RC造周辺柱を有する制振壁に関する実験的研究 [ PDF

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(1)RC 造周辺柱を有する制振壁に関する実験的研究 . 田口雅浩１．研究目的. WRC1試験体：最も剛強に設計した試験体である。こ. 本研究においては、従来にない降伏機構を有する. の試験体を１層試験体の基本試験体と呼ぶことにす. 連層壁の提案を行った。提案する連層壁の特徴は、. る。繋梁の寸法は H-150 × 75 × 5 × 7 で、ウエッブ. 繋梁と称するエネルギー吸収デバイスを内蔵するこ. とフランジをそれぞれ 6mm と 9mm の厚さのプレート. とである。この連層壁を建築構造物に用いることに. を溶接して補強している。繋梁の埋め込み長さは梁. より、建物の主要構造部材（鉛直荷重を支持する柱. せいの 3 倍程度としている。壁板は周辺に鉄骨枠を. および梁部材）はもとよりエネルギー吸収デバイス. 配置し、壁厚を柱幅と同じ 175mm としている。壁筋. 以外の2次部材の損傷をできるだけ目立たなくする. は横筋のみ 4 φの鉄筋 2 本を 50mm 間隔で配筋して. ことが期待できる。ここでは,図 1 のような壁を「制. いる（せん断補強筋比は 0.0029）。なお、内柱部分. 振壁」と呼ぶことにする。本論においては RC 造周. に配筋した 2-D10 は、壁の横筋を配筋するための鉄. 辺柱を有する制振壁に関する実験結果について報告. 筋である。柱脚部には、柱脚パンチングシアに対す. する。研究の目的は壁板を RC 構造とした場合の繋. る補強筋として13 φの磨き丸鋼を6 本配筋した。磨. 梁の設計詳細の検討である。. き丸鋼を用いた理由は、せん断力のみを負担し、引. ２．実験計画. 張力は負担しないようにするためである。この試験. 実験を行った 1/4 縮尺部分架構試験体は、1 層 1. 体の想定した降伏機構は「転倒降伏機構」である。. スパン試験体の 4 体と 3 層 1 スパン試験体の 1 体の. WRC2 試験体：基本試験体との違いは、ⅰ)壁板の厚. 制振壁試験体 5 体である。. さを 100mm としている、ⅱ)（繋梁の定着効果の有無. 図 2 に実験に用いた試験体の形状を示す。. を見るために）2 階壁板に相当する繋梁上部の壁板. 5 体の共通事項として、試験体は加力装置に試験. の横筋を省略している、ⅲ)柱脚パンチングシアに. 体を固定するための基礎梁(１層試験体は RC 造、3. 対する補強筋（13 φの磨き丸鋼）を省略している、. 層試験体は S 造)と鋼管横補強 RC 柱（横補強用鋼管. の 3 点である。. は、柱脚部の 10mm にスリットを設けることにより. WRC3 試験体：基本試験体との違いは、ⅰ)壁板内柱. 軸力は伝達せず、高い拘束効果を持っており、以下. の鉄骨の中間部を鉄筋に置き換えており、内柱主筋. TRC 柱と書く）、鉄骨繋梁、鉄筋、コンクリート壁か. （8-D13）は両端において鋼板に溶接することにより. らなっている。コンクリート強度は40Mpa 程度であ. 定着されている、ⅱ)壁板の横筋は D10 鉄筋 2 本を. る。試験体の製作にあたっては、コンクリートの打. 7 5 m m 間隔で配筋している（せん断補強筋比は. 設は縦打ちで、基礎梁及び上部構造を全て一体的に. 0.011）、の 2 点である。. 打設した。立面図. 以下、各試験体の詳細について述べる。. 配筋図. H -2 44 ×17 5 ×7×1 1 H -1 00 ×5 0×5 ×7. 配筋図 t=9 H -1 00×5 0×5×7 ( ⑥上下切り離し). H- 15 0×7 5 ×11 ×7 （PL t =6 によりウエッブを補強）. H- 1 50 ×75 ×5 ×7. 200. t =1 75m m. 200. PL. 101 4. H -15 0×75 ×11×7 ( ②補強プレート）. 立面図. 200 □ -175× 175× 6. 235. 35. 96 6. ③磨き丸鋼 □-1 75 ×1 75 ×6. 6 00. 300. 6 00. H- 10 0 ×50 ×5× 7. H -1 75 ×1 75 ×7. 5× 11. 6 25 □- 17 5×1 7 5×6. H- 25 0× 25 0×9 ×1 4. 40. 200. 62 5. 12 -D 1 3. H -1 00×50 ×5×7 89 2. スリット1 0m m. 8- D1 3. PL t= 6. ④ロードセル 28 72. 1 000. ①壁厚 ⑤P C鋼棒. 試験体 WRC1 WRC2 WRC3 WRC4. ①壁厚(mm) ②繋梁せん断耐力(kN) ③磨き丸鋼 ④ロードセル ⑤PC鋼棒 ⑥上下切り離し 175 400 ○ × × × 100 400 × ○ × × 175 400 ○ ○ ○ ○ 100 200 × ○ ○ ○. 40 0. 6 50. 30 0. 65 0. (a) WRC1 ∼ WRC4 (b) ３層 W R C 図 1 制振壁の降伏機構. 図 2 試験体の形状及び寸法 51-1. 40 0.

(2) WRC4 試験体：基本試験体との違いは、ⅰ)繋梁のフ. 振幅繰返し載荷である。0.25% から 2.0%まで 0.25％. ランジは補強しているがウエッブは補強していない. の変位振幅増分で、各変位振幅ごとに 3 回ずつ繰返. ため、せん断耐力が約半分となっている、ⅱ)壁板. し載荷を行った。試験体の変位に関しては、前述し. の厚さを 100mm としている、ⅲ)壁板内柱の鉄骨の. た水平変位以外に、両側柱の鉛直方向変位、繋梁の. 中間部を鉄筋に置き換えており、内柱主筋(4-D13). 部材角、試験体の構面外の変形、両柱脚の水平変位. は下端は鋼板に溶接することにより定着されている. を変位計により測定した。また鉄筋、鋼材に関して. が、上端においては繋梁の下端には溶接されていな. は降伏が予想される位置において歪みを測定した。カウンターバランス装置. い、ⅳ)壁板の横筋はD6 鉄筋 2 本を 75mm間隔で配筋. ピン. している（せん断補強筋比は0.0085）、ⅴ)繋梁の埋. ロ型フレーム（上梁）. め込み定着部の詳細が基本試験体に比較して簡略化されている、の 5 点である。. ピンワイヤー. 3 層 WRC 試験体：繋梁の寸法は上部は H-150 × 7 5. 吊りバネ. ロ型フレーム（柱）. 面外補剛装置. × 5 × 7 で、ウエッブとフランジにそれぞれ 6mm の. ロードセル. ロ型フレーム（柱）. 球座加力梁. 厚さのプレートを溶接して補強している。下部は. ジャッキ（１００ ton ）. ピン. H-175 × 175 × 7.5 × 11 でフランジに 6mm の厚さの. 球座. 球座. ピン. ピン. プレートを溶接して補強している。繋梁は外柱鋼管. 面外補剛装置ロードセル. 試験体取付治具. と一体的になっている。壁板の横筋は D10 鉄筋 2 本. 試験体. ＰＣ鋼棒. 滑り止め. 滑り止め. を 75mm 間隔で配筋している。上下繋梁と柱頭、柱脚が降伏することにより、「転倒降伏機構」を形成. Ｗ変位計. する。. (a) WRC1 ∼ W R C 4. 試験体に用いた鋼材の力学的性質を表 1 に、コンクリートの試験時材令での力学的性質を表 2 に示. カウンターバランス装置カウンターバランス装置. す。 . ピン. 表 1 鋼材の力学的性質 Flange Web WRC1,WRC2 Flange H-100×50×5×7 Web 鋼管 ( 175×175×6) Flange H-150×75×5×7 Web Flnge WRC3 H-100×50×5×7 Web 鋼管 ( 175×175×6) Plate t=12 ( 内柱下部用) Flange H-150×75×5×7 Web Flange WRC4 H-100×50×5×7 Web 鋼管 ( 175×175×6) Plate t=9 (繋梁鉛直溶接用 ) Flange H-175×175×7.5×11 Web Flange H-150×75×5×7 Web 3層WRC Flange H-100×50×5×7 Web 鋼管 ( 175×175×6) Plate t =6 ( 繋梁web補強用) H-150×75×5×7. ワイヤーテフロンシート. 加力梁. ワイヤーピン. 水平力載荷用PC鋼棒. ピン W H. ロードセル面外補剛装置ジャッキ(100ton). 降伏応力度降伏ひずみ引張強度 (N/mm2) (%) (N/mm2) 361 0.16 483 359 0.26 472 361 0.17 482 368 0.18 479 401 0.25 471 361 0.16 483 359 0.26 472 358 0.16 463 338 0.16 445 401 0.25 471 234 0.18 321 361 0.16 483 359 0.26 472 358 0.16 463 338 0.16 445 401 0.25 471 303 0.19 384 297 0.14 433 327 0.16 448 321 0.16 458 350 0.17 471 312 0.15 426 348 0.12 459 328 0.16 419 316 0.15 405. 面外補剛装置. 試験体 W. Iビーム. PC鋼棒. PC鋼棒 FL. ローラ. ローラ. (b) ３層 W R C 図 3 加力装置. 表 2 コンクリートの力学的性質圧縮強度（N/mm 2 ） WRC1 39.4 WRC2 38.1 WRC3 41.5 WRC4 41.8 3層WRC 41.3. δ1. ヤング係数（N/mm 2 ） 28922 26240 29914 27149 34839. N. δ2. -P. P. H=P+ N・s inθ δ1. ３．加力装置と加力方法加力装置の概略図を図 3 に示す。試験体には、1 層試験体 4 体には鉛直荷重 529kN、. θ N. P. δ2. δ3. -P. h δ4. δ3 h. 3 層試験体には鉛直荷重980kN を載荷し、実験中一定に保持した。水平力は油圧ジャッキにより繰り返し載荷を行った。図 4 に示すδ 1、δ 2 を計測し、骨組の層間変形角を. (a) WRC1 ∼ WRC4 (b) ３層 W R C . 測定した。載荷プログラムは正負交番漸増. 図 4 計測方法 51-2.

(3) 今回の 1 層試験体の実験で使用した加力装置には. には柱脚が初降伏した。その後 R=0.75 × 10 -2rad で. 次のような問題点がある。. 柱脚にひび割れが生じ、R=1.0 × 10 -2rad で圧壊が見. ⅰ)実際の構造物では半曲点位置は静的載荷時、動. られるようになった。R=1.25 × 10 -2rad には柱脚のす. 的応答時において異なりその位置は変動するが、実. べりが確認され、パンチングシアー破壊し始めた。. 験においては載荷位置が2 階床レベルである。ⅱ)実. 復元力特性は柱脚にすべりが生じ始めた R=1.25 ×. 際の水平力は 2 階床位置における分布力として試験. 10 -2rad 付近から勾配が緩やかになり、耐力が減少し. 体に導入されるが、実験においては風上側からの集. ている。. 中圧縮力により載荷されているため、梁の軸力が実. WRC2 試験体：層間変形角R=0.25 × 10 -2rad で左右柱. 際とは異なる。ⅲ) 隣接フレームからの曲げ戻し. 頭、壁板上部にひび割れが発生。R=0.5 × 10 -2rad で. モーメントを無視している。ⅳ) 左右耐震壁の 2 層. 繋梁がせん断降伏し始め、柱脚が初降伏した。また、. 床位置における曲げモーメントに対応する中枠柱に. 壁板の継ぎ目に斜めせん断ひび割れが発生した。. 軸力を載荷していない。. R=1.5 × 10 -2rad にはパンチングシアー破壊し始め. 図 5 -a に静的増分解析により推定した実際の構造. た。R=2.0 × 10 -2rad には壁板の上部が大きく剥がれ. 物の応力状態を、図 5 -b に試験体の載荷状態を示す。. 落ちた。復元力特性は WRC1 と類似した履歴を示し. 実際の構造物は風上側柱脚はほとんどせん断力を負. た。. 担せず、風下側柱脚がせん断力の大半を負担してい. WRC3 試験体：層間変形角R=0.25 × 10 -2rad で壁板の. るのに対し、試験体は左右柱脚に均等にせん断力が. 繋梁付近からひび割れが発生し( 右壁、左壁の順) 、. 負担されていると考えられる。そこで、より実際の. 繋梁がせん断降伏し始め、続いて柱脚も初降伏した。. 構造物の応力状態に近づけるためにWRC1を除ドセル(ピン-ピンの剛棒)を挿入してある(図. 400. 5 -c 参照)。また本来生じない引張力を内枠柱が負担しないように、WRC3、4 試験体は内枠柱部分を PC 鋼棒で外部補強してある。. 600. WRC1. 200 0. -600 -3.0. した点に□をプロットしてある。図中の点線計算値で、その計算式は図 7 に示す通りであ. 400. る。全塑性耐力計算中の M t、M c、Q の計算に用いる鋼材の材料強度として降伏応力度σyおよび引張強さσ u を用いた場合について計算し、それぞれプロットしてある。グラフより、壁板の終局水平耐力はσuを用いた場合の全塑性耐力でほぼ評価できることが分かる。. -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 層間変形角（×10- 2rad）. -600 -3.0. 3.0. 600. WRC3. 200 0. -200. WRC4. 200 0. -400. -600 -3.0. -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 層間変形角（×10- 2rad）. 3.0. -600 -3.0. 600. で繋梁がせん断降伏し始め、繋梁付近から壁. 400. 板にひび割れが生じ始めた。R=-0.25 ×10 -2rad. H. PC鋼棒. 水平力 (kN). WRC1 試験体：層間変形角 R=+0.25 × 10 -2rad. H. 3.0. -200. -400. 以下、各試験体の実験経過を述べる。. -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 層間変形角（×10- 2rad）. 400 水平力 (kN). 600. 水平力 (kN). は転倒モーメント降伏機構時の全塑性耐力の. 0. -400. -400. を示す。繋梁が降伏した点に△、柱脚が降伏. 200. -200. -200. ４．実験経過と荷重 - 変形関係図 6 に各試験体の荷重 - 変形関係のグラフ. WRC2. 400 水平力 (kN). 600. 水平力 (kN). く WRC2、3、4 試験体には中央開口下部にロー. -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 層間変形角（×10- 2rad）. 3.0. 3WRC. 200 0 -200 -400. ロードセル. Nt=0 Qc .t=0. Nc=2NL Qc.t=H. Nt=NL-Q繋梁 Qc .t=0.5H. Nc=NL+Q繋梁 Qc.c=0.5H. 図 5-b 図 5-a 試験体の応力状態実際の構造物の応力状態. -600. NL. C. -3.0 Nc=NL+Q繋梁 Nt=NL-Q繋梁 Qc .t=0.5H-NL .C . Qc.t=0.5H+NL.C.. 図 5-c 改良後の応力状態 51-3. -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 層間変形角（×10- 2rad）. 3.0. 図 6 各試験体の荷重 - 変形関係.

(4) H. M' t. δ. M'c θ. θ P δ. H. 図 6 に各試験体の荷重-変形関係の実験値と解析. P Q. θ. θ. 値を、表 3 に各試験体の実験および解析における初. Q1. 期剛性、最大耐力を示す。最大耐力は各試験体とも. h h. θ. θ. Q2. 解析誤差 10% 以内におさまっており、精度よく評価. θ. できている。WRC1、WRC2試験体では実験値が解析値 Mc. L. Mt. M t + M c + QL h. を下回っているが、これは繋梁が完全にはひずみ硬. θ. MOTM = Hh = M t + M c + QL. H =. 5.2 実験結果と解析結果の比較. Mt. L. 化しなかったためと考えられる。これに対し WRC3 Mc. MOTM=Hh=Mt +Mc +M 't+M 'c+Q1L+Q2L H=. 試験体ではひずみ硬化が十分に生じたために、実験値と解析値はほぼ等しくなっていると考えられる。. M t+Mc +M't +M 'c+Q1L+Q2L h. WRC4試験体では実験値が解析値を上回っているが、これは繋ぎ梁のひずみ硬化に加え繋梁に用いるH型. 図 7 全塑性耐力の計算仮定. 鋼フランジ(9mmプレートで補強)の枠効果によるも R=1.25×10 radあたりから壁板のコンクリートと内. のと考えられる。初期剛性は WRC1 試験体では解析. 部鉄骨が剥離し始めた。履歴面積は小さくなってい. 誤差 1% と非常に精度よく評価できているが、その. るが、耐力はあまり下がらなかった。. 他の試験体は 6 ∼ 23% とばらつきが見られた。. -2. WRC4 試験体：層間変形角R=0.25 × 10 rad で壁板の -2. 繋梁そばからひび割れが発生( 左壁、右壁の順) 。 R=0.5 × 10 -2rad で繋梁がせん断降伏し始め、柱脚が初降伏した。R=+1.75 × 10 -2rad には繋梁のウェブが局部座屈し、R=-1.75 × 10 -2rad にはウェブに亀裂が発生した。耐力は他の 3 体と比べて低くなっているが、復元力特性は比較的安定した履歴ループを描いている。壁板にはひび割れは生じなかった。 3 層 WRC 試験体：層間変形角 R=0.25 × 10 -2rad で上. ロードセル部分. 部、下部とも繋梁がせん断降伏し始め、柱脚も降伏し始めた。R=0.5 × 10 -2rad で柱頭が降伏し始めた。層間変形角 R=0.75 × 10 -2rad で柱頭からひび割れが. (a) WRC1 ∼ WRC4 (b) ３層 WRC . 生じ始め、上部繋梁端部溶接部からひび割れが生じ. 図 8 解析モデル. 始め、層間変形角R=1.50×10 -2radで壁面コンクリートの圧壊が見られるようになった。復元力特性は上. 表 3 実験値と解析値の比較. 部繋梁近傍のコンクリートが圧壊し始めた層間変形角 R=1.50 × 10 -2rad 付近から勾配が緩やかになり、耐力が減少している。５．復元力特性に関する解析的検討 5.1 解析概要本節においては、実験により得られた荷重- 変形. WRC1 WRC2 WRC3 WRC4 3WRC. 実験値解析値初期剛性最大耐力初期剛性最大耐力 Kex(kN/ mm) Kex(kN) Kal(kN/ mm) Kal(kN) 228.5 588 230.9 615 183.2 562 206.7 620 331.5 608 269.4 618 195.6 366 169.0 334 239.1 458 225.0 462. Kex/Kal Hex/Hal 0.990 0.886 1.230 1.157 1.063. 0.956 0.906 0.984 1.096 0.991. 関係を解析によってどの程度の精度で評価できるか. ６．結論. の検証を行う。解析には、線材要素を用いた有限要. 本研究で提案するRC構造に近い壁板を有する制振. 素法による 2 次元骨組解析プログラム（材料非線形. 壁 5 種類の試験体について実験を行った結果、以下. 性、幾何学的非線形性を考慮）を用いる。部材は. の結論を得た。. ファイバーモデルにより評価する。材料の構成則. 変形制限を設ける場合の目安である層間変形角. は、鋼材は大井・秋山モデルとし、側柱に用いたコ. 1.0/100rad.以内の変形においては、制振壁の復元力. ンクリートは、RC 部は耐力劣化のある崎野・孫モデ. 特性は各試験体とも柱脚に形成される塑性ヒンジと. ル、TRC 柱を用いた柱脚部は耐力劣化のない崎野・. 繋梁の塑性変形性状に支配され、エネルギー吸収能. 孫モデルを用いた。壁板部分は等価な剛性を有する. 力の大きい安定した性状を示した。大変形時には、. 弾性ブレースに置換した。. 加力装置の性能と各試験体の設計詳細に起因する各. 解析モデルを図 8 に示す。. 種局部破壊性状が生じた。. 51-4.

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