せん断伝達構造、コンクリート構造物、せん断伝達構造の構築方法、及びせん断伝達構造の設計方法
【課題】簡易な構成で、地中連続壁と、地中連続壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間にせん断力を伝達できるようにする。
【解決手段】ＬＮＧ地下タンク１０における、地中連続壁２０と、地中連続壁２０と接合して構築される貯槽本体３０との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造１は、貯槽本体３０と地中連続壁２０との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有する。
【解決手段】ＬＮＧ地下タンク１０における、地中連続壁２０と、地中連続壁２０と接合して構築される貯槽本体３０との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造１は、貯槽本体３０と地中連続壁２０との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有する。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、地中壁と、地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造、それを備えるコンクリート構造物、そのせん断伝達構造の構築方法、及びそのせん断伝達構造の設計方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来より、ＬＮＧ地下タンクの底面に作用する土圧や水圧等によるタンクの浮き上がりを防止するために、ＬＮＧ地下タンクの外周に構築される地中壁とタンクの側壁との接合面間に接合鉄筋を設けたり、例えば特許文献１又は２に記載されるようなせん断力を伝達させる構造を構築することにより、タンクの浮き上がり荷重を地中壁に伝達させて、地中壁の自重及び引き抜き抵抗により抵抗させる技術が提案されている。
【０００３】
具体的には、特許文献１には、地下連続壁の頂部に内側方向に突出するような突出部と、地下タンクの側壁に当該突出部と係合するような段差部とを設けたせん断伝達構造が開示されている。また、特許文献２には、地下タンクの外周を形成する地下連続壁が深度方向に向けて広がる形状を有するせん断伝達構造が開示されている。
【特許文献１】特開２００３−４１６０８号公報
【特許文献２】特開平７−２２９３２１号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、接合鉄筋を設ける場合には、鉄筋の材料コストが増大するだけでなく、地中壁やコンクリート構造物の施工時にコンクリートの充填が不十分になるおそれがある。また施工に手間がかかる。
【０００５】
また、特許文献１及び２に開示されるせん断伝達構造は構造が複雑であるため、やはり、施工に手間がかかるうえ、施工にあたって高度な技術が要求されるという問題もある。
【０００６】
本発明は、上記の点に鑑みてなされたものであり、簡易な構成で、地中壁と、地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間にせん断力を伝達できるようにすることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
上記の目的を達成するため、本発明は、地中壁と、前記地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造であって、
前記コンクリート構造物と前記地中壁との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有することを特徴とする（第１の発明）。
【０００８】
本発明のせん断伝達構造によれば、接合鉄筋や特許文献１及び２に記載されるせん断伝達構造のように施工に手間や高度な技術を必要とすることなく簡易に構築でき、コンクリート構造物に作用する浮き上がり荷重等の鉛直方向の荷重を地中壁に伝達することができる。
【０００９】
第２の発明は、第１の発明において、前記両接合面の凹凸形状は、前記コンクリート構造物が前記地中壁に対して鉛直方向に相対移動すると、前記両接合面間が離間するような形状であることを特徴とする。
【００１０】
本発明のせん断伝達構造によれば、例えば、コンクリート構造物に鉛直方向の荷重が作用して微小移動した場合に、コンクリート構造物と地中壁との両接合面が離間するので、この離間にともなって、両接合面間に離間を離間前の状態に戻そうとする反力が生じ、この反力に応じて接合面間の摩擦力（＝せん断伝達耐力）も増加するので、両接合面間で鉛直方向の荷重を効果に伝達することができる。
【００１１】
第３の発明は、第２発明において、前記凹凸形状は、波状、ノコギリ状、又は略台形状であることを特徴とする。
【００１２】
第４の発明は、第２又は３の発明において、前記両接合面の凹凸形状は、前記両接合面同士が鉛直方向に相対移動して前記両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、前記接合面が離間することに応じて前記コンクリート構造物及び前記地中壁に作用する荷重と、前記両接合面間の摩擦係数とに基づいて求められた摩擦力が、前記コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重よりも大きくなるように形成されていることを特徴とする。
【００１３】
本発明のせん断伝達構造によれば、コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重に対してコンクリート構造物と地中壁との接合面が滑ることなく、かかる荷重をコンクリート構造物から地中壁に確実に伝達させる凹凸形状を、施工上効率良く形成することができる。
【００１４】
第５の発明は、表面に凹凸形状を有する地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物であって、前記地中壁と接合する接合面に、前記地中壁の凹凸形状と噛み合うような凹凸形状を有することを特徴とする。
【００１５】
第６の発明は、第５の発明において、ＬＮＧ地下タンクに適用されたことを特徴とする。
【００１６】
第７の発明は、地中壁と、前記地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造の構築方法であって、その表面に凹凸形状を有する地中壁を構築し、前記地中壁の凹凸形状の表面に接触するように、コンクリートを打設し、前記打設したコンクリートを養生することを特徴とする。
【００１７】
第８の発明は、第１〜４の何れかの発明に記載のせん断伝達構造の設計方法であって、前記両接合面の摩擦力を、前記両接合面同士が鉛直方向に相対移動して前記両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、前記接合面が離間することに応じて前記コンクリート構造物及び前記地中壁に作用する荷重と、前記両接合面間の摩擦係数とに基づいて求め、前記両接合面の凹凸形状を、前記摩擦力が、前記コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重よりも大きくなるように設定することを特徴とする。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、簡易な構成で、地中壁と、地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間にせん断力を伝達することが可能となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１９】
以下、本発明の好ましい一実施形態について図面に基づき詳細に説明する。
図１は、本実施形態に係るＬＮＧ地下タンク１０の縦断面図である。
図１に示すように、ＬＮＧ地下タンク１０は、地盤４０中に構築され、仮設の土留めや止水壁の役割をする地中連続壁２０（以下、連壁２０という）と、連壁２０に接合して構築される貯槽本体３０とからなる二重の円筒シェル構造を有している。
【００２０】
図２は、図１の連壁２０と貯槽本体３０の側壁３２との接合面の拡大断面図である。
図２に示すように、連壁２０と貯槽本体３０の側壁３２との間に作用するせん断力（＝つまり鉛直方向に作用する荷重）を伝達するせん断伝達構造１として、連壁２０と貯槽本体３０の側壁３２との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有している。これにより、例えば、貯槽本体３０に浮き上がり荷重等が作用し、側壁３２が連壁２０に対してせん断方向に移動（つまり鉛直方向に相対移動）する場合、両接合面同士が互いに離間するように移動することになる。そして、両接合面が離間すると、側壁３２及び連壁２０は円筒構造を有していることから、側壁３２には縮径するような圧縮方向の軸荷重が作用し、一方、連壁２０には拡径するような引張方向の軸荷重が作用し、また、地盤４０には連壁２０の拡径にともなって連壁２０の接面から押されて圧縮荷重が作用することになり、これら荷重に対する離間を離間前の状態に戻そうとする反力が生じ、この反力に応じて接合面間の摩擦力（＝せん断伝達耐力）も増加して、両接合面間にせん断力が確実に伝達されるようになっている。
このようなせん断伝達構造１を有するＬＮＧ地下タンク１０は、次のようにして構築する。
【００２１】
図３は、せん断伝達構造１を有するＬＮＧ地下タンク１０の構築手順を示す工程図である。
図３に示すように、ＬＮＧ地下タンク１０の構築手順は、目荒らし３５が形成された連壁２０を構築する連壁構築工程Ｓ１と、貯槽本体３０の側壁３２が連壁２０の目荒らし３５の表面に接合するように、貯槽本体３０のコンクリート３８を打設する貯槽本体コンクリート打設工程Ｓ２と、打設したコンクリート３８を養生するコンクリート養生工程Ｓ３とを備える。
【００２２】
連壁構築工程Ｓ１では、先ず地盤４０に連壁２０を構築する。連壁２０の構築は、一般的な公知の施工方法を用いて行うことができる。そして連壁２０が充分に養生されて硬化した後に、連壁２０の内側（貯槽本体３０が構築される側）の表面に、目荒らし３５を形成するべくチッピング加工を施す。チッピング加工は、例えば、建機に削岩用のアタッチメントとしてシー・エイ・イー株式会社から販売されるスパイキーハンマー等を用いることにより簡単に施工することができる。ここで、チッピング加工を行うにあたり、目荒らし３５の凹凸が所定の高低差となるように形成する。なお、この凹凸の高低差の詳細な設計については後述する。
【００２３】
貯槽本体コンクリート打設工程Ｓ２では、連壁構築工程Ｓ１で構築された連壁２０表面の目荒らし３５に接するように、貯槽本体３０の側壁３２となるコンクリート３８を打設する。
【００２４】
コンクリート養生工程Ｓ３では、貯槽本体コンクリート打設工程Ｓ２で打設された、貯槽本体３０の側壁３２を構成するコンクリート３８を充分に養生して硬化させる。
【００２５】
これら工程Ｓ１〜Ｓ３を行うことにより、目荒らし３５が形成された連壁２０が型枠となって、貯槽本体３０の側壁３２のコンクリート３８が打設及び養生され、連壁２０と側壁３２との両接合面に互いに噛み合うような波状の凹凸が構築されることになる。
【００２６】
ただし、実際には、連壁２０と側壁３２との間に浸入する地下水の水圧等によって、連壁２０と側壁３２との間にせん断力が作用しなくても、連壁２０と側壁３２との間に隙間が生じる。これについては、後述の凹凸の高低差の設計と合わせて具体的に説明する。
【００２７】
次に、貯槽本体３０に作用する浮き上がり力について具体的数値を用いて説明する。
図４は、ＬＮＧ地下タンク１０に最大の浮き上がり力が作用するときに、側壁３２と連壁２０との間に作用する鉛直方向の荷重（以下、作用荷重Wという）を求めるための説明図であり、図５は、ＬＮＧ地下タンク１０の具体的な寸法を示す断面図である。なお、ＬＮＧ地下タンク１０内にはＬＮＧが貯留されてないときを想定している。
【００２８】
作用荷重Wは、図４に示す貯槽本体重量Wtu、揚圧力WU、及び地震時の増加荷重Weを用いて次式（１）により求められる。
W=-Wtu+WU+We ・・（１）
貯槽本体重量Wtuは、例えば、次式（２）のように側壁３２の側壁重量Wt1と、底版３６の底版重量Wt2と、その他屋根部分等の付帯重量Wt3との和から求められる。
Wtu=Wt1+Wt2+Wt3 ・・（２）
さらに、側壁重量Wt1は、次式（３）のように、側壁３２の厚みが一定な一般部３３の重量Ws1と、側壁３２の下部の厚みが下方に移行するにつれて内側に肉厚になる側壁下端ハンチ部３４の重量Ws2との和により求められる。
Wt1=Ws1+Ws2 ・・（３）
例えば、図５に示すような貯槽本体３０の寸法の場合には、コンクリートの単位体積重量を24.0kN/m3とすると、一般部３３の重量Ws1は、
Ws1=(38.4142-36.0142)×π×(15.800+25.158)×24.0+π×1.20
×{38.4142-(36.0142+36.014×37.214+37.2142)/3}×24.0
=563.84×103kN ・・（４）
となり、側壁下端ハンチ部３４の重量Ws2は、
Ws2=π×3.00×{36.0142-(33.0142+33.014×36.014+36.0142)/3}×24.0
=23.76×103kN ・・（５）
となるので、側壁重量Wt1は、
Wt1=563.84×103＋23.76×103＝587.60×103kN ・・（６）
となる。
【００２９】
また、底版重量Wt2は、
Wt2=38.4142×π×6.4×24.0=712.07×103kN ・・（７）
となる。
【００３０】
また、付帯重量Wt3は、仮設鋼製屋根、吊デッキ、リングプレート、バレル・ノズル、ステージ、内部足場、メンブレン、保冷パネル等の付帯部材３７による重量であり、図５に示すＬＮＧ地下タンク１０の場合には1698ton程度になるので、重力加速度を乗じて、
Wt3=1698ton×9.80665＝16.65×103kN ・・（８）
となる。
したがって、WtuはこれらWt1，Wt2，Wt3の和により、
Wtu=587.60×103＋712.07×103＋16.65×103＝1316.32×103kN ・・（９）
となる。
【００３１】
揚圧力WUとしては、例えば、地盤４０中の地下水の高水位時（地下水位DL＋3.300ｍ）に底版３６下に作用する浮力を求める。揚圧力WUは次式（１０）で求められ、
WU=ρw×g×π×r2×h ・・（１０）
具体的に図５の寸法を代入すると
WU =1.00×9.80665×π×38.4142×(3.3+31.558)＝1584.72×103kN
となる。ここで、ρwは水の密度、gは重力加速度、rはタンク中心から側壁３２の外側面までの距離、hは地下水位から底版３６下端までの深さである。
【００３２】
地震時の増加荷重Weは、地震時に鉛直上向方向に作用する慣性力であり、次式（１１）のように、ＬＮＧ地下タンク１０の各部分（側壁３２、底版３６、付帯部材３７）により設定される鉛直方向の設計震度（KV1〜3）について、各部分の重量（側壁重量Wt1、底版重量Wt2、付帯重量Wt3）との積を足し合わせることにより求められ、
We=KV1×Wt1+KV2×Wt2+KV3×Wt3 ・・（１１）
具体的に図５に示すＬＮＧ地下タンク１０の場合では、
We=0.119×587.60×103＋0.082×712.07×103＋0.150×16.65×103=130.81×103 kN
となる。
【００３３】
以上により、作用荷重Wは上向きを正として、式（１）により以下のように算定される。
W=-Wtu+WU+We ・・（１）
=−1316.32×103＋1584.72×103＋130.81×103=399.21×103 kN
したがって、設計せん断力Wdは、荷重係数を1.1として考慮すると、
Wd=1.1×W=439.13×103kN ・・（１２）
となる。
このようにして求められた設計せん断力Wdに対抗する、連壁２０と側壁３２との両接合面の摩擦力（＝せん断伝達耐力）は以下のようにして求められる。
【００３４】
図２に示すように、貯槽本体３０に浮き上がり荷重Sが作用し、側壁３２が連壁２０に対してせん断方向（つまり鉛直方向に相対移動）に移動するのに伴って、両接合面同士が互いに離間する距離（以下、離れ量という）をδとする。そして、この離れ量δに応じて側壁３２、連壁２０、及び地盤４０に生じる圧縮力をσndとすると、せん断伝達耐力Vcwdは、次式（１３）に示すように、圧縮力σndに対する反力-σndに摩擦係数μを乗じたものとして求められる。
Vcwd=μ×（-σnd） ・・（１３）
図６は、ＬＮＧ地下タンク１０の側壁３２及び連壁２０を２重円環として表したＬＮＧ地下タンクモデルの横断面図である。
【００３５】
図６に示すように、Ｒは２重円環の中心から側壁３２と連壁２０との境界までの半径、PWは境界から側壁３２側に作用する内圧、PSは境界から連壁２０側に作用する外圧、Ec,wは側壁３２のヤング率、Ec,wは連壁２０のヤング率、twは側壁厚、tsは連壁厚を示している。また、連壁２０が構築される地盤４０をバネとして仮定し、kgバネ係数である。
【００３６】
ここで、側壁３２と連壁２０との離れ量δは、次式（１４）のように、側壁３２の貯槽本体３０内側への変位量δwと、連壁２０の外側への変位量δsとの和として求められる。
δ=δw＋δs ・・（１４）
ここで円環がδwだけ内側へ変位するとき側壁３２に内圧PWが作用する。このとき側壁３２の円周方向に作用する軸力Nθ,wは、次式（１５）のように表される。
Nθ,w=PW・RW・・（１５）
なお、Rwは側壁３２の半径である。
【００３７】
ここで、Nθ,wは、側壁円周方向歪εθ,wを用いて次式（１６）のようにも表され、
Nθ,w=εθ,w×Eｃ,w×tw ・・（１６）
側壁円周方向歪εθ,wは、次式（１７）のように表されるので、
式（１５）及び式（１６）は、次式（１８）のように整理される。
一方、円環がδsだけ外側へ変位するためには、連壁２０には、外圧PSから地盤４０からの反力kgδsを差引いた力（PS-kgδs）が作用するので、式（１５）〜（１８）と同様に、連壁円周方向に作用する軸力Nθ,sは、次式（１９）のように表される。
ここで、PwとPsとは作用・反作用の関係にあるのでPw=Psであり、またRw≒Rs=Rとすると、式（１８）と式（１９）は次式（２０）のように整理される。
また、式（２０）からPw・Rを消去して整理すると、δwは次式（２１）のように表される。
ここで、具体的に図５のＬＮＧ地下タンク１０のケースをあてはめ、DL-12.772m以浅又は以深によってヤング率がE1c,w又はE2c,wに変化すると仮定すると、これらの深度域に対応する側壁３２の内側への変位量δw1又はδw2は、次式（２２）及び（２３）のように計算される。
ただし、上記計算には、E1c,w＝28kN/mm2(DL-12.772m以浅)、E2c,w＝31kN/mm2(DL-12.772m以深)、tw＝2400mm、Ec,s＝33kN/mm2、ts＝1000mm、Kg =0.0050N/mm2、R=38414mmを用いた。
【００３８】
また、式（２０）により、深度による境界から側壁３２側に作用する内圧Pw1及びPw2は、次式（２４）及び（２５）のように求められる。
したがって、式（２２）及び式（２３）を式（２４）及び式（２５）に代入することにより、内圧Pw1及びPw2、外圧Ps1及びPs2は、次式（２６）及び（２７）のように整理される。
Pw1=Ps1=0.045×0.375δ=0.017δ (DL-12.772以浅) ・・（２６）
Pw2=Ps2=0.050×0.352δ=0.018δ (DL-12.772以深) ・・（２７）
一方、図３で説明したように、ＬＮＧ地下タンク１０構築後に、側壁３２と連壁２０との間にせん断力が作用しない場合でも、連壁２０と側壁３２との間には隙間が生じる。これは、貯槽本体３０内のＬＮＧからの冷熱によって側壁３２及び連壁２０が収縮したり、貯槽本体３０及び連壁２０に地下水圧の作用したりすることによる。
【００３９】
図７は、ＬＮＧからの冷熱による側壁３２及び連壁２０の変位を示すグラフである。
図７に示す側壁３２の変位は、躯体の構造解析から得られる温度荷重により求めている。また、連壁２０の変位は、躯体の温度解析により得られた連壁２０の平均温度T=-12.29℃、地盤４０の初期温度To=16.6℃、コンクリートの線膨張係数α=1.0×10-5、連壁２０の半径R=38414mmとして、次式（２８）により変位δを算定している。
δ＝R×α×(T−T0)＝38414×1.0×10-5×(−12.29−16.6)＝−11.1mm ・・（２８）
図８は、水圧及び揚圧力による側壁３２の変位を示すグラフである。
図８に示す側壁３２の変位は、躯体の構造解析から得られる水圧及び揚圧力により求めている。
【００４０】
図９は、水圧による連壁２０の変位を示すグラフである。
図９に示すように連壁２０は、側壁３２と連壁２０との間に浸入する水の圧力により外側に変位する。これは、式（２２）及び（２３）と、式（２６）及び（２７）とにより、次式（２９）及び（３０）のように、深度による境界から連壁２０側に作用する外圧Ps1及びPs2による連壁２０の変位δｓ１及びδｓ２が求められる。
δs1＝(1−0.375)δ＝0.625δ＝0.625/0.017×Ps1（DL−12.772以浅） ・・（２９）
δs2＝(1−0.352)δ＝0.648δ＝0.648/0.018×Ps2（DL−12.772以深） ・・（３０）
そして、図１０は、側壁３２及び連壁２０について、これら温度、水圧及び揚圧力による合計変位量を示したグラフであり、図１１は、図１０の側壁３２と連壁２０との変位差を示すグラフである。
図１０及び図１１に示すように、側壁３２と連壁２０との変位の差、すなわち隙間（2〜14mm）は下方に推移するほど大きくなり、その平均は10.8mmである。
【００４１】
すなわち、以上のような隙間が生じる場合、連壁２０の表面にチッピング加工により目高低差15mmの目荒らし３５を形成しても、当初側壁３２と連壁２０との噛み合わせが15mmであったものが、平均4.2mm（=15mm-10.8mm）程度になる。
【００４２】
そこで、噛み合わせが4.2mmである場合におけるせん断伝達耐力を求める。すなわち、側壁３２と連壁２０との両接合面同士が、鉛直方向に相対移動して両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、接合面間の離間が4.2mmになったとき（＝噛み合わせがゼロとなったとき）の両接面間に生じる摩擦力を求める。
【００４３】
噛み合わせが4.2mmである場合、側壁３２と連壁２０とが、両接合面に形成された凹凸を乗り越えるために必要な内圧Pw及び外圧Psは、δ＝4.2mmを式（２６）及び式（２７）に代入することにより、
Pw1＝Ps1＝0.0714 N/mm2 ・・（３１）
Pw2＝Ps2＝0.0756 N/mm2 ・・（３２）
となる。
【００４４】
ただし、「コンクリート標準示方書 6.3.7設計せん断伝達力」に準拠して、σndが圧縮の場合、安全側になることを考慮したσnd=-σnd/2を用いることとする。したがって、次式（３３）及び（３４）の圧縮力を、せん断面に垂直に作用する平均応力度として、せん断伝達耐力Vcwdの式中で取り扱うとする。
―σnd1＝Pw1/2＝Ps1/2＝0.0357N/mm2 ・・（３３）
―σnd1＝Pw2/2＝Ps2/2＝0.0378N/mm2 ・・（３４）
せん断伝達耐力Vcwdの基本式は次式（３５）のように表される。
Vcwd＝｜(τc＋p・τs・sin2θ−α・p・fyd ・sinθ・cosθ)・Ac＋Vk｜／γb ・・（３５）
ただし、本実施形態では、側壁３２と連壁２０との間のせん断面に鉄筋がないこと、及びせん断キーがないことより、式（３５）は、次式（３６）のように整理される。
Vcwd＝τc・Ac／γb、ただし、τc＝μ・f’cdb(−σnd)1−b ・・（３６）
ここで、μは固体接触に関する平均摩擦係数、Acはせん断面の面積、γbは部材係数、bは面形状を表す係数である。
【００４５】
具体的に上記式（３６）に図５に示すＬＮＧ地下タンク１０の具体的寸法を以下のように代入すると、
h1：側壁高さ（DL+4.000〜−12.772m）：16.772m ・・（３７）
h2：側壁高さ（DL−12.772〜−28.358m）：15.586m ・・（３８）
Ac1＝2×R×π×h1=2×38.414×π×16.772=4048m2 ・・（３９）
Ac2＝2×R×π×h2=2×38.414×π×15.586=3761m2 ・・（４０）
γb＝1.3 ・・（４１）
f’cd＝f’ck/γc＝30/1.3＝23.1N/mm2（DL−12.772m以浅） ・・（４２）
f’cd＝f’ck/γc＝40/1.3＝30.8N/mm2（DL−12.772m以深） ・・（４３）
σnd：せん断面に垂直に作用する平均応力度 ・・（４４）
せん断伝達力Vcwdは、
Vcwd1＝τc・Ac1/γb＝0.45×(23.1)1/2×(0.0357)1/2×4048×106/1.3≒1,272,000kN ・・（４５）
Vcwd2＝τc・Ac2/γb＝0.45×(30.8)1/2×(0.0378)1/2×3761×106/1.3≒1,405,000kN ・・（４６）
により、
Vcwd＝Vcwd1＋Vcwd2＝1272000＋1405000＝2677000kN ・・（４７）
と算定される。
【００４６】
すなわち、このせん断伝達力Vcwd（2677000kN）は、先に式（１２）で求めたＬＮＧ地下タンク１０の貯槽本体３０の側壁３２と連壁２０との間に最もせん断力が大きく作用するときの設計せん断力Wd（439.13×103kN）よりも充分大きい。これにより、当初側壁３２と連壁２０との噛み合わせが15mmであったものが、平均4.2mm（=15mm-10.6mm）程度になった場合においても、側壁３２と連壁２０との接合面が互いにその表面に形成された凹凸を乗り越えることなく、せん断力を伝達することができる。
【００４７】
なお、本実施形態では、上述のように連壁２０の表面に形成する目荒らし３５の高低差を先に設定して、その高低差から連壁２０と側壁３２との間に生じる隙間から両接面間の実質的な噛み合わせ量を求め、そして噛み合わせ量に基づいたせん断伝達力Vcwdを求めることにより、その高低差がせん断力を伝達するのに妥当であるか否かを評価したが、これに限らず、想定される設計せん断力Wdに基づいて、それに必要なせん断伝達力Vcwdを計算し、そのせん断伝達力Vcwdに基づいた噛み合わせ量を設定するとともに、連壁２０と側壁３２との間に生じる隙間を勘案することにより目荒らし３５の高低差を求めてもよい。
【００４８】
具体的には、式（２６）及び（２７）までの内圧PW1及びPW2、外圧Ps1及びPs2を求めるところまでは、上述のとおりである。
【００４９】
ここで目荒らし３５の高低差を求めるにあたっては、「コンクリート標準示方書 6.3.7設計せん断伝達耐力」により、σndが圧縮の場合、安全側となることを考慮してσnd=-σnd/2を用いる事として、式（２６）及び（２７）を次式（４８）及び（４９）のように変換する。
−σnd1=−0.0085δ N/mm2 ・・（４８）
−σnd2=−0.0090δ N/mm2 ・・（４９）
これらの式を、式（３６）中の−σndとして取り扱うことにより、式（３７）〜（４４）で用いた具体的寸法を代入すると、せん断伝達力Vcwdは、
Vcwd1＝τc・Ac1/γb
＝0.45×(23.1)1/2×(0.0085δ)1/2×4048×106/1.3≒620900×δ1/2kN ・・（５０）
Vcwd2＝τc・Ac2/γb
＝0.45×(30.8)1/2×(0.0090δ)1/2×3761×106/1.3≒685400×δ1/2kN ・・（５１）
により、
Vcwd＝Vcwd1＋Vcwd2
＝620900×δ1/2＋685400×δ1/2＝1306000×δ1/2kN ・・（５２）
と算定される。
【００５０】
そして、先に求めたＬＮＧ地下タンク１０の貯槽本体３０の側壁３２から連壁２０に最もせん断力が大きく作用するときの設計せん断力Wd（439.13×103kN）に基づき、せん断伝達のために必要な噛み合わせ量を、次式（５３）のようにして求める。
1306000×δ1/2 ≧439130
δ≧0.113mm ・・（５３）
なお、側壁３２と連壁２０の間の離れ量は、上述したように、その接合面の下方に移行するほど大きくなり、2mm〜14mmとなる。したがって、構築時に形成する側壁３２と連壁２０との接合面の高低差は、最大14mmの離れ量が生じることを想定して次式（５４）のように算定される。
δ0=0.113+14.0 ≒15.0 (mm) ・・（５４）
以上、本実施形態に係るＬＮＧ地下タンク１０のせん断伝達構造１によれば、連壁構築工程Ｓ１と、貯槽本体コンクリート打設工程Ｓ２と、コンクリート養生工程Ｓ３により、貯槽本体３０に作用する浮き上がり荷重等の鉛直方向の荷重を連壁２０に伝達可能な構造を簡単に構築することができる。
【００５１】
また、連壁２０と貯槽本体３０の側壁３２との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有していることにより、例えば、貯槽本体３０に浮き上がり荷重等が作用し、側壁３２が連壁２０に対してせん断方向に移動（つまり鉛直方向に相対移動）する場合、両接合面同士が互いに離間するように移動することになる。そして、両接合面が離間すると、側壁３２、連壁２０及び地盤４０に荷重が作用することになり、これら荷重に対する離間を離間前の状態に戻そうとする反力が生じ、この反力に応じて接合面間の摩擦力（＝せん断伝達耐力）も増加するので、両接合面間でせん断力を確実に伝達することができる。
【００５２】
また、両接合面の凹凸形状は、両接合面同士が鉛直方向に相対移動して両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、接合面が離間することに応じて側壁３２、連壁２０、及び地盤４０に夫々作用する荷重と、両接合面間の摩擦係数μとに基づいて求められた摩擦力（＝せん断伝達耐力Vcwd）が、側壁３２に作用する鉛直方向の荷重Sよりも大きくなるように形成されていることにより、側壁３２に作用する鉛直方向の荷重に対して側壁３２と連壁２０との接合面が滑ることなく、かかる荷重を貯槽本体３０から連壁２０に確実に伝達させる凹凸形状を、施工上効率良く形成することができる。
【００５３】
なお、本実施形態の貯槽本体３０と連壁２０との両接合面は波型に形成されるとしたが、これに限らず、ノコギリ状、又は略台形状であってもよい。すなわち、両接合面の凹凸形状が、側壁３２が連壁２０に対してせん断方向に微小移動するときに、接合面間が離間するような形状であればよい。
【図面の簡単な説明】
【００５４】
【図１】本実施形態に係るＬＮＧ地下タンクの縦断面図である。
【図２】図１の連壁と貯槽本体の側壁との接合面の拡大断面図である。
【図３】ＬＮＧ地下タンク１０の構築手順を示す工程図である。
【図４】ＬＮＧ地下タンク１０に最大の浮き上がり力が作用するときに、側壁３２と連壁２０との間に作用する鉛直方向の荷重を求めるための説明図である。
【図５】ＬＮＧ地下タンク１０の具体的な寸法を示す断面図である。
【図６】ＬＮＧ地下タンク１０の側壁及び連壁を２重円環として表したＬＮＧ地下タンクモデルの横断面図である。
【図７】ＬＮＧからの冷熱による側壁及び連壁の変位を示すグラフである。
【図８】水圧及び揚圧力による側壁の変位を示すグラフである。
【図９】水圧による連壁の変位を示すグラフである。
【図１０】側壁及び連壁について、これら温度、水圧及び揚圧力による合計変位量を示したグラフである。
【図１１】図１０の側壁と連壁との変位差を示すグラフである。
【符号の説明】
【００５５】
１０ ＬＮＧ地下タンク
２０ 地中連続壁（連壁）
３０ 貯槽本体
３２ 側壁
３３ 一般部
３４ 側壁下端ハンチ部
３５ 目荒らし
３６ 底版
３７ 付帯部材
３８ コンクリート
４０ 地盤
Ｓ１ 連壁構築工程
Ｓ２ 貯槽本体コンクリート打設工程
Ｓ３ コンクリート養生工程
【技術分野】
【０００１】
本発明は、地中壁と、地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造、それを備えるコンクリート構造物、そのせん断伝達構造の構築方法、及びそのせん断伝達構造の設計方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来より、ＬＮＧ地下タンクの底面に作用する土圧や水圧等によるタンクの浮き上がりを防止するために、ＬＮＧ地下タンクの外周に構築される地中壁とタンクの側壁との接合面間に接合鉄筋を設けたり、例えば特許文献１又は２に記載されるようなせん断力を伝達させる構造を構築することにより、タンクの浮き上がり荷重を地中壁に伝達させて、地中壁の自重及び引き抜き抵抗により抵抗させる技術が提案されている。
【０００３】
具体的には、特許文献１には、地下連続壁の頂部に内側方向に突出するような突出部と、地下タンクの側壁に当該突出部と係合するような段差部とを設けたせん断伝達構造が開示されている。また、特許文献２には、地下タンクの外周を形成する地下連続壁が深度方向に向けて広がる形状を有するせん断伝達構造が開示されている。
【特許文献１】特開２００３−４１６０８号公報
【特許文献２】特開平７−２２９３２１号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、接合鉄筋を設ける場合には、鉄筋の材料コストが増大するだけでなく、地中壁やコンクリート構造物の施工時にコンクリートの充填が不十分になるおそれがある。また施工に手間がかかる。
【０００５】
また、特許文献１及び２に開示されるせん断伝達構造は構造が複雑であるため、やはり、施工に手間がかかるうえ、施工にあたって高度な技術が要求されるという問題もある。
【０００６】
本発明は、上記の点に鑑みてなされたものであり、簡易な構成で、地中壁と、地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間にせん断力を伝達できるようにすることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
上記の目的を達成するため、本発明は、地中壁と、前記地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造であって、
前記コンクリート構造物と前記地中壁との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有することを特徴とする（第１の発明）。
【０００８】
本発明のせん断伝達構造によれば、接合鉄筋や特許文献１及び２に記載されるせん断伝達構造のように施工に手間や高度な技術を必要とすることなく簡易に構築でき、コンクリート構造物に作用する浮き上がり荷重等の鉛直方向の荷重を地中壁に伝達することができる。
【０００９】
第２の発明は、第１の発明において、前記両接合面の凹凸形状は、前記コンクリート構造物が前記地中壁に対して鉛直方向に相対移動すると、前記両接合面間が離間するような形状であることを特徴とする。
【００１０】
本発明のせん断伝達構造によれば、例えば、コンクリート構造物に鉛直方向の荷重が作用して微小移動した場合に、コンクリート構造物と地中壁との両接合面が離間するので、この離間にともなって、両接合面間に離間を離間前の状態に戻そうとする反力が生じ、この反力に応じて接合面間の摩擦力（＝せん断伝達耐力）も増加するので、両接合面間で鉛直方向の荷重を効果に伝達することができる。
【００１１】
第３の発明は、第２発明において、前記凹凸形状は、波状、ノコギリ状、又は略台形状であることを特徴とする。
【００１２】
第４の発明は、第２又は３の発明において、前記両接合面の凹凸形状は、前記両接合面同士が鉛直方向に相対移動して前記両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、前記接合面が離間することに応じて前記コンクリート構造物及び前記地中壁に作用する荷重と、前記両接合面間の摩擦係数とに基づいて求められた摩擦力が、前記コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重よりも大きくなるように形成されていることを特徴とする。
【００１３】
本発明のせん断伝達構造によれば、コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重に対してコンクリート構造物と地中壁との接合面が滑ることなく、かかる荷重をコンクリート構造物から地中壁に確実に伝達させる凹凸形状を、施工上効率良く形成することができる。
【００１４】
第５の発明は、表面に凹凸形状を有する地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物であって、前記地中壁と接合する接合面に、前記地中壁の凹凸形状と噛み合うような凹凸形状を有することを特徴とする。
【００１５】
第６の発明は、第５の発明において、ＬＮＧ地下タンクに適用されたことを特徴とする。
【００１６】
第７の発明は、地中壁と、前記地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造の構築方法であって、その表面に凹凸形状を有する地中壁を構築し、前記地中壁の凹凸形状の表面に接触するように、コンクリートを打設し、前記打設したコンクリートを養生することを特徴とする。
【００１７】
第８の発明は、第１〜４の何れかの発明に記載のせん断伝達構造の設計方法であって、前記両接合面の摩擦力を、前記両接合面同士が鉛直方向に相対移動して前記両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、前記接合面が離間することに応じて前記コンクリート構造物及び前記地中壁に作用する荷重と、前記両接合面間の摩擦係数とに基づいて求め、前記両接合面の凹凸形状を、前記摩擦力が、前記コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重よりも大きくなるように設定することを特徴とする。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、簡易な構成で、地中壁と、地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間にせん断力を伝達することが可能となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１９】
以下、本発明の好ましい一実施形態について図面に基づき詳細に説明する。
図１は、本実施形態に係るＬＮＧ地下タンク１０の縦断面図である。
図１に示すように、ＬＮＧ地下タンク１０は、地盤４０中に構築され、仮設の土留めや止水壁の役割をする地中連続壁２０（以下、連壁２０という）と、連壁２０に接合して構築される貯槽本体３０とからなる二重の円筒シェル構造を有している。
【００２０】
図２は、図１の連壁２０と貯槽本体３０の側壁３２との接合面の拡大断面図である。
図２に示すように、連壁２０と貯槽本体３０の側壁３２との間に作用するせん断力（＝つまり鉛直方向に作用する荷重）を伝達するせん断伝達構造１として、連壁２０と貯槽本体３０の側壁３２との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有している。これにより、例えば、貯槽本体３０に浮き上がり荷重等が作用し、側壁３２が連壁２０に対してせん断方向に移動（つまり鉛直方向に相対移動）する場合、両接合面同士が互いに離間するように移動することになる。そして、両接合面が離間すると、側壁３２及び連壁２０は円筒構造を有していることから、側壁３２には縮径するような圧縮方向の軸荷重が作用し、一方、連壁２０には拡径するような引張方向の軸荷重が作用し、また、地盤４０には連壁２０の拡径にともなって連壁２０の接面から押されて圧縮荷重が作用することになり、これら荷重に対する離間を離間前の状態に戻そうとする反力が生じ、この反力に応じて接合面間の摩擦力（＝せん断伝達耐力）も増加して、両接合面間にせん断力が確実に伝達されるようになっている。
このようなせん断伝達構造１を有するＬＮＧ地下タンク１０は、次のようにして構築する。
【００２１】
図３は、せん断伝達構造１を有するＬＮＧ地下タンク１０の構築手順を示す工程図である。
図３に示すように、ＬＮＧ地下タンク１０の構築手順は、目荒らし３５が形成された連壁２０を構築する連壁構築工程Ｓ１と、貯槽本体３０の側壁３２が連壁２０の目荒らし３５の表面に接合するように、貯槽本体３０のコンクリート３８を打設する貯槽本体コンクリート打設工程Ｓ２と、打設したコンクリート３８を養生するコンクリート養生工程Ｓ３とを備える。
【００２２】
連壁構築工程Ｓ１では、先ず地盤４０に連壁２０を構築する。連壁２０の構築は、一般的な公知の施工方法を用いて行うことができる。そして連壁２０が充分に養生されて硬化した後に、連壁２０の内側（貯槽本体３０が構築される側）の表面に、目荒らし３５を形成するべくチッピング加工を施す。チッピング加工は、例えば、建機に削岩用のアタッチメントとしてシー・エイ・イー株式会社から販売されるスパイキーハンマー等を用いることにより簡単に施工することができる。ここで、チッピング加工を行うにあたり、目荒らし３５の凹凸が所定の高低差となるように形成する。なお、この凹凸の高低差の詳細な設計については後述する。
【００２３】
貯槽本体コンクリート打設工程Ｓ２では、連壁構築工程Ｓ１で構築された連壁２０表面の目荒らし３５に接するように、貯槽本体３０の側壁３２となるコンクリート３８を打設する。
【００２４】
コンクリート養生工程Ｓ３では、貯槽本体コンクリート打設工程Ｓ２で打設された、貯槽本体３０の側壁３２を構成するコンクリート３８を充分に養生して硬化させる。
【００２５】
これら工程Ｓ１〜Ｓ３を行うことにより、目荒らし３５が形成された連壁２０が型枠となって、貯槽本体３０の側壁３２のコンクリート３８が打設及び養生され、連壁２０と側壁３２との両接合面に互いに噛み合うような波状の凹凸が構築されることになる。
【００２６】
ただし、実際には、連壁２０と側壁３２との間に浸入する地下水の水圧等によって、連壁２０と側壁３２との間にせん断力が作用しなくても、連壁２０と側壁３２との間に隙間が生じる。これについては、後述の凹凸の高低差の設計と合わせて具体的に説明する。
【００２７】
次に、貯槽本体３０に作用する浮き上がり力について具体的数値を用いて説明する。
図４は、ＬＮＧ地下タンク１０に最大の浮き上がり力が作用するときに、側壁３２と連壁２０との間に作用する鉛直方向の荷重（以下、作用荷重Wという）を求めるための説明図であり、図５は、ＬＮＧ地下タンク１０の具体的な寸法を示す断面図である。なお、ＬＮＧ地下タンク１０内にはＬＮＧが貯留されてないときを想定している。
【００２８】
作用荷重Wは、図４に示す貯槽本体重量Wtu、揚圧力WU、及び地震時の増加荷重Weを用いて次式（１）により求められる。
W=-Wtu+WU+We ・・（１）
貯槽本体重量Wtuは、例えば、次式（２）のように側壁３２の側壁重量Wt1と、底版３６の底版重量Wt2と、その他屋根部分等の付帯重量Wt3との和から求められる。
Wtu=Wt1+Wt2+Wt3 ・・（２）
さらに、側壁重量Wt1は、次式（３）のように、側壁３２の厚みが一定な一般部３３の重量Ws1と、側壁３２の下部の厚みが下方に移行するにつれて内側に肉厚になる側壁下端ハンチ部３４の重量Ws2との和により求められる。
Wt1=Ws1+Ws2 ・・（３）
例えば、図５に示すような貯槽本体３０の寸法の場合には、コンクリートの単位体積重量を24.0kN/m3とすると、一般部３３の重量Ws1は、
Ws1=(38.4142-36.0142)×π×(15.800+25.158)×24.0+π×1.20
×{38.4142-(36.0142+36.014×37.214+37.2142)/3}×24.0
=563.84×103kN ・・（４）
となり、側壁下端ハンチ部３４の重量Ws2は、
Ws2=π×3.00×{36.0142-(33.0142+33.014×36.014+36.0142)/3}×24.0
=23.76×103kN ・・（５）
となるので、側壁重量Wt1は、
Wt1=563.84×103＋23.76×103＝587.60×103kN ・・（６）
となる。
【００２９】
また、底版重量Wt2は、
Wt2=38.4142×π×6.4×24.0=712.07×103kN ・・（７）
となる。
【００３０】
また、付帯重量Wt3は、仮設鋼製屋根、吊デッキ、リングプレート、バレル・ノズル、ステージ、内部足場、メンブレン、保冷パネル等の付帯部材３７による重量であり、図５に示すＬＮＧ地下タンク１０の場合には1698ton程度になるので、重力加速度を乗じて、
Wt3=1698ton×9.80665＝16.65×103kN ・・（８）
となる。
したがって、WtuはこれらWt1，Wt2，Wt3の和により、
Wtu=587.60×103＋712.07×103＋16.65×103＝1316.32×103kN ・・（９）
となる。
【００３１】
揚圧力WUとしては、例えば、地盤４０中の地下水の高水位時（地下水位DL＋3.300ｍ）に底版３６下に作用する浮力を求める。揚圧力WUは次式（１０）で求められ、
WU=ρw×g×π×r2×h ・・（１０）
具体的に図５の寸法を代入すると
WU =1.00×9.80665×π×38.4142×(3.3+31.558)＝1584.72×103kN
となる。ここで、ρwは水の密度、gは重力加速度、rはタンク中心から側壁３２の外側面までの距離、hは地下水位から底版３６下端までの深さである。
【００３２】
地震時の増加荷重Weは、地震時に鉛直上向方向に作用する慣性力であり、次式（１１）のように、ＬＮＧ地下タンク１０の各部分（側壁３２、底版３６、付帯部材３７）により設定される鉛直方向の設計震度（KV1〜3）について、各部分の重量（側壁重量Wt1、底版重量Wt2、付帯重量Wt3）との積を足し合わせることにより求められ、
We=KV1×Wt1+KV2×Wt2+KV3×Wt3 ・・（１１）
具体的に図５に示すＬＮＧ地下タンク１０の場合では、
We=0.119×587.60×103＋0.082×712.07×103＋0.150×16.65×103=130.81×103 kN
となる。
【００３３】
以上により、作用荷重Wは上向きを正として、式（１）により以下のように算定される。
W=-Wtu+WU+We ・・（１）
=−1316.32×103＋1584.72×103＋130.81×103=399.21×103 kN
したがって、設計せん断力Wdは、荷重係数を1.1として考慮すると、
Wd=1.1×W=439.13×103kN ・・（１２）
となる。
このようにして求められた設計せん断力Wdに対抗する、連壁２０と側壁３２との両接合面の摩擦力（＝せん断伝達耐力）は以下のようにして求められる。
【００３４】
図２に示すように、貯槽本体３０に浮き上がり荷重Sが作用し、側壁３２が連壁２０に対してせん断方向（つまり鉛直方向に相対移動）に移動するのに伴って、両接合面同士が互いに離間する距離（以下、離れ量という）をδとする。そして、この離れ量δに応じて側壁３２、連壁２０、及び地盤４０に生じる圧縮力をσndとすると、せん断伝達耐力Vcwdは、次式（１３）に示すように、圧縮力σndに対する反力-σndに摩擦係数μを乗じたものとして求められる。
Vcwd=μ×（-σnd） ・・（１３）
図６は、ＬＮＧ地下タンク１０の側壁３２及び連壁２０を２重円環として表したＬＮＧ地下タンクモデルの横断面図である。
【００３５】
図６に示すように、Ｒは２重円環の中心から側壁３２と連壁２０との境界までの半径、PWは境界から側壁３２側に作用する内圧、PSは境界から連壁２０側に作用する外圧、Ec,wは側壁３２のヤング率、Ec,wは連壁２０のヤング率、twは側壁厚、tsは連壁厚を示している。また、連壁２０が構築される地盤４０をバネとして仮定し、kgバネ係数である。
【００３６】
ここで、側壁３２と連壁２０との離れ量δは、次式（１４）のように、側壁３２の貯槽本体３０内側への変位量δwと、連壁２０の外側への変位量δsとの和として求められる。
δ=δw＋δs ・・（１４）
ここで円環がδwだけ内側へ変位するとき側壁３２に内圧PWが作用する。このとき側壁３２の円周方向に作用する軸力Nθ,wは、次式（１５）のように表される。
Nθ,w=PW・RW・・（１５）
なお、Rwは側壁３２の半径である。
【００３７】
ここで、Nθ,wは、側壁円周方向歪εθ,wを用いて次式（１６）のようにも表され、
Nθ,w=εθ,w×Eｃ,w×tw ・・（１６）
側壁円周方向歪εθ,wは、次式（１７）のように表されるので、
式（１５）及び式（１６）は、次式（１８）のように整理される。
一方、円環がδsだけ外側へ変位するためには、連壁２０には、外圧PSから地盤４０からの反力kgδsを差引いた力（PS-kgδs）が作用するので、式（１５）〜（１８）と同様に、連壁円周方向に作用する軸力Nθ,sは、次式（１９）のように表される。
ここで、PwとPsとは作用・反作用の関係にあるのでPw=Psであり、またRw≒Rs=Rとすると、式（１８）と式（１９）は次式（２０）のように整理される。
また、式（２０）からPw・Rを消去して整理すると、δwは次式（２１）のように表される。
ここで、具体的に図５のＬＮＧ地下タンク１０のケースをあてはめ、DL-12.772m以浅又は以深によってヤング率がE1c,w又はE2c,wに変化すると仮定すると、これらの深度域に対応する側壁３２の内側への変位量δw1又はδw2は、次式（２２）及び（２３）のように計算される。
ただし、上記計算には、E1c,w＝28kN/mm2(DL-12.772m以浅)、E2c,w＝31kN/mm2(DL-12.772m以深)、tw＝2400mm、Ec,s＝33kN/mm2、ts＝1000mm、Kg =0.0050N/mm2、R=38414mmを用いた。
【００３８】
また、式（２０）により、深度による境界から側壁３２側に作用する内圧Pw1及びPw2は、次式（２４）及び（２５）のように求められる。
したがって、式（２２）及び式（２３）を式（２４）及び式（２５）に代入することにより、内圧Pw1及びPw2、外圧Ps1及びPs2は、次式（２６）及び（２７）のように整理される。
Pw1=Ps1=0.045×0.375δ=0.017δ (DL-12.772以浅) ・・（２６）
Pw2=Ps2=0.050×0.352δ=0.018δ (DL-12.772以深) ・・（２７）
一方、図３で説明したように、ＬＮＧ地下タンク１０構築後に、側壁３２と連壁２０との間にせん断力が作用しない場合でも、連壁２０と側壁３２との間には隙間が生じる。これは、貯槽本体３０内のＬＮＧからの冷熱によって側壁３２及び連壁２０が収縮したり、貯槽本体３０及び連壁２０に地下水圧の作用したりすることによる。
【００３９】
図７は、ＬＮＧからの冷熱による側壁３２及び連壁２０の変位を示すグラフである。
図７に示す側壁３２の変位は、躯体の構造解析から得られる温度荷重により求めている。また、連壁２０の変位は、躯体の温度解析により得られた連壁２０の平均温度T=-12.29℃、地盤４０の初期温度To=16.6℃、コンクリートの線膨張係数α=1.0×10-5、連壁２０の半径R=38414mmとして、次式（２８）により変位δを算定している。
δ＝R×α×(T−T0)＝38414×1.0×10-5×(−12.29−16.6)＝−11.1mm ・・（２８）
図８は、水圧及び揚圧力による側壁３２の変位を示すグラフである。
図８に示す側壁３２の変位は、躯体の構造解析から得られる水圧及び揚圧力により求めている。
【００４０】
図９は、水圧による連壁２０の変位を示すグラフである。
図９に示すように連壁２０は、側壁３２と連壁２０との間に浸入する水の圧力により外側に変位する。これは、式（２２）及び（２３）と、式（２６）及び（２７）とにより、次式（２９）及び（３０）のように、深度による境界から連壁２０側に作用する外圧Ps1及びPs2による連壁２０の変位δｓ１及びδｓ２が求められる。
δs1＝(1−0.375)δ＝0.625δ＝0.625/0.017×Ps1（DL−12.772以浅） ・・（２９）
δs2＝(1−0.352)δ＝0.648δ＝0.648/0.018×Ps2（DL−12.772以深） ・・（３０）
そして、図１０は、側壁３２及び連壁２０について、これら温度、水圧及び揚圧力による合計変位量を示したグラフであり、図１１は、図１０の側壁３２と連壁２０との変位差を示すグラフである。
図１０及び図１１に示すように、側壁３２と連壁２０との変位の差、すなわち隙間（2〜14mm）は下方に推移するほど大きくなり、その平均は10.8mmである。
【００４１】
すなわち、以上のような隙間が生じる場合、連壁２０の表面にチッピング加工により目高低差15mmの目荒らし３５を形成しても、当初側壁３２と連壁２０との噛み合わせが15mmであったものが、平均4.2mm（=15mm-10.8mm）程度になる。
【００４２】
そこで、噛み合わせが4.2mmである場合におけるせん断伝達耐力を求める。すなわち、側壁３２と連壁２０との両接合面同士が、鉛直方向に相対移動して両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、接合面間の離間が4.2mmになったとき（＝噛み合わせがゼロとなったとき）の両接面間に生じる摩擦力を求める。
【００４３】
噛み合わせが4.2mmである場合、側壁３２と連壁２０とが、両接合面に形成された凹凸を乗り越えるために必要な内圧Pw及び外圧Psは、δ＝4.2mmを式（２６）及び式（２７）に代入することにより、
Pw1＝Ps1＝0.0714 N/mm2 ・・（３１）
Pw2＝Ps2＝0.0756 N/mm2 ・・（３２）
となる。
【００４４】
ただし、「コンクリート標準示方書 6.3.7設計せん断伝達力」に準拠して、σndが圧縮の場合、安全側になることを考慮したσnd=-σnd/2を用いることとする。したがって、次式（３３）及び（３４）の圧縮力を、せん断面に垂直に作用する平均応力度として、せん断伝達耐力Vcwdの式中で取り扱うとする。
―σnd1＝Pw1/2＝Ps1/2＝0.0357N/mm2 ・・（３３）
―σnd1＝Pw2/2＝Ps2/2＝0.0378N/mm2 ・・（３４）
せん断伝達耐力Vcwdの基本式は次式（３５）のように表される。
Vcwd＝｜(τc＋p・τs・sin2θ−α・p・fyd ・sinθ・cosθ)・Ac＋Vk｜／γb ・・（３５）
ただし、本実施形態では、側壁３２と連壁２０との間のせん断面に鉄筋がないこと、及びせん断キーがないことより、式（３５）は、次式（３６）のように整理される。
Vcwd＝τc・Ac／γb、ただし、τc＝μ・f’cdb(−σnd)1−b ・・（３６）
ここで、μは固体接触に関する平均摩擦係数、Acはせん断面の面積、γbは部材係数、bは面形状を表す係数である。
【００４５】
具体的に上記式（３６）に図５に示すＬＮＧ地下タンク１０の具体的寸法を以下のように代入すると、
h1：側壁高さ（DL+4.000〜−12.772m）：16.772m ・・（３７）
h2：側壁高さ（DL−12.772〜−28.358m）：15.586m ・・（３８）
Ac1＝2×R×π×h1=2×38.414×π×16.772=4048m2 ・・（３９）
Ac2＝2×R×π×h2=2×38.414×π×15.586=3761m2 ・・（４０）
γb＝1.3 ・・（４１）
f’cd＝f’ck/γc＝30/1.3＝23.1N/mm2（DL−12.772m以浅） ・・（４２）
f’cd＝f’ck/γc＝40/1.3＝30.8N/mm2（DL−12.772m以深） ・・（４３）
σnd：せん断面に垂直に作用する平均応力度 ・・（４４）
せん断伝達力Vcwdは、
Vcwd1＝τc・Ac1/γb＝0.45×(23.1)1/2×(0.0357)1/2×4048×106/1.3≒1,272,000kN ・・（４５）
Vcwd2＝τc・Ac2/γb＝0.45×(30.8)1/2×(0.0378)1/2×3761×106/1.3≒1,405,000kN ・・（４６）
により、
Vcwd＝Vcwd1＋Vcwd2＝1272000＋1405000＝2677000kN ・・（４７）
と算定される。
【００４６】
すなわち、このせん断伝達力Vcwd（2677000kN）は、先に式（１２）で求めたＬＮＧ地下タンク１０の貯槽本体３０の側壁３２と連壁２０との間に最もせん断力が大きく作用するときの設計せん断力Wd（439.13×103kN）よりも充分大きい。これにより、当初側壁３２と連壁２０との噛み合わせが15mmであったものが、平均4.2mm（=15mm-10.6mm）程度になった場合においても、側壁３２と連壁２０との接合面が互いにその表面に形成された凹凸を乗り越えることなく、せん断力を伝達することができる。
【００４７】
なお、本実施形態では、上述のように連壁２０の表面に形成する目荒らし３５の高低差を先に設定して、その高低差から連壁２０と側壁３２との間に生じる隙間から両接面間の実質的な噛み合わせ量を求め、そして噛み合わせ量に基づいたせん断伝達力Vcwdを求めることにより、その高低差がせん断力を伝達するのに妥当であるか否かを評価したが、これに限らず、想定される設計せん断力Wdに基づいて、それに必要なせん断伝達力Vcwdを計算し、そのせん断伝達力Vcwdに基づいた噛み合わせ量を設定するとともに、連壁２０と側壁３２との間に生じる隙間を勘案することにより目荒らし３５の高低差を求めてもよい。
【００４８】
具体的には、式（２６）及び（２７）までの内圧PW1及びPW2、外圧Ps1及びPs2を求めるところまでは、上述のとおりである。
【００４９】
ここで目荒らし３５の高低差を求めるにあたっては、「コンクリート標準示方書 6.3.7設計せん断伝達耐力」により、σndが圧縮の場合、安全側となることを考慮してσnd=-σnd/2を用いる事として、式（２６）及び（２７）を次式（４８）及び（４９）のように変換する。
−σnd1=−0.0085δ N/mm2 ・・（４８）
−σnd2=−0.0090δ N/mm2 ・・（４９）
これらの式を、式（３６）中の−σndとして取り扱うことにより、式（３７）〜（４４）で用いた具体的寸法を代入すると、せん断伝達力Vcwdは、
Vcwd1＝τc・Ac1/γb
＝0.45×(23.1)1/2×(0.0085δ)1/2×4048×106/1.3≒620900×δ1/2kN ・・（５０）
Vcwd2＝τc・Ac2/γb
＝0.45×(30.8)1/2×(0.0090δ)1/2×3761×106/1.3≒685400×δ1/2kN ・・（５１）
により、
Vcwd＝Vcwd1＋Vcwd2
＝620900×δ1/2＋685400×δ1/2＝1306000×δ1/2kN ・・（５２）
と算定される。
【００５０】
そして、先に求めたＬＮＧ地下タンク１０の貯槽本体３０の側壁３２から連壁２０に最もせん断力が大きく作用するときの設計せん断力Wd（439.13×103kN）に基づき、せん断伝達のために必要な噛み合わせ量を、次式（５３）のようにして求める。
1306000×δ1/2 ≧439130
δ≧0.113mm ・・（５３）
なお、側壁３２と連壁２０の間の離れ量は、上述したように、その接合面の下方に移行するほど大きくなり、2mm〜14mmとなる。したがって、構築時に形成する側壁３２と連壁２０との接合面の高低差は、最大14mmの離れ量が生じることを想定して次式（５４）のように算定される。
δ0=0.113+14.0 ≒15.0 (mm) ・・（５４）
以上、本実施形態に係るＬＮＧ地下タンク１０のせん断伝達構造１によれば、連壁構築工程Ｓ１と、貯槽本体コンクリート打設工程Ｓ２と、コンクリート養生工程Ｓ３により、貯槽本体３０に作用する浮き上がり荷重等の鉛直方向の荷重を連壁２０に伝達可能な構造を簡単に構築することができる。
【００５１】
また、連壁２０と貯槽本体３０の側壁３２との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有していることにより、例えば、貯槽本体３０に浮き上がり荷重等が作用し、側壁３２が連壁２０に対してせん断方向に移動（つまり鉛直方向に相対移動）する場合、両接合面同士が互いに離間するように移動することになる。そして、両接合面が離間すると、側壁３２、連壁２０及び地盤４０に荷重が作用することになり、これら荷重に対する離間を離間前の状態に戻そうとする反力が生じ、この反力に応じて接合面間の摩擦力（＝せん断伝達耐力）も増加するので、両接合面間でせん断力を確実に伝達することができる。
【００５２】
また、両接合面の凹凸形状は、両接合面同士が鉛直方向に相対移動して両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、接合面が離間することに応じて側壁３２、連壁２０、及び地盤４０に夫々作用する荷重と、両接合面間の摩擦係数μとに基づいて求められた摩擦力（＝せん断伝達耐力Vcwd）が、側壁３２に作用する鉛直方向の荷重Sよりも大きくなるように形成されていることにより、側壁３２に作用する鉛直方向の荷重に対して側壁３２と連壁２０との接合面が滑ることなく、かかる荷重を貯槽本体３０から連壁２０に確実に伝達させる凹凸形状を、施工上効率良く形成することができる。
【００５３】
なお、本実施形態の貯槽本体３０と連壁２０との両接合面は波型に形成されるとしたが、これに限らず、ノコギリ状、又は略台形状であってもよい。すなわち、両接合面の凹凸形状が、側壁３２が連壁２０に対してせん断方向に微小移動するときに、接合面間が離間するような形状であればよい。
【図面の簡単な説明】
【００５４】
【図１】本実施形態に係るＬＮＧ地下タンクの縦断面図である。
【図２】図１の連壁と貯槽本体の側壁との接合面の拡大断面図である。
【図３】ＬＮＧ地下タンク１０の構築手順を示す工程図である。
【図４】ＬＮＧ地下タンク１０に最大の浮き上がり力が作用するときに、側壁３２と連壁２０との間に作用する鉛直方向の荷重を求めるための説明図である。
【図５】ＬＮＧ地下タンク１０の具体的な寸法を示す断面図である。
【図６】ＬＮＧ地下タンク１０の側壁及び連壁を２重円環として表したＬＮＧ地下タンクモデルの横断面図である。
【図７】ＬＮＧからの冷熱による側壁及び連壁の変位を示すグラフである。
【図８】水圧及び揚圧力による側壁の変位を示すグラフである。
【図９】水圧による連壁の変位を示すグラフである。
【図１０】側壁及び連壁について、これら温度、水圧及び揚圧力による合計変位量を示したグラフである。
【図１１】図１０の側壁と連壁との変位差を示すグラフである。
【符号の説明】
【００５５】
１０ ＬＮＧ地下タンク
２０ 地中連続壁（連壁）
３０ 貯槽本体
３２ 側壁
３３ 一般部
３４ 側壁下端ハンチ部
３５ 目荒らし
３６ 底版
３７ 付帯部材
３８ コンクリート
４０ 地盤
Ｓ１ 連壁構築工程
Ｓ２ 貯槽本体コンクリート打設工程
Ｓ３ コンクリート養生工程
【特許請求の範囲】
【請求項１】
地中壁と、前記地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造であって、
前記コンクリート構造物と前記地中壁との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有することを特徴とするせん断伝達構造。
【請求項２】
前記両接合面の凹凸形状は、前記コンクリート構造物が前記地中壁に対して鉛直方向に相対移動すると、前記両接合面間が離間するような形状であることを特徴とする請求項１に記載のせん断伝達構造。
【請求項３】
前記凹凸形状は、波状、ノコギリ状、又は略台形状であることを特徴とする請求項２に記載のせん断伝達構造。
【請求項４】
前記両接合面の凹凸形状は、前記両接合面同士が鉛直方向に相対移動して前記両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、前記接合面が離間することに応じて前記コンクリート構造物及び前記地中壁に作用する荷重と、前記両接合面間の摩擦係数とに基づいて求められた摩擦力が、前記コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重よりも大きくなるように形成されていることを特徴とする請求項２又は３に記載のせん断伝達構造。
【請求項５】
表面に凹凸形状を有する地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物であって、
前記地中壁と接合する接合面に、前記地中壁の凹凸形状と噛み合うような凹凸形状を有することを特徴とするコンクリート構造物。
【請求項６】
ＬＮＧ地下タンクに適用されたことを特徴とする請求項５に記載のコンクリート構造物。
【請求項７】
地中壁と、前記地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造の構築方法であって、
その表面に凹凸形状を有する地中壁を構築し、
前記地中壁の凹凸形状の表面に接触するように、コンクリートを打設し、
前記打設したコンクリートを養生することを特徴とする地中壁とコンクリート構造物とのせん断伝達構造の構築方法。
【請求項８】
請求項１〜４の何れかに記載のせん断伝達構造の設計方法であって、
前記両接合面の摩擦力を、前記両接合面同士が鉛直方向に相対移動して前記両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、前記接合面が離間することに応じて前記コンクリート構造物及び前記地中壁に作用する荷重と、前記両接合面間の摩擦係数とに基づいて求め、
前記両接合面の凹凸形状を、前記摩擦力が、前記コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重よりも大きくなるように設定することを特徴とするせん断伝達構造の設計方法。
【請求項１】
地中壁と、前記地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造であって、
前記コンクリート構造物と前記地中壁との両接合面が、互いに噛み合うような凹凸形状を有することを特徴とするせん断伝達構造。
【請求項２】
前記両接合面の凹凸形状は、前記コンクリート構造物が前記地中壁に対して鉛直方向に相対移動すると、前記両接合面間が離間するような形状であることを特徴とする請求項１に記載のせん断伝達構造。
【請求項３】
前記凹凸形状は、波状、ノコギリ状、又は略台形状であることを特徴とする請求項２に記載のせん断伝達構造。
【請求項４】
前記両接合面の凹凸形状は、前記両接合面同士が鉛直方向に相対移動して前記両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、前記接合面が離間することに応じて前記コンクリート構造物及び前記地中壁に作用する荷重と、前記両接合面間の摩擦係数とに基づいて求められた摩擦力が、前記コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重よりも大きくなるように形成されていることを特徴とする請求項２又は３に記載のせん断伝達構造。
【請求項５】
表面に凹凸形状を有する地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物であって、
前記地中壁と接合する接合面に、前記地中壁の凹凸形状と噛み合うような凹凸形状を有することを特徴とするコンクリート構造物。
【請求項６】
ＬＮＧ地下タンクに適用されたことを特徴とする請求項５に記載のコンクリート構造物。
【請求項７】
地中壁と、前記地中壁と接合して構築されるコンクリート構造物との間に作用するせん断力を伝達するせん断伝達構造の構築方法であって、
その表面に凹凸形状を有する地中壁を構築し、
前記地中壁の凹凸形状の表面に接触するように、コンクリートを打設し、
前記打設したコンクリートを養生することを特徴とする地中壁とコンクリート構造物とのせん断伝達構造の構築方法。
【請求項８】
請求項１〜４の何れかに記載のせん断伝達構造の設計方法であって、
前記両接合面の摩擦力を、前記両接合面同士が鉛直方向に相対移動して前記両接合面の一方の凸部の頂部が他方の凸部の頂部に乗り上げることにより、前記接合面が離間することに応じて前記コンクリート構造物及び前記地中壁に作用する荷重と、前記両接合面間の摩擦係数とに基づいて求め、
前記両接合面の凹凸形状を、前記摩擦力が、前記コンクリート構造物に作用する鉛直方向の荷重よりも大きくなるように設定することを特徴とするせん断伝達構造の設計方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【公開番号】特開２００９−１６１９５１（Ｐ２００９−１６１９５１Ａ）
【公開日】平成２１年７月２３日（２００９．７．２３）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００７−３４１０４４（Ｐ２００７−３４１０４４）
【出願日】平成１９年１２月２８日（２００７．１２．２８）
【出願人】（００００００５４９）株式会社大林組 (1,758)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２１年７月２３日（２００９．７．２３）
【国際特許分類】
【出願日】平成１９年１２月２８日（２００７．１２．２８）
【出願人】（００００００５４９）株式会社大林組 (1,758)
【Ｆターム（参考）】
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