乾式工法での壁体の構築や接合による摩擦制振システムの開発に向けた要素研究 [ PDF

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(1)乾式工法での壁体の構築や接合による摩擦制振システムの開発に向けた要素研究. 田原. 桂太. 加わった場合を想定し，面外方向に曲げ変形を与えた. １. 序本研究は，壁体の構築や接合に乾式工法を適用した. 試験体についても同様の実験を行った．面外方向に変. 摩擦制振システムの開発を目的として，摩擦抵抗型の. 形を与えた試験体には試験体作成時にまず 4 本のボル. 1). 乾式組積構造である SRB-DUP 構造体を制振壁として. トで設計導入プレストレスを与える.その後煉瓦をはさ. 利用するための工法の開発と，プレキャストコンクリ. む鋼材間の距離を計測し，所定の鋼材間の差が出るま. ートパネル（以下，PC 版）と主体構造を摩擦接合する. で最外にあるボルト 2 本で締め付けを行った．また，. ことによる制振システムの開発に取り組んでいる．. 各設計導入プレストレスの試験体ごとに煉瓦－プレー. 既往の研究では，SRB-DUP 構造体を制振壁として利. ト間に滑りが生じた後，載荷速度をほぼ一定の低速で. 用する場合について，接合部を想定した試験体の水平. 載荷した場合と比較的高速にして変化を与えた場合の. 2). 載荷実験が行われている．また，PC 版を制振壁とし. 2 種類についても実験を行い，面外変形や導入プレスト. て利用するためのモルタル製の摺動材を用いた工法が. レス，載荷速度が圧縮荷重や摩擦係数に与える影響を. 提案され，そのシステムへの水平載荷実験が行われて. 調べた．載荷方法は試験体の各煉瓦両面に冶具を取り. 3). 付け，変位計をセットし，中央の煉瓦の平均変位と両. いる．. 側煉瓦の平均変位の差が 30mm になるまで中央の煉瓦. 本研究では，既往の研究で明らかになった問題点を踏まえ，SRB-DUP 構造体を制振壁として利用する工法. のみを 2000kN 万能試験機で圧縮載荷を載荷した．. の開発に向けた SRB-DUP 構造体の 2 面せん断実験と，. 2.3 実験結果及び考察. 接合部に関する新工法の提案並びに水平載荷実験を行. 各試験体の荷重－変位関係を図 2 に示す．各図中の. うとともに，PC 版を制振壁として利用する工法の開発. 実直線は摩擦係数が 0.3 のときに各試験体に導入した. に向けて摺動材の接合方法を改良した試験体の水平載. プレストレスの総和 Nｐから求められる滑り荷重を示. 荷実験を行った．. しており，2 面摩擦の実験なので摩擦係数は 2 倍の 0.6. ２. SRB-DUP 構造体の構成要素を用いた 2 面せん断実験. として滑り荷重を算出している．. 2.1 実験概要. 全試験体において煉瓦－プレート間に滑りが発生し. SRB-DUP 壁体のせん断耐力の算定式では構成要素. た直後に滑り荷重の減少が見られた．載荷速度を低速. の煉瓦－プレート間の摩擦係数として 0.3 が採用され. にした試験体では滑り変位が 30mm に達したときに滑. 4). ているが，この値に載荷速度や面外曲げが及ぼす影響. り発生時の荷重とほぼ同じ値で安定した．載荷速度を. を調べるために SRB-DUP 構造体の構成要素を用いた 2. 高速にした場合には載荷中の滑り荷重の増減が大きく，. 面せん断実験を行った．. 載荷速度が早くなると滑り荷重が小さくなる傾向があり，導入プレストレスが大きい場合にその傾. 2.2 試験体及び載荷方法 257. 試験体の形状及び載荷位置，並. 向は顕著である．また，0rad 試験体と比べ，. 載荷方向. びに測定位置を図 1 に示す．今回. 1/100rad 試験体は滑り荷重の増減が大きいことから，滑りが生じる摩擦面の面積が滑り荷. り変位を煉瓦に通したボルトが妨. 重に及ぼす影響を確認できた．また全試験体. げないようにするため，煉瓦 3 個. 2 40. の実験では煉瓦－プレート間の滑. 表１. を鋼材で挟み，断面外の位置を 4 本のボルトで締め付けてプレストレスを与えた．表 1 に試験体の種類を示す．本実験では，建築物において壁体の面外方向に水平力が. 変位測定位置. 図１. 試験体の形状. 42-1. 試験体の種類. 面外方向設計導入プレストレス滑り発生後の（kN/本）変位載荷速度低，ほぼ一定 2,4,6 0rad 高，変化あり低，ほぼ一定 2,4 1/200rad 高，変化あり低，ほぼ一定 2,4 1/100rad 高，変化あり.

(2) 40.0. 80.0. 12.0. 35.0. 70.0. 30.0. 60.0. 25.0. 50.0. 10.0. 荷重(kN). 荷重(kN). 8.0. 6.0. 摩擦係数 0.3 のときの滑り荷重. 荷重(kN). 14.0. 20.0. 摩擦係数 0.3 のときの滑り荷重. 30.0. 10.0. 20.0. 4.0. 低速高速. 2.0. 低速高速. 5.0. 0.0. 40.0. 15.0. 5.0. 10.0. 15.0. 20.0. 25.0. 30.0. 低速高速. 10.0 0.0. 0.0 0.0. 摩擦係数 0.3 のときの滑り荷重. 0.0. 5.0. 10.0. 変位(mm). 15.0. 20.0. 25.0. 0.0. 30.0. 5.0. 10.0. 0rad 試験体（設計導入プレストレス 2kN/本）. 15.0. 20.0. 25.0. 30.0. 変位(mm). 変位(mm). 1/200rad 試験体（設計導入プレストレス 2kN/本） 1/100rad 試験体（設計導入プレストレス 2kN/本）. 25.0. 20.0. 50.0. 80.0. 45.0. 70.0. 40.0 60.0. 35.0. 10.0. 摩擦係数 0.3 のときの滑り荷重. 50.0. 30.0 25.0. 摩擦係数 0.3 のときの滑り荷重. 20.0 15.0. 低速高速. 摩擦係数 0.3 のときの滑り荷重 20.0. 低速高速. 5.0. 0.0. 5.0. 10.0. 15.0. 20.0. 25.0. 0.0. 0.0. 30.0. 低速高速. 10.0. 0.0. 0.0. 5.0. 10.0. 15.0. 20.0. 25.0. 0.0. 30.0. 5.0. 10.0. 0rad 試験体（設計導入プレストレス 4kN/本）. 15.0. 20.0. 25.0. 30.0. 変位(mm). 変位(mm). 変位(mm). 1/200rad 試験体（設計導入プレストレス 4kN/本） 1/100rad 試験体（設計導入プレストレス 4kN/本）. 図 2 荷重－変位関係. 20.0. 15.0. 摩擦係数 0.3 のときの滑り荷重. 10.0. 15.0. 20.0. 25.0. 変位(mm). において摩擦係数. 0.55. 30.0. 図 3 に設計導入 2kN/本のときの. 載荷速度別の摩擦係数－載荷速度関係を示す．載荷速. 0rad. 1/200rad. 0.6. 1/200rad. 1/100rad. 1/100rad 0.55. 0.5 0.45. 0.5 0.45. 0.4. 0.4. 0.35. 0.35. 0.3. 0.3 0. 0rad 試験体（設計導入プレストレス 6kN/本）プレストレスが. 図 2 荷重－変位関係. 0.65 0rad. が確認された．. 0.0 5.0. 位が進行した段階. 0.6. 荷重を上回ること. 低速高速. 0.0. 0.65. 0.3 のときの滑り. 10.0. 5.0. に滑りが発生し変. 摩擦係数. 25.0. 摩擦係数. 30.0. 荷重(kN). 40.0 30.0. 10.0. 5.0. 荷重(kN). 荷重(kN). 荷重(kN). 15.0. 0.04. 0.08. 0.12. 0.16. 0.2. 0. 0.5. 1. 1.5. 載荷速度(mm/sec). 載荷速度(mm/sec). 低速載荷時. 高速載荷時. 2. 図 3 摩擦係数－速度関係（設計導入プレストレス 2kN/本）. 度は試験体に生じた変位より求めたものである．載荷. から分かる 5)．そのため，既往の研究では摩擦面以外の. 速度がほぼ一定で低速の試験体に比べ，変化のある高. 滑りが発生したと考えられる．本研究では，接合用鋼. 速で載荷を行った試験体の摩擦係数の変動が大きいこ. 材の下の層の煉瓦の中にグラウト材を充填し，その上. とが分かった．また載荷速度の大きいときに摩擦係数. から締め付けを行った．その結果，図 5 に示すように. が小さくなる傾向が見られ，載荷速度が摩擦係数に及. 【2】面よりも【3】面の張力が大きくなり，また孔径. ぼす影響を確認できた．なお，全試験体の摩擦係数が. を小さくするこ. SRB-DUP 構造体の摩擦係数として設計式で定めてい. とでボルトと煉. る 0.3 以上を維持しており，滑り発生後も想定以上の摩. 瓦のクリアラン. 擦抵抗が得られている．. スが小さくなり，. ３. 制振壁としての SRB-DUP 工法の提案及び接合部の. せん断滑りが抑. 水平載荷実験 3.1. [1] [2] [3] [4] [5] [6] [1]＝[2]＝[3]＜[4]＝[5]＜[6]. 図 4 従来の組積工法. 制される．. 実験概要. また，ボルト. 従来の組積工法を図 4 に示す．SRB-DUP 構造体はボ. が接合用鋼材の. ルトにプレストレスを与えながら煉瓦の組積を行う乾. 水平変位に追随. 式工法であり，水平力が与えられた場合，最もプレス. しないように接. トレスの小さい【2】面と【3】面にて滑りが発生する. 合用鋼材の上に. ことが SRB-DUP 構造体のプレストレスの累加解析式. 煉瓦を組積し， 42-2. [1] [2] [3] [4] [5] [6] [1]＝[2]＜[3]＝[4]＝[5]＝[6]. 図 5 提案する組積工法.

(3) 35 3. 35 3. 110. 480. 固定用鋼材取付時. 水平変位測定位置. 側面. 図 6 試験体図その煉瓦とグラウト充填煉瓦を側面からボルトと鋼材. た．4 層目のボルト張力は載荷前に比べ載荷後はともに. で固定した．本研究では SRB-DUP 構造体を制振壁とし. 80％程度になり，滑り変位の生じた箇所のプレストレ. て利用する場合の工法として，以上の工法を提案し，. スが緩和しやすいことが分かる．表 3 に各試験体の摩. 水平載荷実験を行ってその構造性能を調べた．. 擦係数の平均値と既往の研究で本研究と同じ構成要素. 3.2. を用いた BGD 試験体の摩擦係数を示す．BGD 試験体. 試験体及び載荷方法. と比べ今回の実験では摩擦係数が高い値になっている．. 試験体の形状及び載荷位置，並びに水平変位測定位置を図 6 に示す．試験体は SRB-DUP 工法を用いて作製. 今回の実験は 0.2Hz の振動数で載荷を行っており，0.33. した長さ 480mm，幅 110mm の煉瓦壁で，1 層目，2 層. ～1Hz で載荷を行った BGD 試験体よりも載荷速度が遅. 目は従来の工法で作製し，3 層目は高さ 30mm まで圧縮. いことが摩擦係数の変化に影響を及ぼしていると考え. 2. 強度 57.0N/mm の無収縮グラウト材を充填し，φ15 の. られる．今後はより高い振動数で載荷を行う必要性が. 小穴にした半個煉瓦を用い，グラウト材上部からボル. あると考えられる．. ト 1 本あたり 10kN のプレストレスを導入した．4 層目. ４. モルタル製摺動材の水平載荷実験. に導入するプレストレスを変えた 2 体（ボルト 1 本あ. 4.1. たり 2kN，3kN）に対し，振動数 0.2Hz で片振幅 20mm，. 実験概要. 提案するモルタル製の摺動材を用いた工法の概念を. 40mm，20mm の強制変位を 10 サイクルずつ与えた．. 図 8 に示す．提案する工法は，PC 版の支持部分にモル. 3.3. タル製の摺動材を設置し，その摺動材に 2 面摩擦接合. 実験結果及び考察. 図 7 に各試験体の水平荷重－水平変位関係を示す．. を適用して，PC 版が損傷しない範囲の水平力で摺動材. 全試験体に関してせん断滑りが想定した接合用鋼材と. に滑りを生じさせるものである．既往の研究では，PC. 上下の層の煉瓦間のみで生じたため，ほぼ矩形に近い. 版の自重を摺動材に伝える受けボルトと摺動材のボル. 載荷履歴特性が得られた．表 2 にプレストレスの緩和. ト孔のクリアランスが大きく，滑り変位のロスや滑り. 状態を示す．1 層から 3 層のボルト張力は両試験体とも. 荷重の変動が見られた．. に与えた張力の 95％程度となり，あまり緩和しなかっ 40. 40. 30. 30. 20. 20. 10. 10. 0. 0. -10. -10. -20. -20. -30. -30. -40 -60. -40. -20. 0. 20. 40. 60. -40 -60. 本研究では，摺動材のボルト孔のクリアランスを検討し，接合部に関して水平載荷実験を行い，その構造性能を調べた． 4.2 試験体及び載荷方法図 9 に試験体の形状及び配筋を示す．. -40. 水平変位 (㎜). -20. 0. 20. 40. 水平変位 (㎜). プレストレス：2kN/本プレストレス：4kN/本図 7 荷重－変位関係表表2 1 プレストレスの緩和状況プレストレスの緩和状況プレストレス 2kN/本 3kN/本. 載荷前プレストレスの総和ΣNpb(kN) 第1層～第3層第4層 40.3 8.73 40.3 13.3. 載荷後プレストレスの総和ΣNpa(kN) 第1層～第3層第4層 38.2 7.13 38.3 10.8. 緩和したプレストレス (kN) 第1層～第3層第4層 2.10 1.60 1.99 2.45. 60. モルタルは圧縮強度 68.9N/mm2，ヤング係数は 3.69×104N/mm2 であり，高温蒸気養生により強度を確保した．受けボルトには M30 の. 緩和率（％） ΣNpb-∑Npa/ΣNpb 第1層～第3層第4層 94.8 81.7 95.1 81.6. プレストレス. 2kN/本 3kN/本 BGD試験体. 試験体. 摩擦係数（正方向載荷時） 2面 1面 1.29 0.65 1.30 0.65 0.51. 切り落とし，ボルト孔と同じ高さで外径が 34mm の鋼管を被. 表表32 摩擦係数摩擦係数本研究. 高力ボルトの頭部を. 摩擦係数（負方向載荷時） 2面 1面 1.16 0.58 1.23 0.61 0.42. 42-3. 滑り出し摩擦係数 2面 1面 0.79 0.40 0.81 0.41 0.34. せたものを用いた．ここで図 10 に本実験における力の伝達モデルを示す．受け.

(4) 垂直抗力 V. 60 20. モルタル製の摺動材. 100. 20. A. 自重受けボルト. foop 2-D6@70. 4-D6. φ43鋼管. 30. 70. 100. 30. 400. 提案するモルタル製の摺動材を用いた工図図 8 1 提案するモルタル製摺動材を用いた工法－ロードセル. 70. A’. A-A’断面図. 反力ブロック. 100. 曲げ距離 l. PC 版受け梁. 100. 50. 50. 長穴 100×14. 図図2 9試験体の形状及び配筋(単位：㎜) 試験体の形状及び配筋. 摺動材より受ける反力 R. ＋. アクチュエーター. 載荷位置. 受けボルト (高力ボルトM30). ボルトが摺動材に加える力 q. 水平変位測定位置. 入力変位測定位置鋼製ブロック 100×70×80. 受けボルトが受ける曲げモーメント(R×l)によりボルトが降伏しない範囲で滑り荷重 Q(＝R)を設定. 平鋼板 400×180×t6.0. (溝形鋼の端部 2 カ所の載荷方向変位). PL－1000×500×t3.2. ゴム製のクッション材. 図 11. ジャッキの重量. 溝形鋼. 図 10. 100×50×5×7.5. 摺動材の力の伝達. 試験体の載荷装置(単位：mm) らつきを小さくすることが確認された．. ボルトが変位を受けて円孔内の鋼管に接触し，摺動材に加える力 q が発生する．q が滑り荷重 Q に達すると. 本工法では一つの摺動材あたり最大約 20kN の水平. 摺動材は滑り始めるが，受けボルトは摺動材より受け. 力を負担することができ，PC 版の自重も垂直抗力とし. る反力 R により曲げを受けるため，滑り荷重 Q は受け. て加えれば，より高い制振効果が期待できる．. ボルトが反力 R により曲げ降伏を生じない範囲で設定. ５．まとめ本研究で得られた知見を以下に示す．. しなければならない．試験体は既往の研究にて摺動材のボルト孔のクリアランスが 4.6mm であったのに対し，. 1) 煉瓦－プレート間において載荷速度が早くなると滑. 本実験の試験体では 2.0mm とクリアランスを小さくし，. り荷重や摩擦係数が小さくなる傾向が見られる．導. ボルトに与える張力を変えた 2 体（ボルト 1 本あたり. 入プレストレスや面外方向への変形が大きいときに. 5kN，10kN）に対して載荷を行った．載荷は受けボル. その傾向は顕著である．. トのねじ部分を鋼製のブロックにねじ込み，そのブロ. 2) 1)の場合でも，また SRB-DUP 構造体に滑りが発生し. ックを動的アクチュエーターに接合して行った．加振. 変位が進行した段階においても摩擦係数は設計で想. 波形は振動数が 0.2Hz で，加振片振幅を 10 サイクルず. 定している 0.3 以上となることが確認された． 3) SRB-DUP 構造体を制振壁として利用する場合，提案. つ与えた．なお加振片振幅は図 11 に示す加力点で測定した値である．. した工法により，想定した摩擦面以外での滑りや変. 4.3. 形を抑えることができ，矩形に近い載荷履歴特性が. 実験結果及び考察. 図 12 に各試験体の滑り荷重－滑り変位関係，ボルト. 得られた．. 張力保持率と累積滑り変位の関係を示す．全試験体と. 4) モルタル製の摺動材において，受けボルトはボルト. も，ほぼ剛塑性型の履歴曲線を得ることができた．ま. 孔のクリアランスを小さくすることにより滑り変位. たボルト孔のクリアランスを小さくし，接触面積を増. のロスが少なく安定した矩形に近い載荷履歴特性が. やしたことで摺動距離のロスを減らし，滑り荷重のば. 得られた．謝辞 4 章の研究を行うにあたって，九州大学河野昭彦教授，長崎総合科学大学安井信行准教授らを中心に行われている，外壁ファスナーの制振装置化に関する研究打ち合わせで得た情報を参考に実施した．また，3，4 章の水平載荷実験は北九州市立大学国際環境工学部の構造物多軸試験システムを使用して実施した．末尾ながら記して謝意を示す．参考文献 1) 山口謙太郎他：循環型の建築構造 ―凌震構造のすすめ― 2) 尾崎景他：摩擦抵抗型乾式組積構造による建築物の耐震補強に関する研究その 2，日本建築学会大会学術講演梗概集，pp.889-890，2007.7 3) 奥村卓也：プレキャストコンクリートパネルを摩擦ダンパーの構成要素として利用する工法の検討，九州大学大学院人間環境学府平成 20 年度修士論文 4) 山口謙太郎他：摩擦抵抗型乾式組積造壁体のせん断耐力評価，日本建築学会構造系論文集，第 589 号， pp.173-180，2005.3 5) 山口謙太郎他：凌震構造の力学特性その 7，日本建築学会学術講演梗概集，C-2，pp.845-846，2005.9. ボルト張力 5kN/本. ボルト張力 10kN/本. 図 12. 実験結果 42-4.

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