摩擦抵抗型乾式組積構造を利用した制振壁の開発に関する研究 [ PDF

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摩擦抵抗型乾式組積構造を利用した制振壁の開発に関する研究

黒田 亮太郎

１. 序

本研究では，循環型の建築工法として提案している SRB-DUP1)（Steel Reinforced Brick based on Distributed Unbond Prestress theory）工法で組積した摩擦抵抗型乾式 組積造を鉄骨造などの建築物に組み合わせて耐震補強 する方法の開発を目的としている． 本論文では既往の研究2)_{で開発した，滑り発生層の制} 御が可能な SRB-DUP 制振システムに関する，実大の壁 －フレーム試験体の繰り返し水平載荷実験を行い，そ の挙動を把握した． ２. SRB-DUP 構造体の制振効果 SRB-DUP 構造体は，制振壁として用いるとき，木造 や鉄骨造など比較的剛性の低い建物に有効である．図 1 は，建物の主体構造である鉄骨ラーメンの梁位置で SRB-DUP 構造体を接合する工法例で，SRB-DUP 構造 体と梁を鋼材を介して接合している．SRB-DUP 構造体 の自重以外の固定荷重および積載荷重，ならびに地震 による慣性力等は鉄骨ラーメンに作用するが，鉄骨ラ ーメンだけでは比較的剛性が低いため，より剛性の高 い SRB-DUP 構造体に水平力が伝達する．その水平力が 接合用鋼材と SRB-DUP 構造体のボルト接合による摩 擦抵抗に達したとき，滑りが発生し，以降，鉄骨ラー メンと接合用鋼材は長穴の範囲で動摩擦抵抗を保持し たまま滑り，外力のエネルギーを吸収する． 接合部を含む SRB-DUP 構造体を制振壁として用い る場合の設計式を①に示す． 本研究では SRB-DUP 制振壁が負担するせん断力が ①式で表現可能か検証するため実験を行った． ３. 実験概要 試験体の構成要素のうち，固体要素の材料定数を表1 に，固体要素と水平補強要素の形状を図2に示す．固体 要素は有孔粘土煉瓦の上下面を平行かつ平滑に，また 寸法のばらつき が小さくなるよ う研削したもの を使用した．最 上層には SRB-DUP煉瓦 に水平方向にボ ルトを通すφ 13mmの円孔を 空けたものを使用し，煉瓦接合用鋼材直下の第17層に はSRB-DUP煉瓦の小穴をφ32の円孔に拡大し，φ40と φ32の円孔に高さ30mmまで圧縮強度66.2N/mm2_の無収 縮グラウト材を充填してφ15mmの小円孔とし，水平方 向に円孔を空けたものを使用した． 水平補強要素には厚さ1.0mmの鋼製プレートを，鉛直 補強要素にはいずれも鋼製でM12のボルト，高さ40mm の高ナット，丸座金及びばね座金を使用した．ボルト は全ねじボルトと，無垢の丸棒の両端にねじを切った 両切りボルトを使用した．両切りボルトは中央の無垢 の部分にひずみゲージを貼って，張力導入量の制御と 組積や載荷に伴う張力変化の測定に利用した．煉瓦接 合用鋼材にはSS400の不等辺山形鋼175×200×t 15の黒皮 のものを，梁接合 用鋼材として SS400の不等辺山 形鋼200×200×t 15

　　

P i P

N

Q

=

Σ

μ

⋅

…① P P

N

i

Q

　

　　

μ

：SRB-DUP 制振壁が負担するせん断力（kN） ：滑り係数 ：ボルトの本数 ：ボルト 1 本当たりのプレストレス力（kN） 図 1 接合部の概要 鋼材可動域 接合用鋼材 SRB-DUP 構造体 鉄骨梁 55 55 55 55 φ16 φ40 220 110 11 0 85 SRB-DUP 煉瓦（第 1～16 層） 水平方向有孔煉瓦（第 18 層） 55 55 55 55 220 110 85 φ40 φ32 42 43 30 5 5 110 110 11 0 φ13 55 55 φ16 φ40 11 0 85 42 43 55 55 220 110 110 110 φ13 φ16 55 55 110 42 43 27 φ13 固体要素 45 110 45 200 40 40 80 φ15 φ18 t=1.0㎜ 図 2 試験体構成要素（単位：mm） 水平補強要素 グラウト材充填煉瓦（第 17 層） 表 1 固体要素の材料定数 圧縮強度 42.1 ヤング係数 7.73×104 (単位： 曲げ強度 13.7 N/mm2₎

64-2 BD1 試験体 BD2 試験体 BD3 試験体 図 5 水平荷重‐水平変位関係 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 水平変位（㎜） -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 水平変位（mm） -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 水平変位（mm） の黒皮のものを使用した．また最上層と煉瓦接合用鋼 材直下の層の煉瓦を固定する鋼材として，厚さ3.2mm の折り曲げた亜鉛メッキ鋼板を使用した． 試験体は制振壁をフレーム内に設置し，接合用鋼材を 介してフレームと接合した．フレームは柱梁ともに SS400の250×250×9×14の黒皮のH型鋼を使用した．柱 の上下端にピン支承を接合し，また梁端部と動的アク チュエーターに取り付けた治具をピン支承を介して接 続した．梁と梁接合用鋼材をボルトで接合し，さらに 梁接合用鋼材と煉瓦接合用鋼材をボルトで接合した． 制振壁はSRB-DUP構法を用いて作製した長さ方向に 煉瓦7個1540mm，幅110mm，高さ方向18層1561mmの煉 瓦壁で，煉瓦接合用鋼材直下の層（17層目）にグラウ ト材を充填した煉瓦を並べ，その上面に煉瓦接合用鋼 材を取り付け，その上（18層目）に水平方向有孔煉瓦 を並べた．グラウト材充填煉瓦はグ ラウト材の上部に丸座金及びばね 座金を介し，高ナットで締め付け， プレストレスを付与した．17層目と 18層目の煉瓦には水平方向にボル トを通し，固定用鋼材と丸座金およ びばね座金を介してナットで締め 付け固定し，一体化した．試験体の形状，載荷位置， 変位測定位置を図3に，試験体上層部の拡大図を図4に 示す．1～4層目，16～18層目にはそれぞれひずみゲー ジを貼り付けた両切りボルトを使用し，プレストレス を制御しながら付与した．5～15層目の各ボルトは3，4 層目を締め付けたときの平均のトルク値（10.5Nm）で 締め付けた．16，17層目をグラウト材の上から強く締 め付けることで滑り層の制御をした．18層目は導入す るプレストレスを実験変数として変えながら締め付け た．試験体名，各層のボルトに与えたプレストレス， 与えた強制変位の片振幅を表2に示す． 実験は動的アクチュエーターを用い，水平載荷を行っ た．加力は与えるプレストレスの水準と変位振幅を変 えた6種類の試験体に対し，振動数0.2Hzの正弦波形で 各試験体所定の強制変位を順に10サイクルずつ与えた． BD1試験体からBD5試験体までは前の試験体の載荷が 終了した後，続けて載荷を行った． ４. 実験結果および考察 4.1 BD1～BD5 試験体の実験結果 BD1，BD2，BD3 試験体の水平荷重－水平変位関係と， 滑り係数と累積滑り変位の関係，18 層目のボルト張力 保持率（%）と累積滑り変位の関係をそれぞれ図 5，6， 7 に示す．ここで滑り荷重とは水平荷重をボルト張力で 除した値，ボルト張力保持率とは載荷前の値に対する グラウト材 固定用孔 固定用鋼材 図 4 試験体上層部の拡大図 15 61 18 77 2410 1540 表 2 試験体の種類 図 3 試験体の形状（単位：mm） 水平変位測定位置 載荷位置 1～16層 17層 18層 （㎜） BD1 11 BD2 22 BD3 33 BD4 22 BD5 11 BD6 2.0 8 片振幅 試験体名 4.0 10.0 1.0 各層のボルトに与えた プレストレス（kN/本）

64-3 載荷中に測定した値の比である．BD1～BD5 試験体で は想定した摩擦面，接合用鋼材とその上下層（17，18 層）の煉瓦の間のみで滑り，滑り層を制御することが できた．また，図 5 より水平荷重は水平変位が最大に 近づくほど上昇し，原点に近づくにつれ下降する現象 が若干見られたが，ほぼ剛塑性型の載荷履歴が得られ た．振幅の大きい BD3 試験体ではすべり変形時の水平 荷重の変動が顕著である．これは，今回の実験ではフ レームの柱上下端部がピンであるため，振幅に伴い鉛 直方向にも浮き沈みをする．そのため 17 層目以下の煉 瓦は変位振幅が大きくなるほど接合用鋼材に押し込ま れ鉛直方向に力がかかり摩擦抵抗が大きくなるため， 水平荷重が大きくなったものと考えられる．また 18 層 目のボルトはその動きに伴い，張力が変動している． 図 7 より 18 層ボルト張力は振幅に伴い増 減しており，原点を通るときに 100%近く なっている．このボルト張力の変動は前 述の水平荷重の増減や，滑り係数にも影 響を及ぼしている．図 6 に見られる滑り 係数が上がらずに落ち，棚になっている 現象は，滑り係数がこのボルト張力の増 減に伴って変化するためである．各試験 体の載荷前と載荷後の各層張力保持率を 表 3 に示す．今回の実験では BD1 試験体 の載荷が終了後，18 層に導入した張力が 緩和していたが，そのまま増し締めする ことなく BD2 試験体の載荷を行っている． そのため BD1 試験体がもっとも載荷荷重 が大きくなり，BD5 試験体の載荷荷重が 最も小さくなった．図 7，表 3 から BD1 試験体の 18 層 目のプレストレスは載荷直後のサイクルの滑り出し時 に急に緩和し，59%程度まで落ちていることがわかる． 一方で BD2 試験体～BD5 試験体の載荷前後の張力はほ ぼ保持できていることがわかる．接合用鋼材以下の層 は各試験体共，滑りを起こさなかったので，張力をほ ぼ保持することができた．表 4 に各試験体の滑り係数 の平均値と変動係数，また既往の研究2)_{で行った要素実} 験の試験体の滑り係数の平均値を示す．表より片振幅 の大きな試験体ほど変動係数も大きくなっている．ま た要素実験に比べて本実験では各試験体とも滑り係数 がかなり大きくなっている．これは要素実験では接合 用鋼材が上下動しないような治具であったが，本実験 ではフレームの変形に伴って接合用鋼材から壁体に圧 BD2 試験体 BD3 試験体 BD1 試験体 BD1 試験体 BD2 試験体 BD3 試験体 図 6 滑り係数 図 7 18 層ボルト張力保持率（%） 0 20 40 60 80 100 120 0 100 200 300 400 500 累積滑り変位（mm） 0 20 40 60 80 100 120 0 200 400 600 800 1000 累積滑り変位（mm） 0 20 40 60 80 100 120 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 累積滑り変位（mm） 表 3 各層張力保持率 表 4 滑り係数（2 面） 平均 変動係数 平均 変動係数 BD1 2.47 0.123 1.96 0.089 BD2 2.29 0.203 2.03 0.178 BD3 2.62 0.245 2.19 0.155 BD4 2.47 0.124 2.13 0.149 BD5 2.38 0.071 2.05 0.068 要素実験 2.0ｋN/本 （平均） 3.0ｋN/本 本実験 正方向載荷 負方向載荷 1.23 1.16 1.30 1.29 試験体 16，17層 3，4層 1，2層 載荷前 載荷後 保持率 保持率 保持率 保持率 ｋN ｋN ％ ％ ％ ％ BD1 16.86 9.93 58.9 99.7 100.2 99.7 BD2 9.67 9.47 97.9 100.1 100.2 100.1 BD3 8.08 8.18 101.2 100.5 100.5 100.4 BD4 7.94 7.87 99.1 99.9 100.0 100.0 BD5 7.71 8.38 108.7 99.9 100.0 99.9 18層 試験体 -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 0 100 200 300 400 500 累積滑り変位（mm） -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 0 200 400 600 800 1000 累積滑り変位（mm） -4.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 累積滑り変位（mm）

64-4 縮力がかかり，摩擦が大きくなったと考えられる．ま た全ての試験体で正方向載荷時は負方向に比べて載荷 荷重が大きくなっている． 表 4 より滑り係数は 2.5 程度であることがわかった． また①式では載荷中の緩和を考慮されていない．その ため載荷後の張力を用い，算定したせん断力を 1 とし たときの実験の最大値と最小値を図 8 に示す．図より 最小値は比較的差は小さく，最も小さくて 0.8 程度にな っている．一方最大値はばらつきがあり，1.4 程度にま でなっていることが分かる．このため設計式を用いる 場合，考慮が必要である． BD1～BD5 試験体では想定した摩擦面で滑らせるこ とができ，滑り層の制御ができた．また，滑り係数は 正方向側で 2.5 程度であった．また，摩擦面である最上 層以外でのボルト張力は維持することができた． 4.2 BD6 試験体の実験結果 BD6 試験体の水平荷重－水平変位関係，固体要素が 曲げ破壊を起こすせん断力 Q を図 9 に，載荷後の試験 体のひび割れ図を図 10 に示す．BD6 試験体は滑り出し 時にかかる荷重が Q を超えたため煉瓦が曲げ破壊を起 こし，以降接合用鋼材と煉瓦の間で滑りが発生せずに 接合用鋼材と壁体全体が一体となって変位した．面内 方向では，壁は中層から上層にかけて一体となって変 位の方向に動き，煉瓦にひび割れが入った．ひび割れ 以外にも煉瓦間に隙間ができて上層になるにつれて壁 体全体として広がっていた．図 10 から中央よりも壁体 端部に近い方が割れていることがわかる．面外方向に は目立った損傷は無かった．図 9 では滑りが発生しな かったため載荷荷重が水平変位の増大と共に上昇して いる．最初のサイクルが変位，荷重ともに他のサイク ルに比べ大きくなっており，煉瓦が曲げ破壊し割れた ため，以降のサイクルでは割れた煉瓦が負担していた 分，荷重が小さくなった．また BD1～BD5 試験体と同 様に負方向載荷時に比べて，正方向載荷時に載荷荷重 ガ大きくなっている． ５. まとめ 本研究で得られた知見を以下に示す． 1. 最上層のボルトに 1.0kN のプレストレスを導入した 場合，想定した摩擦面での滑りが生じ，滑り層の制 御ができた． 2. 張力は最初の載荷開始直後に急に落ちたが，その後 は保持することができた． 3. 本実験では，要素実験と比べて滑り係数がかなり大 きく正方向側で 2.5 程度であった． 4. 設計式では緩和の考慮のため，載荷後の張力を用い 算定した値より，最大値は 1.4 倍程度となることが 分かった． 5. 最上層のボルトに 2.0kN のプレストレスを導入した 場合，滑りが発生せず，固体要素が曲げ破壊を生じ るせん断力を超え，煉瓦壁と接合用鋼材が一体とな って変位した． -80 -40 0 40 80 -15 -10 -5 0 5 10 15 水平変位（mm） BD6 試験体 図 9 水平荷重－水平変位関係 Q：曲げ破壊発生時せん断力 図 10 載荷後のひび割れ 謝辞 本研究の遂行にあたり，文部科学省科学研究費補助金（基盤研究 (C)，課題番号：20560524，研究者代表：山口謙太郎）の助成を受 けた．また，本研究の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，松藤泰典，小山智幸，小山田英弘：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 年 3 月． 2) 黒田亮太郎 他 5 名：乾式組積構造の摩擦抵抗機構を用いた制振 システムの開発に関する研究 その 2，日本建築学会九州支部研究 報告，第 49 号，pp.421-424，2010 年 3 月． 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 BD１ BD２ BD３ 実験最小値 算定値 実験最大値 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 BD１ BD２ BD３ 実験最小値 算定値 実験最大値 正方向 負方向 図 8 設計式との比較