転倒降伏耐震壁に関する実験的研究 [ PDF

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(1)転倒降伏耐震壁に関する実験的研究. 上枝豊１研究目的. 柱脚においては殆どの水平力を壁の付いた柱が負担す. 本研究においては、従来にない降伏機構を有する耐. ることになるため、壁付き柱の脚部ウエブ両側に板厚. 震壁の提案を行った。提案する耐震壁は、耐力が転倒. 9mm の鋼板でせん断補強している。また、繋梁はせん. モーメントにより支配されることから転倒降伏耐震壁. 断降伏させるため、フランジ部分に板厚 9mm の鋼板で. と呼ばれ、履歴型ダンパーを内蔵し、フレーム架構の変. 曲げ補強している（図１ b 参照）。. 形モードと同じ変形モードを有する所に特徴がある。. WVD 試験体：中央鉛直スリット開口耐震壁試験体で、. 本論においては、試設計を行った 12 層建物の部分架. スリット幅は10mmである。この試験体のエネルギー吸. 構に関する実験結果について報告する。研究の目的は. 収部材には、鉛直ダンパーが用いられている。壁板の設. 次の 2 点である。. 計は WSO 試験体と同様である（図１ c 参照）。鉛直ダン. 1）利便性を考慮した転倒降伏耐震壁を提案し、想定し. パーは圧縮時の座屈が問題となるため、アンボンドブ. たとおりの降伏機構を形成することの検証 3）12 層建物の静的及び動的挙動の解析に用いた解析 1). プログラムの精度の検証. レースの構造詳細を参考としている。 WHD 試験体：提案する転倒降伏耐震壁においては、繋梁や鉛直ダンパーを取替え（あるいは補修）可能なエネ. ２実験計画. ルギー吸収部材（デバイス）と考えている。本試験体は、. 試験体は、12 層建物より取り出した 1 層 1 スパン耐震. 実験が終了したWVD試験体の鉛直ダンパーを、水平ダ. 壁の 1/4 縮尺モデルで、4 体製作した。なお、試験体製作. ンパーに取替えることにより作成した試験体である. に当っての共通仕様を以下に述べる。1）柱のコンクリー. （図１d参照）。水平ダンパーとしては、WCOおよびWSO. トは縦打ちであるが、壁板のコンクリートは横打ちとし. の繋梁と同じ寸法の H 形鋼を用いている。. た。2）壁のせん断補強筋は直径4mmの丸鋼（間隔50mm. 試験体に用いた鋼材の力学的性質と、コンクリート. で配筋）を用い、周辺の鉄骨枠とは接合を行わなかった。. の試験時材令における力学的性質を表１に示す。. したがって、鉄骨枠と鉄筋コンクリート壁板は一体的に. 加力装置の概略図を図２に示す。試験体には、12 層. 挙動するようには製作されていない。3）柱脚部分が極短. 建物の 1 層に生じる軸力に対応する鉛直荷重 529kN を. 柱となり大きなせん断力を負担することになる。そのた. 載荷し、実験中一定に保持した。水平力は油圧ジャッキ. め全試験体の柱には、コンクリート充填角形鋼管柱（以. により繰返し載荷を行った。正負荷重とも図３に示す. 下 CFT 柱と書く）を用いている。. ように圧縮力により載荷した。この事は、梁に圧縮力が. 4 体の試験体の詳細について述べる。. 導入されることを意味する。図３に示すδ 1、δ 2、δ 3. WCO 試験体：繋梁を 2 階床梁の中央に設置した中央開. を計測し、骨組の層間変形角と繋梁の部材角を測定し. 口型試験体で、壁板の詳細と繋梁の耐力は異なるが、他. 表１材料の力学的性質. は試設計建物 1) の 1/4 縮尺モデルである。壁板は板厚. σy σu (MPa) (MPa) H-175x175x7.5x11 287 455 Steel Tube(□-175x175x6) 338 451 WCO Columns, Beams Wall Panel H-175x175x7.5x11 327 485 Steel Tube(□-175x175x6) 411 480 WSO Columns Wall Panel Vertical Damper 335 499 WVD Steel Tube(□-175x175x6) 411 480 H-175x175x7.5x11 334 489 WHD Steel Tube(□-175x175x6) 411 480 Columns WVD, WHD Wall Panel. 70mmの高強度プレーンコンクリート壁板と板厚3.2mm の鋼板（周辺鉄骨枠とは両面隅肉溶接により接合）よりなる合成壁板となっている（図１ a 参照）。 WSO 試験体：片側開口型試験体で、開口の幅は中央開口試験体（WCO）より若干大きい。壁板は板厚 100mm で、高強度コンクリートを使用し、ひび割れ分散のために鉄筋を配筋している。壁筋と周辺鉄骨枠には溶接を行っていない。壁板には鋼板を用いず、鉄骨枠の四隅を三角形スチフナー（板厚 9mm）で補強している。CFT 33-1. cσB (MPa). 40 108. 41 113. 38 87.

(2) 壁板: コンクリート t=70 鋼板 t=3.2. 繋梁 H-175×175×7.5×11. 繋梁 H-175×175×7.5×11. 400. 175. H-175×175×7.5×11. 750. 壁板. 1000. 1000. t=100. CFT柱. CFT柱. □-175×175×6 PL-450×150，t=9 175. □-175×175×6. D13@50. H-175×175×7.5×11. 2-D22 625. 1500 2750. 625. 625. 1500 2750. （b）WSO 試験体. （a）WCO 試験体立面図. H-175 175 7.5 11. ダイヤフラムシュミレーター. 260. 260. 壁板. H-100 100 6 8. t=100. 650. 650. 配筋図. 立面図. 配筋図ダイヤフラムシュミレーター. H-175 175 7.5 11. 625. 壁板. H-100 100 6 8. t=100. CFT柱. CFT柱 □-175×175×6. 350. 350. □-175×175×6 D13@50. D13@50. 鉛直ダンパー 625. 1500 2750. 水平ダンパー 625. H-175 175 7.5 11. 2-D2 625. （c）WVD 試験体図１試験体の形状および寸法. 2-D2. 1500 2750. 625. （d）WHD 試験体. （単位：mm）. カウンターバランス装置. た。載荷プログラムは正負交番漸増振幅繰返し載荷で、. ピン. ロ型フレーム（上梁）. 各変位振幅で 3 回の繰返し載荷を行った。 3 実験結果と結果の考察. ワイヤー. ロ型フレーム（柱）. 3.1 荷重−変形関係と降伏機構. ジャッキ（2００ton）面外補剛装置. ロードセル球座. 図４に各試験体の水平荷重と層間変形角の関係を示. ジャッキ（１００ton）. 球座. 加力梁. 水平力載荷用ＰＣ鋼棒. 球座. す。図中の一点鎖線は、試設計12層建物の各種地震波に. 面外補剛装置. 試験体. ロードセル. 対する動的解析 1)により得られた最大応答水平荷重（耐. 滑り止め. ＰＣ鋼棒. 滑り止め. 震壁の 1 層部分における設計用せん断力）である。全て. ロ型フレーム（下梁）. の試験体は、一点鎖線で示す設計用せん断力を上回る水. Ｗ. 負加力. 平力時において転倒降伏機構を形成しており、せん断破壊を生じていない。最大応答水平力を上回る水平力を発揮しているのは、耐震壁の反曲点位置高さが12層建物の地震応答時と実験時では異なり、実験時の反曲点位置（2 層床位置）の方が低い位置にあるからである（図２参. 正加力. 図２加力装置 δ + δ2 δ= 1 2 H = P + N cosθ N = 529kN N = 1587 kN (WCF ). 照）。耐震壁のせん断耐力は、最大水平力耐力実験値よりも大きいことは明らかであるから、いずれの耐震壁もせ. δ1 P. N. θ δ3. δ2 −P. h. ん断設計に関しては十分な余裕があると言える。図中の点線は転倒モーメント降伏機構時の全塑性耐力の計算値. 図３計測方法. で、その計算式は図５に示すとおりである。Mt、Mc、Q の計算に用いる鋼材の材料強度として降伏応力度σ y お. 状況を写真 1 に示す。図４より、試験体は耐震壁特有の. よび引張強さσ（表１参照）を用いた場合について計算 u. 高い水平剛性及び水平耐力を保有しており、履歴ループ. し、それぞれ細線と太線で示している。. の形状は、比較的小さな層間変形時からエネルギー吸収. 全ての試験体において、設計時に想定した降伏機構を. が可能な形状となっているのが分かる。これが、本研究. 生じた。所定の繰返し載荷を行った後、大変形時まで載. で提案する転倒降伏耐震壁の特性である。鉛直ダンパー. 荷を行ったWSO試験体及びWHD試験体の実験終了後の. を用いた WVD 試験体は R=1.8 × 10-2rad. 時に水平耐力を 33-2.

(3) 喪失している。これは、鉛直ダンパーが 2 本とも破断し. は、繋梁のせん断耐力の評価にＨ型鋼フランジの枠効. たためである（写真２参照）。この場合も、鉛直荷重保持. 果を無視しているためと思われる。. 能力は維持している。履歴ダンパーには、鉛直荷重保持. 3.2 試験体各部の変形. 能力を期待しない設計となっているからである。. 図６に繋梁を用いた試験体の繋梁に生じた部材角と. 壁板に鋼板と高強度コンクリートを用いた WCO 試験. 層間変形角の関係を示す。図６より、繋梁には、層間変. 体は剛性が高く、他の 3 体は WCO に比べると剛性がや. 形角の３∼5倍の部材角が生じていることが分かる。こ. や低い。特に WSO 試験体の剛性が低いが、これは他の. の事より、繋梁は小さな層間変形角で早期降伏し、地震. 試験体に比較すると開口幅が若干大きいためである。壁. 時における履歴型ダンパーの役割をすることが期待で. 板コンクリートには全ての試験体において、微細なひび. きる。従って、実際の設計にあたっては、疲労破壊、溶. 割れが発生したが、特に損傷は見られなかった。壁板に. 接部の亀裂が生じない様に細心の配慮が必要である。. 鋼板を用いていない試験体においては、鉄骨枠とコンク. 転倒降伏耐震壁として、想定したような挙動を示し. リート壁板の間に肌別れが生じているのが観察された。. た WCO，WSO，WHD 試験体の３体について、耐震壁. 鉛直ダンパーが破断した WVD 試験体の鉛直ダンパーを. の軸方向伸縮量および2階床位置における回転角と層間. 繋梁に取り替えた WHD 試験体は、再び転倒モーメント. 変形角の関係を、それぞれ図７、図８に示す。前者は 2. 降伏機構による安定した復元力特性を示した。. 本の柱の伸縮量の平均値であり、後者は2本の柱の伸縮. 壁板の終局水平耐力（転倒モーメント耐力）は、図５. 量の差をスパン長さで除したものである。回転角につ. に示す算定式において、鋼材の引張強さσuを用いるこ. いては各変形角振幅における除荷点の値を示している。. とによりほぼ評価できることが分かる。この耐力は、理. WSO 試験体のみ、回転角の大きさが正負荷重時で対称. 論的には上限耐力であるが、実験値は大変形時にこの. となっていないが、これは開口位置が対称でないため. 上限計算値より若干大きな耐力を発揮している。これ. と CFT 柱の軸方向剛性が圧縮時と引張時で異なるため. 水平力（kN）. 1000 800 600 400 200 0. である。図７、図８よりいずれの量も小さとが分かる。これが、転倒降伏耐震壁の特徴で、建物の構造解析時に立体効果の影響がそれほど問題とならない事を意味している。. -200 -400. 水平力（kN）. 実験値解析値解析結果による耐震壁の負担せん断力. 実験値解析値解析結果による耐震壁の負担せん断力全塑性耐力σy. -600 -800 -1000 1000 800 600 400 200 0 -200 -400 -600 -800 -1000. く、純フレームの変形モードと同じであるこ. WSO. WCO. 全塑性耐力σy 全塑性耐力σu. 全塑性耐力σu. 4 解析結果と実験結果の比較本節においては、文献１で報告されている解析的研究で用いた解析手法による解析結果と実験結果の比較を行う。解析手法は、線材. WVD. WHD. 要素を用いた有限要素法によるもので、幾何学的非線型性を考慮している。断面の剛性はファイバーモデルにより評価されている。材. 解析結果による耐震壁の負担せん断力全塑性耐力σy. 実験値解析値解析結果による耐震壁の負担せん断力全塑性耐力σy. 全塑性耐力σu. 全塑性耐力σu. -2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2 -2 層間変形角（×10 rad）. -2 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2 -2 層間変形角（×10 rad）. 図４各試験体の荷重 - 変形関係. P. H. δ. P θ. Q. θ. M OTM = Hh = M t + M C + QL H=. h. Mt、Mc：軸力（P ± Q）を考慮に. θ. Mt. M t + MC + QL h. L. Mc. 入れた CFT 柱の曲げ耐力 Q：繋梁のせん断耐力. 図５全塑性耐力の計算仮定. 写真１実験終了後の状況（左：WSO、右：WHD） 33-3. 写真２鉛直ダンパーの破断.

(4) -2. 関係を大井・秋山モデルとし，コンクリー. 繋梁部材角（×10 rad）. 料のモデル化については，鋼材の応力 - 歪トの応力 - 歪関係を崎野・孫モデルとした。ここで説明を要する事項は、壁コンクリートのモデル化である。実験において、コンクリートと鉄骨枠の間に隙間が観察. 10 8 6 4 2 0 -2 -4 -6 -8 -10. WCO. -2. -2. じないようにしている。解析結果を実験結果と合わせて図４に示す。いずれの試. 梁の部材角、壁板のせん断変形角、ともに精度良く評価しており、各試験体の特徴を良く捉えていることが分かる。壁板のせん断変形角の値は式 1 に基づいて算定している（図 11 参照）。. 0. -2. 1. 2 -2. -1. 0. -2. 1. 2. 層間変形角（×10 rad）. -2. WSO. WHD. 0 -0.1. 2階床位置の回転角（×10 rad）. ても、図 10 および図 12 に示すとおり、繋. -1. 層間変形角（×10 rad）. WCO. 0.1. -0.2 -2. 験体についても比較的精度良く評価していることが分かる。また、破壊性状につい. 2 -2. 1. 0.2 柱の伸縮量（×10 ）. 端はピン接合とし、曲げモーメントを生. -2. WHD. 図６繋梁の部材角と層間変形角の関係. 応力は生じていなかったと考えられる。負担する壁モデルとした。また、斜材の両. 0. 層間変形角（×10 rad）. されたことから、コンクリートには引張そこで、図９に示す斜材は圧縮力のみを. -1. WSO. -1. 0. 1. -2. 層間変形角（×10 rad）. 2 -2. -1. 0. 1. -2. 層間変形角（×10 rad）. 2 -2. -1. 0. 1-2. 2. 層間変形角（×10 rad）. 図７軸方向の伸縮量と層間変形角の関係 0.3 0.2. WCO. WHD. WSO. 0.1 0 -0.1 -0.2 -0.3. 0.25 0.5 0.75 1.0 1.25 1.5 1.75 2.0. 0.25 0.5 0.75 1.0 1.25 1.5 1.75 2.0. 0.25 0.5 0.75 1.0 1.25 1.5 1.75 2.0. 層間変形角（×10 rad）. 層間変形角（×10 rad）. -2. -2. 層間変形角（×10 rad）. -2. -2. 繋梁部材角（×10 rad）. 図８ 2 階床位置における回転角と層間変形角. WSO 試験体. WHD 試験体. 図９試験体の解析モデル. 8 6 4 2 0 -2 -4 -6 -8. -2. θ. 図 11 壁板部の変位計測 4 結論本研究で提案する転倒降伏耐震壁に関して、4体の実験及び解析を行い、以下の結論を得た。（1）耐震壁の変形性状は、柱脚に形成される塑性ヒンジと繋梁の変形性状に支配され、エネルギー吸収能力の大きい安定した復元力特性を示した。ただし、. し載荷時において大きなエネルギーを吸収すること. 1. -2. 2 -2. -1. 0. 1. -2. 層間変形角（×10 rad）. 2. 2 1. WSO. WHD. 0 -1 ● ○. -2 -2. -1. 0. 実験値解析値. -21. 層間変形角（×10 rad）. ● ○. 2 -2. -1. 0. 実験値解析値. -21. 層間変形角（×10 rad）. 2. （3）節点挙動で見た場合、フレーム架構と同様な節点挙動を示しており、曲げ降伏する耐震壁特有の引張側柱の浮き上がり現象を生じていない。. 状が不安定であったため鉛直ダンパーの設計詳細を（2）繋梁は、小さな層間変形角でせん断降伏し、繰り返. 0. 層間変形角（×10 rad）. 図 12 壁板のせん断変形角（実験結果と解析結果の比較）. WVD 試験体のみに関しては鉛直ダンパーの破壊性検討し直す必要がある。. -1. 実験値解析値. ● ○. 図 10 繋梁の部材角（実験結果と解析結果の比較）. -2. γ. γ =(d1+d2)／(2・h・cos θ)……（1）. 壁板のせん断変形角（×10 rad）. ｈ. 実験値解析値. ● ○. ｄ2. ｄ1. WHD. WSO. （4）線材要素を用いた有限要素法解析により、実験結果を精度良く評価出来ることが明らかとなった。参考文献. から、履歴ダンパーとしての性能を持つことが期待. 1)山口達也、日高桃子、崎野健治：転倒降伏耐震壁を有する建物に関する解析的研究（その 1・2）、日本建築学会九. できる。. 州支部研究報告第 42 号・1、pp.417 ∼ 424、2003. 33-4.

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