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みさえみつだ
5 years ago
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1 大成建設技術センター報第号 (1) 液状化地盤において杭頭半剛接合構法を採用した建物の地震時挙動に関する解析的検討石﨑定幸 *1 長尾俊昌 *1 * 時松孝次 Keywords : semi-rigid pile head connection method, liquefaction, -D effective stress analysis, embedment, centrifuge model test 杭頭半剛接合構法, 液状化, 次元有効応力解析, 根入れ, 遠心模型実験 1. はじめに合理的な杭頭部の接合方法として杭頭半剛接合構法 ( 以下, 本構法と称す ) を開発し, 多くのプロジェクトに実施適用している 1) 本構法は, 杭頭部の回転を許容することにより杭頭接合部への応力の集中をさけ, 杭基礎の耐震性を向上させる構法である本構法を採用することにより, 杭だけでなく基礎梁の断面積を縮小することが可能となり, コスト縮減や掘削残土の低減等のメリットがある筆者らは, 液状化地盤における杭頭半剛接合構法の適用性を検証する目的で, 地盤 - 杭基礎 - 建物系の遠心模型振動実験を実施したその結果, 液状化地盤において杭頭半剛接合構法を採用した場合, 剛接合とした場合と比べて液状化するに従い杭基礎の水平抵抗がかなり小さくなるため, 以下に示す効果があることを確認した第一に, 建物応答が増加した際に, 杭頭回転角の増加とともに地盤と建物の連成系が長周期化する傾向があり, 建物の加速度言い換えれば建物からの慣性力が小さくなる効果があった第二に, 杭基礎が地盤変形に追従しやすくなるとともに, 建物慣性力の増加にともない基礎の変形が増加するその時, 基礎根入れ部の慣性力に対して前面側に作用する受動土圧が大きくなり, 外力として根入れ部に作用する地震時土圧が小さくなる, あるいは建物慣性力に対して抵抗力として働く効果があったつの効果が組み合わさり, 半剛接合とした場合の杭頭へ作用する水平力は剛接合とした場合と比較してかなり小さくなったその結果, *1 技術センター建築技術研究所建築構工法研究室 * 東京工業大学杭頭半剛接合構法の杭応力低減効果は, 非液状化地盤と比べて液状化地盤の方がより一層高まる可能性を示した ) これらの効果は地盤条件や建物周期等により異なるものと推測され, 動的相互作用の効果を設計に取り入れるためには, より一層の実現象の解明と, 適切な解析手法や耐震設計手法の構築が必要である本論文では, 杭頭半剛接合部の回転挙動を軸力依存型の回転ばねでモデル化する方法を提案し, それを組み込んだ次元有効応力解析手法の有効性を前述の遠心模型実験の数値シミュレーションから検証する次に, 液状化地盤において大きな変動軸力が生じる 1 階建ての実大建物を想定した解析を実施し, 杭頭半剛接合構法の杭被害低減効果と建物全体の耐震安全性に与える影響について検討する. 遠心模型振動実験.1 実験方法遠心加速度 g 場で, 液状化地盤 - 杭基礎 - 建物系の模型振動実験を実施した ) 図-1 に試験体を示す以下, 実物スケールで説明する場所打ち杭 ( 本 ) に支持される RC 造の低層建物を想定した地盤構成は, 底面から密な下層, その上に液状化層, さらに非液状化層である表層とした液状化層は豊浦標準砂を用い相対密度 (Dr)% で作製し, 地下水位は液状化層上端より若干高くした表層はケイ砂号で作製した実験では, 建物の加速度, 杭のひずみ, 杭頭の左右における基礎根入れ部 ( 以下, フーチングと称す ) との相対変位 ( 杭頭回転角算出のため ), フーチングの左右に生じる土圧等を計測した試験体は, 杭頭を剛接合とした試験体 () と半剛接合とした試験 -1

2 Height (m) 1 1 Inertia Force (MN) 大成建設技術センター報第号 (1) < 平面図 > Height 1 ひずみゲージ水圧計加速度計相対変位計ロードセル受圧板 + ロートセル ( 個 ) 表層ケイ砂号変位計液状化層豊浦砂 (Dr%) 杭 ( ステンレス管 ) φ1mm,t=1mm 下層豊浦砂 (Dr9%) 体 () のつとした入力地震波は, 最大加速度を gal に調整した臨海波とした図 - に建物に作用する水平力の模式図を示す建物慣性力は上部構造物とフーチングの慣性力の和としたフーチングには, 左右の加振直交方向側面に土圧 (P EL, P ER ) が作用していたフーチングの加振方向と平行する側面にはテフロンシートを貼り, 底面と地盤の間には隙間を設け, 側面底面摩擦力を無視できるようにした従って, フーチングを見かけ上押引きする土圧合力は左右の土圧の差 (P EL - P ER ) により求めた杭頭に作用する水平力は建物慣性力と土圧合力の和であり, それが杭頭せん断力の合計と釣り合う. 実験結果ゴムシート Pile Pile1 1 Pile- Pile- ピン接合フーチング表層ケイ砂号受圧板 + ロートセル上部構造物 ( スチール ) 板バネ ( スチール ) フーチング ( アルミ ) (1.m) < 立面図 > モデルスケール ( 単位 :mm), ( ): 実大スケール図 -1 地盤 - 杭基礎 - 建物模型 Fig.1 Model of soil-pile-structure system 受圧板フーチンクロートセル (11.m) (7.m) (.m) (.m) 実験結果の概要を説明するため, 図 - に, 液状化前 (t=~1. 秒 ), 液状化過程 (1.~. 秒 ), 液状化後 ( 秒以降 ) における建物慣性力と土圧合力の関係を示すまた, 各時刻において杭頭曲げモーメントがピークを示す時刻の曲げモーメント分布を図 - に示す液状化前における建物慣性力と土圧合力の関係は, 両試験体ともに負の相関にあり, 土圧合力は建物慣性力に対して抵抗力として作用していた同時刻におけるの曲げモーメント分布は, と比べて, 杭頭では小さく地中部では大きくなるが, 深さ方向の最大曲げモーメントは小さくなっていた ( 図 -(a)) Earth Pressure (Lefe Side) : PEL 図 - 建物と杭頭に作用する水平力 Fig. Horizontal forces acting on structure and pile heads 図 - 実験結果 ( 建物慣性力と土圧合力の関係 ) Fig. Experimental results (relations between inertia forces and total earth pressures) Fig. 液状化過程では, 負の相関にあった建物慣性力と土圧合力の関係に位相差が生じ, 履歴ループが円形に近くなっていた ( 図 -(b)) 同時刻における曲げモーメント分布では, 半剛接合とした場合, 液状化前と同様に地中部では剛接合より大きくなるが, 深さ方向の最大曲げモーメントは小さくなることが確認できた ( 図 - (b)) Superstructure Inertia Force:FIS Footing Inertia Force:FIF Shear Force at Pile Head : Qi 1. (a) Before Liquefaction t=. -1.s FI :Inertia Force from Structure ( 建物慣性力 ) FI =FIS+FIF PE :Total Earth Pressure ( 土圧合力 ) PE =PEL-PER H :Total Horizontal Force at Pile Heads ( 杭頭へ作用する水平力 ) Earth Pressure H =FI+PE (Right Side) : PER (b) Process to Liquefaction H=ΣQi (c) During Liquefaction t=1. t=. -.s -1.s Total Earth Pressure (MN) Total Earth Pressure (MN) Total Earth Pressure (MN) 1 (a) Before 1 Liquefaction 8 T=11.8s (11.7s) (11.8s) -.. (b) Process to Liquefaction (.s) (18.7s) - (c) During Liquefaction T=8.s T=8.9s (8.8s) Pile1 (8.9s) - 図 - 実験結果 ( 杭の曲げモーメント分布 ) Experimental results (distributions of bending moments along piles) 一方, 液状化後におけるでは, 建物慣性力と土圧合力の関係に正の相関があり, 土圧合力が建物慣性力と同一方向に作用する状況が明確に確認できた ( 図 -(c)) その結果, 杭頭へ作用する水平力が増加し, 杭頭曲げモーメントが液状化過程と比べて 1. 倍程度に増加していた ( 図 -(c)) 一方, では, 建物 -

3 Acc. (m/s ) 1.. せん断応力比 (τ d /σ' z ) 大成建設技術センター報第号 (1) 慣性力と土圧合力の関係に依然として負の相関があり, 土圧合力が建物慣性力に対して抵抗力として作用したその結果, 液状化後においての杭頭へ作用する水平力の最大値は, と比較して割程度となり, 杭の地中部に生じる最大曲げモーメントもと比べて小さくなった剛接合に対する半剛接合の杭の最大曲げモーメントの比は, 液状化前では 7~8 割, 液状化過程では ~8 割, 液状化後では割程度であり, 液状化の進行とともに最大応力低減効果が高まる結果が得られたこれは, 杭頭接合条件による杭基礎の水平抵抗の違いに起因しているものと考えられたすなわち, 剛接合とした場合には, 杭基礎の水平抵抗が大きいため, 基礎根入れ部に作用する地震時土圧が外力として働くなど液状化による地盤変形の影響を受けやすかった一方, 半剛接合とした場合には液状化するに従い水平抵抗が小さくなるため, 連成系が長周期化したり地盤変形に追従しやすくなり, 杭基礎に作用する外力が増加しにくかった液状化後に杭応力が増加したと液状化の影響を受けにくかったの違いが顕著に現れ杭頭半剛接合構法の最大応力低減効果が高まったと考えられた. 次元有効応力解析による遠心模型実験のシミュレーション解析図 - に液状化強度曲線を示す表層の非液状化層のせん断応力とひずみの関係は Ramberg Osgood モデルによりモデル化する表層の S 波速度は, 微小加振時の加速度伝達関数から 8m/s と推定する基準ひずみは.1, 最大減衰定数は. とする杭頭半剛接合部は, 逐次軸力に依存して変化する回転ばねでモデル化を行う ( 図 -7) その骨格曲線は双曲線関数とする双曲線関数の初期剛性は, 杭頭接合部の曲げ試験に合うように設定する漸近値には, 次式で与えられる最大抵抗曲げモーメント (M u ) を用い, 変動軸力の影響を逐次考慮する表 -1 有効応力モデルの解析パラメータ Table 1 Model parameters for liquefiable layers 間隙比 = D/ N 弾性パラメータタイレイタンシーハラメータ A ホワソン比 n μ M S c 液状化層下層 (1).1 解析方法図 - に模型実験に対する解析モデルを示す地盤の有効応力モデルの構成則は,Stress Density Model(SD モデル ),) である飽和地盤である液状化層と下層を SD モデルによりモデル化する解析定数は, 豊浦砂のモデル化を行っている文献 ) に準じて設定する ( 表 -1) 繰返し境界表層地盤と杭の相互作用ばね下層杭上部構造物図 - 次元有効応力解析モデル Fig. Finite element mesh for -D effective stress analysis 8 杭杭頭接合部の回転ばね液状化層単位 :m 繰返し境界.1 液状化層 (σ' z =kpa) 下層 (σ' z =8kPa) 繰返し回数図 - 液状化強度曲線 Fig. Models of liquefaction residence curves (a) - -. Θ (rad). (b) 図 -7 杭頭接合部の回転性能のモデル化 Fig.7 Models of rotational characteristics of pile heads 図 -8 入力地震波 Fig.8 Input motion N=MN N=.MN N=1MN 曲げ試験解析 -.. Θ (rad) Input Motion Time (s) -

4 大成建設技術センター報第号(1) ここで D 杭径 N 杭頭軸力である履歴特性は期有効上載圧に達し液状化した状況をある程度再現実挙動と対応させ非線形弾性とする半剛接合部のしている解析結果における建物加速度は秒付近水平と鉛直方向については杭とフーチングの節点変まで実験より大きくなっているそれ以降では位を等しくしたの建物加速度を比較的良く再現しているが杭と建物は線形梁要素を用いてモデル化する地盤実験結果においての建物加速度がよの奥行幅はフーチング幅とするその際杭はフーチり小さくなる状況は十分に再現できておらず解析結ング幅の地盤と力のやり取りを行うが液状化後地盤果におけるの建物加速度は実験より大きいが杭をすり抜ける現象を評価できないため杭に作用図-11 1 に建物慣性力と土圧合力の関係を示す液する地盤反力が実際より大きくなる可能性があるそ状化前では解析結果は両者の傾きを良く再現していこで液状化層と下層では地盤杭間に過剰間隙水るまた s 以降ではでは土圧合力が建物圧の上昇とともにばね反力が低減するばね要素を導入慣性力と同一方向に作用しでは依然として ) するフーチングの左右側面は地盤と節点を共有さ抵抗力として作用している状況を良く再現しているせ底面は共有させないモデルの側方は繰返し境界図-1 に杭頭接合部の曲げモーメント M と回転とし底面は固定とする構造物の減衰定数は剛性角 θ の関係を示す解析結果は両試験体の杭頭比例型として連成系の１次固有周期に対して %とする接合部の挙動を良く再現している図-1 に杭頭曲げ土槽底面の加速度記録図-8 をモデルに入力するモーメントがピークを示す時刻の杭の曲げモーメント解析結果. 分布を示すまた表- に同時刻の建物慣性力土る相対変位杭頭の曲げモーメント及び液状化層ののでは,同時刻の後方杭 Pile 1 において地盤過剰間隙水圧について解析と実験結果の比較を各試験変形の影響が大きくその杭頭水平力が前方杭 Pile 体について示す高さ７ｍにおける過剰間隙水圧は初と比べてかなり小さかった 1. Acc. (m/s) 圧合力及び杭頭へ作用する水平力を示す実験結果 (a) Superstructure -s 77-8s Moment σvo' Time (s) 8 1 (b) During Liquefaction (.-1.s) (b) Footing (c) Pile (d) Soil (Height:7.m) Time (s) 図-1 解析より得られた主要な時刻歴 Fig.1 Time histories of seismic responses () 1. (a) Inertia Force (MN) Inertia Force (MN) Before Liquefaction (t=.-1.s) 9-98s 1 図-9 解析より得られた主要な時刻歴 Fig.9 Time histories of seismic responses () 1. (a) 77-8s - 8 σ ' vo (d) Soil (Height:7.m) -s - (c) Pile - 8 E.P.W.P. (kpa) Dis. (cm) (b) Footing - (a) Superstructure s そのため表- の杭頭 Moment Dis. (cm) -1. ) 1. E.P.W.P. (kpa) Acc. (m/s) 図-9 1 に建物加速度フーチングの振動台に対す 8.8s.s Before Liquefaction (t=.-1.s) (b) During Liquefaction (t=.-1.s) 8.9s 8.1s Total Earth Pressure (MN) Total Earth Pressure (MN) Total Earth Pressure (MN) Total Earth Pressure (MN) 図-11 建物慣性力と土圧合力の関係 Fig.11 Relations between inertia force and total earth pressure () 図-1 建物慣性力と土圧合力の関係 Fig.1 Relations between inertia force and total earth pressure () -

5 Height (m) Height (m) Height (m) Height (m) 大成建設技術センター報第号 (1) Θ (rad) に作用する水平力が解析結果と比べて半分程度となっている解析結果の建物慣性力は実験より大きいしかし, では, 土圧合力が建物慣性力に対して抵抗力として作用し, 杭頭へ作用する水平力が,Model R と比べて大きく低減する状況をある程度再現しているその結果, の地中部最大曲げモーメントは, と比べて極端に大きくならず, 実験結果の曲げモーメント分布を良く再現している解析より得られたとの最大曲げモーメントの比は, 液状化前 7~8 割, 液状化過程割, 液状化後割程度であり, 最大応力低減効果は実験同様に液状化とともに高まっている以上のことから, 本解析手法により, 液状化地盤で杭頭半剛接合構法を採用した杭基礎建物の地震時挙動や, 半剛接合構法を採用することにより杭頭へ作用する水平力が小さくなり杭の最大応力低減効果が高まる現象を良く再現できると考えられる Tensile Side Pile Compressed Side 図 -1 杭頭の M-θ 関係 ( と ) Fig.1 Relations between M and θ at pile heads ( and ) Pile t=8.8s t=.s - 図 -1 液状化後における杭の曲げモーメント分布 ( と ) Fig.1 Distributions of bending moment along piles ( and ). 基礎根入れ部に外力として作用する地震時土圧が小さくなるメカニズム Θ (rad) 図 - に解析結果における杭 - フーチングおよび地盤 Tensile Side Pile Compressed Side Pile t=8.9s t=8.1s - 表 - 建物慣性力, 土圧合力, 及び杭頭へ作用する水平力 () Table Inertia force from structure, total earth pressure, and total horizontal force at pile heads () の変位分布 (:.s,:8.1s) を示す地盤の変位は, 根入れ部の直近ではなく, 解析モデルの左右境界部における値であるため, 土圧合力と直接は対応していない実験 (8.8s) 次元 FEM(.s) 建物慣性力 kn 99kN 土圧合力 7kN kn 杭頭へ作用する水平力 198kN 1kN 表 - 建物慣性力, 土圧合力, 及び杭頭へ作用する水平力 () Table Inertia force from structure, total earth pressure, and total horizontal force at pile heads () 実験 (8.9s) 次元 FEM(8.1s) 建物慣性力 kn 9kN 土圧合力 -11kN -11kN 杭頭へ作用する水平力 kn 98kN 地盤変位は, 高さ m 以下の下層内では比較的小さいが, 高さ m~8m にかけて急激に増加し, 高さ 7m 付近から杭変位より大きくなっているの杭変位は, 杭頭を剛接合としているため, 高さ 7m 付近から杭頭にかけて増加量が減少し, フーチングの変位は表層地盤の変位より小さくなっている一方,Model S の杭変位は下端から直線的に増加し杭頭付近で表層地盤とほぼ等しくなっているすなわち, では, 杭基礎の水平抵抗が大きいため, 表層地盤の変形に抵抗しているのに対し, の杭基礎は表層地盤に追従して動く状況が確認できるこのことが, 土圧合力が, 剛接合とした場合には建物慣性力と同一方向, すなわち外力として作用したのに対し, 半剛接合とした場合には建物慣性力と逆方向, すなわち抵抗力 1 t=.s Footing Pile & Footing Soil..1 Displacement (m) Pile & Footing Soil..1 Displacement (m) 図 - 下部構造物と地盤の変位分布 Fig. Distributions of displacements of pile, footing and soil 1 t=8.1s Footing -

6 1.m Acc. (m/s ) 7.m 1.m.m せん断応力比 (τ d /σ' z ) 層せん断力大成建設技術センター報第号 (1) として作用した要因と考えられる. 大きな変動軸力が生じる実大建物を想定したシミュレーション解析.1 建物概要と解析方法本章では, 実験で考慮することができなかった大きな変動軸力の影響や, 建物や杭体の非線形性の影響を検討するため, 液状化地盤に建ち杭に引張軸力が生じる実大建物を想定し, 杭頭を半剛接合とした場合と剛接合とした場合のシミュレーション解析を行い, 半剛接合構法の杭応力低減効果と建物の耐震安全性について検討する深度 (m) 土質表土 ( 砂 ) 密度 (t/m) Vs (m/s) 1.. 建物は, 液状化地盤に建つ地上 1 階耐震壁付き RC ラーメン構造 ( スパン, スパン長 =7m) であり, 杭は場所打ちコンクリート杭 ( 長期軸力,kN, 軸部径 1.m, 鉄筋比 %, 長さ.m) である建物の階高は.m とし, 基準階の重量は 1kN/m,1 階は kn/m とする建物周期は, 高さから T b =.8s とする図 -1 に想定した地盤の概要を示す地表から, 表土, 液状化の検討対象層である沖積砂層 ( 沖積砂層 - 1 ), 軟弱なシルト層, 比較的密な沖積砂層, 支持層とした洪積砂礫層で構成されているフーチング底は深度.m であり, 地下水位は深度 m とする図 -17 に次元 FEM の解析モデルを示す沖積砂層 1 は SD モデルによりモデル化し, 図 -18 にそれらの液状化強度曲線を示す液状化層では, 地盤 - 杭間に地盤ばねを設ける ) 非液状化層は, せん断応力 -ひずみ関係を Ramberg Osgood モデルによりモデル化する基準ひずみと最大減衰定数は, 砂質土では.1., 1 沖積砂層 -1 ( 液状化層 ) 沖積砂層 - ( 液状化層 ) 沖積シルト層沖積砂層 - 洪積砂礫層 ( 工学的基盤 ) 図 -1 想定した地盤の概要 Fig.1 Soil Profile... 沖積砂層 -1.1 (σ' z =kpa) 沖積砂層 - (σ' z =1kPa) 繰返し回数図 -18 液状化強度曲線 Fig.18 Models of liquefaction resistance curves 1 解析モデル断面解析 N=1kN N=8kN N=kN N=kN N=kN N=kN N-kN N-kN.1.. Rotation Angle (rad) Qy Qcy δy 層間変形 K=K /1 Qy: 降伏せん断耐力 Qcy: ひび割れ時の耐力 =1/ Qy δy: 降伏時の層間変形 K = 階高 / 図 -19 建物の非線形性のモデル化 Fig.19 Model of nonlinearity of superstructure 1 N=1kN N=1kN N=8kN N=kN 解析モデル断面解析 N=kN N=kN N=kN N-kN N-kN : 終局 : 降伏 Mc : ひび割れ..1. Curvature(1/m) 繰返し境界地盤と杭の相互作用ばね Pile-1 Pile- (L=m) (L=m) Pile- (L=m).m 11 杭頭接合部の回転ばね液状化層繰返し境界図 - 半剛接合部のモデル化 Fig. Models of rotational characteristics of pile heads 図 -1 杭体のモデル化 Fig.1 Model of nonlinearity of piles Input Motion Time (s) Fig.17 図 -17 実大建物の解析モデル Finite element mesh of a building and soil 図 - 入力地震波 Fig. Input motion -

7 大成建設技術センター報第号(1) 粘性土では.. とする連成系の１次固有周期に対して %とする入力地震波建物は質点系の等価せん断型モデルによりモデル化は人工地震波とし応答スペクトルは建告 11 号に定を行い転倒モーメントが杭基礎に伝達されるようめられている極めて稀に発生する地震動位相特性は曲げ剛性は十分に大きくする各層に設けるせん断ば八戸波 NS 成分とする(図-) ねの降伏せん断耐力はベースシアを. とした Ai. 解析結果分布により設定する各層の初期せん断剛性は高さ図- に液状化後において杭頭曲げモーメントが最大方向の剛性比を耐力比と等しくし解析モデルの１次値を示す時刻の杭の曲げモーメント分布表- に同時周期が建物周期と等しくなるように設定する図-19 に刻の建物慣性力フーチングに作用する土圧合力杭示すようにせん断ばねの非線形特性はトリリニアモ頭へ作用する水平力フーチングの変位及び地表面デルによりモデル化し履歴特性は武田モデルとするの変位解析モデル端部を剛接合とした場合と半基礎梁は剛な梁要素でモデル化する剛接合とした場合で比較して示す杭頭接合条件によ半剛接合部は接合面の径を 8mm とし引張軸力らずフーチングの変位は地盤変位より大きく土圧合が生じるため断面中央部に芯鉄筋(鉄筋比 1.1%)を導力は建物慣性力に対して抵抗力として働いているし 1) 入する図- に半剛接合部の曲げモーメント回かし半剛接合とした場合のフーチングと地盤の相対転角の関係を示す実物ではフーチングや杭が RC 変位は剛接合とした場合より大きいため土圧合力が部材のためめり込みが杭頭部の回転性能に大きな影より一層小さくなっているさらに半剛接合とした響を与えるそのため今井ら 7) のめり込みを考慮し場合には建物慣性力が若干減少しておりその結果た理論に基づき断面解析を行い逐次軸力に依存して杭頭へ作用する水平力杭頭せん断力の合計は剛接変化するトリリニアモデルによりモデル化を行うそ合とした場合の約 8 割程度になっているの履歴特性は非線形弾性とする杭は梁要素によりモ半剛接合とした場合の杭の曲げモーメント分布はデル化するその曲げモーメント曲率の関係は逐杭頭で小さくなるだけでなく地中部の最大値におい次軸力に依存するテトラリニアモデルとし図-1 その履歴特性は武田モデルとする杭の先端はピン支 (a) Pile-1 (b) Pile- (c) Pile- 持とする構造物の減衰定数は剛性比例型として (a) Pile-1 (b) Pile- (c) Pile- Rigid Semi-rigid Rotation Angle (rad) Rotation Angle (rad) Rotation Angle (rad) Depth (m) 1 T=8.s T=8.9s 図- 杭頭接合部の曲げモーメントと回転角の関係 Fig. Relations between bending moment and rotation angle at pile heads T=8.s T=8.9s Rigid (.s) (a) Pile-1 Semi-rigid (.7s) Fig. 図- 杭の曲げモーメント分布 Distributions of bending moment along piles 半剛接合建物慣性力.8MN.MN 土圧合力 -.9MN ﾎﾟﾜｿﾝ比 -1.MN 杭頭へ作用する水平力.MN n.1mn フーチングの変位.9 1.cm 1.cm 地表面の変位 1.cm 1.7cm (c) Pile- Rigid Semi-rigid Curvature (1/m) Curvature (1/m) Curvature (1/m) - 表- 剛接合 (b) Pile- Axial Force (MN) 建物慣性力土圧合力杭頭へ作用する水平力及びフーチングの変位 Table Inertia force from structure, total earth pressure, total horizontal force at pile heads, and displacement of footing (d) Pile-1 (e) Pile- (f) Pile 図- 杭頭部の曲げモーメントと曲率曲げモーメントと軸力の関係 Fig. Relations between bending moment and curvature, and axial force and bending moment at pile heads -7

8 Max. Shear Force (MN) 大成建設技術センター報第号 (1) 1 ても, 剛接合とした場合と同等か若干小さくなっている ( 図 -) これは, 地中部の杭応力には地盤変形の影響が大きいため杭頭接合条件の影響は現れにくいが, 逆に若干小さくなることは, 半剛接合とした場合に, 杭頭へ作用する水平力が小さくなることが影響していると考えられる図 - に杭頭接合部の曲げモーメント - 回転角の関係, 図 - に杭頭部の曲げモーメント - 曲率曲げモーメント - 軸力の関係を, 剛接合とした場合と半剛接合とした場合で比較して示す剛接合とした場合, 全ての杭において杭頭部が終局限界状態に達し, 杭頭に甚大な被害が生じるものと推測できる ( 図 -(a)~(c)) 一方, 半剛接合とした場合, 全時刻において, 杭の曲げモーメントは降伏曲線の中に納まっている半剛接合部については, 解析モデルと同等の軸力比での構造実験において, 杭頭回転角.rad まで大きな損傷がないことが確認されている 1) 解析より得られた杭頭回転角はそれ以下である図 - に建物の最大層せん断力を示す最大層せん断力は, 過剰間隙水圧の上昇過程 (19s 付近 ) に発生している半剛接合とした場合, 建物の最大層せん断力は, 剛接合とした場合と比べて若干小さくなっている以上のことから, 液状化地盤において杭頭に引張軸力が生じる建物では, 杭頭部を引張軸力に対応した設計とする必要があるが, 半剛接合とすることにより, 杭頭部の損傷を大きく低減できるものと考えられるさらに, 建物慣性力や外力として根入れ部に作用する地震時土圧が小さくなる結果, その杭の地中部最大曲げモーメントは剛接合とした場合と同程度かむしろ若干小さくなる可能性を示した. 結論 Rigid Semi-Rigid 図 - 建物の最大層せん断力 Fig. Maximum story shear forces 1F F F F F F 7F 8F 9F 1F 本論文では, 杭頭半剛接合部の回転挙動を軸力依存 11F 1F 1 Max. Relative Story Disp. (cm) 型の回転ばねでモデル化した次元有効応力解析手法を提案し, その有効性を検証すると同時に, 実大建物を想定した解析から, 液状化地盤における杭頭半剛接合構法の杭応力低減効果と建物の耐震安全性について検討した得られた結論を以下に示す 1) 液状化地盤 - 杭基礎 - 建物系の遠心模型実験のシミュレーション解析から, 解析手法は杭頭半剛接合部の挙動や杭の曲げモーメント分布を良く再現できることを示したまた, 杭頭を半剛接合とした場合, 液状化後に外力としてフーチングに作用する地震時土圧が剛接合としたものより小さくなり, 杭頭へ作用する水平力が小さくなる状況を再現できることを示したその結果, 解析手法は剛接合と比較した杭の最大曲げモーメントの比が液状化とともに小さくなる現象を概ね再現することができる ) 液状化地盤に建ち杭頭に引張軸力が生じる 1 階建ての実大建物を想定し, 建物や杭体, 杭頭接合部の非線形性を考慮した次元有効応力解析を実施したその結果, 杭頭半剛接合構法を採用することにより, フーチングの変位は若干大きくなるが, 杭頭部の損傷を大きく低減できることを示したまた, 地中部に生じる最大曲げモーメントは, 杭頭へ作用する水平力が小さくなる結果, 剛接合とした場合と同等かむしろ若干小さくなる可能性を示した参考文献 1) 青島一樹, 安田聡, 石﨑定幸, 島田博志, 小室努, 川端一三 : 杭頭半剛接合構法 F.T.Pile 構法の開発, 大成建設技術センター報,Vol.7,pp.11-1~11-8,. ) 石﨑定幸, 時松孝次, 長尾俊昌 : 液状化地盤において杭頭半剛接合構法を採用した建物の地震時挙動 - 表層の非液状化層に基礎根入れ部を有する建物の遠心模型振動実験 -, 日本建築学会構造系論文集, 第 77 号,pp , 1.7 ) Cubrinovski, M., Ishihara, K.: State concept and modified elastoplasticity for sand modeling, Soils and Foundations, Vol.8, No. pp.1-, ) Cubrinovski, M., Ishihara, K.: Modelling of Sand Behaviour Based on State Concept, Soils and Foundations, Vol.8, No. pp.1-17, ) 石﨑定幸, 藤井俊二, 時松孝次 : 大型せん断土槽実験に基づく液状化地盤と杭の動的相互作用評価に関する一検討, 第回地盤工学研究発表会,pp ,. ) 石﨑定幸, 長尾俊昌, 船原英樹 : 液状化地盤において基礎根入れ部を有する建物の地震時杭応力, 日本建築学会大会学術講演梗概集,B-1, 構造 I,pp.-1,11.8 7) 今井和正, 是永健好, 小室努, 瀧口克己 : めり込みを考慮した RC 部材端部の回転変形解析法, 日本建築学会構造系論文集, 第号,pp99-1,.1-8

施設・構造1-5b　京都大学原子炉実験所研究用原子炉（KUR）新耐震指針に照らした耐震安全性評価（中間報告）（原子炉建屋の耐震安全性評価）　（その2）

施設・構造1-5b　京都大学原子炉実験所研究用原子炉（KUR）新耐震指針に照らした耐震安全性評価（中間報告）（原子炉建屋の耐震安全性評価）　（その2）原子炉建屋屋根版の水平地震応答解析モデル境界条件 : 周辺固定原子炉建屋屋根版の水平方向地震応答解析モデル屋根版は有限要素 ( 板要素 ) を用い建屋地震応答解析による最上階の応答波形を屋根版応答解析の入力とする応答解析は弾性応答解析とする原子炉建屋屋根版の上下地震応答解析モデル 7.E+7 6.E+7 実部虚部固有振動数上下地盤ばね [kn/m] 5.E+7 4.E+7 3.E+7

Height (m) 1 1 Inertia Force (MN) 大成建設技術センター報第 号 (1) < 平面図 > Height 1 ひずみゲージ水圧計加速度計 相対変位計ロードセル 受圧板 + ロート セル ( 個 ) 表層ケイ砂 号 変位計 液状化層豊浦砂 (Dr

Height (m) 1 1 Inertia Force (MN) 大成建設技術センター報第号 (1) < 平面図 > Height 1 ひずみゲージ水圧計加速度計相対変位計ロードセル受圧板 + ロートセル ( 個 ) 表層ケイ砂号変位計液状化層豊浦砂 (Dr