ごみ焼却施設における煙突の耐風設計

NKK 技報 No.174 (2001.8)
ごみ焼却施設における煙突の耐風設計
Design Method for Wind Load of RC Stacks in Incineration Plant
岡本 紀明
シビルエンジニアリング部 土木建築設計室
飯田 泰彦
吉田 勝利
シビルエンジニアリング部 土木建築設計室 主査
Noriaki Okamoto, Yasuhiko Iida
and Katsutoshi Yoshida
シビルエンジニアリング部 土木建築設計室 統括スタッフ
近年,ごみ焼却施設の煙突において,高強度コンク
リートの採用などによる軽量化のため,外筒断面の
決定要因は,地震荷重から共振時風荷重に移行する
傾向にある。一方,2000 年 6 月の建築基準法改正に
よる仕様規定から性能規定への流れの中で,煙突の
合理的設計として,共振時風荷重を適切に把握する
ことがより重要となってきた。本稿では,典型的な
平面形状を持つ煙突の風洞実験結果から,共振時の
風力および風応答特性を明らかにするとともに,共
振時風荷重と地震荷重との比較検討を行う。
In recent years, the wall thickness of RC stack in incineration plants has reduced considerably, mainly because of the
adoption of high-strength concrete. As a result, across-wind
load became a dominant design factor of RC stack, instead
of seismic load. On the other hand, performance-based design was specified in the revised Building Standard Law of
Japan enforced in June 2000, which tends to allow for various design methods inclusive of loading. In this context,
exact evaluation of resonant wind load has become more
and more important. This paper describes the result of wind
tunnel tests for stacks of typical shapes, clarifies dynamic
response characteristics of stack in across-wind direction,
and finally compares the derived wind load with seismic
load.
し,地震荷重との比較検討を行う。
1. はじめに
ごみ焼却施設の煙突は,有害物を除去した燃焼ガスを外
2. ごみ焼却施設の煙突
部へ排出するダクト機能を有する鋼製内筒と,暴風時や地
実験対象煙突の構造諸元を Table 1 に示す。典型的な平
震時に内筒を支持する機能を有する鉄筋コンクリート製
面形状である正方形,円形,正三角形の3種類を選択した。
(以下,RC と略記する)外筒から構成される。昭和 50 年代
平面の大きさは,2 本の内筒と点検用階段を包含し,高さ
にそれまで主流だった鉄塔煙突は,周辺環境と調和する円
は,比較的よく見られる 60m 級と,アスペクト比の違いを
形,正方形,三角形などの平面形状を持つデザイン重視の
考察するために80m級を選択した。60m級の煙突の概要と
RC 外筒に移り変わった。煙突の耐風設計の考え方は,各
諸元を Fig.1 に示す。
規準
1),2)
に示されているが,特に,共振時における風直角方
向の渦励振および空力不安定振動の応答性状は,平面形
3. 動的風力実験
状,剛性,質量および減衰などの構造特性,さらに風の特
3.1 実験概要
性に応じて複雑に変化するため,風洞実験などでの予測を
実験は,東京工芸大学所有のエッフェル型境界層風洞で
必要とする。
行った。風洞の測定部断面は 90cm × 90cm,測定胴長さは
一方,近年では,高強度コンクリートの採用による軽量
12.4m である。実験模型の縮尺は,Table 1 に示す 6 種類に
化などのため,RC 外筒断面の決定要因が地震荷重から共
振時風荷重に移行する傾向にある。2000 年6 月の建築基準
Table 1 Typical properties of RC stacks
法改正による性能設計への流れの中で,煙突の合理的設計
として,共振時風荷重を適切に把握することがより重要と
Configration
なってきた。
本報では,ごみ焼却施設の RC 煙突における典型的な平
D
面形状において,風力および応答の風洞実験を行い,動的
風力特性と風応答特性を明らかにした。また,実設計に利
用できるように,建築物荷重指針 で規定されている荷重
―59―
Width
D(m)
Ratio of aspect
H/D
1st frequency
f0(Hz)
1st generalized mass
M( × 103kg)
60
5.0
12.0
1.00
195
80
5.4
14.8
0.63
293
60
5.0
12.0
0.84
157
80
5.4
14.8
0.53
231
60
8.0
7.5
1.14
219
80
8.6
9.3
0.70
337
D
3)
算定法に準拠した設計用風力係数から共振時風荷重を算出
Height
H(m)
D
ごみ焼却施設における煙突の耐風設計
1500
1500
Outer casing
Outer casing
Outer casing
5000
Plan
59000
Plan
Stage for maintenance
Stage for maintenance
Inner cylinder
5000
59000
57500
5000
57500
59000
Inner cylinder
Stage for maintenance
Plan
Stair
Stair
3000
3000
3000
Stair
Elevation
57500
5000
Inner cylinder
8000
1500
NKK 技報 No.174 (2001.8)
Section
Elevation
(a) Square
Section
Elevation
(b) Circle
Section
(c) Triangle
Fig.1 RC stacks in incineration plant (square, circle, triangle Height = 60m)
対して 1/200 とした(60m 煙突は 30cm の模型高さ,80m 煙
波数まで計測できることを考えて,計測可能な風速領域で
突は 40cm の模型高さとなる)。Fig.2 の実験装置を用い,
も比較的低風速の 5m/s 程度(頂部平均風速)とした。た
Fig.3 に定義した実験風向において,正方形断面模型につ
だし,円形断面模型のみは,レイノルズ数の影響を考慮し
いては 0 ∼ 45°まで 5°ピッチで,正三角形断面模型につ
て,4m/s から 12m/s の間で変化させた結果,渦成分を含む
いては 0 ∼ 60°まで 5°ピッチで測定した。
無次元風速まで計測できていることを確認した上で,抗力
実験気流は,平均鉛直分布のべき指数α =0.15(粗度区
などの計測値が収束する高風速側の 12m/s の結果を用い
分Ⅱ相当)の勾配流を用いた。実験のサンプリング周波数
た。なお,円形断面模型の表面はバルサの滑面仕上げであ
は 500Hz,計測時間は rms. 値などの安定する 100sec とし,
り,高レイノルズ数を模擬するような特別な細工はしてい
最大値なども含めて,100sec × 3 回のアンサンブル平均で
ない。
実験結果を整理した。実験風速は,なるべく高い無次元周
Square
y
Ceiling
Pipe
Wind
θ
MT
x
ML
34.5cm
90cm
FD
Wind direction
MD
Triangle
FL
y
Wind
Test model
θ
MT
x
ML
FD
Base
MD
FL
Spring
Picked up board
Picked up point
Displacement
measurement
by laser
a
Oil of silicon
y
Circle
Damping system
ML
MT
x
FD
Concrete foundation
Wind
MD
FL
Fig.2 Testing configuration
Fig.3 Wind forces and directions
―60―
抗力係数 CD
3.2 風力係数の定義
各風力係数は,計測風力から以下のように算出される4)。
抗力係数 NKK 技報 No.174 (2001.8)
CDmax
CDave
CDrms
揚力係数 C L
ごみ焼却施設における煙突の耐風設計
CLmax
C Lrms
CLave
……(1)
風向角 , 度
(a) 抗力係数 CD
揚力係数
風向角 , 度
(b) 揚力係数 CL
Fig.4 Wind force coefficient of square model
(H=30cm)
風方向転倒モーメント係数
CDave
CDrms
……(3)
CLmax
CLave
CLrms
風向角 , 度
(a) 抗力係数 CD
風直角方向転倒モーメント係数
CDmax
揚力係数 CL
抗力係数 CD
……(2)
風向角 , 度
(b) 揚力係数 CL
Fig.5 Wind force coefficient of triangle model
(H =30cm)
……(4)
(3) 円形断面
ねじれモーメント係数
円形断面の風力係数の最大値,標準偏差,平均値,ピー
クファクターを Table 2 に示す。高さ 30cm と 40cm を比較
すると,40cm模型の方が大きめの値を示した。ただし,CMT
……(5)
の値は 30cm の方が大きな値を示した。
ただし,
Table 2 Wind force coefficient of circle model
(H=30cm)
VH : 模型頂部での平均風速 ρ: 空気密度
Height
Max.
Rms.
Ave.
Peak factor
CD
30
40
1.37
1.34
0.16
0.21
0.65
0.70
4.5
3.04
CL
30
40
0.55
0.57
0.12
0.18
-
4.58
3.16
CM D
30
40
0.79
0.75
0.10
0.10
0.38
0.38
4.1
3.7
3.3.1 風力係数
CM L
30
40
0.35
0.34
0.08
0.08
-
4.38
4.25
(1) 正方形断面
CM T
30
40
0.14
0.11
0.03
0.03
-
4.66
3.67
3.3 実験結果
ここでは,高さ 30cm 模型を中心に,その結果を述べる。
各方向のモーメント係数の風向きによる変化については,
抗力係数と揚力係数に同じ傾向を示したことから考察を省
略する。
Fig.4(a)の最大抗力係数CDmax は,風向 0°で最大となり,
風向20°付近まで減少し,その後再び増加に転じる。変動
抗力係数CDrms は,風向による大きな変化は見られない。平
4. 風応答実験
均抗力係数 CDave もあまり大きな変化はないが,風向 45°
4.1 実験概要
で最大となる。Fig.4(b)の最大揚力係数 CLmax は,風向 5°
実験は,風方向,風直角の 2 方向で応答を計測すること
付近で最大値となり,風向45°付近で最小となる。平均揚
とし,目標減衰定数は0.5%,1%,3%の3種類である。Fig.6
力係数 CLave は風向 15°付近で最大となる。
に示すように,風向は 0°を基準とし,正三角形断面につ
(2) 正三角形断面
いては 30°と 60°の風向も実験した。実験模型は Fig.2 と
Fig.5(a)の抗力係数は,最大抗力係数 CDmax,平均抗力係
同様,模型の剛性は板バネで,減衰はシリコンオイルダン
数 CDave ともに風向 20°付近から上昇し始め,風向 60°付
パーで調整した。模型の応答はレーザー変位計で計測し,
近で最大となる。変動抗力係数 C Drms に大きな変化は見ら
模型頂部の変位に換算した。模型の動的特性を Table 3 に
れない。Fig.5(b)の揚力係数は,最大揚力係数 C Lmax,平均
示す。ここでは,一次振動モードが直線で近似できる場合
揚力係数CLave ともに風向30°付近で最も大きな値をとり,
を想定して,ロッキングタイプの応答実験を行った。回転
風向に対して煙突形状が左右対称となる風向 0°,60°付
慣性モーメント比 Im / Ip は,実物の質量分布から換算した
近で小さくなる。
目標回転慣性モーメントIpに対する模型の回転慣性モーメ
ント Im の比であり,ほぼ目標に一致させることができた。
―61―
NKK 技報 No.174 (2001.8)
ごみ焼却施設における煙突の耐風設計
実験風速は,平均風速 0.5m/s から 15.0m/s の間を 0.5m/s
高さ 30cm と 40cm ともに応答は風速のほぼ 2.2 乗に比例し
ごとに変化させた。実験気流,計測時間およびサンプリン
て大きくなる。高さ 40cm の場合は,減衰定数 0.5% の結果
グ周波数は,動的風力実験と同じである。
と 1% の結果にほとんど差が見られなかった。
Wind 0゚
Square
Fig.6 Wind direction for wind response test
H Wind
f0
[cm] Dir.
[Hz]
Square
30
0° 29.75
40
0° 17.75
Circle
30
0° 23.88
40
0° 21.50
0° 29.75
30
30° 27.38
Triangle
60° 29.75
0° 16.75
40
30° 16.75
60° 16.75
Model
2) 風向き 30°の場合(Fig.9)
SC
0.5 %
18.2
19.5
19.8
20.6
19.9
18.9
19.9
20.3
20.3
20.3
無次元風速 U=V / f0 D
Fig.8 Non-dimensional max. across-wind displacement
of triangle model(wind direction 0゚)
Table 3 Test model properties
Damping ratio
ζ[%]
Im / Ip
0.5 % 1 % 3 %
0.51 1.02 3.08 0.99
0.38 1.09 3.04 0.99
0.52 0.95 2.96 0.98
0.48 1.06 3.00 0.99
0.50 1.04 3.21 1.01
0.47 0.97 3.04 0.9
0.47 1.09 3.09 1.01
0.51 1.01 2.87 0.98
0.50 0.96 3.05 0.98
0.49 0.95 2.80 0.98
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
無次元風速 U=V / f0 D
Circle
1%
36.4
39.1
39.7
41.3
39.9
37.8
39.9
40.7
40.7
40.7
高さ 30cm と 40cm ともに,風速を大きくしてもピーク
3%
109.3
117.3
119.0
123.9
119.6
113.3
119.6
122.1
122.1
122.1
は見られず,応答は風速とともに大きくなるが,無次元風
速 U ≒ 8 付近で若干山が見られる。無次元風速 U ≒ 10 付
近以上では,高さ 30cm の場合,応答は風速のほぼ 1.7 乗
に比例して大きくなり,高さ 40cm の場合,応答は風速の
ほぼ 2.0 乗に比例して大きくなる。高さ 40cm の場合,減
衰定数 0.5% の結果と 1% の結果にほとんど差が見られな
かった。
4.2 実験結果
ここでは,風直角方向に着目して,頂部変位の最大値
y peak を代表長さ D(辺長または,直径)で除した無次元最
大変位 Y peak=ypeak /D の無次元風速 U=VH / f0 D(VH:平均風
速,f0:固有振動数)による変化を示す。
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
Triangle
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
Wind 60゚
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
Wind 0゚
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
Wind 0゚
Wind 30゚
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
無次元風速 U=V / f0 D
無次元風速 U=V / f0 D
(1) 正方形断面模型(Fig.7)
高さ 30cm と 40cm ともに,減衰定数 1% と 3% の場合は,
渦発生周波数と模型の固有振動数が一致する無次元風速
Fig.9 Non-dimensional max. across-wind displacement
of triangle model(wind direction 30゚)
U ≒ 12 付近で風直角方向変位が若干増加している。減衰
3) 風向き 60°の場合(Fig.10)
定数 0.5% の場合も同様にあまり明確なピークを示さず,
高さ 30cm の場合,減衰定数 0.5% と 1% では,無次元風
応答はそのまま急激に大きくなり,渦励振からギャロッピ
速 U ≒ 12 付近で明瞭なピークを持ち,大振幅の限定振動
ングに移行していると考えられる。
が現れている。ただし,減衰定数 0.5% の場合は,実験風
(2) 正三角形断面模型
速以上でさらに応答が増加する気配が現れているが,減衰
る。減衰定数0.5%に対する応答低下はこの場合も著しい。
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
無次元風速 U=V / f0 D
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
無次元風速 U=V / f0 D
無次元風速 U=V / f0 D
Fig.7 Non-dimensional max. across-wind displacement
of square model(wind direction 0゚)
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
は見られず,無次元風速U≒6付近で若干山が見られるが,
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
場合,減衰定数 1% と 3% の場合は限定振動型となってい
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
定数1%の場合は応答が著しく低下している。高さ40cmの
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
1) 風向き 0°の場合(Fig.8)
高さ 30cm と 40cm ともに,風速を大きくしてもピーク
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
無次元風速 U=V / f0 D
Fig.10 Non-dimensional max. across-wind displacement
of triangle model(wind direction 60゚)
―62―
基本となる風力係数 ,Cf0
(3)円形断面模型(Fig.11)
高さ 30cm と 40cm ともに,渦発生周波数と模型の固有
振動数が一致する無次元風速 U ≒ 6 ∼ 7 付近で,風直角方
向変位のピークが現れる。無次元風速 U ≒ 10 付近まで,一
度,応答が小さくなった後,再び増加に転じる。
NKK 技報 No.174 (2001.8)
基本となる風力係数 ,Cf 0
ごみ焼却施設における煙突の耐風設計
風向 ,度
無次元風速 U=V / f0 D
基本となる風力係数 ,Cf0
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
基本となる風力係数 ,Cf0
減衰定数
0.5%
1 %
3 %
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
無次元最大変位 Ypeak=ypeak/D
風向 ,度
Fig.12 Fundamental coefficient wind force of square
stacks
無次元風速 U=V / f0 D
Fig.11 Non-dimensional max. across-wind displacement
of circle model
風向 ,度
風向 ,度
Fig.13 Fundamental coefficient wind force of triangle
stacks
5. 設計用等価風力係数
動的風力実験および風応答実験の結果から,文献3)で規
ないとき,風直角方向の設計用風力係数 CLMAX(z)は,動的
定されている荷重算定法に準拠して,設計用風力係数を定
風力天秤による実験値から推定できる。風直角方向風力の
める。
鉛直分布を,べき乗分布で与えられるものとし,式(10)の
5.1 風方向の風力係数
ように仮定する。
文献 3)によれば,風方向風荷重は式(6)で与えられる。
…(6)
この場合の風力係数 Cf は平均抗力係数である。
……(10)
この式から,
……(11a)
…(7)
厳密には,文献 2)では,ある高さ Zb 以下では一定値をと
ることとなっているが,上記を仮定して風力係数の実験値
……(11b)
から Cf0 を推定すると,若干大きめに Cf0 が見積もられ,安
全側となる。以下の関係式から,Cf0 を決めることができる。
……(8a)
つまり,最大揚力係数分布のパラメータは,
……(12a)
……(8b)
……(12b)
つまり,平均風速の鉛直分布べき指数α =0.15 であるか
ら,両者の平均をとって,基本風力係数 Cf0 は式(9)で得ら
と得られる。CLMAX および CMLMAX から C0 およびβを Table 4
れる。
に示す。これは,あくまでも式(10)を仮定した場合の,煙
突が静止しているか,あるいは,応答が小さい場合の便宜
……(9)
的な分布である。Table 4 のように,30cm,40cm で C0,β
Fig.12 および Fig.13 に,それぞれ 30cm,40cm 高さの正
Cf0 = (0.65 CD +1.15CMD) の値にばらつきが出るが,おおむね,C0 の値は,正方形断
方形断面と三角形断面の基本風力係数 Cf0 の風向変化を示
面で 3,正三角形断面で 1.3,円形断面で 0.7 程度となって
した。円形断面の基本風力係数は,0.86(H=30cm),0.89
いる。図にすると,いずれも 3 角形分布に近い結果とな
(H=40cm)と得られた。
る。
5.2 風直角方向の風力係数
5.2.2 共振時等価風力係数の推定
5.2.1 最大風力係数の鉛直分布の推定
文献3)では,煙突などの円筒状構造物の渦励振による等
構造物の振動が,空気力やその分布形状に影響を及ぼさ
価静的風荷重を,式(13)で与えている。
―63―
NKK 技報 No.174 (2001.8)
ごみ焼却施設における煙突の耐風設計
Table 4 C0 and β for Across-wind force coefficient
Shape
Square
Triangle
Circle
H
30cm
40cm
30cm
40cm
30cm
40cm
C0
3.2
2.6
1.5
1.1
0.47
0.87
いては H=30cm とほぼ同様の傾向を示した。ただし,減衰
定数0.5%において,正方形と三角形の共振風速はH=30cm
β
1.0
0.65
0.62
0.23
0.78
0.52
のおよそ 1.1 倍となった。また,減衰定数 1.0% において,
共振風力係数の最大値は,正方形において H=30cm のお
よそ0.9倍,三角形においてH=30cmのおよそ0.8倍となっ
た。
Wr = 0.1 Ur2(z/H)CrA 6. 共振時風荷重と地震荷重との比較
……(13)
つまり,頂部で最大となり,基部で 0 となる 3 角形分布
減衰定数を 1% 5) に,基本風速を 30m/s と 40m/s に仮定
の風荷重を与えている。頂部で応答が大きく,風力が振幅
して,基本風力係数および共振時風力係数から風直角方向
に依存して大きくなるとの仮定である。Ur は 2H/3 高さに
の共振時風荷重を求めた。Fig.17 ∼ 19 に,風方向と共振
おける共振風速であり,A は見付面積である。そこで,設
時における風直角方向の高さ方向曲げモーメント分布を,
計用風荷重を式(13)の形で与えることとし,共振時の煙突
地震時によるものと比較して示す。なお,地震荷重の算出
模型の最大応答 Ymax から,等価な共振時風力係数 Cr を計
は,文献 2)に準拠している。これによれば,共振時の風直
算した6)。H=30cm の結果を,Fig.14 ∼ 16 に示す。本来は,
角方向の曲げモーメントに着目すると,円形断面について
いわゆる共振時の等価な風力係数を算出するためのもので
は,高さ 60m,80m および基本風速 30m/s,40m/s のすべ
あるが,参考のためすべての風速時での値を求めた。渦励
てのケースにおいて,地震荷重を下回るが,三角形断面に
振のピーク風速付近で最大となり,高風速では低い値に収
ついては,高さ 80m で基本風速 40m/s の場合に,地震荷重
斂する。低風速での大きな値は,応答値が小さいための誤
を上回る。正方形断面については,高さ 60m で基本風速が
差によるものである。いずれの場合も,減衰定数の増加と
30m/s の場合をのぞいて,すべて地震荷重を上回る結果と
ともに共振風力係数 Cr は小さくなっている。H=40cm につ
なった。
無次元風速 U=V / f0 D
共振風力係数 ,Cr
共振風力係数 ,Cr
共振風力係数 ,Cr
▽実風速 30 ∼ 40m/s
無次元風速 U=V / f0 D
無次元風速 U=V / f0 D
Damping factor = 0.5%
Damping factor = 1.0%
Damping factor = 3.0%
Fig.14 Resonant wind force coefficient of square stacks(H=30cm, wind direction 0゚)
無次元風速 U=V / f0 D
共振風力係数 ,Cr
共振風力係数 ,Cr
共振風力係数 ,Cr
▽実風速 30 ∼ 40m/s
無次元風速 U=V / f0 D
無次元風速 U=V / f0 D
Damping factor = 0.5%
Damping factor = 1.0%
Damping factor = 3.0%
Fig.15 Resonant wind force coefficient of triangle stacks(H =30cm, wind direction 0゚)
共振風力係数 ,Cr
共振風力係数 ,C r
共振風力係数 ,Cr
▽実風速 30 ∼ 40m/s
無次元風速 U=V / f0 D
無次元風速 U=V / f0 D
Damping factor = 0.5%
Damping factor = 1.0%
Fig.16 Resonant wind force coefficient of circle stacks( H=30cm)
―64―
無次元風速 U=V / f0 D
Damping factor = 3.0%
ごみ焼却施設における煙突の耐風設計
NKK 技報 No.174 (2001.8)
地震荷重
地震荷重
風方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 40m/s, η =1.0%)
Fig.17 Bending moment distribution of stack for square shapes
地震荷重
風方向(風速 30m/s, η =1.0%)
地震荷重
風方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 40m/s, η =1.0%)
Fig.18 Bending moment distribution of stack for triangle shapes
地震荷重
地震荷重
風方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 30m/s, η =1.0%)
風方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風方向(風速 40m/s, η =1.0%)
風直角方向(風速 40m/s, η =1.0%)
Fig.19 Bending moment distribution of stack for circle shapes
7. おわりに
ごみ焼却施設における煙突の典型的な平面形状におい
合は,正方形と三角形の減衰定数 0.5% において,およそ
て,動的風力実験と風応答実験を行い,動的風力特性と
1.1 倍の風速となり,その他は高さ 60m とほとんど同じで
風応答特性ならびに実設計に用いる共振時風力の大きさ
ある。
を明らかにした。今回得られた結果から,以下に知見を
(3) 共振風力係数は,減衰定数 1% において,円形(Cr ≒ 4)
述べる。
に比較して,正方形が 4 倍(C r ≒ 18),正三角形は 11 倍
(1) 風方向基本風力係数は,高さ 60m(模型高さ 30cm)の
(Cr ≒ 45)となる。高さ 80m の場合は,正三角形において
場合で,正方形1.46(風向45°)
,正三角形1.56(風向60°)
,
高さ 60m のおよそ 0.8 となり,その他は高さ 60m とほとん
円形 0.86 である。高さ 80m(模型高さ 40cm)の場合は,お
ど同じである。
のおのの平面形状において,高さ 60m のおよそ 1.05 倍と
(4) 共振の再現頻度を考察するために,Fig.17 ∼ 19 に,短
なる。
期設計用荷重で想定されるおおよその基本風速 3 0 ∼
(2) 無次元共振風速は,高さ 60m の場合で,円形(U ≒ 7)
40m/s に相当する無次元風速を示す。共振の再現頻度は,
が正方形と正三角形(U ≒ 9)より小さい。高さ 80m の場
円形,正方形,正三角形の順に大きい。
―65―
NKK 技報 No.174 (2001.8)
ごみ焼却施設における煙突の耐風設計
(5) 共振時における風直角方向の曲げモーメントは,円形
参 考 文 献
断面については,高さ 60m,80m および基本風速 30m/s,
1) 日本建築学会 . 鉄筋コンクリート煙突の構造設計指針 . 1976.6.
40m/s のすべてのケースにおいて,地震荷重を下回るが,
2) 日本建築センター . 煙突構造設計施工指針 . 1982.11.
三角形断面については,高さ 80m で基本風速 40m/s の場合
3) 日本建築学会 . 建築物荷重指針・同解説 . 1993.4.
に,地震荷重を上回る。正方形断面については,高さ 60m
で基本風速が 30m/s の場合をのぞいて,すべてのケースで
4) 日本建築センター. 実務者のための建築物風洞実験ガイドブッ
ク . 1994.6.
5) 荒川利治ほか . “ 常時微動による鉄筋コンクリート高層煙突の
地震荷重を上回る。
減衰特性 ”. 日本建築学会技術報告集 . No.7,pp.27-32,1999.2
今後は,コストダウンを主眼において,地震荷重を上回
6) 飯田泰彦ほか . “ ごみ焼却施設のRC 煙突における風応答特性”.
る正方形断面の共振時風荷重の低減方策について,研究を
日本建築学会技術報告集 . No.12, pp.35-40, 2001.1.
進める予定である。最後に今回の風洞実験にあたり,ご
協力とご指導をいただいた東京工芸大学の田村幸雄教授
<問い合わせ先>
と田村研究室の各位,東洋テクノ㈱の各位に厚く謝意を
シビルエンジニアリング部 土木建築設計室
表する。
Tel. 045 (505) 7722 岡本 紀明
okamotn@eng.tsurumi.nkk.co.jp
―66―