Microsoft PowerPoint - No.2-3 Elasticity case histories 2009Graduate [互換モード]
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- このか いなくら
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1 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
2 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) 前期 上総層 (KZ) 鮮新世 三浦 (MU) 葉山層 漸新世 嶺岡層 堆積軟岩 Shimizu,H. and Nakano,R., (1990)
3 神奈川県東京都 A-A 断面東京都千葉県 更新世後期堆積層 ( 所謂洪積層 ) 2) 関東ローム層 完新世堆積層 ( 所謂沖積層 ) 更新世前期期堆積層 ( 上総層群 ): 堆積泥岩層が主一軸圧縮強度 = 2 10 MPa 単位体積重量 γ t = 20 kn/m 3 砂礫層 ( 所謂東京礫層 ) 更新世中期堆積層 ( 所謂洪積層 ) ( 砂 砂礫層が主砂礫層が主 )
4 1990 年初頭から ー首都圏ー 堆積軟岩の最初の本格的な研究 Akabane-bashi 赤羽橋 東急建設 鹿島 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
5 Related papers in English: Kim,Y.-S., Tatsuoka,F. and Ochi,K. (1994), Deformation characteristics at small strains of sedimentary soft rocks by triaxial compression tests, Géotechnique, Vol.44, No.3, pp Tatsuoka,F., Kohata,Y., Tsubouchi,T., Murata,K., Ochi,K. and Wang,L. (1995), Sample disturbance in rotary core tube sampling of softrock, Conf. on Advances in Site Investigation Practice, Institution of Civil Engineers, London, pp Tt Tatsuoka,F., OhiK Ochi,K., Tsubouchi,T., T Kohata,Y. and Wang,L. (1997), Sagamihara experimental underground excavations in sedimentary softrock, Geotechnical Engineering, Proc. Instn Civ. Engrs, 125, Oct., pp Hayano,K., Sato,T. and Tatsuoka,F. (1997), Deformation characteristics of a sedimentary softrock from triaxial compression tests rectangular prism specimens, Géotechnique, Vol.47, No.3, Symposium In Print, pp Hayano,K., Matsumoto,M., Tatsuoka,F. and Koseki,J. (2001): Evaluation of time- dependent deformation property of sedimentary soft rock and its constitutive modeling, Soils and Foundations, Vol.41, No.2, pp Tatsuoka,F., Hayano,K. and Koseki,J. (2002): Strength and deformation characteristics Tatsuoka,F., Hayano,K. and Koseki,J. (2002): Strength and deformation characteristics of sedimentary soft rock in the Tokyo metropolitan area, Characterisation and Engineering Properties of Natural Soils (Tan et al. eds.), Swets & Zeitlinger, pp
6 表土関東ローム砂礫層風化粘土混じり礫層 立坑 上総層群堆積軟岩 堆積軟岩内の立坑 トンネル ドームの変形と安定性の予測と対策 コンクリート充填スパイラルトンネル 立坑 実験ドーム 相模原堆積泥岩 ( 上総層 ) 中に掘削された実験空洞
7 相模原実験空洞 : First phase
8 相模原実験空洞 : First phase
9 堆積軟岩泥岩 finer by we eight (%) Percentage Sagamihara test site (depth= 50 m) Fines content: 7 % Silt content: 68 % Clay content: 25 % D 50 = mm 0 1E Particle size (mm)
10 堆積軟岩 ( 泥岩 ) の変形強度特性 1. 圧縮強度に関する教訓 2. 剛性に関する教訓 a) 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験の意義 b) 平板載荷試験 孔内水平載荷試験の意義 c) 室内材料試験 原位置載荷試験 実地盤挙動の関係 3. 観測施工における留意点 4. コアサンプルの乱れの影響
11 Depth (m) Compression strength (kgf/cm 2 ) Sand Sandy mudstone Sandy mudstone with lamina Sandy mudstone RCTS samples q u (U tests) 相模原実験空洞 q max (CU and CD TC tests) 圧縮強度 ; - q u : 一軸圧縮試験 CD TC test -q max : CU 及びCD 三軸圧縮試験 ( 原位置上載圧で等方圧密 ) BS & DC samples; q max CU TC tests CD TC tests *: 試料は - Rotary Core Tube sampling; - 直接コアリング (DC); & - ブロックサンプリング (BS) で得ている 大きなデータのばらつき 何故? 自然地盤のばらつき? 人為的要因?
12 Direct coring
13 Depth (m) Compression strength (kgf/cm 2 ) Sand Sandy mudstone Sandy mudstone with lamina RCTS samples q u (U tests) q max (CU and CD TC tests) CD TC test 相模原実験空洞 q u : RCTサンプリングで得たコア試料の一軸圧縮強度 - 非常に大きなばらつき 全く信頼できない ; a) 拘束圧が無い * b) 試料の乱れが大きい 70 *: 応力ひずみ関係そのものが拘 80 束圧の影響を受けるだけではなく 拘束圧が無いため乱れ 90 の影響を解消することができない Sandy mudstone 100 BS & DC samples; q max 110 CU TC tests CD TC tests
14 Sedimentary soft rock, Sagamihara; U and CD tests, ε = 0.01 %/m. v. 相模原実験空洞 Devia ator stress, q (kg gf/cm 2 ) ed by expelled water, ε vol (%) ic strain measur Volumetri σ' c =0 kgfcm 2 σ' c =10 kgfcm 2 (46.7 o ) σ' c =σ' h = 2 kgfcm 2 σ' c =10 kgfcm 2 σ' c =2 kgfcm 2 (55.8 o ) σ' c =σ' h =118 kgfcm 2 φ mob at residual state =39.5 o σ' c =15 kgfcm 2 (41.1 o ) σ' c =15 kgfcm 2 σ' c =18 kgfcm Externally measured axial strain, ( ε v ) external (%) ブロックサンプルで得たコア試料の一軸圧縮試験とCD 三軸圧縮試験による応力ひずみ関係 試料の乱れが少ないと 圧縮強度の拘束圧依存性は意外に小さい ( 泥岩の特徴 ) (kgf/cm 2 ) strength, q max Compressive Sedimentary sofr rock (Kazusa grooup); Sagamihara test site, depth 50 m, vertical sample: U and CD TC tests (axial strain rate= 0.01 %/min.) In situ effective overburden pressure; σ' v0 = 4.8 (kgf/cm 2 ) σ' c =σ' h (kgf/cm 2 )
15 Depth (m) Compression strength (kgf/cm 2 ) Sand Sandy mudstone Sandy mudstone with lamina RCTS samples q u (U tests) q max (CU and CD TC tests) CD TC test 相模原実験空洞 q max : ブロックサンプルと直接コアリングで得たコア試料の CU 及びCD 三軸圧縮試験による圧縮強度 a) 試料の乱れが少ないから 最も信頼おけるデータ b) 排水強度の方が非排水強度よりも若干大きい Sandy mudstone BS & DC samples; q max CU TC tests CD TC tests コア試料の CU 三軸圧縮強度の上限線 : 深さ40m 程度までは深くなるにつれて急速に増加しているが 深さ50m 以深では強度増加は少ない
16 Depth (m) Compression strength (kgf/cm 2 ) Sand Sandy mudstone Sandy mudstone with lamina RCTS samples q u (U tests) q max (CU and CD TC tests) CD TC test 相模原実験空洞 q max : RCT サンプリングで得たコア試料の CU 三軸圧縮試験による強度 a) 試料の乱れのため 若干低い値 b) 排水条件だと乱れの影響が小さくなっている Sandy mudstone BS & DC samples; q max CU TC tests CD TC tests
17 他の現場での堆積軟岩の一軸圧縮強度 q u と CU 三軸圧縮強度 q max の比較例 Kawasaki et al., 1993) 深くなるほど 差が開く
18 堆積軟岩 ( 泥岩 ) は 機械的に強く過圧密すると むしろ弱化する a) 堆積軟岩の変形強度特性は 機械的に強く過圧密されると強く硬くなる粘土 ( 粒子間の粘着力は無い ) の変形強度特性とは異なる b) 粒子間に粘着力 (bonding) が発達している これは 過圧密粘土は持っていない
19 CD TC Compressive strength, qma ax (MPa) 相模原実験空洞 CU TC Angle δ in the vertical plane (degree) CD TC Com mpressive str rength, qmax q (MPa) a) 強度の異方性は 大きくない b) 排水強度の方が非排水強度よりも若干大きい CU TC Angle α in the horizontal plane (degree)
20 堆積軟岩 ( 泥岩 ) の変形強度特性 1. 圧縮強度に関する教訓 2. 剛性に関する教訓 a) 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験の意義軸縮験 b) 平板載荷試験 孔内水平載荷試験の意義 c) 室内材料試験 原位置載荷試験 実地盤挙動の関係 3. 観測施工における留意点 4. コアサンプルの乱れの影響
21 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験 ( 外部変位測定 ) (LDT) E 0 E f = 2(1+ν u )γv s 2 E 0 (CU) 深度 (m m) E 0 (CD) 0 ヤング率,, E (MPa) 異なる試験による剛性 ( ヤング率 ): 非常に大きなばらつき
22 一次元圧縮試験 ( 圧密リング内での圧縮 )
23 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験 ( 外部変位測定 ) (LDT) E 0 E f = 2(1+ν u )γv s 2 一次元圧縮試験からの E は非常に低い : E 0 (CU) 深度 (m m) - 供試体の高さは2 cm -BEの影響が非常に大きいから 0 E 0 (CD) ヤング率,, E (MPa)
24 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験 a) b) 地盤内から採取した試料 外部変位測定 三軸圧縮試験 LDT c)
25 E f = 2(1+n u )gv s 2 E 0 (CU) 深度 (m m) 一軸圧縮試験によるE 50 : 小さくて ばらつきが大きい 0 E 0 (CD) ヤング率, E (MPa)
26 1. 三軸圧縮試験において Bedding errorは単調載荷でも繰返し載荷でも大きい 2. 三軸試験での 微小ひずみでの正確なヤング率 E 0 は 原位置せん断弾性波速度によるヤング率 E f とほぼ同一
27 三軸圧縮試験による従来の方法によるヤング率 : E f = 2(1+n u )gv 2 依然として小さい s E 0 (CU) 深度 (m m) 一軸圧縮試験によるE 50 : 小さくて ばらつきが大きい 0 E 0 (CD) ヤング率, E (MPa)
28 三軸圧縮試験で LDT で測定したヤング率, E 0 と原位置弾性波速度による E f の一致 E 0 E f = 2(1+n u )gv s 2 E 0 (CU) 深度 (m m) E 0 (CD) 0 ヤング率, E (MPa)
29 Depth (m) 0 10,000 20,000 30,000 40,000 50, Sand Sandy mudstone Young's Modulus (kgf/cm 2 ) Sandy mudstone with lamina E f (Downhole) Ef (Suspension) 100 Sandy mudstone RCTS core samples 110 BS and CD samples, (E ) 0 E 50 (U Test) CU TC tests E 0 CD TC tests (CD and CU TC tests) 相模原実験空洞 ( 全データ ) RCTサンプルを用いた一軸圧縮試験による E 50 ; 非常に小さい値であり 信頼が全く置けない ( 原因 ) a) 試料の乱れ (RCTサンプリングでは特に大きい ) b) Bedding error の大きな影響 c) 大きなひずみでE 50 を定義 d) 拘束圧が無い ( 試料の乱れの影響も低減されない )
30 一軸圧縮試験による E 50 は特に小さい 従って 一軸圧縮試験での E 50 /q u は 三軸圧縮試験での E 0 /q max よりも遙かに小さい傾向
31 Devia ator stress, q (kg gf/cm 2 ) ed by expelled water, ε vol (%) ic strain measur Volumetri Sedimentary soft rock, Sagamihara; U and CD tests, ε = 0.01 %/m. v σ' c =0 kgfcm 2 σ' c =10 kgfcm 2 (46.7 o ) σ' c =σ' h = 2 kgfcm 2 σ' c =10 kgfcm 2 σ' c =2 kgfcm 2 (55.8 o ) σ' c =σ' h =118 kgfcm 2 φ mob at residual state =39.5 o σ' c =15 kgfcm 2 (41.1 o ) σ' c =15 kgfcm 2 σ' c =18 kgfcm Externally measured axial strain, ( ε v ) external (%) 相模原実験空洞 ブロックサンプルで得たコア試料の一軸圧縮試験と CD 三軸圧縮試験 試料の乱れが少ないため 微小ひずみでのヤング率の圧依存性は意外に小さい 0 (kgf/cm2 ) E Sedimentary sofr rock (Kazusa grooup); Sagamihara test site, depth= 50 m, vertical sample: U and CD TC tests (axial strain rate= 0.01 %/min.) In situ effective overburden pressure; σ' v0 = 4.8 (kgf/cm 2 ) σ' c =σ' h (kgf/cm 2 )
32 ブロックサンプリング試料と RCT サンプリング試料の CU 三軸圧縮試験の結果の比較 RCTサンプリング試料 ; a) ピーク前の剛性が極端に小さい試料が多い b) ピーク強度が低下している試料が多い
33 ブロックサンプリング試料と RCT サンプリング試料の CU 三軸圧縮試験の結果の比較
34 Depth (m) 0 10,000 20,000 30,000 40,000 50, Sand Sandy mudstone Young's Modulus (kgf/cm 2 ) Sandy mudstone with lamina E f (Downhole) Ef (Suspension) 相模原実験空洞 RCT 試料とブロックサンプルを用いた三軸圧縮試験 (LDT 使用 ) による微小ひずみでのE 0 : a) 原位置せん断弾性波速度 V s から求めたヤング率 E f に近い b) しかし 試料の乱れがある - 深くなるほどRCT 試料の乱れが大きくなる傾向 -BS 試料でも 深くなると応力解放による乱れの影響が無視できない 100 Sandy mudstone RCTS core samples 110 BS and CD samples, (E ) 0 E 50 (U Test) CU TC tests E 0 CD TC tests (CD and CU TC tests)
35 相模原実験空洞 E 0 (MPa) nitial Young g s modulus, I CD TC CU TC Angle δ in the vertical plane (degree) a) 初期剛性の異方性は 大きくない b) 排水時の剛性の方が非排水時の剛性よりも若干小さい (Poisson 比の差の影響 ) E 0 (MPa) In nitial Young g s modulus, CU TC CD TC Angle α in the horizontal plane (degree)
36 堆積軟岩 ( 泥岩 ) のポアソン比 排水性の悪さの影響 弾性状態のポアソン比は0.15 程度意外にも 砂礫の値と類似
37 堆積軟岩 ( 泥岩 ) の変形強度特性 1. 圧縮強度に関する教訓 2. 剛性に関する教訓 a) 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験の意義 b) 平板載荷試験 孔内水平載荷試験の意義 c) 室内材料試験 原位置載荷試験 実地盤挙動の関係 3. 観測施工における留意点 4. コアサンプルの乱れの影響
38 原位置載荷試験 (first phase) PMT: 大きなデータのばらつき 何故? 自然地盤のばらつき? 人為的要因?
39 PMT の線形理論 Bore hole z Δp: pressure applied to the r bore hole r o θ r Balloon u 0 : lateral displacement at h llf * u: lateral displacement in the ground
40 Δ ( σ rr ) Δ σ rr + Δr r a u 0 r 0 u = = r r Δσ rr r dr 0 r 0 u 0 a = (measured) r0 r : u 0 r Δ σ θθ Δσ θθ Δp 1 2G 0 0 u r 0
41 異なる PMT 法による結果の大きな相違
42 原位置載荷試験 (first phase) 平板載荷試験によるヤング率 EPLT は非常に大きい 何故? 剛な板 (D= 30 cm と 60 cm) 沈下量 z 深さ z
43 原位置載荷試験 (first phase) 剛版 (d= 30, 60 cm) 平板載荷試験によるヤング率 EPLTは非常に大きい 何故? a) 地盤内のひずみは比較的小さい b) この平板載荷試験では 掘削面の処理を慎重に行った結果 BEは比較的小さかった c) この堆積軟岩 ( 泥岩 ) の剛性の圧力依存性は比較的小さいため 掘削による応力解放による剛性低下は比較的小さかった
44 Bedding error 1. 平板平均圧力 ~ 地盤内ひずみ関係は 載荷直後から線形な関係 2. この軟岩では 剛性の圧力依存性は小さいので 寸法効果は殆ど見られない
45 平板載荷試験 上総層 泥岩地盤の上総層では a) 高い剛性とb)C タイプの沈下特性 神戸層 これは 泥岩では圧力の増加による剛性の増加が小さく ひずみの増加による剛性の低下の影響が純粋に現れるから
46 堆積軟岩 ( 泥岩 ) の変形強度特性 1. 圧縮強度に関する教訓 2. 剛性に関する教訓 a) 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験の意義 b) 平板載荷試験 孔内水平載荷試験の意義 c) 室内材料試験 原位置載荷試験 実地盤挙動の関係 3. 観測施工における留意点 4. コアサンプルの乱れの影響
47 原位置挙動と室内試験 原位置調査の関係
48 二次元解析は変形を過大評価 E 50 は地盤変形を過大評価 E max は地盤変形を過小評価 三次元解析設定初期水平応力が大きいほど 掘削時の地盤変形が大きい
49 様々な室内試験 原位置試験 実挙動の関連がついた! 原位置挙動は おそらく クリープ変形ひずみが大きいほど による剛性の低下長期的には排水状態になる
50 乱されていない試料 ( 非排水三軸圧縮試験 ) 波による弾弾性ヤンング率 E f ec/ 弾性波 地盤盤のヤンググ率, E se E f =E 0 (CU) 乱されていない試料 ( 排水三軸圧縮試験 ) E f = 3.2 GPa 地盤の実挙動 最大主ひずみ E PLT(S) : 平板載荷試験 ( : GL - 35 m; : GL 50 m) E PLT(D) : 平板載荷試験 ( : GL - 35 m; : GL 50 m) E BHLT(C) :PMT ( 除荷曲線から ) E BHLT(M) :PMT ( 載荷曲線から ) おそらく クリープ変形による剛性の低下
51 乱れた試料の応力ひずみ関係は 原位置挙動 原位置試験結果と全く対応しない グ率 E f のヤンググ率, E sec c/ 弾性波波による弾弾性ヤン 地盤 E f =E 0 (CU) かなり乱されている試 E PLT(S) : 平板載荷試験料 ( 非排水 ) ( : GL - 35 m; : GL 50 m) かなり乱されている試料 ( 排水 ) 最大主ひずみ 地盤の実挙動 E PLT(D) : 平板載荷試験 ( : GL - 35 m; : GL 50 m) E BHLT(C) :PMT ( 除荷曲線から ) E BHLT(M) :PMT ( 載荷曲線から )
52 q=e f ε 1 (E f = 32GPa) 3.2 最も簡単な近似化 q=(1/2 1/3)E f ε 1 x (q max = 5.5 MP Pa) q/q max 三軸圧縮試験ブロックサンプル試料 CU CD 乱れが少ない RCT コア試料 原位置挙動 CU CD やや乱れている RCT コア試料 CU CD かなり乱れている RCTコア試料 CU CD q=e 50 ε 1 (E 50 = 300 MPa) 主ひずみ e 1 (%)
53 相模原実験空洞内での平板載荷試験 RCT サンプリング試料を用いた三軸圧縮試験による三つの非線形関係 ( 試料の異なる乱れの程度に対応 ) と それに基づく平板載荷試験 (d= 60 cm) の FEM 解析 平板載荷試験では 載荷初期を除くと乱れの影響は少ない E tan /(E v ) 0 q/q max 三軸圧縮試験の結果のまとめ E 50 =260 MPa
54 相模原実験空洞内での PMT RCT サンプリング試料の三軸圧縮試験による三つの非線形関係 ( 試料の異なる乱れの程度に対応 ) とそれに基づく PMT の FEM 解析 PMT 試験 ( 単調載荷 ) の結果は 孔壁の乱れの影響を受けている測定値 FEM
55 相模原実験空洞内での PMT RCT サンプリング試料の三軸圧縮試験による三つの非線形関係 ( 試料の異なる乱れの程度に対応 ) とそれに基づく PMT の FEM 解析 繰返し載荷時の結果では孔壁の乱れの影響は小さい 測定値
56 堆積軟岩 ( 泥岩 ) の変形強度特性 1. 圧縮強度に関する教訓 2. 剛性に関する教訓 a) 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験の意義 b) 平板載荷試験 孔内水平載荷試験の意義 c) 室内材料試験 原位置載荷試験 実地盤挙動の関係 3. 観測施工における留意点 4. コアサンプルの乱れの影響
57 観測施工 応力 σ トンネル掘削 ひずみ ε 原地盤内の測定ひずみ ε 室内試験による応力 ~ ひずみ関係応力 σ 破壊ひずみ ε 1f ε をε 1f と比較して 地盤の 安全性を確認 0 ひずみ ε
58 相模原市の実験空洞内から採取した不攪乱堆積軟岩試料 : ( ε ) = 0.75% 1 f 一軸圧縮試験 : 破壊時軸ひずみε 三軸圧縮試験 1f の大き ( 外部変位計 ) な過大評価 三軸圧縮試験 ( 外部変位計 ): ε 1f の過大評価 深度 (m) 三軸圧縮試験 (LDT) BS 試料 * 一軸圧縮試験 ( 外部変位計 ) この大きさのひずみ ε が原位置で測定されたとする : 一軸圧縮試験に基づくと 誤って安全と判断される ( 危険 ) 実際は 破壊状態に近い ε *: 他の深度は RCTS 試料,,, : CD,,, : CU ピーク時軸ひずみ (%)
59 堆積軟岩 ( 泥岩 ) の変形強度特性 1. 圧縮強度に関する教訓 2. 剛性に関する教訓 a) 一軸圧縮試験 三軸圧縮試験の意義 b) 平板載荷試験 孔内水平載荷試験の意義 c) 室内材料試験 原位置載荷試験 実地盤挙動の関係 3. 観測施工における留意点 4. コアサンプルの乱れの影響
60 Depth (m) Compression strength (kgf/cm 2 ) Sand Sandy mudstone Sandy mudstone with lamina RCTS samples q u (U tests) q max (CU and CD TC tests) CD TC test 相模原実験空洞 q u : RCTサンプリングで得たコア試料の一軸圧縮強度 - 非常に大きなばらつき 全く信頼できない ; a) 拘束圧が無い * b) 試料の乱れが大きい 70 *: 応力ひずみ関係そのものが拘束 80 圧の影響を受けるだけではなく 拘束圧が無いため 乱れの影響 90 を解消することができない Sandy mudstone BS & DC samples; q max CU TC tests CD TC tests
61 Depth (m) 0 10,000 20,000 30,000 40,000 50, Sand Sandy mudstone Young's Modulus (kgf/cm 2 ) Sandy mudstone with lamina E f (Downhole) Ef (Suspension) 相模原実験空洞 RCTサンプルを用いた一軸圧縮試験による E 50 ; 非常に小さく 信頼が全く置けない ( 原因 ) a) 試料の乱れ (RCTサンプリングでは特に大きい ) b) Bedding errorの影響あが大きい c) 大きなひずみで E 50 を定義 d) 拘束圧が無い ( 試料の乱れの影響も低減されない ) 100 Sandy mudstone RCTS core samples 110 BS and CD samples, (E ) 0 E 50 (U Test) CU TC tests E 0 CD TC tests (CD and CU TC tests)
62 三軸圧縮試験での試料の乱れの影響 : 圧縮強度 q max に対する影響の方が初期剛性 E 0 に対する影響よりも大きい しかし 原位置でq max は測定できない E 0 =E f は測定できる これに基づいて乱れの大きさを判定 200, , RCTS (CU and CD) BS+DC(CU) BS+DC(CD) E 0 /q max =100 (kgf/cm 2 ) E 0 乱れの影響 10, 乱れの指標 1: E0 I d1 = 1 E f I d1 = 0.0: 乱れ無し , q max (kgf/cm 2 ) 200
63 ブロックサンプリング試料と RCT サンプリング試料の CU 三軸圧縮試験の結果の比較 RCTサンプリング試料 ; a) ピーク前の接線剛性が極端に小さい試料が多い ( 特に載荷途中のE tan の低下が激しい ) b) ピーク強度が低下している試料もある
64 ( E ) /( E ) 0 Norma alized tange ent Young's modulus, (E v ) tan /(E v ) v tan. q/ q = 0.1 v 0 max 0.2 RCTS samples BS samples (b) Shear stress level, q/q max 三軸圧縮試験結果だけから求まる指標 乱れの指標 2: I d 2 = 1 ( E ) I d2 = 0.0: 乱れ無し v tan. q/ qmax = 0.1 ( E v ) 0
65 二つの指標からコア試料の乱れの程度を ある程度判断できると思われる /(E v ) 0 ) an,q/q max =0.1 / low disturbanc ce hig gh Sagamihara Tokyo Bay BS+DC RCTS RCTS (E v ) tan /(E v ) I d2 q/q max I d2 (= =1-(E v ) ta 乱れの程度が大きい 乱れ無し low disturbance high I d1 (=1-(E v ) 0 /E f )
66 ー首都圏ー Akabane-bashi 赤羽橋 鹿島 綱島 基礎は堆積軟岩上に建設 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
67 Rainbow Bridge 1) 堆積軟岩 ( 泥岩 ) 上に直接設置したケイソン基礎 2) 泥岩上に建設された最初の大型ケイソン基礎
68 上総層堆積軟岩 ( 泥岩 )
69 タイプ A
70 コア試料の三軸圧縮試験結果の例 1. 非常に大きな BE 2. 剛性の圧力依存性は小さい 3. 応力ひずみ関係の線形性は高い
71 底面深さ: 原位置弾性波速度測定から求めたせん断剛性率 G f ケイソン底面 : 基礎の建設に伴う地盤の変形から逆算したせん断剛性率 : LTDを用いた排水三軸試験から求めた微小ひずみでのせん断剛性率 (m) : LTDを用いた非排水三軸試験から求めた微小ひずみでのせん断剛性率 数値解析に用いた G 0 せん断剛性率, G 0 (MPa)
72 BHLT:Bore Hole Loading Test: PMT(Pressuremeter 試験のこと ) 従来型の PMT による剛性は小さすぎる
73 せんん断剛剛性率, G (MPa a) 原位置地盤変形から逆算した結果 従来型の孔内水平載荷試験の結果 ( 初期載荷のみ 地盤を一様線形弾性と仮定して測定結果を解析 ) 不攪乱試料を用いた排水三軸圧縮試験 (LDTで測定) の結果 原位置測定せん断波速度による弾性せん断剛性率 地盤内ひずみ ε 1 (%) 調査は首都高速道路公団による 全ての室内試験 原位置試験 実挙動の結果は 統一的に解釈できる
74 アンカー ブロック 実測 PMTsの結果に基づく予測 140,000 tonf 圧密試験 ( 再載荷 ) で得られた m v に基づく予測 原位置弾性波速度による弾性剛性率に基づき 不攪乱試料を用いた圧密三軸圧縮試験により得られた ひずみによる非線形性 を考慮したFEMによる結果 実測 厚さ 2cm の供試体を用いた圧密試験 ( 載荷 ) で得られた m v に基づく予測 - 従来法によると基礎の沈下を過大評価する - 原位置せん断弾性波速度による弾性変形特性 2 Gf = ρ を基礎にして三軸圧縮試験による応力 ひずみ Vs 関係の非線形性と拘束圧依存性を考慮した FEM 解析では妥当な結果
75 ー首都圏ー 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
76 Akabane-bashi East side Tokyo Bay mouth bridge (under consideration) (completed Dec. 1997) West side
77
78 三浦半島側 1A 1A 2P 3P 4A 4A 房総半島側 E A C1 B 深度 (m) 凡例 A: 未固結沖積地盤 B: 上総層群長浜層 ( 第四紀中期 ) D C1-C3: 上総層群岩坂層 十宮層 竹岡層 ( 第四紀前期 ) D: 三浦層群荻生層 ( 第三紀後期 ) E: 三浦層群稲子沢層 ( 第三紀中期 ) C2 C3 基礎地盤は殆ど堆積軟岩
79 明石海峡大橋 東京湾口橋 中央スパン約 1,990 m 2,250 m 設計震度 高い 非常に高い 兵庫県南部地震後 - 地震断層に近い 許容建設費 比較的高い 比較的低い ( あるいは相当低い ) 基礎地盤条件 比較的悪い 明石海峡大橋基礎地盤の神 戸層 ( 堆積軟岩 ) よりも若い堆 積軟岩 四つの悪条件 : 1) 従来の調査法によって得られる安全側の強度 剛性では設計できない 2) 地盤条件を詳細に調査して 正しい強度 剛性を知る必要がある
80 q max (CD) (kgf/cm 2 ) 東京湾口橋 Depth fro om the seab bed (m) 排水三軸圧縮試験 ( 試料は原位置上載圧で等方圧密 ) は 一般的に地層が古くなるほど大きくなる 1A 1A 2P 三浦半島側 3P 4A 4A 房総半島側 Site 1A 2P 3P 4A 深度 (m) A E C1 凡例 A: 未固結沖積地盤 B: 上総層群長浜層 C2 ( 第四紀中期 ) D C1-C3: 上総層群岩坂層 十宮層 竹岡 C3 層 ( 第四紀前期 ) D: 三浦層群荻生層 ( 第三紀後期 ) E: 三浦層群稲子沢層 ( 第三紀中期 ) 基礎地盤は殆ど堆積軟岩 B
81 Mean diameter of original soil, D 50 (mm) 1E 東京湾口橋 20 Depth (m) 非常大きな粒径の範囲砂岩から泥岩まで分布 1A 1A 2P 三浦半島側 3P 4A 4A 房総半島側 Site 凡例 A: 未固結沖積地盤 B: 上総層群長浜層 1A ( 第四紀中期 ) C1-C3: 上総層群岩坂層 十宮層 竹岡 2P 層 ( 第四紀前期 ) D: 三浦層群荻生層 3P ( 第三紀後期 ) E: 三浦層群稲子沢 4A 層 ( 第三紀中期 ) 深度 (m) E D A C1 C2 C3 B 220 基礎地盤は殆ど堆積軟岩
82 3P q u, q max (kgf/cm 2 ) 泥質細粒砂岩 3P ヤング率 (kgf/cm 2 ) 泥質細粒砂岩 50 泥質砂岩砂質泥岩互層 泥質細粒砂岩泥質細粒砂岩 50 泥質砂岩砂質泥岩互層 泥質細粒砂岩 泥質細粒砂岩 孔内水平載荷試験 E p E 1 E 2 E 3 深度 (m) 砂質泥岩泥質砂岩 礫混じり粗砂 泥質細粒砂岩 凝灰質粗粒砂岩 泥質細粒砂岩 200 泥質細粒砂岩凝灰質粗粒砂岩 250 q u q max (CD) q max (CU) 凝灰質礫混じり粗粒砂岩 深度 (m) 一軸試験 E E 従来の教訓の確認 三軸試験 E 0 (CD) E 0 (CU) E f f( (PS 検層サスヘ ンション法 ) 砂質泥岩 泥質砂岩 礫混じり粗砂 泥質細粒砂岩 凝灰質粗粒砂岩 泥質細粒砂岩 泥質細粒砂岩凝灰質粗粒砂岩 凝灰質礫混じり粗粒砂岩
83 q u, q max (kgf/cm 2 ) Muddy fine-sandstone 東京湾口橋 ( サイト 3) Depth from the sea abed (m) Muddy sandstone & sandy mudstone Muddy fine-sandstone Muddy fine-sandstone Sandy mudstone Muddy sandstone Gravel-mixed coarse sand Muddy fine-sandstone 一軸圧縮試験では 強度を著しく過小評価する ( 特に深いほど 砂岩ほど ) Perce entage finer by weigh ht Site 3 50 Depth from the seabed 40 10m 50m m 20 Mudstone at Sagamihara 10 Tuff-coarse sandstone 0 1E Particle size (mm) 200 Muddy fine-sandstone 三浦半島側 1A 1A 2P 2P 3P 4A 4A 房総半島側 Muddy fine-sandstone & tuff-coarse sandstone E A C1 B 250 Site 3P U tests q u Tuff-coarse sandstone TC tests q max (CD) q max (CU) 深度 (m) 凡例 A: 未固結沖積地盤 B: 上総層群長浜層 ( 第四紀中期 ) C1-C3: C3: 上総層群岩坂層 十宮層 竹岡層 ( 第四紀前期 ) D: 三浦層群荻生層 ( 第三紀後期 ) E: 三浦層群稲子沢層 ( 第三紀中期 ) D C2 C3
84 一定の法則性かなり大きな内部摩擦角 東京湾口橋 ( サイト 3) 50 τ max = *σ 3f ' 40 (kgf/cm 2 ) x = q max /2 τ max : z= m(cd) : z= m(cd) 30 : z= m(cd) : z= m(cd) : z= m(cd) 20 : z= m(cd) : z= m(cd) 79 : z= m(cu) 10 : z= m(cu) : z= m(cu) Site 3P : z= m(cu) :z= m(cu) σ 3f ' (kgf/cm 2 )
85 0 10,000 20,000 30,000 40,000 50,000 0 Muddy fine-sandstone 東京湾口橋 ( サイト 3) Muddy sandstone & sandy mudstone Dept th from the seabed (m m) Muddy fine-sandstone Muddy fine-sandstone Sandy mudstone Muddy sandstone Gravel-mixed coase sand E f (suspension) 150 Muddy fine-sandstone U tests E 50 Tuff- coarse-sandstone Muddy fine-sandstone Tuff-coarse-sandstone sandstone Site 3P Tuff-gravel-mixed coarse-sandstone TC tests E 0 (CD) E 0 (CU) PMTs E p E 1 深度 (m) ヤング率 E(kgf/cm 2 ) の測定 : - 原位置せん断波速度 (down-hole) -PMTs - 一軸圧縮試験 - 三軸圧縮試験 三浦半島側 E 凡例 A: 未固結沖積地盤 B: 上総層群長浜層 ( 第四紀中期 ) C1-C3: C3: 上総層群岩坂層 十宮層 竹岡層 ( 第四紀前期 ) D: 三浦層群荻生層 ( 第三紀後期 ) E: 三浦層群稲子沢層 ( 第三紀中期 ) 1A 1A 2P 2P 3P 4A 4A D A C1 C2 C3 房総半島側 B
86 0 10,000 20,000 30,000 40,000 50,000 0 Muddy fine-sandstone Muddy sandstone & sandy mudstone 東京湾口橋 ( サイト 3) e seabed (m m) Dep pth from th Muddy fine-sandstone Muddy fine-sandstone Sandy mudstone Muddy sandstone Gravel-mixed coase sand E (suspension) f 150 Muddy fine-sandstone U tests E 50 Tuffcoarse-sandstone sandstone Muddy fine-sandstone Tuff-coarse-sandstone Site 3P Tuff-gravel-mixed coarse-sandstone TC tests E 0 (CD) E 0 (CU) PMTs E p E 1 深度 (m) 一軸圧縮試験による E 50 は非常に小さい 特に深くなるほど 三浦半島側 E 凡例 A: 未固結沖積地盤 B: 上総層群長浜層 ( 第四紀中期 ) C1-C3: C3: 上総層群岩坂層 十宮層 竹岡層 ( 第四紀前期 ) D: 三浦層群荻生層 ( 第三紀後期 ) E: 三浦層群稲子沢層 ( 第三紀中期 ) 1A 1A 2P 2P 3P 4A 4A D A C1 C2 C3 房総半島側 B
87 PMT Primary loading curve; 2G p Cavity pressure e, p 2G 2 Reloading curves 2G 1 Cavity expansion, u
88 0 10,000 20,000 30,000 40,000 50,000 0 Muddy fine-sandstone Muddy sandstone & sandy mudstone 東京湾口橋 ( サイト 3) e seabed (m m) Dep pth from th Muddy fine-sandstone Muddy fine-sandstone Sandy mudstone Muddy sandstone Gravel-mixed coase sand E (suspension) f 150 Muddy fine-sandstone U tests E 50 Tuffcoarse-sandstone sandstone Muddy fine-sandstone Tuff-coarse-sandstone Site 3P Tuff-gravel-mixed coarse-sandstone TC tests E 0 (CD) E 0 (CU) PMTs E p E 1 深度 (m) PMTsによるヤング率 : - 加える圧力とひずみの大きさによって異なる - 再載荷時のE 1 はせん断弾性波速度から求めた値に近い 三浦半島側 E 凡例 A: 未固結沖積地盤 B: 上総層群長浜層 ( 第四紀中期 ) C1-C3: C3: 上総層群岩坂層 十宮層 竹岡層 ( 第四紀前期 ) D: 三浦層群荻生層 ( 第三紀後期 ) E: 三浦層群稲子沢層 ( 第三紀中期 ) 1A 1A 2P 2P 3P 4A 4A D A C1 C2 C3 房総半島側 B
89 排水三軸圧縮試験の例 (kgf/cm 2 ) Deviato or stress, q= σ'v -σ' ( h Sediementary soft. rock (Tokyo Bay mouth, site 4A) CD TC test (σ' h '= 14.1kgf/cm 2, ε v = 0.01%/min) Axial strain measured with LDTs, (ε v ) LDT (%) iator stress, q= σ'h (kgf/cm2 ) σ'v -σ Devi 30, (E v ) 0 =20920kgf/cm Axial strain measured with LDTs, (ε v ) LDT (%) Deviator stre ess, q= gf/cm 2 ) g(s)'v -σ' (kg h U1 R1 U2 R2 微小ひずみでは弾性的挙動 Axial strain measured with LDTs, (ε v ) LDT (%) dulus, (E /cm 2 v ) tan (kgf/ ) Tang gent Young's mo 25,000 20,000 15,000 10, ,000 弾性ヤング率 0 1E-4 1E Axial strain measured with LDTs, (ε v ) LDT (%)
90 0 10,000 20,000 30,000 40,000 50,000 0 Muddy fine-sandstone Muddy sandstone & sandy mudstone 東京湾口橋 ( サイト 3) e seabed (m m) Dep pth from th Muddy fine-sandstone Muddy fine-sandstone Sandy mudstone Muddy sandstone Gravel-mixed coase sand E (suspension) f 150 Muddy fine-sandstone U tests E 50 Tuffcoarse-sandstone sandstone Muddy fine-sandstone Tuff-coarse-sandstone Site 3P Tuff-gravel-mixed coarse-sandstone TC tests E 0 (CD) E 0 (CU) PMTs E p E 1 深度 (m) 三軸圧縮試験による微小ひずみでのヤング率 E 0 : - 原位置弾性せん断波速度から求めた E f と類似 - しかし 試料の乱れの影響は無視できない 特に 深くなるほど 1A 1A 2P 2P 三浦半島側 3P 4A 4A 房総半島側 B A E C1 凡例 A: 未固結沖積地盤 B: 上総層群長浜層 C2 ( 第四紀中期 ) D C1-C3: C3: 上総層群岩坂層 十宮層 竹岡 C3 層 ( 第四紀前期 ) D: 三浦層群荻生層 ( 第三紀後期 ) E: 三浦層群稲子沢層 ( 第三紀中期 )
91 東京首都圏および全国各地での堆積軟岩の非排水三軸圧縮試験での G 0 と原位置せん断弾性波速度での G f の比較 G 2 0 (kgf/cm ) 40,000 10,000 RCTS Kazusa group (Sagamihara) Sagara group (Shizuoka) Miura group (Tokyo Bay mouth) Miura group (Site 1A) Miura and Kazusa groups (Site 2P)) Kazusa group (Site 3P) Kazusa group (site 4A)) G 0 /G f =1 G 0 /G f = ,000 1,000 10,000 G f (kgf/cm 2 ) BS+DC Kazusa group (Sagamihara) Kobe group (Akashi strait) Tokoname group (Nagoya) 40,000
92 ブロックサンプリングと直接コアリングで得た乱れの少ないコア試料 : 非排水三軸圧縮試験でのG 0 と原位置せん断弾性波速度でのG f は類似 G 2 0 (kgf/cm ) 40,000 10,000 RCTS Kazusa group (Sagamihara) Sagara group (Shizuoka) Miura group (Tokyo Bay mouth) Miura group (Site 1A) Miura and Kazusa groups (Site 2P)) Kazusa group (Site 3P) Kazusa group (site 4A)) G 0 /G f =1 G 0 /G f = ,000 1,000 10,000 G f (kgf/cm 2 ) BS+DC Kazusa group (Sagamihara) Kobe group (Akashi strait) Tokoname group (Nagoya) 40,000
93 RCTサンプリングで得たコア試料 : 非排水三軸圧縮試験での G 0 は原位置せん断弾性波速度での G f よりも小さくなるデータが多い G 2 0 (kgf/cm ) 40,000 10,000 RCTS Kazusa group (Sagamihara) Sagara group (Shizuoka) Miura group (Tokyo Bay mouth) Miura group (Site 1A) Miura and Kazusa groups (Site 2P)) Kazusa group (Site 3P) Kazusa group (site 4A)) G 0 /G f =1 G 0 /G f =0.5 RCT サンプリング法の改善が必要 ,000 1,000 10,000 G f (kgf/cm 2 ) BS+DC Kazusa group (Sagamihara) Kobe group (Akashi strait) Tokoname group (Nagoya) 40,0
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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 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,
<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
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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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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
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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
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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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
untitled
- 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
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.
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
. 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
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
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)
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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,
Microsoft Word - CPTカタログ.doc
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
(1.2) T D = 0 T = D = 30 kn 1.2 (1.4) 2F W = 0 F = W/2 = 300 kn/2 = 150 kn 1.3 (1.9) R = W 1 + W 2 = = 1100 N. (1.9) W 2 b W 1 a = 0
1 1 1.1 1.) T D = T = D = kn 1. 1.4) F W = F = W/ = kn/ = 15 kn 1. 1.9) R = W 1 + W = 6 + 5 = 11 N. 1.9) W b W 1 a = a = W /W 1 )b = 5/6) = 5 cm 1.4 AB AC P 1, P x, y x, y y x 1.4.) P sin 6 + P 1 sin 45
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.
(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
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
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
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
<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
[Ver. 0.2] 1 2 3 4 5 6 7 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1 1.1 1 1.2 1. (elasticity) 2. (plasticity) 3. (strength) 4. 5. (toughness) 6. 1 1.2 1. (elasticity) } 1 1.2 2. (plasticity), 1 1.2 3. (strength) a < b F
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
<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
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
JFE.dvi
,, Department of Civil Engineering, Chuo University Kasuga 1-13-27, Bunkyo-ku, Tokyo 112 8551, JAPAN E-mail : atsu1005@kc.chuo-u.ac.jp E-mail : kawa@civil.chuo-u.ac.jp SATO KOGYO CO., LTD. 12-20, Nihonbashi-Honcho
７章 構造物の応答値の算定
(1) 2 (2) 5.4 5.8.4 2 5.2 (3) 1.8 1) 36 2) PS 3) N N PS 37 10 20m N G hg h PS N (1) G h G/G 0 h 3 1) G 0 PS PS 38 N V s G 0 40% Gh 1 S 0.11% G/G 0 h G/G 0 h H-D 2),3) R-O 4) 5),6),7) τ G 0 γ = 0 r 1 (
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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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
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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
液状化判定計算(道示編)V20-正規版.xls
道路橋示方書対応版 液状化の判定計算 (LIQCAL-D) シェアウエア 正規版 液状化判定基準 : 道路橋示方書 同解説 Ⅴ 耐震設計編 ( 平成 14 年 3 月 ) 最初にお読み下さい 計算へ進む > Ver 2.0 (2008.04.07) ( 有 ) シビルテック 本ソフトはシェアウエアソフト ( 有料 ) です 本ソフトは試用版として利用できますが 土の重量 ( 飽和重量と湿潤重量 )
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
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
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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
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
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,
untitled
9118 154 B-1 B-3 B- 5cm 3cm 5cm 3m18m5.4m.5m.66m1.3m 1.13m 1.134m 1.35m.665m 5 , 4 13 7 56 M 1586.1.18 7.77.9 599.5.8 7 1596.9.5 7.57.75 684.11.9 8.5 165..3 7.9 87.8.11 6.57. 166.6.16 7.57.6 856 6.6.5
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 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.
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
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
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
Microsoft Word - 予稿集表紙.doc
ミクロ組織に基づくフェライト セメンタイト鋼の脆性破壊発生予測 柴沼一樹東京大学大学院工学系研究科 ミクロ組織に基づくフェライト セメンタイト鋼の脆性破壊発生予測 柴沼一樹 東京大学 大学院工学系研究科システム創成学専攻 113-8656 東京都文京区本郷 7-3-1 shibanuma@struct.t.-u-tokyo.ac.jp 近年, 構造物に使用される鋼材の高張力化や使用環境の過酷化が進み,
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
<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,
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
L 型擁壁 (CP-WALL) 構造図 S=1/30 CP-WALL(C タイプ ) H=600~700 断面図 正面 背面図 H T1 T2 T4 T3 T4 H2 H1 100 B1 B2 T5 H 連結穴 M16 背面 水抜孔 φ75 正面 水抜孔 φ90 h1 h2 製品寸法表
L 型擁壁 (CP-WALL) 構造図 CP-WALL(C タイプ ) =0~0 断面図 正面 背面図 T1 T2 T4 T3 T4 2 1 1 2 T5 連結穴 M16 背面 φ75 正面 φ h1 h2 製品寸法表 適用製品名 -0-0 1 2 1 0 0 2 3 8 0 330 330 各部寸法 (mm) 2 3 T1 位置 T2 T3 T4 T5 h1 h2 (kg) 3 3 参考質量 467
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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
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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
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
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地盤材料 学 地盤材料 6/11 1:3 12: 地盤材料 3 授業計画 ( 案 ) 曜 2 限 : 地盤材料 学 ( 藏 )W2-319 第 1 回 (4/9) 授業の概要 第 2 回 (4/16) 砂と粘 ( 圧縮特性 ) 第 3 回 (4/23) 砂と粘 ( 圧縮特性, クリープ, 応 緩和 ) 第 4 回 (5/7) 砂と粘 ( 排 条件とせん断挙動 ) 第 5 回 (5/14) 砂と粘 (
19 σ = P/A o σ B Maximum tensile strength σ % 0.2% proof stress σ EL Elastic limit Work hardening coefficient failure necking σ PL Proportional
19 σ = P/A o σ B Maximum tensile strength σ 0. 0.% 0.% proof stress σ EL Elastic limit Work hardening coefficient failure necking σ PL Proportional limit ε p = 0.% ε e = σ 0. /E plastic strain ε = ε e
<926E906B8E9E2D958282AB8FE382AA82E882CC8C9F93A22E626376>
ボックスカルバートの地震時設計 浮き上がりの検討. 設計条件 () 設計地震動 地震動 レベル () 概要図 400 3900 3000 3000 4000 (3) ボックスカルバート条件 ) 寸法諸元形状 内幅 B(mm) 内高 H(mm) 頂版厚 T(mm) 底版厚 T(mm) 左側壁厚 T3(mm) 右側壁厚 T4(mm) 外幅 B0(mm) 外高 H0(mm) 頂版ハンチ高 C(mm) 底版ハンチ高
L 型擁壁 (CP-WALL) 構造図 S=1/30 CP-WALL(B タイプ ) H=1900~2500 断面図 正面 背面図 製品寸法表 適用 製品名 H H1 H2 B 各部寸法 (mm) B1 B2 T1 T2 T3 T4 T5 水抜孔位置 h1 h2 参考質量 (kg) (
L 型擁壁 (CP-WALL) 構造図 CP-WALL( タイプ ) =10~0 断面図 正面 背面図 製品寸法表 適用 製品名 1 2 各部寸法 (mm) 1 2 T1 T2 T3 T4 T5 水抜孔位置 h1 h2 参考質量 (kg) (kn/m2) 連結穴 M16 背面 正面 -10-10 1295 1295 945 945 155 155 155 155 80 80 1 1 1825 1882
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
(a) (b) (c) (d) (b') (c') (d') Fig. 1 Undrained shear strength of soft clay ground during consolidation Fig. 2 Illustration for an one-dimensional con
Key Words: remolded clay, undisturbed clay, undrained shear strength, time effect, rate of strength increase, degree of consolidation (a) (b) (c) (d) (b') (c') (d') Fig. 1 Undrained shear strength of soft
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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
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
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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
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
Key Words: liquefaction, ground displacement, case study, experiment, viscosity, pseudoplastic flow D=0. 75VHVB (o, IuY= mr, m)/(o pr p) Vm/Vp=r m /l1p = 2 /p -1/VA 7) Hamada, M., Sato,
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
S-6.indd
Structural Health Monitoring with Fiber Optic Deformation Sensor ( SOFO ) SOFO SOFO ( SOFO V ) ( SOFO Dynamic ) 2 SOFO The fiber optic deformation sensor, SOFO, has excellent characteristics such as ease
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..
<4D F736F F D E682568FCD CC82B982F192668BAD9378>
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
<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
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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, /
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 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
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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
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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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
< B795FB8C6094C28F6F97CD97E12E786477>
長方形板の計算システム Ver3.0 適用基準 級数解法 ( 理論解析 ) 構造力学公式集( 土木学会発行 /S61.6) 板とシェルの理論( チモシェンコ ヴォアノフスキークリ ガー共著 / 長谷川節訳 ) 有限要素法解析 参考文献 マトリックス構造解析法(J.L. ミーク著, 奥村敏恵, 西野文雄, 西岡隆訳 /S50.8) 薄板構造解析( 川井忠彦, 川島矩郎, 三本木茂夫 / 培風館 S48.6)
<4D F736F F D CC8AEE967B934990AB8EBF205F8F43959C8DCF82DD5F2E646F63>
第 1 章土の基本的性質 粒子の組合せ 粒子の性質 粒子の詰まり方 土塊内部の粒子の幾何学的配置 粒子の性質 外部からは見えないが土塊の性質を決定している ( 粒度分布 ) 異なる大きさの粒子の混じり具合 ( 個々の粒子の性質 ) 粒子の大きさ 粒子の比重 粒子の形 粒子の硬さ 強度 粒子が占める体積 空隙が占める体積 v a) 水 ( 間隙水 ) が占める体積 b) 空気が占める体積 a 粒子の相互配列(
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第 2 章力学的挙動と静的強度 目的 荷重が作用した際の金属材料の力学的挙動について理解する. 2.1 応力 - ひずみ曲線 2.1.1 公称応力 / ひずみと真応力 / ひずみ 2.1.2 応力 - ひずみ曲線 2.1.3 力学的性質 ( 機械的性質 ) 2.1.4 加工硬化 2.1.5 じん性 2.1.6 指標の意味 2.2 力学的性質を求める異なる方法 2.2.1 ヤング率の測定方法 2.2.2
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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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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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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
1 2 3.................... 4 5 6 - - < > ARIC Web http//www.nn-newtech.jp/ndb_web/top.do 7 8 9 10 11 12 NO YES NO YES 13..... 14 W 3 W 2 W 1 W 3 1-2 1-2 W 2 a h b D C b D c h W - W - W W a b D c 15. MPa....
Super Build／宅造擁壁 出力例１
宅造擁壁構造計算書 使用プログラム : uper Build/ 宅造擁壁 Ver.1.60 工事名 : 日付 : 設計者名 : 宅地防災マニュアル事例集 015/01/7 UNION YTEM INC. Ⅶ-1 建設地 : L 型擁壁の設計例 壁体背面を荷重面としてとる場合 *** uper Build/ 宅造擁壁 *** 160-999999 [ 宅地防災マニュアル Ⅶ-1] 015/01/7 00:00
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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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)
日本海地震・津波調査プロジェクト
17/9/29 (2-5-3) 構成岩 モデルの構築 1. 構成岩 モデルを推定 2. 地震発 層下限の推定 震源断層モデル構築へ貢献 28-1-2-5-3 29-1-2-5-3 横浜国 学 川正弘 l 然地震データ解析 地殻構成岩 と断層下限の推定 u 捕獲岩の弾性波速度と地震波速度構造を 較することで地殻構成岩 を推定 秋 県 ノ 潟産捕獲岩の弾性波速度と東北地 の地震波速度構造を 較 (Nishimoto
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第 3 章変形と理論強度 目的 弾性変形および塑性変形に関し, 原子レベルからの理解を深める. 3. 弾性変形 (elastic defomation) 3.. 原子間に作用する力 3.. ポテンシャルエネルギー 33 3..3 フックの法則 3..4 弾性率の温度依存性 3..5 弾性変形時のポアソン比 3..6 理論強度 3. 塑性変形 (plastic defomation) 3.. すべり
ρ ( ) sgv + ρwgv γ sv + γ wv γ s + γ w e e γ ρ g s s γ s ( ) + γ w( ) Vs + V Vs + V + e + e + e γ γ sa γ e e n( ) + e γ γ s ( n) + γ wn γ s, γ w γ γ +
σ P σ () n σ () n σ P ) σ ( σ P σ σ σ + u V e m w ρ w gv V V s m s ρ s gv s ρ ( ) sgv + ρwgv γ sv + γ wv γ s + γ w e e γ ρ g s s γ s ( ) + γ w( ) Vs + V Vs + V + e + e + e γ γ sa γ e e n( ) + e γ γ s (
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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
土の基本的性質 粒子の組合せ 内部の粒子の幾何学的配置 粒子の性質 外部からは見えない 連続体 + としてのマスの性質 工学 技術の対象 粒子の性質 粒子の詰まり方 ( 粒度分布 ) 異なる大きさの粒子の混じり具合 ( 個々の粒子の性質 ) 粒子の大きさ 粒子の比重 粒子の形 粒子の硬さ 強度 粒子
質 学 Ⅰ 土の基本的性質 (1) ( 土の組成 ) 澁 啓 2018 年 4 10 1 土の基本的性質 粒子の組合せ 内部の粒子の幾何学的配置 粒子の性質 外部からは見えない 連続体 + としてのマスの性質 工学 技術の対象 粒子の性質 粒子の詰まり方 ( 粒度分布 ) 異なる大きさの粒子の混じり具合 ( 個々の粒子の性質 ) 粒子の大きさ 粒子の比重 粒子の形 粒子の硬さ 強度 粒子が占める体積
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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
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号 年 月 防災科学技術研究所研究報告 第 孔井一覧 孔井番号は の番号と対応する ４ 号 年 月 防災科学技術研究所研究報告 第 反射断面と地質構造との関連を求めることにより 反射 断面から正確な地質構造を得ることが可能になる は下総観測井で行った 探査結果と 観測井近傍での 図 反射断面を合成したものである 山水ほか からわかるように 基盤層や地質境界の反射面が特定で きるため 地質構造との対比が可能となり
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
新潟県中越沖地震を踏まえた地下構造特性調査結果および駿河湾の地震で敷地内の揺れに違いが生じた要因の分析状況について
< 別紙 > 新潟県中越沖地震を踏まえた地下構造特性調査結果 および 駿河湾の地震で敷地内の揺れに違いが生じた要因の分析状況について 新潟県中越沖地震を踏まえた地下構造特性調査 地下構造特性にかかわる既往の調査結果の信頼性を確認するとともに 知見をより一層充実させるため 敷地および敷地周辺の地下構造特性の調査を実施しました 調査項目 1 微動アレイ観測 調査箇所 調査内容 敷地内および敷地周辺 :147
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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.
橡博論表紙.PDF
Study on Retaining Wall Design For Circular Deep Shaft Undergoing Lateral Pressure During Construction 2003 3 Study on Retaining Wall Design For Circular Deep Shaft Undergoing Lateral Pressure During Construction
線形弾性体 線形弾性体 応力テンソル とひずみテンソルソル の各成分が線形関係を有する固体. kl 応力テンソル O kl ひずみテンソル
Constitutive equation of elasti solid Hooke s law λδ μ kk Lame s onstant λ μ ( )( ) ( ) linear elasti solid kl kl Copyright is reserved. No part of this doument may be reprodued for profit. 線形弾性体 線形弾性体
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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
破壊の予測
本日の講義内容 前提 : 微分積分 線形代数が何をしているかはうろ覚え 材料力学は勉強したけど ちょっと 弾性および塑性学は勉強したことが無い ー > ですので 解らないときは質問してください モールの応力円を理解するとともに 応力を 3 次元的に考える FM( 有限要素法 の概略 内部では何を計算しているのか? 3 物が壊れる条件を考える 特に 変形 ( 塑性変形 が発生する条件としてのミーゼス応力とはどのような応力か?
「活断層の補完調査」成果報告書No.H24-2
図 1 高山 大原断層帯の活断層の分布地震調査研究推進本部地震調査委員会 (2003). 西洞断層 猪之鼻断層 黍生地点 小坂断層 宮之前地点 10 km 図 2 猪之鼻断層帯の分布と調査地点の位置国土地理院数値地図 1/200,000 を使用. 赤線は活断層 ( 破線部は推定 ). トレンチ地点 黍生 黍生川 0 100 200m 図 3 黍生地点周辺の段丘の空中写真図化による詳細地形図等高線間隔は
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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