57-1 1 はじめに 当研究室では，柱降伏が先行する外周骨組1）と内部 コア連層耐震壁から成る鉄筋コンクリート（以下，RC と記す）系有壁架構の開発に取り組んでいる．図1に開 発中の有壁架構の立面と平面の略図を示す．この有壁 架構は，外周骨組と連層耐震壁の双方が損傷制御性能 を備えており，地震時に入力される水平力を耐震壁だ けではなく全層の柱にも分散させ，建物全体のエネル ギー吸収能力を活用する考え方を取り入れている． 有壁架構の外周部は，鋼管横補強短柱とスパンドレ ルビームから成る RC 造骨組を想定しており，通常の RC 造骨組に比して，高耐力・高剛性・高靭性の設計が 可能となる．ただし，柱降伏が先行するため層崩壊が 危惧される．併設する連層耐震壁は，建物の層間変形 を一様に保ちつつ，落階を防止することが求められる． 耐震壁には，これまでの研究では，崎野らが提案し た制振壁2)を想定してきた．図 2 にこの制振壁の水平変 形時の概略図を示す．この耐震壁において，最下層お よび最上層の部分は，壁部材としてでなくコンクリー ト充填鋼管（CFT）や鋼管横補強（TRC）の柱として基 礎梁と最上層梁に接続している．また，繋ぎ梁の部分 を H 形鋼としている．これらの工夫により，壁脚部の 曲げ変形によるひび割れと繋ぎ梁のせん断ひび割れを 防ぎ，損傷制御性能に優れた耐震壁となっている．周 辺柱と繋ぎ梁に塑性変形を集中させることで，高い変 形能力をもつ曲げ降伏型の耐震壁が実現できる．しか し，この耐震壁は柱と壁板部分，繋ぎ梁が異種接合と なっており，この部分の応力伝達が難しい．すなわち 接合部分での破壊や施工の困難さが危惧される． そこで本研究の目的は，施工性の向上を図りつつ，層 崩壊を防止し，損傷制御性能に優れた耐震壁を開発す ることである．本報では，2012 年度と 2013 年度に筆者 らが行った 4 体の壁試験体の水平加力実験について述 べる． 2 損傷制御型 RC 造耐震壁の概要 図3に当研究室が提案するRC造耐震壁の水平変形時 の概略図を示す．この耐震壁の特徴として，（1）壁脚部 の両端にスリットを有すること，（2）柱形を持たない こと，（3）アンボンド鉄筋を有することの3点が挙げら れる． 上記（1），（2）は，耐震壁の水平剛性と耐力を抑え， 水平力負担割合を低くすることで，地震時の過大な損 傷を防止することを意図している．また，壁脚部断面 における中立軸を壁中央寄りに移動させることが可能 となる．従来の曲げ破壊型耐震壁では危険断面での中 立軸深さが浅いため，耐震壁や柱の脚部のコンクリー トの圧壊や，耐震壁が鉛直方向に大きく伸びる等の性 状が見られるが，上記（1），（2）により，これらの諸問 題が解決できると考えられる．また，スリット部分に 縦筋の一部を露出させ（以下，露出鉄筋と記す），小変 形時に降伏させることでエネルギー吸収デバイスとし ての機能を期待している．上記（3）については，アン ボンド鉄筋が弾性範囲内にあるときは，耐震壁の面内 剛性を確保しつつ，引張力と圧縮力の偶力による曲げ 戻しの力を利用して，残留変形を小さくすることを意 図している． 菅 通彦 図 3 提案する耐震壁 の概略図
損傷制御型 RC 系有壁架構における耐震壁の開発研究
図 2 （崎野，制振壁） 水平載荷下の変形状況 図 1 損傷制御型 RC 系有壁架構の立面と平面 コア 外周架構 連層耐震壁 間柱 スパンドレルビーム 鋼管横補強短柱 CFT短柱 構造壁自体が 塑性化することを防ぐ H形鋼 エネルギー吸収デバイス l R 付 着 除 去 区 間 Nt 露出鉄筋 アンボンド鉄筋 面内剛性を確保しつつ 残留変形を小さくする 早期に降伏し エネルギーを吸収 Nc57-2 3 実験概要 3.1 試験体形状 試験体は中層 RC 建物（6 ∼ 12 層）を想定した 2/5 ス ケールの耐震壁と基礎梁から成るものである．水平力 の載荷点高さを基礎梁上面から 1600mm とし，壁の断 面形状は脚部を除いて 140 × 810mm とした．壁脚部の 両端には，基礎梁上面20mmの位置から壁中央に向けて 絞るようにスリットを設け，壁脚部の断面のみ 140 × 410mm とした．壁の横筋は D10@80 ダブルとした． 試験体の実験変数は，アンボンド鉄筋の種類と露出 鉄筋の種類とした．試験体は露出鉄筋の強度の違いに より，露出鉄筋に普通強度のD10-SD295を用いたI-Nシ リーズと高強度のD13-SD490を用いたI-Hシリーズの2 通りがある．アンボンド鉄筋には，D10-SD295 と D13-SD490 を使用し，各シリーズを 2 体ずつ，合計 4 体の試 験体を製作した．なお，アンボンド鉄筋は2本の束ね鉄 筋を用いた．アンボンド鉄筋の付着除去には，鋼製の 30 のシース管を使用し，シース管の上下部分に防水処 理を施し，管内の鉄筋を乾いた状態に保った．ここで， 付着除去長さ L は以下の（1）式により算定した． 2 y R l L 式中の R，l，yは順に，壁の部材角，アンボンド鉄筋間 の距離，アンボンド鉄筋の降伏ひずみである．また，ア ンボンド鉄筋の付着除去長さは，D10-SD295 はR=0.70/ 100rad.，D13-SD490はR=1.00/100rad.でそれぞれ降伏す るように設定した． 壁の縦筋は D10@40 ダブルとし，I-H-490-0.25試験体 のみ，外側の 8 本に D13-SD490 を使用した．さらに，I-H シリーズの露出鉄筋にはシース管を用いて基礎梁部 分に 200mm の付着除去区間を設けている．配筋位置に ついてはそれほど違いがないため，I-H-295-0.25試験体 の配筋位置について図 4 に詳細を示す． 表 1 に試験体の一覧を示す．表 2 と表 3 に試験体に用 いた材料の力学的性質を示す． 3.2 加力装置と測定方法 図 5 に加力装置の概略図を示す．鉛直荷重は 5MN 試 験機により載荷し，実験中は鉛直荷重を一定に保持し た．なお，軸力比は壁脚部の断面（140 × 410mm ）を 用いて算定した．水平力は 1MN油圧ジャッキにより正 負交番で繰返し載荷を行い，載荷点の水平変位により 制御した．載荷プログラムは全ての試験体で漸増振幅 繰返し型とし，R= ± 0.25/100rad. から R= ± 1.00/100rad. まで変位振幅増分を 0.25/100rad. とし，各変位振幅で 3 回ずつ載荷を行い，以降は R= ± 1.50/100rad. を 3 回ず つ行った．その後，I-N シリーズでは R= ± 2.00/100rad. を 1 回の合計 16 回，I-Hシリーズでは R= ± 2.00/100rad. を 3 回の合計 18 回の繰返し載荷を行った． 図 5 加力装置と測定位置 面外補剛装置 テフロンシート カウンターバランス装置 W カウンターバランス装置 W GL 5MN試験機 軸力 H シャフト 加力梁 1MN油圧ジャッキ 面外補剛装置 ローラー ローラー ロードセル 自在クレビス ピン ロードセル 試験体 水平力載荷用PC鋼棒 PC鋼棒 PC鋼棒 Iビーム PC鋼棒 （1） 図 4 I-H-295-0.25 試験体配筋図 表 1 試験体一覧 表 2 鉄筋の力学的性質 降伏強度 降伏ひずみ 引張強度 (N/mm2) (μ) (N/mm2) D-10 (SD295) 359 1753 488 0.736 D-13 (SD490) 541 2638 662 0.817 D-19 (SD345) 384 1875 542 0.708 D-10 (SD295) 359 1753 485 0.740 D-13 (SD490) 550 2682 671 0.820 D-19 (SD345) 408 1989 580 0.703 試験体 I -Nシリーズ I-H シリーズ 規格 降伏比 表 3 コンクリートの力学的性質 圧縮強度 ヤング係数 スランプ 空気量 (N/mm2) (kN/mm2) (cm) (%) I-Nシリーズ 36 43.6 33.3 16.3 4.8 I-Hシリーズ 27 35.7 27.6 21.7 5.3 試験体 呼び強度 4 5 0 20 1 8 0 0 1 2 0 0 (付 着 除 去 区 間 ) B B A A 2 0 0 200 410 200 810 配筋図 40 120 4040404040404040 120 810 1 4 0 41.563.5 63.541.5 2 7 .5 27 .5 1 4 0 2 7 .5 2 7 .5 1 4 0 40 120 4040404040404040 120 810 41.563.5 63.541.5 410 2 7 .5 27 .5 1 4 0 40 120 4040404040404040 120 810 41.563.5 63.541.5 A-A 断面図 脚部断面図 B-B 断面図 B×D B×D （脚部） 横筋 アンボンド鉄筋 （配筋位置） 露出鉄筋 Fc (N/mm2) 36 27 140mm×810mm 140mm×410mm 縦筋 D10@40ダブル(SD295) D10@40ダブル(SD295) 外側8本 D13-SD490 D10@80ダブル(SD295) D10-SD295 D13-SD490 D10-SD295 D13-SD490 試験体 （内側配置） （内側配置） （内側配置） （内側配置） D10-SD295 D13-SD490
I-N-295-0.25 I-N-490-0.25 I-H-295-0.25 I-H-490-0.25
57-3 図 5に測定した主な変位を示す．変位は，載荷点位置 において水平変位と鉛直変位を測定した．壁の部材角R は，載荷点の水平変位を載荷点高さ（1600mm）で除し た値として定義した．なお，本試験体は壁脚部にスリッ トを設けており，この部分ですべり破壊が懸念される ため，壁脚部において水平変位を測定した．また，ひず みゲージを用いて鉄筋の挙動を観察した． 3.3 耐力評価 表 4に各試験体の計算耐力を示す．なお，耐力の計算 には，壁脚部の断面せい（410mm）を使用した． 曲げ耐力時のせん断力 Qfは，壁脚部の RC 断面（140 × 410mm）の全塑性モーメントに，アンボンド鉄筋と 露出鉄筋の負担曲げモーメントを足し合わせ，載荷点 高さ（1600mm）で除した値とした．せん断耐力 Qsは文 献 3）のせん断終局強度式により算定し，パンチングシ ア耐力 Qpは文献 4）の式により算定した． 表に示すように，I-H-490-0.3 以外の試験体はせん断 余裕度が 1 を超えるように断面を設計した曲げ破壊 モードとなっており，I-H-490-0.3 試験体は，せん断余 裕度が 1.0 程度の曲げ・せん断破壊モードとなってい る．これは，せん断余裕度による試験体の破壊性状の 違いを観測するためである． 図 6 荷重−変形関係 伏した．その後，R=1.07/100rad. でアンボンド鉄筋が降 伏するまで，耐力の上昇は続いた．損傷状況は I-295-0.25と同様であった．R=1.50/100rad.の繰返し載荷以降， 壁脚部のかぶりコンクリートの剥落が観察され，露出 鉄筋の座屈や破断による耐力低下が見られた． 上記の破壊性状に対して，I-Hシリーズでは露出鉄筋 に累積塑性ひずみを抑制するために付着除去区間を設 けることで改善を試みた． I-H-295-0.25 の実験結果について述べる．R=0.25/ 100rad. で壁脚部の縦筋が降伏し ,R=0.58/100rad. で露出 鉄筋が降伏した．その後，R=0.69/100rad. でアンボンド 鉄筋が降伏するまで，耐力の上昇は続き，R = 2 . 0 0 / 100rad. の 1 サイクル目まで耐力を維持し，その後，耐 力の低下が見られた．損傷状況は，R=1.00/100rad. の繰 返し載荷まで顕著な損傷は観察されず，R=1.50/100rad. の繰返し載荷以降で壁脚部にひび割れが生じた． I-H-490-0.25 の実験結果について述べる．R=0.47/ 100rad.で露出鉄筋が降伏し，R=0.74/100rad.で壁脚部の 縦筋が降伏した．その後，R=1.08/100rad. でアンボンド 鉄筋が降伏するまで，耐力の上昇は続き，R = 2 . 0 0 / 100rad. の 1 サイクル目まで耐力を維持し，その後，耐 力の低下が見られた．損傷状況は，R=1.00/100rad. の繰 返し載荷で壁脚部に薄いひび割れが生じ，R = 1 . 5 0 / 100rad. の繰返し載荷以降，そのひび割れが脚部全体に 拡がった． 4 実験結果 4.1 実験経過と荷重−変形関係 図 6 に実験より得られた各試験体の荷重−変形関係 を示す．図の縦軸は載荷点高さの水平力 H （ kN） で， 横軸は壁の部材角 R（× 10-2rad.）である．また，図 6 に は，4 体の比較をするために，R=2.00/100rad. の 1 サイ クル目までの荷重変形関係を示す． I-N-295-0.25の実験経過について述べる．載荷直後に 露出鉄筋が降伏し，R=0.25/100rad.で壁脚部の縦筋が降 伏した．その後，R=0.61/100rad. でアンボンド鉄筋が降 伏するまで，耐力の上昇は続いた．損傷状況は，R=0.75/ 100rad. の繰返し載荷で壁脚部に薄いひび割れが生じ， R=1.00/100rad.の繰返し載荷でひび割れが顕著になり始 めた．R=1.50/100rad.の繰返し載荷で壁脚部に新たなひ び割れが生じ，さらに露出鉄筋が破断し始めた．露出 鉄筋の破断後，耐力低下が見られた． I-N-490-0.25の実験経過について述べる．載荷直後に 露出鉄筋が降伏し，R=0.25/100rad.で壁脚部の縦筋が降 表 4 計算耐力一覧 Qf(k N) Qs(k N) Qp1(kN) Qp2(k N) Qs/Qf I-N-295-0.25 141 1.69 I-N-490-0.25 173 1.38 I-H-295-0.25 169 562 683 1.33 I-H-490-0.25 238 765 739 0.94 800 224 試験体 計算値 238 604 (a) I-N シリーズ試験体 -200 -100 0 100 200 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 I-N-295-0.25 水 平 力 ( kN ) 部材角 (×10-2rad.) -200 -100 0 100 200 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 I-N-490-0.25 水 平 力 ( kN ) 部材角 (×10-2rad.) (b) I-H シリーズ試験体 -200 -100 0 100 200 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 I-H-295-0.25 水 平 力 ( kN ) 部材角 (×10-2rad.) -200 -100 0 100 200 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 I-H-490-0.25 水 平 力 ( kN ) 部材角 (×10-2rad.)
57-4 4.2 破壊性状 図 7 に各試験体の最終的な損傷状況をスケッチした ものを示す．スケッチに示すように，いずれの試験体 も壁脚部にのみ損傷が集中しており，壁板上部にひび 割れが進展することはなかった．また，設計上の変形 のクライテリアとして設定した部材角R=1.00/100rad.以 内では，顕著な損傷は観察されていない．最終的な損 傷度合いも，従来の耐震壁に比して軽微なもので，試 験体は優れた損傷制御性能を有することが確認できた． せん断余裕度の小さい I-H-490-0.25 試験体においても， 壁脚部に多くひび割れは見られたが，壁板上部へとひ び割れが進展することはなかった． アンボンド鉄筋については，いずれの試験体も概ね 想定した部材角で降伏した．アンボンド鉄筋は小変形 時には弾性を維持し，降伏するまではいずれの試験体 も残留変形は1/3以内に収まっている．アンボンド鉄筋 が弾性範囲内にあるときの剛性確保と自己復原性に関 しても，概ね効果を確認できた． 露出鉄筋については，I-Nシリーズでは露出鉄筋に著 しく大きい塑性ひずみが観察され，最終的にスリット 部分で破断した．これは，I-Hシリーズで圧縮側での累 積塑性ひずみを抑制することで防ぐことができた． 本試験体は脚部にスリットを有するため，壁脚部で すべり破壊が懸念されたが，そのような破壊は生じな いことが実験的に示された． 4.3 鉛直変形 図 8に実験より得られたI-N-295-0.25，I-H-490-0.25試 験体の鉛直ひずみを示す．いずれの試験体も同じ傾向 で，図に示すように鉛直方向への伸びはほとんど観測 されなかった．これは，曲げひび割れが壁板上部に進 展していないことを示している． 4.4 最大耐力 表5に各試験体の最大耐力の実験値と計算値を示す． 実験値Hexpについては，正側加力時と負側加力時の各最 大耐力の平均値とした．計算値 Hf1については，表 4 で 示した曲げ耐力時のせん断力Qfと同じ値である．また， I-Nシリーズについては，露出鉄筋に顕著な塑性化が見 られたため，露出鉄筋のひずみ硬化を考慮した計算値 Hf2も示す．いずれの試験体も 6％以内で精度良く評価 できている．I-H-490-0.25については若干低い値になっ ているが，先にせん断耐力に達したと考えられる． 図 7 実験後の損傷状況 5 まとめ 実験より得られた知見を以下に列挙する． 壁試験体の履歴性状は，変形のクライテリアである 部材角 R=1.00/100rad. 以内では，急激な耐力低下を 示すことなく，安定した履歴挙動を示した． 壁試験体の損傷は，部材角 R=1.00/100rad. 以内では ほとんど観察されなかった．また，露出鉄筋に付着 除去を施すことで，鉄筋の破断・座屈を防ぎ，さら に損傷を抑制できることを確認した． せん断余裕度の小さい試験体においても，損傷は軽 微なもので，優れた損傷制御性能を確認できた． 1） 2） 3) 中原浩之，高橋恵介，Nasruddin JUNUS：TRC 柱とスパンドレ ルビームからなる柱降伏型骨組の構造性能に関する実験的研 究，コンクリート工学年次論文，Vol.33，No.2，pp.1153-1158， 2011.7. 崎野健治，上枝豊，日高桃子：転倒降伏耐震壁に関する実験的 研究，日本建築学会構造系論文集 第584号，pp.177-184，2004 年 10 月 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の終局強度型耐震設計 指針・同解説，pp.106，1990.11. 日本建築防災協会：2001年改訂版既存鉄筋コンクリート造建築 物の耐震改修指針同解説，pp.102，pp.360，2001.10. ＜参考文献＞ 1） 2) 3） 4) (b) I-H 試験体 I-H-490-0.25 I-H-295-0.25 図 8 鉛直ひずみ (a) I-N 試験体 I-N-490-0.25 I-N-295-0.25 表 5 実験値と計算値の比較
実験値Hexp (k N ) 計算値Hf1 (k N ) Hexp / Hf1 計算値Hf2 (k N ) Hexp / Hf2
I-N-295-0.25 159 141 1.13 150 1.06 I-N-490-0.25 185 173 1.07 182 1.02 I-H-295-0.25 167 169 0.99 I-H-490-0.25 224 238 0.94 試験体 最大水平力 -0.1 0 0.1 0.2 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 I-N-295-0.25 鉛 直 ひ ず み ( ％ ) 部材角 (×10-2rad.) -0.1 0 0.1 0.2 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 I-H-490-0.25 鉛 直 ひ ず み （％ ） 部材角（×10-2rad.）
