from external axial strains) E : ;p primary loading BHLT PMT 孔内水平載荷試験 * + E PLT ; tangent : 平板載荷試験 modulus * -60 in primary loading range E PLT を定義した平板平均圧力の範囲 of plate pressure(kgf/cm 2 : 2 ) ) 0 20, , E f (from : PS 検層 shear Vsから求めたヤング率 wave velocity) 1A A-2 1A-3 max from CU and CD TC tests 1A-4 E : CD & CU 三軸圧縮試験条件 : 0 1A-5 c ' = v ' (in situ)= 5.2 (kgf/cm 2 形係数もしくは剛性 : ) 極端に大きなばらつき 1A-6 : Young's ヤング率 modulus, E (kgf/cm E (kgf/cm 2 ) 2 ) アンカ 1A における 地盤の変 どの値を用いたら良いのか?
19 実際は どうであるのか? 1) 室内試験法での問題と課題は? 2) 原位置試験での問題と課題は? 3) 地盤材料の応力 ~ ひずみ関係の モデル化の問題と課題は?
20 深度 Dept th (m) 明石海峡大橋ピア Kobe group softrock 1A: 神戸層堆積軟岩地盤 E max 0 E 0 E max Average ( 平均値 ) 三軸圧縮試験 (from CD TC (LDT tests; を用いて axial strains measured 軸ひずみ測定 with ) LDTs E 50 一軸圧縮試験 unconfined ( 通常の方法で軸ひずみ測定 compression testst ) (from external axial strains) E : ;p primary loading BHLT PMT 孔内水平載荷試験 * + E PLT ; tangent : 平板載荷試験 modulus * -60 in primary loading range E PLT を定義した平板平均圧力の範囲 of plate pressure(kgf/cm 2 : 2 ) ) 0 20, , E f (from : PS 検層 shear Vsから求めたヤング率 wave velocity) 1A A-2 1A-3 max from CU and CD TC tests 1A-4 E : CD & CU 三軸圧縮試験条件 : 0 1A-5 c ' = v ' (in situ)= 5.2 (kgf/cm 2 ) 1A Young's ヤング率 modulus, E (kgf/cm E (kgf/cm 2 ) 2 )
21 堆積軟岩の変形強度特性を求めるための実務での当時の代表的な室内材料試験 : 一軸圧縮試験 一軸圧縮試験神戸層 ( 堆積軟岩 : 砂岩 ) 松帆 : 採取深度 m 軸応力 (kgf/c cm 2 ) E i E 50 試験供試体 圧縮力 軸変位 軸ひずみ (%) 供試体は自立しているから 一軸圧縮試験で十分なように見える
22 従来手法 : 基礎の沈下の過大評価 より正確な予測が課題 平均設設地圧, (p p)ave. (kg gf/cm 2 ) 明石海峡大橋ピア 3P の沈下特性 E=10000kgf/cm 2 実測 E PMT ( ピア 3P 地点での測定値 ) =2890kgf/cm 2 FEM E 50 ( アンカー 1A 地点 ) =1777kgf/cm 基礎の沈下量 S (mm)
23 明石海峡大橋での本四公団の測定 基礎直下の基礎中心軸に沿って測定した鉛直ひずみ Vertical strain, v 未固結砂礫層 Pier ピア 2P 2P ( 明石層 ) に建設されたピア Pier 3P 3P 2P Eleva 標高 ation TP-(m) 案外ひずみは小さい % 堆積軟岩層 ( 神戸層 ) に建設されたピア 3P 180
24 堆積軟岩の変形強度特性を測定する方法として一軸圧縮試験は信頼できるのか? 一軸圧縮試験神戸層 ( 堆積軟岩 : 砂岩 ) 松帆 : 採取深度 m 軸応力 (kgf/ /cm 2 ) E i E 50 試験供試体 圧縮力 軸変位 地盤内のひずみ 軸ひずみ (%)
25 E PMT x 1,000 (kgf/cm 2 ) 一軸圧縮強度による初期剛性 E i E 50 x 1,000 (kgf/cm 2 ) 一軸圧縮強度, q u, 及び CU 三軸圧縮強度, q max (kgf/cm 2 ) 松帆 : 堆積軟岩 m) 深度 (m 礫岩砂岩泥岩 砂岩泥岩 一軸圧縮試験の結果 : 大きなばらつき 本当に自然の地盤の剛性と強度はこんなにばらついているのか?
26 砂岩 明石海峡大橋に関連して行われた一軸圧縮強度のまとめ ( 本四公団による ) 砂質泥岩 供試体数 泥質砂岩 非常に大きなばらつき 本当に自然の地盤の剛性と強度はこんなにばらついているのか? そこで 泥岩 全ての堆積軟岩 一軸圧縮強度, q u (kgf/cm 2 )
27 三軸圧縮試験 拘束圧 外部変位計軸受け用ボールベアリング軸受け 外部ロードセル載荷軸クランプセル圧計 耐圧三軸セル LDT セル圧 内部ロードセル LDT 供試体メンブレン O- リング LDT ゴム膜で囲まれた土 岩の試験体 石膏 ( 堆積軟岩の場合 ) LDT 固定器具 LDT 固定用背着剤
28 一軸圧縮強度は軸圧縮強度は 三軸圧縮強度と比較すると : 一般的に小さい ばらつきが大きい 神戸層 松帆 ( 採取深度 :11-30 m) 一軸圧縮試験では 拘束圧を供試体に加えないため 1. 強度と剛性を過小評価 2. 乱れの影響が大きい q cm 2 u (kgf/c ) 一圧圧縮強度 : 数字は拘束圧 : この結果に基づいて 本設泥岩計段階での強度評価では 粗粒砂岩細粒砂岩一軸圧縮試験から圧密排水 非排水三軸圧縮試験へ切り替えた CU 三軸圧縮強度 :q =σ σ 2 max 1-3 (kgf/cm ) 実験は,1985 年頃 山田真一氏による
29 Dept 深度 th (m) 明石海峡大橋ピア Kobe group softrock 1A: 神戸層堆積軟岩地盤 E max 0 E 0 E max Average ( 平均値 ) 三軸圧縮試験 (from CD TC (LDT tests; を用いて axial strains measured 軸ひずみ測定 with ) LDTs E 50 一軸圧縮試験 unconfined ( 通常の方法で軸ひずみ測定 ) compression tests (from external axial strains) E ;p primary loading BHLT PMT : 孔内水平載荷試験 * + E PLT ; tangent : 平板載荷試験 modulus * -60 E PLT を定義した平板平均圧力の範囲 in primary loading : range of plate pressure(kgf/cm (kgf/cm 2 ) 2 ) 0 20, , E f (from : PS 検層 shear Vsから求めたヤング率 wave velocity) 1A A-2 1A-3 max from CU and CD TC tests 1A-4 E : CD & CU 三軸圧縮試験条件 : 0 1A-5 c ' = v ' (in situ)= 5.2 (kgf/cm 2 ) 1A Young's ヤング率 modulus, E (kgf/cm E (kgf/cm 2 ) 2 )
30 外部変位計 軸受け用ボールベアリング 軸受け 外部ロードセル載荷軸クランプセル圧計 セル圧 耐圧三軸セル LDT 内部ロードセル LDT 供試体メンブレン O-リング 供試体側面での軸ひずみの測定 : 局所ひずみ測定装置 Local deformation transducer 後藤聡氏の発案 佐藤剛司氏の改良 石膏 ( 堆積軟岩の場合 ) LDT LDT 固定器具 LDT 固定用背着剤
31 De eviator 偏差応 stress, 応力 q (MPa) 12 Sedimentary 堆積軟岩 ( 神戸層 soft ) sandstone のCD 三軸圧縮試験 (Kobe Formation) : 10 '= 0.51 MPa (CD) h LDT External ( 外部変位計による軸ひずみ ) q = 9.39 MPa, E 0 = 1520 MPa max Axial 軸ひずみ strain, (%) 実験は水元桂輔氏 原位置 ( アンカー 1Aの掘削底面 ) から採取した不攪乱試料を用いた三軸圧縮試験 ( 試料は原位置有効応力状態で再圧密 ) v
32 De eviator 偏差応 stress, 応力 q (MPa) 12 Sedimentary 堆積軟岩 ( 神戸層 soft ) sandstone のCD 三軸圧縮試験 (Kobe Formation) : 10 '= 0.51 MPa (CD) h LDT 大変大きな軸ひずみの誤差 External ( 外部変位計による軸ひずみ ) 供試体上下端面と試験装置の間の不完全接触 : 目では見えない! 2 q = 9.39 MPa, E 0 = 1520 MPa max Axial 軸ひずみ strain, (%) 実験は水元桂輔氏 通常の測定法による軸ひずみは全く信用できない v
33 or q stress, (kgf/cm q (MP a) 2 ) Deviato 偏差応力, Sedimentary soft sandstone (Kobe Formation) (CD) '= 0.51 MPa h LDT External q = 9.39 MPa, E max 0 = 1520 MPa Axial strain, (%) v 軸ひずみ, e v (%) Deviator stress, q (MPa a) (kgf/cm 2 ) 偏差差応力, q LDT 0.2 External 外部変位計 Axial strain, (%) v 軸ひずみ, e v (%) /cm MPa) 2 ) r stress, q (M 力, q (kgf/ 偏差応力 Deviator E 0 = 1520 MPa Axial strain, ( ) (%) v LDTによる軸ひずみ, v (%) 微小ひずみでの剛性 E 0 の定義が出来た!
34 Dep 深度 pth (m) 明石海峡大橋ピア Kobe group softrock 1A: 神戸層堆積軟岩地盤 E max 0 E 0 E max Average ( 平均値 ) 三軸圧縮試験 (from CD TC (LDT tests; を用いて axial strains measured 軸ひずみ測定 with ) LDTs) E 50 一軸圧縮試験 unconfined ( 通常の方法で軸ひずみ測定 compression tests ) (from external axial strains) E BHLT PMT : ; primary 孔内水平載荷試験 loading * + E PLT ; tangent : 平板載荷試験 modulus * -60 E in primary loading PLT を定義した平板平均圧力の範囲 range of plate pressure(kgf/cm 2 : (g 2 ) ) 0 20, , E f (from : PS 検層 shear Vsから求めたヤング率 wave velocity) 1A A-2 1A-3 t 1A-4 max from CU and CD TC tests E : CD & CU 三軸圧縮試験条件 : o 1A-5 c ' = v ' (in situ)= 5.2 (kgf/cm 2 ) 1A Young's ヤング率 modulus, E (kgf/cm E (kgf/cm 2 ) 2 ) 室内試験 ( 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験等 ) から求めた剛性は大きく異なる
35 実際は どうであるのか? 1) 室内試験法での問題と課題は? 2) 原位置試験での問題と課題は? 3) 地盤材料の応力 ~ ひずみ関係の モデル化の問題と課題は?
36 Dep 深度 pth (m) 明石海峡大橋ピア Kobe group softrock 1A: 神戸層堆積軟岩地盤 E max 0 E 0 E max Average ( 平均値 ) 三軸圧縮試験 (from CD TC (LDT tests; を用いて axial strains measured 軸ひずみ測定 with ) LDTs) E 50 一軸圧縮試験 unconfined ( 通常の方法で軸ひずみ測定 compression tests ) (from external axial strains) E BHLT PMT : ; primary 孔内水平載荷試験 loading * + E PLT ; tangent : 平板載荷試験 modulus * -60 E in primary loading PLT を定義した平板平均圧力の範囲 range of plate pressure(kgf/cm 2 : (g 2 ) ) 0 20, , E f (from : PS 検層 shear Vsから求めたヤング率 wave velocity) 1A A-2 1A-3 t 1A-4 max from CU and CD TC tests E : CD & CU 三軸圧縮試験条件 : o 1A-5 c ' = v ' (in situ)= 5.2 (kgf/cm 2 ) 1A Young's ヤング率 modulus, E (kgf/cm E (kgf/cm 2 ) 2 )
37 G V s 2 の誘導 一様等方線形弾性体 ( 密度 :, せん断剛性率 G) dx x x せん断弾性波の dx 伝播速度 ( 位相速度 ) V s dy 0 u ( 水平変位 )
38 x t= t 1 +dt u(x 1 +dx,t 1 +dt) x 1+dx Vertical propagation of shear wave t= t 1 x 1 0 u u(x 1,t 1 ) dx phase velocity V s dt u u t particle velocity x V phase velocity s
39 ボーリング孔 水平変位の発生 L 速度測定 粒子速度 弾性波速度測定 (PS 検層 ) t 時間, t 速度測定 x 0 せん断波の最初の到達点 平均位相せん断波速度 : V s = L/ t 弾性せん断剛性 : G = V 2 f s 弾性ヤング率 : E f =2(1+ )G f x 圧縮波
40 水平変位の発生弾性波速度測定 (PS 検層 ) ボーリング孔 速度測定 波動到達時間, t a L 速度測定 x 0 せん断波到達時 ( V ) dx/ dt s local a 走時曲線 ( V ) s VH x - 局所的せん断弾性波速度の測定に関しては 間接的 - 深くまで 波動が伝達しない.
41 Cross-hole tests Bore hole - 局所的せん断弾性波速度の測定に関しては より直接的 Velocity measuring Velocity measuring L Shear wave generation しかし - 硬い水平層に挟まれた柔らかい層の剛性を過大評価する傾向 - 深くなるとLの精度が悪くなる. 深くなると二つのボーリング孔を掘削するのはコスト高となる L ( V s ) HV t
42 Bore hole Suspension method (local up-hole method) (V s ) VH.local Velocity measuring L= 1 m Velocity Shear wave measuring generation Local: V s =L/Δt z z - 局所的せん断弾性波速度の測定に関しては より直接的 - 硬い層と柔らかい層が交互に現れても その剛性を測定できる - 深くなっても測定精度が落ちない. - 一本のボーリング孔を掘削すれば良いので 深くなるほどコストで有利
43 Dep 深度 pth (m) 明石海峡大橋ピア Kobe group softrock 1A: 神戸層堆積軟岩地盤 E max 0 E 0 E max Average ( 平均値 ) 三軸圧縮試験 (from CD TC (LDT tests; を用いて axial strains measured 軸ひずみ測定 with ) LDTs) E 50 一軸圧縮試験 unconfined ( 通常の方法で軸ひずみ測定 compression tests ) (from external axial strains) E BHLT PMT : ; primary 孔内水平載荷試験 loading * + E PLT ; tangent : 平板載荷試験 modulus * -60 E PLT を定義した平板平均圧力の範囲 in primary loading : range of plate pressure(kgf/cm (kgf/cm 2 ) 2 ) 0 20, , E f (from : PS 検層 shear Vsから求めたヤング率 wave velocity) 1A A-2 1A-3 t 1A-4 静ヤング率 max from CU and CD TC tests E : CD & CU 三軸圧縮試験条件 : o 1A-5 vs c ' = v ' (in situ)= 5.2 (kgf/cm 2 ) 1A-6 動ヤング率 Young's ヤング率 modulus, E (kgf/cm E (kgf/cm 2 ) 2 ) このような区別は妥当か??
44 Dept 深度 th (m) 明石海峡大橋ピア Kobe group softrock 1A: 神戸層堆積軟岩地盤 E max 0 E 0 E max Average ( 平均値 ) 三軸圧縮試験 (from CD TC (LDT tests; を用いて axial strains measured 軸ひずみ測定 with ) LDTs) E 50 一軸圧縮試験 unconfined ( 通常の方法で軸ひずみ測定 ) compression tests (from external axial strains) E ;p primary loading BHLT PMT : 孔内水平載荷試験 * + E PLT ; tangent : 平板載荷試験 modulus * -60 E PLT を定義した平板平均圧力の範囲 in primary loading : range of plate pressure(kgf/cm (kgf/cm 2 ) 2 ) 0 20, , E f (from : PS 検層 shear Vsから求めたヤング率 wave velocity) 1A A-2 1A-3 静的測定 ( 室内三軸試験 )E max from CU and CD TC tests 1A-4 0 と E : CD & CU 三軸圧縮試験条件 : o 動的測定 ( 原位置弾性波速度 1A-5 c ' = v ' (in situ)= 5.2 (kgf/cm 2 ) 測定 ) によるヤング率 E 1A-6 f -70 は基本的に同じ値! Young's ヤング率 modulus, E (kgf/cm E (kgf/cm 2 ) 2 )
45 二つの重要な結論 1. 弾性波速度から求めた剛性と室内試験 ( 三軸圧縮試験等 ) から求めた剛性は 基本的に一致! 2. 動弾性係数と静弾性係数と言う二つの弾性係数は存在しない! 異なる原位置試験で異なる結果
46 Depth 深度 (m) E max 0 明石海峡大橋ピア 1A: E max Average Kobe group softrock 0 ( 平均値 ) 神戸層堆積軟岩地盤三軸圧縮試験 (from CD TC (LDT tests; を用いて axial strains measured 軸ひずみ測定 with ) LDTs E 50 一軸圧縮試験 unconfined 50 ( 通常の方法で軸ひずみ測定 compression tests ) (from external axial strains) E BHLT PMT : ; primary 孔内水平載荷試験 loading * + E PLT ; tangent : 平板載荷試験 modulus * -60 E PLT を定義した平板平均圧力の範囲 in primary loading : range of plate pressure(kgf/cm / 2 2 ) ) 0 20, , E f (from : PS 検層 shear Vsから求めたヤング率 wave velocity) 1A A-2 1A-3 max from CU and CD TC tests 1A-4 E : CD & CU 三軸圧縮試験条件 : 0 1A-5 c ' = v ' (in situ)= 5.2 (kgf/cm 2 ) 1A Young's ヤング率 modulus, E (kgf/cm E (kgf/cm 2 ) 2 )
47 実務での代表的な原位置載荷試験 : Pressure-meter tests( 孔内水平載荷試験 ) ボーリング孔 Δp : 孔壁に作用する圧力 z 現在でも代表的な原位置載荷試験法しかし その位置づけは変化してきている θ r バルーン r o u: 地盤内の水平変位 u 0 : 孔壁水平変位 地盤の剛性 : E PMT
48 荷重 P 応力 s 沈下 S ( この予測 ) 代表的要素荷重 P 残留沈下 ひずみe 実務で通常仮定される原位置での応力 ~ひずみ関係 ( 線形 ) 応力 s 線形仮定 E: 剛性 ( ヤング率 ) 即時沈下 0 沈下 S 0 ひずみ e
49 u a r u r r u 0 a (measured) r0 r : u 0 r r 0 p 1 2G 0 0 u r 0
50 異なる PMTでは大きな差がありうる : 明石海峡大橋の設計段階の地盤調査では おそらくPre-boredが用いられた
51 測定例 Akashi Strait Bridge YuraSeto Bridge Awaji Island Total bridge length: 3,920 m 1,000 m Central span: 2, m Okino shima Iskand 1A 2P 3P 4A
52 由良瀬戸の一般的地質条件 淡路島 沖の島 1A 未固結沖積 洪積層 0 m 洪積層 ( 大阪層群 ) 0 m 沖積層 段丘堆積物 硬岩 ( 和泉層 ) ピア 2P & 3P アンカー 4A : 硬岩 ( 技術的問題は少ない ) アンカー 1A: 粘土層を含む未固結沖積 洪積層 ( このような大型橋梁の基礎が建設された例はない )
53 試験結果深度分布図 (1) 調査孔 ( 各々 5.0m 離れ ) H11 年 H12 年 200mm 116mm サンプサンプリングリング H12 年 66mm 原位置試験 標高 1.2 地層名 湿潤密度 ρt 含水比 N 値 弾性波速度 (m/sec) サスペンション : H 1 2 年度 板たたき : H 1 2 年度 粘性土 玉石混り砂礫 沖積層 板たたき : H 1 1 年度サスペンション : V p サスペンション : V s 砂質土粘性土礫質土 砂質土 中丘位層段 粘性土砂質土玉石混り砂礫 大上阪部層層群 粘性土 -90 砂質土 粘性土 最大下阪部層層群 砂岩, 礫岩 和泉層群 密度検層 -130 室内土質試験 N 値 自然含水比
54 試験結果深度分布図 (2) 圧密降伏応力 変形係数 調査孔 ( 各々 5.0m 離れ ) H11 年 H12 年 H12 年 200mm 116mm 66mm サンプ サンプ 原位置 リング リング 試験 標高 1.2 地層名 Pc(kN/m 2 ) E(MN/m 2 ) 粘性土 玉石混り砂礫 沖積層 定ひずみ速度載荷圧密試験 PS 検層 0 (0.01~0.05%/min) 三軸圧密試験 (0.002%/min) 有効土被り圧 (σov') O.C.R=1.2 O.C.R=2.2 水平載荷試験 -10 水平載荷 ( セルフボーリングタイプ ) 三軸圧縮試験 (LDT) より求まる微小ひずみ時の E 砂質土粘性土礫質土粘性土砂質土玉石混り砂礫 砂質土 中丘位層段大上阪部層層群 O.C.R= 粘性土砂質土粘性土 最大下阪部層層群 砂岩, 礫岩 和泉層群
55 異なる原位置試験により異なる結果が得られる理由 : 1. 原位置調査の試験の解析では 地盤材料の応力 ~ ひずみ関係は線形である と仮定しているが 実際は非線型 2. 異なる原位置試験で生じている地盤内のひずみの大きさは異なる 3. その他 ( 圧力レベルや測定誤差の大きさの相違等 )
56 実際は どうであるのか? 1) 室内試験法での問題と課題は? 2) 原位置試験での問題と課題は? 3) 地盤材料の応力 ~ ひずみ関係の モデル化の問題と課題は?
57 実際の挙動と実務での仮定の矛盾 1. 地盤材料の応力 ~ ひずみ関係は非線型! 2. 実務では 線形と仮定する場合が多い!
58 荷重 P 応力 沈下 S ( この予測 ) 代表的要素荷重 P 残留沈下 ひずみ 実務で通常仮定される原位置での応力 ~ひずみ関係 ( 線形 ) 応力 線形仮定 E: 剛性 ( ヤング率 ) 即時沈下 0 沈下 S 0 ひずみ
59 荷重 P 応力 沈下 S ( この予測が課題 ) 代表的要素荷重 P ひずみ 実際の原位置での応力 ~ひずみ関係は非線型応力 残留沈下即時沈下 0 沈下 S クリープ変形 即時変形 : 弾性非弾性 ( 粘塑性 ) 0 ひずみ
60 1.5 E f : 建設前に原位置弾性波速度測定によって求めた各深さでの E f : 弾性ヤング率 from V s before construction) ピア 2P: (p) ave= = kgf/cm 砂礫 ( 明石層 ) 6-9 堆積軟岩 ( 神戸層 ) PMT/E f E FEM/E f,e ( ) * 0.5 E FEM : 実測した地盤内ひずみから逆算したヤング率 { ピア3P: (p) ave= kgf/cm 堆積軟岩 (3P) 7 花崗岩 *E f =5 x E PMT E FEM E f E PMT /E f 基礎中心軸で測定した鉛直地盤ひずみ 1 (%) { 堆積軟岩 礫質地盤 ヤング率は定数ではない ( ひずみと圧力による非線形性 )
61 1.5 E f : 建設前に原位置弾性波速度測定によって求めた各深さでの E f : 弾性ヤング率 from V s before construction) ピア 2P: (p) ave= = kgf/cm 砂礫 ( 明石層 ) 6-9 堆積軟岩 ( 神戸層 ) PMT/E f E FEM/E f,e ( ) * 0.5 { -E FEM /E f : ひずみが小さくなると 1.0 になる!! ピア3P: (p) ave= kgf/cm 堆積軟岩 (3P) 7 花崗岩 *E f =5 x E PMT E FEM E f E PMT /E f 基礎中心軸で測定した鉛直地盤ひずみ e 1 (%) { 堆積軟岩 礫質地盤 - E PMT /E f は非常に小さい
62 12 原位置せん断弾性波速度による弾性変形特性 G f を基礎にして三軸圧縮試験による応力 ひずみ関係の非線形性と拘束圧依 10 存性を考慮したFEM 解析 (Siddiqueeによる ) では妥当な結果 G f V 2 s 平均設設地圧, (p p)ave. (kg gf/cm 2 ) 事後ではあるが 予測可能であることが判明 : 0 地盤工学も科学になれる 明石海峡大橋ピア 3P の沈下特性 E=10000kgf/cm 2 実測 E PMT ( ピア 3P 地点での測定値 ) =2890kgf/cm 2 FEM E 50 ( アンカー 1A 地点 ) =1777kgf/cm 基礎の沈下量 S (mm)
63 幾つかの教訓 : 1) 大型構造物を支持する硬質地盤内のひずみは一般的に約 0.5 % 以下であり かなり小さい り 2) 0.1 % 以下のひずみレベルでも 地盤材料の応力 ひずみ関係は非線形であり 拘束圧依存性がある 3) 地盤内ひずみが % に近づくと 変形特性 ( ヤング率 ) は原位置せん断弾性波速度 V s から得られる地盤の弾性ヤング率に近づく 4) 従来法 ( 単調載荷で地盤を線形等方弾性体と仮定する孔内水平載荷試験 一軸圧縮試験等 ) によって得られたヤング率を用いると 実際の地盤の変形を過大評価する可能性が高い
64 教訓 : 1. 室内土質試験も結構役に立つ ただし きちんと実験をすれば 2. 地盤工学も 通常の科学的な方法論が適用できる ただし 手間がかかるが
65 問題点の再整理
66 沈下 S 荷重 応力 理想の世界 1. 乱れていない試料を用いて原位置と同様に圧密して 原位置と同様な応力経路で載荷して 正確に軸ひずみ等を測定した三軸圧縮試験による応力ひずみ関係 v 代表的地盤要素 a 三軸圧縮試験での応力経路 原位置での有効応力経路 : a で荷重保持 h 載荷開始点 0 ひずみ 原位置での応力 ~ ひずみ関係 ( 長期残留変形も含む )
67 stress, q (MPa) q= 'v - ' h Deviator 原位置における長期排水クリープの影響 5.. (a). 0 / / / /100 0 /10 0 / /100 A C C: Drained creep for three days. 1. C 0 /10 0 Silt-sandstone.. ' c =1.29MPa 0 =0.01%/min 0 0 / Axial strain measured with LDTs, v (%) Tatsuoka,F.,, Santucci de Magistris,F.,, Hayano,K.,, Momoya,Y. and Koseki,J. (2000): Some new aspects of time effects on the stress-strain behaviour of stiff geomaterials, Keynote Lecture, The Geotechnics of Hard Soils Soft Rocks, Proc. of Second Int. Conf. on Hard Soils and Soft Rocks, Napoli, 1998 (Evamgelista and Picarelli eds.), Balkema, Vol.2, pp Fig. 4a
68 Pa) 'v - ' (M h Devia ator stre ess, q= (b) C: Drained creep for three days. =0.01%/min 0. 0 =0.01%/min Axial strain measured with LDTs, v (%) - 排水クリープ後一定のひずみ速度での単調載荷を再開すると 一定の応力範囲で非常に高い剛性を示す 弾性的になる - 原位置での排水クリープの期間は長い
69 Devia ator stre ess, - ' (MP Pa) q= 'v v h (c) C: Drained creep for three days. 0 =0.01%/min Small unload/reload cyclescles Axial strain measured with LDTs, v (%) - 排水クリープ後一定のひずみ速度での単調載荷を再開すると 一定の応力範囲で非常に高い剛性を示す 弾性的になる - 原位置での排水クリープの期間は長い
70 荷重 理想の世界と現実の世界 沈下 S 応力 1. 代表的地盤要素 各種室内せん断試験による応力ひずみ関係 原位置での応力 ~ ひずみ関係 ( 長期残留変形も含む ) 0 ひずみ
71 1. 乱れていない試料を用いて 原位置と同様に圧密して 原位置と同様な応力経路で載荷して 正確に軸ひずみ等を測定した三軸圧縮試験による応力ひずみ関係 2. 乱れていない試料を用いて 等方圧密して正確に軸ひずみ等を測定した三軸圧縮試験による応力ひずみ関係 3. 乱れていない試料を用いたが 軸ひずみを通常の方法 * で測定した三軸圧縮試験による応力 ~ ひずみ関係 * 4. 乱れた試料を用いて 正確に軸ひずみを測定した三軸圧縮試験による応力 ~ひずみ関係 5. 乱れた試料を用いて 通常の方法で軸ひずみを測定した三軸圧縮試験による応力 ~ ひずみ関係 6. 乱れた試料を用いて 通常の方法で軸ひずみを測定した一軸圧縮試験による応力 ~ ひずみ関係 : 試料の乱れ 不正確な軸ひずみ測定 不適切な応力経路により原不適切な応力経路により原位置の剛性を著しい過小評価する可能性が高い
72 荷重 = p 面積 原位置せん断弾性波速度 V s から求めた剛性 * 沈下 S D 代表的地盤要素 原位置での応力 ~ ひずみ関係 ( 長期残留変形も含む ) 応力 平板載荷試験 (PLT) から求めた剛性 * 孔内水平載荷試験 (PMT) から求めた剛性 * N 値に基づく経験式から求めた剛性 0 ひずみ * 何れの試験でも 測定結果から地盤を等方線形体と仮定して地盤の剛性を求めているため 線形関係が求まる
73 荷重 = p 面積 原位置 V s から求めた剛性 * PLT から求めた剛性 * 沈下 S D 応力 PMT から求めた剛性 * 代表的要素 通常の多少乱れた試料を用いた原位置での応力 ~ ひずみ関係通常の三軸圧縮試験による応力 ~ひずみ関係 0 ひずみ * 通常 地盤を一様等方線形弾性体と仮定する PLT; E=(π/4) (1 - ν 2 ) D (p/s)
74 荷重 許容沈下量に基づく設計 沈下 S 応力 代表的地盤要素 原位置での応力 ~ ひずみ関係 ( 長期残留変形も含む ) 0 ひずみ 強度と剛性の過小評価 強度と剛性の過大評価 非経済的な設計 危険な設計 ( これまで 例は少ない )
75 沈下 S 荷重 = p 面積 応力 応力経路の影響 通常の三軸圧縮試験 - 一定の拘束圧 - 等方圧密 -ひずみの局所測定 + - 高い品質の不攪乱試料 + v 代表的要素 三軸試験での応力経路 +: この条件は 満足されないことが多い 原位置での土の要素の挙動 ( 載荷前に長期クリープ載荷 建設後も ) 原位置での 0 ひずみ 応力経路 h
76 荷重 = p 面積 応力経路の影響 沈下 S 応力 建設中の高くなった拘束圧 ( 一定 ) での三軸圧縮試験での応力 ~ひずみ関係 v 代表的要素 原位置での挙動建設前の拘束圧 ( 一定 ) での三軸圧縮試験での応力 ~ひずみ関係 三軸試験での応力経路 h 0 ひずみ 原位置の応力経路に沿って拘束圧を変化させた三軸圧縮試験 ( 実験実施は容易ではない ) での応力 ~ひずみ関係
77 原位置での剛性に及ぼす応力経路の影響と原位置載荷試験 建設開始前に測定したV s による初期剛性 割線剛性 建設開始後の増加した拘束圧 ( 一定 ) での関係 建設中に拘束圧が増加している現場での関係 通常の PLT* 通常の PMT* 建設開始前の拘束圧 ( 一定 ) での関係 + Log( ひずみ ) *) 応力とひずみは正確に測定されていると仮定 異方性等の他の要因は考慮していない +) 孔壁での乱れやBEが有る場合
78 原位置での応力経路の影響を考慮する方法接線剛性をせん断応力と現在の圧力の関数として求める 接線剛性 建設開始後の増加した拘束圧 ( 一定 ) での関係 建設開始前に測定したVsによる初期剛性 建設中に拘束圧が増加している現場での関係 原位置の応力経路に従った室内試験 建設開始前の拘束圧 ( 一定 ) での関係 0 せん断応力レベルピーク応力状態
79 12 原位置せん断弾性波速度による弾性変形特性 G f を基礎にして三軸圧縮試験による応力 ひずみ関係の非線形性と拘束圧依 10 存性を考慮したFEM 解析 (Siddiqueeによる ) では妥当な結果 G f V 2 s 平均設設地圧, (p p)ave. (kg gf/cm 2 ) 事後ではあるが 予測可能であることが判明 : 0 地盤工学も科学になれる 明石海峡大橋ピア 3P の沈下特性 E=10000kgf/cm 2 何故直線に近いのか 実測 E PMT ( ピア 3P 地点での測定値 ) =2890kgf/cm 2 FEM E 50 ( アンカー 1A 地点 ) =1777kgf/cm 基礎の沈下量 S (mm)
80 基礎の荷重 ~ 沈下関係の三タイプ ; 応力 ~ ひずみ関係のひずみ非線形性と拘束圧依存性の大小関係による A: 応力 ~ひずみ関係のひずみ依存性が拘束圧依存性より強い B: 二つの要因がバランス C: 応力 ~ひずみ関係のひずみ依存性が拘束圧依存性より弱い
Microsoft PowerPoint - No.3-2 Kitan March 2009.ppt [互換モード]
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微小ひずみでの剛性が同一でも ひずみによる剛性の非線形性が異なる場合がある : 紀淡海峡大橋の支持地盤の例 ( 擬似 ) 弾性 ( 擬似 ) 弾性 - 弱粘塑性 繰返し載荷 : 単調載荷 : E eq E 単調載荷での擬似弾性挙動の限界 繰返し載荷 : 飽和した緩い正規圧密粘土 単調載荷 : 過圧密土繰返し載荷 長期クリープ載荷履歴がある排水繰返し載荷 単調載荷 E sec せん断層の発生 ( 擬似
<4D F736F F D E682568FCD AB937982CC88EA8EB288B38F6B8E8E8CB12E646F63>
7.4.5 粘性土の一軸圧縮試験 利点 : 何と言っても 手軽に実施出来る ( 三軸圧縮試験と比較すると ) 従って 常に一軸圧縮強度 q u が原地盤内での非排水状態での圧縮強度 (σ 1 -σ 3 ) f と一致していれば こんなに便利なことはない しかし そうは問屋が卸さない 一軸圧縮試験に対する元々の考え方 : 次の条件が満たされていれば 一軸圧縮強度 q u = 原地盤内での非排水状態での圧縮強度
<4D F736F F D E682568FCD CC82B982F192668BAD93785F F2E646F63>
7. 粘土のせん断強度 ( 続き ) 盛土 Y τ X 掘削 飽和粘土地盤 せん断応力 τ( 最大値はせん断強度 τ f ) 直応力 σ(σ) 一面せん断 図 強固な地盤 2 建物の建設 現在の水平な地表面 ( 建物が建設されている過程では 地下水面の位置は常に一定とする ) 堆積 Y 鉛直全応力 σ ( σ ) 水平全応力 σ ( σ ) 間隙水圧 図 2 鉛直全応力 σ ( σ ) 水平全応力
Microsoft PowerPoint - No.2-3 Elasticity case histories 2009Graduate [互換モード]
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ー首都圏ー 首都圏での堆積軟岩 鹿島 Akabane-bashi 赤羽橋 綱島 東京駅 幕張 成田 相模原地下実験施設 根岸 LNG 地下タンク 観音崎 レインボーブリッジ袖ヶ浦東京湾横断道路 東京湾口横断道路 沖積世沖積層更断面 B-B 横浜東京千葉茂原沖積 沖積層深度(m) 地質年代 (X 千年 ) 層群 間隙率 沖積世 新世後期中期 沖積層下総層 (SF) (%) 地層境界 一軸圧縮強度 (MPa)
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圧密問題への逆問題の適用 一次元圧密と神戸空港の沈下予測 1. 一次元圧密の解析 2. 二次元圧密問題への適用 3. 神戸空港の沈下予測 1. 一次元圧密の解析 一次元圧密の実験 試験システムの概要 分割型圧密試験 逆解析の条件 未知量 ( 同定パラメータ ) 圧縮指数 :, 透水係数 :k 初期体積ひずみ速度 : 二次圧密係数 : 観測量沈下量 ( 計 4 点 ) 逆解析手法 粒子フィルタ (SIS)
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亀裂の変形特性を考慮した数値解析による岩盤物性評価法 地球工学研究所地圏科学領域小早川博亮 1 岩盤構造物の安定性評価 ( 斜面の例 ) 代表要素 代表要素の応力ひずみ関係 変形: 弾性体の場合 :E,ν 強度: モールクーロン破壊規準 :c,φ Rock Mech. Rock Engng. (2007) 40 (4), 363 382 原位置試験 せん断試験, 平板載荷試験 原位置三軸試験 室内試験
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海上人工島の経年品質変化 研究背景 目的 解析条件 ( 境界条件 構成モデル 施工履歴 材料パラメータ ) 実測値と解析値の比較 ( 沈下量 ) 将来の不等沈下予測 ケーススタディー ( 埋土施工前に地盤改良を行う : 一面に海上 SD を打設 ) 研究背景 目的 解析条件 ( 境界条件 構成モデル 施工履歴 材料パラメータ ) 実測値と解析値の比較 ( 沈下量 ) 将来の不等沈下予測 ケーススタディー
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新しい地盤調査法のすすめ CPT( 電気式静的コーン貫入試験 ) による地盤調査 2002 年 5 月 ( 初編 ) 2010 年 9 月 ( 改訂 ) 株式会社タカラエンジニアリング 1. CPT(Cone Peneraion Tesing) の概要日本の地盤調査法は 地盤ボーリングと標準貫入試験 ( 写真 -1.1) をもとに土質柱状図と N 値グラフを作成する ボーリング孔内より不攪乱試料を採取して室内土質試験をおこない土の物理
土の三軸圧縮試験
J G S 5 土の三軸試験の供試体作製 設置 サンプルデータ試験年月日平成 6 年 9 月 6 日 試料番号 ( 深さ ) T- (8.~8.7m) 試験者藤代哲也 供試体を用いる試験の基準番号と名称 試料の状態 供試体の作製 土質名称 置 飽和過程圧密前(試験前供試体 No. 直径 平均直径 D i 初高さ 期平均高さ H i 状体積 V i 含水比 w i 質量 m i 態) 湿潤密度 ρ ti
Microsoft PowerPoint kiban_web.pptx
地質調査の役割 基盤技術設計論 建設 Construction 地質調査 清田隆 ( 生産技術研究所 ) 基礎の種類 ( 杭基礎 or 直接基礎?) 支持力 地耐力 ( 計画構造物を支えられるか?) 地下ライフライン工事計画に必要な地盤強度 地質調査の役割 地質調査の役割 地盤挙動予測 Prediction 地盤災害メカニズム Damage survey 近接施工による周辺地盤への影響盛土時の沈下地震時の地盤の振動液状化の可能性斜面崩壊の可能性
PowerPoint プレゼンテーション
不飽和土の力学を用いた 締固めメカニズムの解明 締固めとは 土に力を加え 間隙中の空気を追い出すことで土の密度を高めること 不飽和土 圧縮性の減少透水性の減少せん断 変形抵抗の増大 などに効果あり 締固め土は土構造物の材料として用いられている 研究背景 現場締固め管理 締固め必須基準 D 値 施工含水比 施工層厚 水平まきだし ( ρdf ) 盛土の乾燥密度 D値 = 室内締固め試験による最大乾燥密度
目 次
地盤工学会基準 ( 案 ) JGS 0544:2011 ベンダーエレメント法による土のせん断波速度測定方法 Method for laboratory measurement of shear wave velocity of soils by bender element test 1 適用範囲この基準は, 拘束圧を受けない状態で自立する供試体, もしくは三軸試験用に設置された供試体に対して, ベンダーエレメント法を用いて土のせん断波速度を求める方法について規定する
土木建設技術シンポジウム2002
軟弱地盤上の盛土工事における圧密後の地盤性状について 赤塚光洋 正会員戸田建設株式会社土木工事技術部 ( 4-8388 東京都中央区京橋 -7-) 軟弱地盤上の盛土工事において, 供用開始後の残留沈下を抑制する目的でバーチカルドレーンによる圧密沈下促進工法が用いられることが多い. また, 粘性土地盤は圧密によって強度が増加するので, バーチカルドレーン工法は盛土基礎地盤の強度発現を早める安定対策としても用いられている.
4. 粘土の圧密 4.1 圧密試験 沈下量 問 1 以下の問いに答えよ 1) 図中の括弧内に入る適切な語句を答えよ 2) C v( 圧密係数 ) を 圧密試験の結果から求める方法には 圧密度 U=90% の時間 t 90 から求める ( 5 ) 法と 一次圧密理論曲線を描いて作成される ( 6 )
4. 粘土の圧密 4. 圧密試験 沈下量 問 以下の問いに答えよ ) 図中の括弧内に入る適切な語句を答えよ ) ( 圧密係数 ) を 圧密試験の結果から求める方法には 圧密度 U9% の時間 9 から求める ( 5 ) 法と 一次圧密理論曲線を描いて作成される ( 6 ) と実験曲線を重ね合わせて圧密度 5% の 5 を決定する ( 6 ) 法がある ) 層厚 の粘土層がある この粘土層上の載荷重により粘土層の初期間隙比.
80_7【特集論文】上総層群泥岩を対象とした施工時挙動の予測技術高度化
大林組技術研究所報 No.80 2016 上総層群泥岩を対象とした施工時挙動の予測技術高度化 中道洋平杉江茂彦 Advanced FEM Analysis of Construction Behavior in Sedimentary Soft Rock Abstract Yohei Nakamichi Shigehiko Sugie In order to predict the mechanical
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弾性力学入門 年夏学期 中島研吾 科学技術計算 Ⅰ(48-7) コンピュータ科学特別講義 Ⅰ(48-4) elast 弾性力学 弾性力学の対象 応力 弾性力学の支配方程式 elast 3 弾性力学 連続体力学 (Continuum Mechanics) 固体力学 (Solid Mechanics) の一部 弾性体 (lastic Material) を対象 弾性論 (Theor of lasticit)
土の段階載荷による圧密試験
J I S A 1 1 7 土の段階載荷による圧密試験 ( 計算書 ) サンプルデータ試験年月日平成 6 年 9 月 6 日 試料番号 ( 深さ ) T1- (14.00~14.85m) 試験者藤代哲也初試験機 No. 1 直径 D cm 6.000 含水比 w0 % 5.3 供期最低 ~ 最高室温 0.5~1.0断面積 A cm 8.7 間隙比 e 0, 体積比 f 0 0.930 状土質名称粘性土まじり砂質礫
. 室内試験 本研究では, 著者らが実施した, 異なる拘束圧での排水 三軸圧縮試験結果 ) を用いて, 軟岩の構成式の修正および 検証を行った ここでは, 試験試料や試験概要, 試験結果 等について説明する. 試験概要 試験試料には, 大谷石を用いた 大谷石は, 比較的均一 で目立った空隙がなく,
排水三軸圧縮試験結果に基づく軟岩の構成式の高度化 odification of constitutive model for soft rock based on drained triaxial comression test 岩田麻衣子, 林宏樹, 沢田和秀 3, 森口周二, 八嶋厚 5, 張鋒, 檜尾正也 7 岐阜大学 工学部 iwata_m@gifu-u.ac.j 東海旅客鉄道 3 岐阜大学
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弾塑性不飽和土構成モデルの一般化と土 / 水連成解析への適用 研究の背景 不飽和状態にある土構造物の弾塑性挙動 ロックフィルダム 道路盛土 長期的に正確な予測 不飽和土弾塑性構成モデル 水頭変動 雨水の浸潤 乾湿の繰り返し 土構造物の品質変化 不飽和土の特徴的な力学特性 不飽和土の特性 サクション サクション s w C 飽和度が低い状態 飽和度が高い状態 サクションの効果 空気侵入値 B. サクション増加
<4D F736F F D20926E94D58D488A C F95B BC8FE9816A2E646F63>
河川堤防現地砂質材料の三軸試験による強度評価に関する考察 名城大学大学院学生会員岸賢吾名城大学国際会員小高猛司名城大学正会員板橋一雄建設技術研究所国際会員李圭太 1. はじめに河川堤防の詳細点検における浸透時のすべり破壊に対する検討においては, 非定常飽和 - 不飽和浸透流解析によって湿潤面を設定した後に, 全応力法の円弧すべり解析が通常用いられる 1) この際の強度定数の設定には全応力解析を念頭において,
<4D F736F F D20332E874192B789AA8B5A89C891E E592CB8CE52E646F6378>
中越 中越沖地震における宅地地盤の繰り返し液状化に関する現地調査 長岡技術科学大学教授大塚悟 1. はじめに新潟県中越地域では 2004 年の新潟県中越地震と 2007 年の中越沖地震により甚大な被害を生じた 短期間に同一地域でマグニチュード 6.8 もの地震を 2 回も経験する事例は過去にもあまり例がない 震源断層は異なるものの,2 つの地震で繰り返し被害を受けた地域が存在する 新潟県柏崎市及び刈羽村は海岸沿いに砂丘が広範囲に分布する特徴があり,
Microsoft Word - H25地盤支部（山木）
高有機質固化処理土の剛性とその非線形性および応力依存性 北海道大学大学院学生会員 杉山洋平 同上国際会員西村聡 1. はじめに軟弱地盤上に構造物を建設しなくてはならない場合 地盤の支持力不足 変形 液状化などの様々な工学的問題が発生する これらに対処するために地盤改良工法が発達し 現在数多くの地盤改良工法が開発され 対象とする土質条件 改良目的 構造物の種類と規模に応じて使い分けられている 地盤改良工法のひとつに固化処理工法がある
NC L b R
GEOASIA -2-3 3 Vs 3m / sec ( ) () / () () () 7m 8.5m 6m 24.5m 237m 5.6m 276m 1:1.91 1:1.81 9.5 2334 247 2676 2834 6.5m 2289 2432 1m m 26.6m (As) 15m 1:1.75 (B) (Dg) (As) (W) -8.5m ~.m (B).m ~ 1.m (Ac1)
６
6. 圧密理論 6. 圧密理論 6.. 圧密方程式の誘導 粘土層の圧密原因とメカニズム 地下水位の低下 盛土建設 最終圧縮量と圧縮速度 6. 圧密理論 記号の統一間隙水圧 ( 絶対圧 ): u 間隙水圧 (gauge 圧 ): u u p a ( 大気圧 ) 過剰間隙水圧 : Δu ( 教科書は これを u と記している 初期状態が u p a で u の時で uδu の状態を対象にしている ) 微小の増分
本日話す内容
6CAE 材料モデルの VV 山梨大学工学部土木環境工学科吉田純司 本日話す内容 1. ゴム材料の免震構造への応用 積層ゴム支承とは ゴムと鋼板を積層状に剛結 ゴム層の体積変形を制限 水平方向 鉛直方向 柔 剛 加速度の低減 構造物の支持 土木における免震 2. 高減衰積層ゴム支承の 力学特性の概要 高減衰ゴムを用いた支承の復元力特性 荷重 [kn] 15 1 5-5 -1-15 -3-2 -1 1
<4D F736F F F696E74202D AB97CD8A E631318FCD5F AB8D5C90AC8EAE816A2E B8CDD8AB B83685D>
弾塑性構成式 弾塑性応力 ひずみ解析における基礎式 応力の平衡方程式 ひずみの適合条件式 構成式 (), 全ひずみ理論 () 硬化則 () 塑性ポテンシャル理論の概要 ひずみ 応力の増分, 速度 弾性丸棒の引張変形を考える ( 簡単のため 公称 で考える ). 時間増分 dt 時刻 t 0 du u 時刻 t t 時刻 t t のひずみ, 応力 u, 微小な時間増分 dt におけるひずみ増分, 応力増分
杭の事前打ち込み解析
杭の事前打ち込み解析 株式会社シーズエンジニアリング はじめに杭の事前打込み解析 ( : Pile Driving Prediction) は, ハンマー打撃時の杭の挙動と地盤抵抗をシミュレートする解析方法である 打ち込み工法の妥当性を検討する方法で, 杭施工に最適なハンマー, 杭の肉厚 材質等の仕様等を決めることができる < 特徴 > 杭施工に最適なハンマーを選定することができる 杭の肉厚 材質等の仕様を選定することができる
H23 基礎地盤力学演習 演習問題
せん断応力 τ (kn/m ) H6 応用地盤力学及び演習演習問題 4 年月日. 強度定数の算定 ある試料について一面せん断試験 ( 供試体の直径 D=6.cm, 高さ H=.cm) を行い 表に示す データを得た この土の強度定数 c, φ を求めよ 垂直応力 P (N) 4 せん断力 S (N) 5 8 < 解答 > 供試体の断面積 A=πD /4 とすると 垂直応力 σ=p/a 最大せん断応力
Microsoft PowerPoint - zairiki_3
材料力学講義 (3) 応力と変形 Ⅲ ( 曲げモーメント, 垂直応力度, 曲率 ) 今回は, 曲げモーメントに関する, 断面力 - 応力度 - 変形 - 変位の関係について学びます 1 曲げモーメント 曲げモーメント M 静定力学で求めた曲げモーメントも, 仮想的に断面を切ることによって現れる内力です 軸方向力は断面に働く力 曲げモーメント M は断面力 曲げモーメントも, 一つのモーメントとして表しますが,
<4D F736F F D2081A E682568FCD926E94D592B28DB E94D589FC97C78C7689E62E646F63>
第 7 章 地盤調査 地盤改良計画 第 1 節地盤調査 1 地盤調査擁壁の構造計算や大規模盛土造成地の斜面安定計算等に用いる土質定数を求める場合は 平成 13 年 7 月 2 日国土交通省告示第 1113 号地盤の許容応力度及び基礎ぐいの許容支持力を求めるための地盤調査の方法並びにその結果に基づき地盤の許容応力度及び基礎ぐいの許容支持力を定める方法等を定める件 ( 以下 この章において 告示 という
<94F E4F8EB25F >
JGS 5 土の三軸試験の供試体作製 設置 初期状態% 設)炉容器 No. 後供試体を用いる試験の基準番号と名称 JGS 51-9 土の繰返し非排水三軸試験 試 料 の 状 態 1) 乱さない 土粒子の密度 ρ s g/cm 供 試 体 の 作 製 ) トリミング 液 性 限 界 w L ) % 土 質 名 称 礫まじり粘土質砂 塑 性 限 界 w P ) % 1 5.1.96.98 質量 m i
西松建設技報
Development and application of a prediction and analysis system for tunnel deformation PAS-Def * Masayuki Yamashita *** Takuya Sugimoto *** Kaoru Maeda ** Izumi Takemura *** Kouji Yoshinaga PAS-Def DRISS
マンホール浮き上がり検討例
マンホールの地震時液状化浮き上がり解析 ( 地震時せん断応力は 略算 で算定 ) 目次 (1) 基本方針 1, 本解析の背景 2 2, 構造諸元 2 3, 本解析の内容 2 4, 本解析の目的 2 5, 設計方針及び参考文献 2 6. 使用プログラム 3 7, 変形解析のフロー 3 8, 概要図 3 (2) 地盤概要 1, 地盤の概説 5 ( 一部省略 ) 2, ボーリング調査結果 5 3, 設計外力
<926E906B8D4889EF A8D658CE38F43382E786477>
堆積軟岩の動的変形特性 日本地震工学会論文集第 9 巻, 第 1 号,29 福元俊一 1), 吉田望 2) 3), 佐原守 1) 正会員 東京ソイルリサーチ技術本部, 部長博士 ( 工学 ) e-mail:fukumoto.shunichi@tokyosoil.co.jp 2) 正会員東北学院大学大学環境建設工学科, 教授工博 e-mail:yoshidan@tjcc.tohoku-gakuin.ac.jp
(1) 擁壁の設計 東京都 H=2.0m < 常時に関する計算 > 2000 PV w1 w2 w3 PH GL 350 1800 97 4 土の重量 16.0, コンクリートの重量 24.0 摩擦係数 0.30, 表面載荷 9.8 ( 土圧係数は直接入力による ) 安定計算用の土圧係数 0.500 壁体計算用の土圧係数 0.500 W1 = 12.6, W2 = 12.3, W3 = 78.1 PH
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別紙 2 高品質盛土を保証する施工管理技術に関する研究 龍岡文夫 1 1 東京理科大学理工学部土木工学科 ( 278-851 千葉県野田市山崎 2641) 盛土の施工管理の目的は所定の安定性等の実現である 通常は 締固め度 D c の全測定値が許容下限値以上であることを確認するが 上記は看過されがちである 設計の安定解析で用いる標準的設計せん断強度は 許容下限値の D c に対応していて締固めた盛土には低すぎる
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材料実験演習 第 6 回 2015.05.17 スケジュール 回 月 / 日 標題 内容 授業種別 時限 講義 演習 6,7 5 月 17 日 8 5 月 24 日 5 月 31 日 9,10 6 月 7 日 11 6 月 14 日 講義 曲げモーメントを受ける鉄筋コンクリート(RC) 梁の挙動その1 構造力学の基本事項その2 RC 梁の特徴演習 曲げを受ける梁の挙動 実験 鉄筋コンクリート梁の載荷実験レポート
三軸試験による礫混じり堤体材料の力学特性の評価 名城大学大学院 学生会員牧田祐輝 中島康介 名城大学 国際会員小高猛司板橋一雄 建設技術研究所 国際会員李圭太 中部土質試験協同組合正会員 坪田邦治 加藤雅也 1. はじめに河川堤防の浸透時のすべり破壊に対する安定性評価には, 室内三軸試験で得られる強
三軸試験による礫混じり堤体材料の力学特性の評価 名城大学大学院 学生会員牧田祐輝 中島康介 名城大学 国際会員小高猛司板橋一雄 建設技術研究所 国際会員李圭太 中部土質試験協同組合正会員 坪田邦治 加藤雅也 1. はじめに河川堤防の浸透時のすべり破壊に対する安定性評価には, 室内三軸試験で得られる強度定数が用いられる その際, 粘性土以外の堤体材料に対しては 試験で強度定数を求めて, 全応力解析により安全率を算定することとされている
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材料実験演習 第 6 回 2017.05.16 スケジュール 回 月 / 日 標題 内容 授業種別 時限 実験レポート評価 講義 演習 6,7 5 月 16 日 8 5 月 23 日 5 月 30 日 講義 曲げモーメントを受ける鉄筋コンクリート(RC) 梁の挙動その1 構造力学の基本事項その2 RC 梁の特徴演習 曲げを受ける梁の挙動 実験 鉄筋コンクリート梁の載荷実験レポート 鉄筋コンクリート梁実験レポート作成
P km/s Skm/s Zj i i n 1 n 1 Ti hij 1 hij 36 36 6000 6000 5000 5000 4500 4500 4000 4000 3500 34 3000 3500 34 3000 2500 2500 2000 2000 1750 1750 1500 1500 1250 32 750 1250 32 750 500 500 200 200 100 100
2 (1) 軸応力 σが最大値 σ max に達する以前 : 応力 -ひずみ線図は ほぼ直線となる 軸応力- 軸ひずみ線図の傾きからヤング率 Eが dσ/dεとして求まり 同一の応力レベルにおける軸ひずみと周ひずみの比としてポアソン比 νが得られる E=dσ/dε ν= ε θ /ε z (3.1)
1 3. 岩石の変形強度特性 3.1 緒言 2 章では 1 軸や3 軸圧縮試験などの岩石の標準的な試験によって供試体にどのような応力ひずみ状態が現れるかについて説明した 本章では これらの岩石の標準的な試験で得られる岩石の変形強度特性について述べる 岩盤を構成する基質部が岩石であるが 岩盤のもう一つの構成要素である不連続面の強度変形特性とそれらを調べる試験方法については4 章で述べる 基質部と不連続面から成る岩盤の強度変形特性については5
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授業 PPT 資料のダウンロード HP http://www.research.kobeu.ac.jp/eng-geotechlab/lecture.html 科目 : 土質力学 Ⅰ 担当教員 : 澁谷啓 教科書 基礎からの土質力学 ( 理工図書 ) 1 土質力学 Ⅰ 序論 地盤形成 2019. 4. 8 澁谷啓 土木工学コース地盤工学研究分野 土木 ( どぼく ) ださい 格好悪い Civil 市民の
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- 37 - - 3 - (a) (b) 1) 15-1 1) LIQCAOka 199Oka 1999 ),3) ) -1-39 - 1) a) b) i) 1) 1 FEM Zhang ) 1 1) - 35 - FEM 9 1 3 ii) () 1 Dr=9% Dr=35% Tatsuoka 19Fukushima and Tatsuoka19 5),) Dr=35% Dr=35% Dr=3%1kPa
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液状化の検討方法について 資料 -6 1. 液状化の判定方法 液状化の判定は 建築基礎構造設計指針 ( 日本建築学会 ) に準拠して実施する (1) 液状化判定フロー 液状化判定フローを図 -6.1 に示す START 判定対象土層の設定 (2) 判定対象土層 液状化の判定を行う必要がある飽和土層は 一般に地表面から 2m 程度以浅の沖積層で 考慮すべき土の種類は 細粒分含有率が 35% 以下の土とする
01宅地液状化沈下(161008)
造成宅地の液状化沈下量の推定 目次 (1) 基本方針 1, 本解析の説明 2 2, 構造諸元 2 3, 本解析の概要 2 4, 本解析の内容 3 5, 本解析の目的 3 6, 設計方針及び参考文献 3 7. 使用プログラム 3 8, 変形解析のフロー 3 9, 概要図 4 (2) 概要 1, 地盤の概説 5 2, 設計外力 5 3, 液状化の判定 5 (3)ALID 解析の概要 1,ALIDによる自重変形解析法の概説
Microsoft PowerPoint - シミュレーション工学-2010-第1回.ppt
シミュレーション工学 ( 後半 ) 東京大学人工物工学研究センター 鈴木克幸 CA( Compter Aded geerg ) r. Jaso Lemo (SC, 98) 設計者が解析ツールを使いこなすことにより 設計の評価 設計の質の向上を図る geerg の本質の 計算機による支援 (CA CAM などより広い名前 ) 様々な汎用ソフトの登場 工業製品の設計に不可欠のツール 構造解析 流体解析
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液状化発生予測の検討結果に関する資料 ( 建設部 ) 1. 検討概要 (1) 液状化発生予測の検討作業フローデ収集整理ータ地盤モデル作成液状化危険度の検討微地形区分 PDC による地盤データの補完 工学的基盤の地震波形 ( 内閣府より入手 ) 地表の地震動 ( 応答計算 ) (2) 想定地震本検討で用いる想定地震を以下に示す ボーリングデータ ( 地質 土質区分 地下水位 ) 3 次元地盤モデル作成
Microsoft PowerPoint - 1.せん断(テキスト用)
応用地盤力学 同演習 ( 担当 : 佐藤 ) ~2 年生後期, 火曜, 木曜 1 限目 教育目標 : 1) 基礎地盤力学で修得した知識を用いて実際の問題を解く考え方と開放のテクニックを修得する. 2) 土構造物を設計 ( 土圧, 地盤内応力, 支持力, 斜面安定計算 ) できる基礎知識を習得する. 3) 地盤改良などの土の特性を用いた改良技術のメカニズムを修得する. 4) 地震による地盤災害と液状化のメカニズムを知る.
Microsoft PowerPoint - 20_08_09_™n‚wŁÏ„`Š\‚ª_’¼flö_›¬flŠ.ppt
メタンハイドレート資源開発研究コンソーシアム平成 14 年度成果報告会 地層変形予測技術 環境影響評価 G 地層変形予測 SG 清水建設 ( 株 ) 関東天然瓦斯開発 ( 株 ) 財団法人 エンジニアリング振興協会 PhaseⅠ 全体工程 項 目 2001 年度 2002 年度 2003 年度 2004 年度 2005 年度 2006 年度 中間評価 マリック生産テスト 解析手法 解析パラメータの調査
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-1 ポイント : 材料の応力とひずみの関係を知る 断面内の応力とひずみ 本章では 建築構造で多く用いられる材料の力学的特性について学ぶ 最初に 応力とひずみの関係 次に弾性と塑性 また 弾性範囲における縦弾性係数 ( ヤング係数 ) について 建築構造用材料として代表的な鋼を例にして解説する さらに 梁理論で使用される軸方向応力と軸方向ひずみ あるいは せん断応力とせん断ひずみについて さらにポアソン比についても説明する
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地盤数値解析学特論 防災環境地盤工学研究室村上哲 Mrakam, Satoh. 地盤挙動を把握するための基礎. 変位とひずみ. 力と応力. 地盤の変形と応力. 変位とひずみ 変形勾配テンソルひずみテンソル ひずみテンソル : 材料線素の長さの 乗の変化量の尺度 Green-Lagrange のひずみテンソルと Alman のひずみテンソル 微小変形状態でのひずみテンソル ひずみテンソルの物理的な意味
国土技術政策総合研究所 研究資料
3. 解析モデルの作成汎用ソフトFEMAP(Ver.9.0) を用いて, ダムおよび基礎岩盤の有限要素メッシュを8 節点要素により作成した また, 貯水池の基本寸法および分割数を規定し,UNIVERSE 2) により差分メッシュを作成した 3.1 メッシュサイズと時間刻みの設定基準解析結果の精度を確保するために, 堤体 基礎岩盤 貯水池を有限要素でモデル化する際に, 要素メッシュの最大サイズならびに解析時間刻みは,
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人工環境設計解析工学構造力学と有限要素法 ( 第 回 ) 東京大学新領域創成科学研究科 鈴木克幸 固体力学の基礎方程式 変位 - ひずみの関係 適合条件式 ひずみ - 応力の関係 構成方程式 応力 - 外力の関係 平衡方程式 境界条件 変位規定境界 反力規定境界 境界条件 荷重応力ひずみ変形 場の方程式 Γ t Γ t 平衡方程式構成方程式適合条件式 構造力学の基礎式 ひずみ 一軸 荷重応力ひずみ変形
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Non-linea factue mechanics き裂先端付近の塑性変形 塑性域 R 破壊進行領域応カ特異場 Ω R R Hutchinson, Rice and Rosengen 全ひずみ塑性理論に基づいた解析 現段階のひずみは 除荷がないとすると現段階の応力で一義的に決まる 単純引張り時の応カーひずみ関係 ( 構成方程式 ): ( ) ( ) n () y y y ここで α,n 定数, /
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7. 組み合わせ応力 7.7. 応力の座標変換載荷 ( 要素 の上方右側にずれている位置での載荷を想定 図 ( この場合正 ( この場合負 応力の座標変換の知識は なぜ必要か? 例 土の二つの基本的せん断変形モード : - 三軸圧縮変形 - 単純せん断変形 一面せん断変形両者でのせん断強度の関連を理解するためには 応力の座標変換を理解する必要がある 例 粘着力のない土 ( 代表例 乾燥した砂 のせん断破壊は
Microsoft Word - 30 第３章 基礎・地盤.doc
第 3 章基礎 地盤に関する影響 3.1 基礎 地盤の影響評価の方法旧法屋外タンク貯蔵所の基礎 地盤の堅固さが底部板の強度に及ぼす影響について評価するために 比較としての新法屋外タンク貯蔵所も含めて 実タンクによる水張試験時における沈下量計測及び有限要素法を用いた沈下量解析を実施した 3.1.1 基礎 地盤の堅固さについて屋外タンク貯蔵所の基礎 地盤の技術基準のうち 新法タンクの地盤についてまとめたものを図
Microsoft Word - 4_構造特性係数の設定方法に関する検討.doc
第 4 章 構造特性係数の設定方法に関する検討 4. はじめに 平成 年度 年度の時刻歴応答解析を実施した結果 課題として以下の点が指摘 された * ) 脆性壁の評価法の問題 時刻歴応答解析により 初期剛性が高く脆性的な壁については現在の構造特性係数 Ds 評価が危険であることが判明した 脆性壁では.5 倍程度必要保有耐力が大きくなる * ) 併用構造の Ds の設定の問題 異なる荷重変形関係を持つ壁の
4174 20106 2 () 19 21 18 20 I 4124 4124 : 1. 1 2. 3 2.1... 3 2.2... 4 2.3... 9 2.4... 9 3. 10 3.1... 10 3.2... 11 3.3... 14 4. 16 4.1... 16 4.2... 18 4.3 I... 22 4.4 I... 23 5. 25 5.1... 25 5.2... 33
Q = va = kia (1.2) 1.2 ( ) 2 ( 1.2) 1.2(a) (1.2) k = Q/iA = Q L/h A (1.3) 1.2(b) t 1 t 2 h 1 h 2 a
1 1 1.1 (Darcy) v(cm/s) (1.1) v = ki (1.1) v k i 1.1 h ( )L i = h/l 1.1 t 1 h(cm) (t 2 t 1 ) 1.1 A Q(cm 3 /s) 2 1 1.1 Q = va = kia (1.2) 1.2 ( ) 2 ( 1.2) 1.2(a) (1.2) k = Q/iA = Q L/h A (1.3) 1.2(b) t
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第8章安全管理1 1 級土木 施工管理技士 テキスト 第 1 章土工 7 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 8 11 14 18 21 23 25 27 30 32 34 37 第 2 章コンクリート工 47 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 48 50 53 56 58 60 63 66 9. 10. 11. 12. 13. 69 75 79
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. 正規線形モデルのベイズ推定翠川 大竹距離減衰式 (PGA(Midorikawa, S., and Ohtake, Y. (, Attenuation relationships of peak ground acceleration and velocity considering attenuation characteristics for shallow and deeper earthquakes,
土留め工の設計サンプルデータ 概略出力例 Mix3+2 鉄道標準 慣用法と弾塑性法の設計計算例切梁 アンカー併用工法のサンプルデータ
土留め工の設計サンプルデータ 概略出力例 Mix+ 鉄道標準 慣用法と塑法の設計計算例切梁 アンカー併用工法のサンプルデータ 目次 章 慣用法. 右壁の設計.. 最終掘削時 ()検討条件 )検討条件 )地盤条件 ()根入れ長の計算 )結果要旨 ()断力の計算 )結果要旨 4 4 )土留め壁の剛の検討 (4)支保工反力の計算 5 8 )結果要旨 )外力表 8 8.. 壁体応力度 章 塑法 0. 右壁の設計..
第 Ⅰ 部 Excel VBA による一次元圧密 FE 解析 1. 軟弱地盤の長期沈下と二次圧密慣用的一次元圧密解析は, 標準圧密試験結果を利用し実際地盤の圧密沈下量とその発生時間を予測する.1 日間隔で載荷する標準圧密試験では, 二次圧密の継続中に次の載荷段階の荷重が載荷される. 圧密期間を長くす
目 次 まえがき iii 第 Ⅰ 部 Excel VBA による一次元圧密 FE 解析 1 1. 軟弱地盤の長期沈下と二次圧密 1 2. 弾塑性一次元圧密 FE 解析例 3 3. 二次圧密モデルと一次元圧密方程式 5 4. 二次圧密を考慮した一次元圧密 FE 解析 7 4.1 土質定数の決定法 7 4.2 計算例 ~ 1; 単一層, 均質地盤 : 両面排水条件 Consol A.xlsm 8 4.3
Microsoft Word - H25地盤支部（山木）
過圧密泥炭の微小ひずみにおけるせん断剛性率と動的変形特性 土木研究所寒地土木研究所正会員 林宏親同上正会員山梨高裕同上正会員橋本聖同上正会員山木正彦 1. まえがき地震応答や交通振動伝播など 地盤の動的挙動を解析する場合 土の微小ひずみにおけるせん断剛性率 ( 以下 初期せん断剛性率 ) および動的変形特性 ( せん断剛性率と履歴減衰率のひずみ依存性 ) の把握が重要となる しかし この分野における泥炭に関する研究は
東海大学紀要 工学部.indd
Vol.8,No1,18,pp.6-1 東海大学紀要工学部 Vol., No., 18, pp. - K 過圧密粘土の有効応力経路と塑性ひずみ *1 今井誉人 * 吉富隆弘 *3 赤石勝 *4 外崎明 * 杉山太宏 Effective Stress Path and a Plastic Strain of K Over-Consolidated Clay by Yoshito IMAI *1, Takahiro
平成 31 年度 神戸大学大学院工学研究科博士課程前期課程入学試験 市民工学専攻 専門科目 ( 一 ): 数学 問題用紙の枚数 ページ番号 数学 2 枚 1, 2 数学 解答用紙の枚数 4 枚 ただし, 計算用紙を 1 枚配付 試験日時 : 平成 30 年 8 月 20 日 ( 月 ) 13:00
平成 31 年度 神戸大学大学院工学研究科博士課程前期課程入学試験 市民工学専攻 専門科目 ( 一 ): 数学 問題用紙の枚数 ページ番号 数学 2 枚 1, 2 数学 解答用紙の枚数 4 枚 ただし, 計算用紙を 1 枚配付 試験日時 : 平成 30 年 8 月 20 日 ( 月 ) 13:00 14:00 専門科目 ( 一 ) 数学 [ 数学 ] 1. 行列 A= -1 2 2 2 について以下の問に答えなさい.
Microsoft Word - 公開資料_1129_2.doc
3 地震動 (1) 概要構造物の防災 減災対策として地震波形やスペクトル等を算出するとともに 高層建築物やコンビナートといった施設も視野に入れ 長周期及び短周期の両地震動を考慮することとした まず深部地盤を対象として 短周期地震動予測については統計的グリーン関数法 で 長周期地震動予測は三次元差分法 で計算し 両者をハイブリッドした波形を作成することにより 工学的基盤の地震動を求めた このハイブリッド波形を入力地震動として浅部地盤について
地盤情報ＤＢの利用と活用方法
地盤モデルと DYNEQ CKC-Liq を利用した解析演習 地盤工学会関東支部関東地域における地盤情報の社会的 工学的活用法の検討委員会 ( 委員長 : 龍岡文夫 副委員長 : 安田進 幹事長 : 清木隆文 ) 中央開発株式会社王寺秀介 1 1. 地震応答解析の実施例 電子地盤図の地盤モデルを用いた地震応答解析の実施例を紹介する この事例は 地盤モデルの TXT ファイルを地震応答解析プログラム
静的弾性問題の有限要素法解析アルゴリズム
概要 基礎理論. 応力とひずみおよび平衡方程式. 降伏条件式. 構成式 ( 応力 - ひずみ関係式 ) 有限要素法. 有限要素法の概要. 仮想仕事の原理式と変分原理. 平面ひずみ弾性有限要素法定式化 FEM の基礎方程式平衡方程式. G G G ひずみ - 変位関係式 w w w. kl jkl j D 構成式応力 - ひずみ関係式 ) (. 変位の境界条件力の境界条件境界条件式 t S on V
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H8 年度有限要素法 1 構造強度設計 1. 塑性崩壊 1.3 疲労設計 ( 一部修正版 ) H8-1/6 早川 (R : 夏学期の復習部分 ) 1. 塑性崩壊とその評価法 ( 極限解析 ) R 塑性崩壊 : 構造物として使用に耐えないほどの過度の塑性変形 全断面降伏 前提 : 弾完全塑性材モデル E ひずみ硬化ありひずみ硬化なし : 降伏強さ E : ヤング率 ε 図 1.3 弾完全塑性材モデルの応力
ｽﾗｲﾄﾞ ﾀｲﾄﾙなし
高じん性モルタルを用いた 実大橋梁耐震実験の破壊解析 ブラインド 株式会社フォーラムエイト 甲斐義隆 1 チーム構成 甲斐義隆 : 株式会社フォーラムエイト 青戸拡起 :A-Works 代表 松山洋人 : 株式会社フォーラムエイト Brent Fleming : 同上 安部慶一郎 : 同上 吉川弘道 : 東京都市大学総合研究所教授 2 解析モデル 3 解析概要 使用プログラム :Engineer s
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スカイセイフティネット構造計算書 スカイテック株式会社 1. 標準寸法 2. 設計条件 (1) 荷重 通常の使用では スカイセーフティネットに人や物は乗せないことを原則とするが 仮定の荷重としてアスファルト ルーフィング1 巻 30kgが1スパンに1 個乗ったとした場合を考える ネットの自重は12kgf/1 枚 これに単管 (2.73kgf/m) を1m 辺り2 本考える 従ってネット自重は合計で
国土技術政策総合研究所資料
5. 鉄筋コンクリート橋脚の耐震補強設計における考え方 5.1 平成 24 年の道路橋示方書における鉄筋コンクリート橋脚に関する規定の改定のねらい H24 道示 Ⅴの改定においては, 橋の耐震性能と部材に求められる限界状態の関係をより明確にすることによる耐震設計の説明性の向上を図るとともに, 次の2 点に対応するために, 耐震性能に応じた限界状態に相当する変位を直接的に算出する方法に見直した 1)
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ボーリング柱状図 調査名敦賀駅前立体駐車場設計委託業務 事業 工事名 ボーリング シート ボーリング名 No. 発注機関 調査位置敦賀市鉄輪町 丁目地係 調査期間平成 年 月 日 平成 年 月 0 日 北緯 ' " 東経 ' " ホクコンマテリアル株式会社調査業者名電話 0-- H= 角 0 孔口標高. 上下総掘進長. 0 0 0 方 向 現場コアボーリン主任技術者斉藤英樹大谷勉大谷勉代理人鑑定者グ責任者北
強化プラスチック裏込め材の 耐荷実験 実験報告書 平成 26 年 6 月 5 日 ( 株 ) アスモ建築事務所石橋一彦建築構造研究室千葉工業大学名誉教授石橋一彦
強化プラスチック裏込め材の 耐荷実験 実験報告書 平成 26 年 6 月 5 日 ( 株 ) アスモ建築事務所石橋一彦建築構造研究室千葉工業大学名誉教授石橋一彦 1. 実験目的 大和建工株式会社の依頼を受け 地下建設土留め工事の矢板と腹起こしの間に施工する 強 化プラスチック製の裏込め材 の耐荷試験を行って 設計荷重を保証できることを証明する 2. 試験体 試験体の実測に基づく形状を次に示す 実験に供する試験体は3
3. 入力データおよび出力データ エクセルシートは 入力地震波 解析条件 地盤データ ひずみ依存特性 ユーザ指定 ひずみ依存特性 出力 収束剛性 最大値深度分布 相対変位最大時深度分布 伝達関数+ 入力 伝達関数 入力 加速度時刻歴+ 出力 加速度時刻歴 出力 変位時刻歴 せん断応力時刻歴 および
成層地盤の地震応答計算プログラム エクセルマクロ について 日中構造研究所松原勝己同上梁生鈿. はじめに地上構造物の耐震解析に使用する入力地震動を地盤の影響を考慮して設定する場合や 地下構造物の耐震解析において地盤変位 周面せん断力および躯体慣性力など地震時外力の設定を行う場合に 当該地盤を成層構造と仮定し一次元地盤応答解析によって地盤の地震応答を算出することがあります この計算には SAK などの解析ソフトや他の市販ソフトが使用されるのが一般的です
目的 2 汚染水処理対策委員会のサブグループ 1 地下水 雨水等の挙動等の把握 可視化 が実施している地下水流動解析モデルの妥当性を確認すること ( 汚染水処理対策委員会事務局からの依頼事項 )
資料 1-3 1 福島第 1 原子力発電所を対象とした地下水流動解析 平成 25 年 12 月 10 日 日本原子力研究開発機構 目的 2 汚染水処理対策委員会のサブグループ 1 地下水 雨水等の挙動等の把握 可視化 が実施している地下水流動解析モデルの妥当性を確認すること ( 汚染水処理対策委員会事務局からの依頼事項 ) 実施内容 3 解析領域設定 地質構造モデルの構築 水理地質構造モデル ( 解析メッシュに水理特性を設定したモデル
積粘土と同様に上下で低く 中央で高い弓形分布を示す 図 () の I L は 長田 新庄 門真で 1 以上を示し 東大阪地域の沖積粘土の特徴である超鋭敏性が伺える ただし 鴫野の I L はかなり低い 図 (3) () の c v は 先の w L が反映されているが 特に新庄の中央部の圧縮性が高い
大阪市立大学大学院都市系専攻 修士論文梗概集 7 年 3 月 大阪地域の沖積 洪積粘土層の土質特性の地域性と地下水位再低下可能量の予測 地盤工学分野 M5TD9 金谷泳知 1. 研究の目的昭和 ~3 年代にかけて大阪地域では 地下水の過剰汲上げによって地盤沈下が生じた その後 地下水汲上げ規制によって地盤沈下は収束したが 現在では地下水位が過大に回復し 諸問題を引き起こしている これを解決するためには
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第 5 章表面ひび割れ幅法 5-1 解析対象 ( 表面ひび割れ幅法 ) 表面ひび割れ幅法は 図 5-1 に示すように コンクリート表面より生じるひび割れを対象とした解析方法である. すなわち コンクリートの弾性係数が断面で一様に変化し 特に方向性を持たない表面にひび割れを解析の対象とする. スラブ状構造物の場合には地盤を拘束体とみなし また壁状構造物の場合にはフーチングを拘束体として それぞれ外部拘束係数を定める.
構造力学Ⅰ第１２回
第 回材の座屈 (0 章 ) p.5~ ( 復習 ) モールの定理 ( 手順 ) 座屈とは 荷重により梁に生じた曲げモーメントをで除して仮想荷重と考える 座屈荷重 偏心荷重 ( 曲げと軸力 ) 断面の核 この仮想荷重に対するある点でのせん断力 たわみ角に相当する曲げモーメント たわみに相当する ( 例 ) 単純梁の支点のたわみ角 : は 図 を仮想荷重と考えたときの 点の支点反力 B は 図 を仮想荷重と考えたときのB
資料 1 柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉 原子炉建屋等の基礎地盤及び周辺斜面の安定性 コメント回答 平成 28 年 4 月 15 日 東京電力ホールディングス株式会社 安田層下部層の MIS10~MIS7 と MIS6 の境界付近の堆積物 については, 本資料では 古安田層 と仮称する
資料 1 柏崎刈羽原子力発電所 6 号炉及び 7 号炉 原子炉建屋等の基礎地盤及び周辺斜面の安定性 コメント回答 平成 28 年 4 月 15 日 東京電力ホールディングス株式会社 安田層下部層の MIS10~MIS7 と MIS6 の境界付近の堆積物 については, 本資料では 古安田層 と仮称する 本日のご説明内容 1 No. H28.3.4 第 336 回審査会合コメント回答 ( 回答方針 )
第3章 ひずみ
第 4 章 応力とひずみの関係 4. 単軸応力を受ける弾性体の応力とひずみの関係 温度一定の下で, 負荷による変形が徐荷によって完全に回復する場合を広義の弾性というが, 狭義の弾 性では, 負荷過程と徐荷過程で応力 - ひずみ関係が一致しない場合は含めず ( 図 - 参照 ), 与えられたひ ずみ状態に対して応力が一意に定まる, つまり応力がひずみの関数と して表される. このような物体を狭義の弾性体
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1 基礎設計書 山田太郎様邸新築工事 2014 年 7 月 1 日 株式会社設計室ソイル 目次 2 1 建物条件 2 1-1 建物概要 2 1-2 平面図 2 1-2-1 基礎の節点座標 3 1-2-2 基礎外周の節点番号 3 1-2-3 スラブを示す4 点の節点番号 3 1-3 荷重条件 4 1-3-1 基礎寸法 4 1-3-2 荷重条件 4 2 スウェーデン式サウンディング試験 5 2-1 調査点
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地質 W3-6 浜岡原子力発電所 3,4 号機 発電用原子炉施設に関する耐震設計審査指針 の改訂に伴う耐震安全性評価に関わる報告のうち地震随伴事象に対する考慮について 周辺斜面の安定性 平成 19 年 6 月 13 日中部電力株式会社 目次 1. 評価方針... 1 2. 3,4 号機周辺斜面の状況... 2 3. 評価斜面の選定... 6 4. 評価方法... 9 4.1 解析条件... 9 4.2
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第 14 回モールの定理 ( 単純梁の場合 ) ( モールの定理とは何か?p.11) 例題 下記に示す単純梁の C 点のたわみ角 θ C と, たわみ δ C を求めよ ただし, 部材の曲げ 剛性は材軸に沿って一様で とする C D kn B 1.5m 0.5m 1.0m 解答 1 曲げモーメント図を描く,B 点の反力を求める kn kn 4 kn 曲げモーメント図を描く knm 先に得られた曲げモーメントの値を
論文 河川技術論文集, 第 19 巻,2013 年 6 月 三軸試験の試験条件が河川堤防土の強度定数に及ぼす影響 EFFECTS OF TEST CONDITIONS OF TRIAXIAL TEST ON THE STRENGTH PARAMETERS OF RIVER LEVEE SOILS 小
論文 河川技術論文集, 第 19 巻,13 年 6 月 三軸試験の試験条件が河川堤防土の強度定数に及ぼす影響 EFFECTS OF TEST CONDITIONS OF TRIAXIAL TEST ON THE STRENGTH PARAMETERS OF RIVER LEVEE SOILS 小高猛司 1 崔瑛 李圭太 3 兼松祐志 4 小林芳樹 4 Takeshi KODAKA, Ying I,
コンクリート工学年次論文集 Vol.26
論文共鳴法における劣化コンクリートの動的弾性係数に関する考察 池田幸史 * 鈴木哲也 * 大津政康 *3 要旨 : 共鳴法はコンクリートの弾性係数を実験的に算定する非破壊試験法の一つである JIS 規格で動弾性係数は共鳴法の一次共振周波数から求められている 縦波振動の場合にはポアソン比の影響が無視されており, 一次元の近似式となっている そこで本研究では, 劣化コンクリートを用いて, 縦波速度に基づくポアソン比を考慮した動弾性係数を求め,
土量変化率の一般的性質 ❶ 地山を切土してほぐした土量は 必ず地山の土量 1.0 よりも多くなる ( 例 ) 砂質土 :L=1.1~2.0 粘性土 :L=1.2~1.45 中硬岩 :L=1.50~1.70 ❷ 地山を切土してほぐして ( 運搬して ) 盛土をした場合 一般に盛土量は地山土量 1.0
土量計算の考え方 (1) 土量の変化率 土は一般に 地山の土量 ( 自然状態のままの土 ) ほぐした土量 ( 掘削したままの土 ) 締固めた土量 ( 締固めた盛土の土 ) 等それぞれの状態でその体積が変化し 異なる ( 通常 ほぐすと体積が増え 締め固めると体積が小さくなる ) これらの状態の土量を 地山の状態の土量を 1.0 とした時の体積比で表したものを 土量 の変化率 という 土量の変化率は
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Release Note Release Date : Jun. 2015 Product Ver. : igen 2015 (v845) DESIGN OF General Structures Integrated Design System for Building and General Structures Enhancements Analysis & Design 3 (1) 64ビットソルバー及び
結晶粒と強度の関係
SPring-8 金属材料評価研究会 218 年 1 月 22 日 @AP 品川 転載不可 アルミニウムにおける 置換型固溶元素が引張変形中の 転位密度変化に及ぼす影響 兵庫県立大学材料 放射光工学専攻〇足立大樹 背景 放射光を用いた In-situ XRD 測定により 変形中の転位密度変化を高時間分解能で測定可能となっており 結晶粒径による転位増殖挙動の変化について明らかにしてきた * * H.
集水桝の構造計算(固定版編)V1-正規版.xls
集水桝の構造計算 集水桝 3.0.5 3.15 横断方向断面の計算 1. 計算条件 11. 集水桝の寸法 内空幅 B = 3.000 (m) 内空奥行き L =.500 (m) 内空高さ H = 3.150 (m) 側壁厚 T = 0.300 (m) 底版厚 Tb = 0.400 (m) 1. 土質条件 土の単位体積重量 γs = 18.000 (kn/m 3 ) 土の内部摩擦角 φ = 30.000
繰返しに伴う変形特性の変化 繰返しせん断試験時の応力 ひずみ関係 に誤差が出てしまうという問題がある. 中ひずみに対する挙動現行の繰返しせん断特性試験の適用範囲はおおよそひずみ振幅で0.1 を少し超えたところ ( 以下, 限界ひずみと呼ぶ ) と考えられる これ以上のひずみになると, 過剰間隙水圧発
時代の要請に応える土の繰返しせん断変形特性試験の確立を Establishment of Cyclic Shear Deformation Characteristics Test that Responds to Demands of Times 吉田望 ( よしだのぞむ ) 東北学院大学工学部 教授 三上武子 ( みかみたけこ ) 応用地質コアラボ試験センター 専門職. はじめに 1995 年兵庫県南部地震が設計分野に与えた影響はいくつかあるが,
問題 2-1 ボルト締結体の設計 (1-1) 摩擦係数の推定図 1-1 に示すボルト締結体にて, 六角穴付きボルト (M12) の締付けトルクとボルト軸力を測定した ボルトを含め材質はすべて SUS304 かそれをベースとしたオーステナイト系ステンレス鋼である 測定時, ナットと下締結体は固着させた
問題 2-1 ボルト締結体の設計 (1-1) 摩擦係数の推定図 1-1 に示すボルト締結体にて, 六角穴付きボルト (M12) の締付けトルクとボルト軸力を測定した ボルトを含め材質はすべて SUS304 かそれをベースとしたオーステナイト系ステンレス鋼である 測定時, ナットと下締結体は固着させた 測定データを図 1-2 に示す データから, オーステナイト系ステンレス鋼どうしの摩擦係数を推定せよ
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技術資料 Vol.2 Civil Engineering & Consultants 株式会社クレアテック東京都千代田区西神田 2 丁目 5-8 共和 15 番館 6 階 TEL:03-6268-9108 / FAX:03-6268-9109 http://www.createc-jp.com/ ( 株 ) クレアテック技術資料 Vol.2 P.1 解析種別キーワード解析の目的解析の概要 3 次元静的線形解析
資料 1 南海トラフの巨大地震モデル検討会 第 6 回会合 深部地盤モデルの作成の考え方 平成 23 年 12 月 12 日 1. 震度分布の推計方法 中央防災会議 (2003) 1 は 強震波形計算によって求められた地表の震度と経験的手法によって求められた地表の震度を比較検討し 強震波形計算による結果を主に それにより表現できていないところについては 経験的手法による結果も加えて 最終的な震度分布を求めている
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フジタ技術研究報告第 47 号 11 年 地盤の非線形履歴特性のモデル化 中川太郎佐々木聡 小林勝已佐々木仁 概 要 広範囲のひずみレベルで土質試験結果を精度良く近似し かつ容易に逐次非線形地震応答解析に取り込むことを目的として 骨格曲線には双曲線モデルを修正したモデル 履歴曲線には Masing 則を満足しつつ パラメータ α にひずみ依存性をもたせた モデルを利用した非線形モデル ( 以降 モデルと称す
6. 現況堤防の安全性に関する検討方法および条件 6.1 浸透問題に関する検討方法および条件 検討方法 現況堤防の安全性に関する検討は 河川堤防の構造検討の手引き( 平成 14 年 7 月 ): 財団法人国土技術研究センター に準拠して実施する 安全性の照査 1) 堤防のモデル化 (1)
6. 現況堤防の安全性に関する検討方法および条件 6.1 浸透問題に関する検討方法および条件 6.1.1 検討方法 現況堤防の安全性に関する検討は 河川堤防の構造検討の手引き( 平成 14 年 7 月 ): 財団法人国土技術研究センター に準拠して実施する 安全性の照査 1) 堤防のモデル化 (1) 断面形状のモデル化 (2) 土質構成のモデル化 検討条件 検討項目 検討内容 必要な検討条件 堤防のモデル化
使用した装置と試料 装置 : 位相差測定装置 KOBA-W 使用ソフト : 位相差測定 Eソフト 専用治具 : 試料引張治具 試料 : 表 1の各フィルムを測定 ( 測定は室温 3 ) 表 1 実験に用いた試料 記号 材質 厚さ (μm) 光軸角 Ω( ) 備考 pc4 ポリカーボネート 6 87.
1.4 王子計測機器株式会社 光弾性係数に関する実験結果 はじめに高分子材料において観測される複屈折を分類すると 配向複屈折 応力複屈折および形態複屈折があります その中で形態複屈折は 樹脂中に微細な繊維状物質が配列した場合などに見られるもので 通常の高分子材料では無視できます 一方向に引張荷重を負荷する一軸伸長変形の場合に観測される複屈折は 図 1のように配向複屈折と応力複屈折の合計になります 光弾性係数は
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B06 CFRP 円筒の座屈試験 岡本瑞希 ( 神奈川大 学 ), 宮島侑冬 ( 神奈川大 学 ), 高野敦 ( 神奈川大 ) Mizuki Okamoto, Yuuto Miyajima, Atushi Takano (Kanagawa University) 1. 目的衛星やロケット 航空機などに軽量化のため複合材料の円筒殻が使われている 複合材料の中では CFRP(Carbon Fiber Reinforced
2009 年 11 月 16 日版 ( 久家 ) 遠地 P 波の変位波形の作成 遠地 P 波の変位波形 ( 変位の時間関数 ) は 波線理論をもとに P U () t = S()* t E()* t P() t で近似的に計算できる * は畳み込み積分 (convolution) を表す ( 付録
遠地 波の変位波形の作成 遠地 波の変位波形 ( 変位の時間関数 ) は 波線理論をもとに U () t S() t E() t () t で近似的に計算できる は畳み込み積分 (convolution) を表す ( 付録 参照 ) ここで St () は地震の断層運動によって決まる時間関数 1 E() t は地下構造によって生じる種々の波の到着を与える時間関数 ( ここでは 直達 波とともに 震源そばの地表での反射波や変換波を与える時間関数