60-1
摺動部にアルミ座金を用いる
乾式組積コンクリートブロック造制振壁の履歴特性
吉田 真央 １．序 筆者らは，資源循環に寄与する建築構造体として， コンクリートブロックを乾式工法で組積した壁体を比 較的剛性の低い建築物の制振壁として利用する方法の 開発研究を行っている． 本論文では，アルミニウム（A1050-H24）製の座金 （以下，アルミ座金と記す）を摺動部に用いて作製し た試験体の繰り返し水平載荷実験を行って，その履歴 特性を調べた結果を述べる． ２．摩擦抵抗型乾式ブロック造制振壁 提案する制振壁は摺動部と壁体部（乾式ブロック壁） で構成される．この制振壁は摩擦摺動部の繰り返し変 形でエネルギーを吸収する摩擦ダンパーとして働くが， 想定を超える大変形時にはブロック壁の組積層間の滑 りやひび割れにより更に大きな減衰効果が期待できる． 加えて壁体の面外変形能力が高いことも特徴である． 2.1 乾式ブロック壁の概要 乾式ブロック造制振壁に用いるブロック壁は，水平 方向に補強鋼板を配し，鉛直方向にブロックを組積し ながら鋼製のボルトを等間隔に挿入して，補強鋼板の 位置で高ナットを締め付け，その上部に次のボルトを 接合して構築していく 1)．ブロック内には高ナットを 収めるスペースを確保している． 2.2 摺動部の構成 本研究で提案する制振壁摺動部2)の構成を図1 に示 す．摺動部はブロック壁に接合した下部 CT 形鋼と， 柱梁フレームに接合した上部CT 形鋼を，固定用鋼板 を介してアルミ座金，ダボ用鋼材(t12×D22)，円形鋼板 (t9×D90)，丸座金，皿ばねで挟み込み，M12 の寸切り ボルトと六角ナットで締め付け一体化する． 2.3 制振壁の損傷限界 本制振壁を弾性範囲で使用するためには，摺動部の 摩擦面における滑り荷重が，ブロック壁の弾性範囲で の最大水平荷重（損傷限界水平耐力）を下回る必要が ある．本制振壁において，滑り荷重が損傷限界水平耐 力を上回るとき，ブロック壁は，(1)固体要素のひび割 れ，(2)固体要素と水平補強要素間のせん断滑り，のい ずれかの塑性変形が生じると考えられ，損傷限界水平 耐力QLは，次式により求められる． 𝑄𝐿= 𝑚𝑖𝑛(𝑄𝐶𝑆, 𝑄𝐴𝑆) (2)による損傷限界水平耐力は既往の研究 3)より Q AS として求められる．また，(1)による損傷限界水平耐力 は，壁体を連続な弾性体と見なして以下の式により算 定できると仮定する． 𝑄𝐶𝑆=(𝜎𝑏− 𝑝𝑚 𝑏𝑛𝑡) × 𝑡(𝑏𝑛)2 6 𝑙 2⁄ p：ボルト１本当たりの張力，m：ボルト本数 n：長手方向のブロックの個数，t：壁体の有効厚さ l：加力点までの高さ，σb：ブロックにひび割れが生じ るときの応力度，b：ブロックの幅 σbは既往の研究 4)で壁脚部に曲げ圧縮破壊が生じたと きの水平荷重から算出した． 2.4 皿ばねの載荷実験 荷重と皿ばねのたわみの関係について，図 2(a)に皿 ばね1 枚に対して，図 2(b)に図中に示した組み合わせ のものに対して載荷と除荷を繰り返した結果を示す． 図2(a)より，たわみが 0.5mm 程度になるところを境 に皿ばねの剛性が低下し，たわみが1mm を超えると， 急激に荷重が増大することが分かる．図2(b)には各サ イクルの除荷開始時にたわみが減少せずに荷重が減少 する挙動が見られる． また，皿ばねは一般に，直列方向に重ねると同じ荷 重で生じるたわみが重ねた枚数倍に，並列方向に重ね ると同じたわみを生じさせるのに必要な荷重が重ねた 枚数倍になるという性質があるが，図2(a)(b)を比較し てもその傾向がみられた．これらの結果を踏まえ，摺 動に伴ってアルミ座金の厚さに増減が生じても，なる べく剛塑性型に近い載荷履歴特性が得られる摺動部の 図 1 提案する摺動部の概要2)60-2 ボルトへの張力導入方法と導入値を検討するために， 壁体部の高さを低くした試験体を作製し，次章に述べ る摺動部予備実験を行った． 3. 摺動部予備実験 3.1 実験概要 使用するコンクリートブロックの全面圧縮強度は 平均 42.0 N/mm2であることを圧縮試験で確認した．接 合用鋼材はいずれも SS400 で黒皮のものを使用した． 試験体は実際の施工を想定し，RC 基礎梁上にブロ ックを長手方向に4 個，高さ方向に 2 層破れ目地状に 組積し作製した．RC 基礎梁にはその上にブロックを 組積する際に使用するボルトを立てるために高ナット を埋め込んだ． 実験は，試験体の梁端部にピンジョイントを介して 動的アクチュエーターを接合し，繰り返し水平載荷を 行った．試験体の種類を表1 に示す． 3.2 実験結果及び考察 水平荷重‐水平変位関係を図3 に，摺動部ボルト 1 本あたりの張力と累積水平変位の関係を図4 に示す． 水平荷重は引張時を正，圧縮時を負として示している． いずれの試験体も摺動部の想定した摩擦面で滑りが生 じた．図 4(a)(b)より，1 カ所当たりの導入張力を大き くしても，約4 kN まで張力が低下した後は，皿ばねの 直列方向の組み合わせ枚数に応じて，1 カ所当たりの 導入張力を4.0 kN にした試験体と同様な張力の低下を していることが分かる．また，皿ばねを直列に多く組 み合わせた試験体の方が載荷終盤での摺動部ボルトの 張力が大きくなる傾向が見られた．図4(b)より，試験 体 DS082s2p2 は累積水平変位が約 400mm の時点で DS041s2p1 と同程度まで張力が低下しており，皿ばね を並列組み合わせた効果はみられなかった． 載荷速度0.2 Hz と 0.6 Hz では張力の低下の状況に 大きな差は生じず，検証した範囲では振動数の違いに よる影響はあまり見られなかったといえる（図 4(c)）． 皿ばねを直列方向に重ね，ストロークを大きくし， 皿ばねの弾性範囲内のボルト張力を与えることが張力 の保持に有効であること，過大な張力を導入した場合 も載荷が進むにつれて皿ばねの弾性範囲内の張力を与 えたものの挙動に近づくことが分かった．これらのこ とを踏まえ，続く制振壁実験では，皿ばね 4 枚を直列 に重ねて使用し，摺動部ボルト1 本当たりの導入張力 は約4.0 kN とすることにした． 4. 制振壁実験 4.1 実験概要 試験体の形状，載荷位置及び変位測定位置を図5 に 示す．試験体は実際の施工を想定し，RC 基礎梁上にコ ンクリートブロックを長手方向に4 個並べた長さで， 高さ方向に8 層，芋目地状に組積した．芋目地状に組 積することにより，コンクリートブロックの寸法誤差 による組積（ボルト締め付け）時のひび割れを低減す ることが出来る 4)．この壁体と，柱梁接合部がピンの 鋼製門形フレームを図1 に示した制振壁摺動部を介し て接合した．実験は，試験体の梁端部（図5 の白矢印 位置）に2 つのピンジョイントを介して動的アクチュ エーターを接合し，繰り返し水平載荷を行った．試験 図 2 荷重－たわみ関係 皿ばねの重ね方 (b)2 枚並列を 3 組直列 (a)1 枚 (a)皿ばね 4 枚直列 (a)試験体 DS043s4p1 (ボルト 1 本あたり) (b)試験体 DS081s2p2 図 3 水平荷重－ 水平変位関係 図 4 摺動部ボルト 1 本あたりの張力の変化 (e)試験体 DS043s4p1 (b)試験体 DS121s4p1 (b)皿ばね 2 枚直列 (c)試験体 DS043U2 (c)試験体 DS043U2，DS043U6 表 1 試験体の種類 直列 組数 並列 枚数 本数 （本） 導入張力 (kN/本） DS041s2p1 2 1 1 4.0 4.0 DS081s2p2 2 2 1 8.0 8.0 DS041s4p1 4 1 1 4.0 4.0 片振幅3,6,9,12,15,18mm各10サイクル 0.2Hz DS121s4p1 4 1 1 12.0 12.0 DS043s4p1 4 1 3 4.0 12.0 DS043U2 4 1 3 4.0 12.0 片振幅6mm 100サイクル 0.2Hｚ DS043U6 4 1 3 4.0 12.0 片振幅6mm 100サイクル 0.6Hｚ 片振幅3,6,9,12,15,18mm各5サイクル 0.2Hz 片振幅3,6,9,12,15,18mm各5サイクル 0.2Hz 試験体名 皿ばね組合せ 摺動部寸切りボルトプレストレス の 総和(kN) 振幅・繰り返し回数・振動数
60-3 体壁体部の構成及び壁体に与えたプレストレスを図 6 に，試験体の種類を表2 に示す．摺動部に与えるプレ ストレスはロードセルで管理した．載荷が終了した後 は，アルミ座金，皿ばね等を交換し，壁体のボルト張 力を確認した上で次の試験体の作製を行った．壁体の 損傷限界水平耐力は24.6 kN となった． 4.2 制振壁実験の結果及び考察 図 7 に制振壁に与えた水平荷重‐水平変位関係を， 図8 に各サイクル時の水平荷重の平均値及び最大値を， 図9 に各試験体の摺動部ボルトの張力と累積水平変位 の関係を示す． いずれ試験体も想定した摩擦面で滑りを生じさせ ることができ，概ね剛塑性型の履歴を示した．なお， 片振幅3mm のサイクルでは，滑りが生じていない．図 8 より，片振幅 9mm までの載荷サイクルの範囲におい ては水平荷重の増大が見られる．このような水平荷重 の増大は同種のアルミ座金を用いた既往の研究 6)でも 報告されている．載荷後の下部 CT 形鋼の表面を見る と，アルミ座金が擦れた部分のうち載荷初期 15 サイ クル程度の範囲に該当する中央部（幅10～20 mm 程度 の範囲）にはアルミが溶けたような形跡がみられたこ とから，載荷の初期段階において下部 CT 形鋼とアル ミ座金には焼き付きが生じ，下部 CT 形鋼に付着した アルミと溶解した座金表面のアルミの間で摺動する 際に，せん断抵抗力が付加されることで，張力が低下 しているにも関わらず水平荷重が増大したと考えら れる． いずれの試験体も載荷が進むにつれて摺動部ボル トの張力が低下していったが，片振幅 6mm の載荷ま では張力の維持が見られ，試験体DW0402，DW0452， DW0403 で は 同 様 な 張 力 低 下 が 見 ら れ た ． 試 験 体 DW0402U6 と DW0452U6 では後者の方が張力の低下 が大きくなったが，これは皿ばねのずれなどが原因と 考えられ，セッティングの精度が摺動部の性能に悪影 響を及ぼす場合もあることが確認された． なお，今回の実験では実際の施工を想定し，RC 製の 基礎梁の上に壁体を芋目地状に組積し試験体を作製 したが，載荷による埋め込みボルトの引き抜けや基礎 梁の破損，芋目地状に組積したことによるコンクリー トブロックの施工時の割れは生じなかった．試験体 DW0403 では最大水平荷重が損傷限界水平耐力をやや 上回ったが，壁体に塑性変形は生じなかった． 4.3 制振壁の復元力特性 復元力特性はバイリニア型とし，試験体DW0403 の 載荷中盤の履歴曲線をもとにモデル化を行った．図10 表 2 試験体の種類 図 5 試験体概要（単位：mm） 変位測定位置 RC 製基礎梁 水平補強鋼板 下部 CT 形 水平補強鋼板 水平補強鋼板 高ナット，ばね座金 六角ナット，ばね座金 図 6 壁体部の構成 直列 組数 並列 枚数 本数 （本） 導入張力 (kN/本） DW0402 4 1 2 4.0 8.0 DW0452 4 1 2 4.5 9.0 DW0403 4 1 3 4.3 12.9 DW0402U6 4 1 2 4.0 8.0 DW0452U6 4 1 2 4.6 9.2 片振幅6mm 100サイクル 0.6Hｚ 片振幅3,6,9,12,15,18,15,12,9,6,3mm 各5サイクル 0.2Hz 摺動部寸切りボルトプレストレス の 総和(kN) 試験体名 皿ばね組合せ 振幅・繰り返し回数・振動数 図 7 水平荷重―水平変位関係 図 9 張力と累積水平変位の関係 図 8 各サイクル時の水平荷重の平均値及び最大値 (b)試験体 DW0403 (a)試験体 DW0452 (b)最大値の比較 (a)試験体 DW0403
60-4 に履歴モデルの概念図を示す． （Ⅰ）制振壁の剛性Kd 初期剛性と戻り剛性は等しいと仮定し，実験結果よ り剛性を求めた．剛性は各サイクルの最大荷重の 1/2 の範囲を直線回帰して求めた．壁体部のせん断応力度 －変形角関係を図11 に，剛性の解析結果を表 3 に示す． 図11 と表 3 には既往の研究4)の試験体SF6 の塑性変 形発生前の範囲も示している．壁体のサイズが違って いても面内剛性は概ね一致し，加えて載荷を繰り返し ても剛性が大きく低下することはないことが分かった． これらを踏まえ，壁体の剛性は以下の式で算出するこ ととした． 𝐾𝑑＝ 175 × 𝐴 ℎ A：壁体の有効断面積，h：壁体部の高さ （Ⅱ）摩擦荷重Fy 実験結果より，摺動部ボルト本数が多いほど，それ に比例して水平荷重が大きくなっている．張力低下の 挙動をどうモデル化するかが今後の課題であるが，今 回は簡単のため載荷中盤の履歴をもとに摺動部ボルト 1 本あたりの摩擦荷重を 6 kN と仮定し，壁体の損傷限 界水平耐力を超えないよう摩擦荷重を定めた． 5. 制振壁を適用した建物の応答解析 制振壁の効果を確認するため，X・Y 方向各 1 スパ ン(6000mm) 2 層(階高 3000mm)のブレースのない鉄骨 純ラーメン構造の1 層目に制振壁を 4 面配置して，鉄 骨ラーメンのみの場合と応答の比較を行った． 使用した鋼材，制振壁の諸元を表4 に示す．解析に は（株）構造システム製弾塑性解析プログラム SNAP Ver.7 を使用し，静的荷重増分解析を行って得られた各 層の復元力特性をトリリニア型のスケルトンカーブに モデル化し，応答解析を行った． 時刻歴応答解析の結果を表5 に示す．入力地震動は EL CENTRO NS 波，TAFT EW 波を使用し，入力波の 最大速度はレベル1 で 25cm/s，レベル 2 で 50cm/s と した．表5 より制振壁による変形抑制効果が確認でき た． ６．まとめ 本研究では，アルミ厚座金を用いた乾式ブロック造 制振壁の繰り返し水平載荷実験を行い，以下の知見を 得ることができた． （1）滑りが生じた試験体は振幅の増大に伴って水平荷 重が徐々に減少したが概ね剛塑性型の履歴を示 した. （2）片振幅 9mm の載荷時（累積水平変位約 200mm） までは水平荷重の増大が見られた． （3）実験結果の比較により，提案する制振壁は適切な 張力を与えた摺動部を分散配置し，皿ばねでアル ミ座金を固定している部分のストロークを大き くすることが摺動部のボルト張力や水平耐力の 維持に有効であることが分かった． （4）本研究で提案する制振壁を実際に施工する場合に 利用できるRC 基礎梁への定着方法を検討し，載 荷実験に適用した結果，提案する構成で施工した ものに破損等の不具合は生じなかった． （5）制振壁を適用した建物の荷重増分解析とその結果 に基づく応答解析を行うために，制振壁の耐力と 剛性を定式化し，小規模な鉄骨造建物について一 連の計算を行ってその手順を明示した．その結果 制振壁の変形抑制効果が確認された． 参考文献 1)吉永哲大：摩擦抵抗型乾式ブロック造制振壁の繰り返し水平載荷実 験，九州大学卒業論文，2013.2 2) 石倉大暉：アルミ厚座金の全面を接触・摺動させる乾式ブロック造 制振壁の繰り返し水平載荷実験，九州大学修士論文，2018.2 3) 山口謙太郎：摩擦抵抗型乾式組積構造部材の設計と性能，九州大学 博士論文，2005.2 4)吉田真央，山口謙太郎，石倉大暉，川瀬 博：乾式工法で組積したコ ンクリートブロック壁体の力学特性 ―芋目地状または破れ目地状 に組積した壁体の面内繰り返し水平載荷実験―， 都市・建築学研究 九州大学大学院人間環境学研究院紀要33， pp.63-70，2018.1 5)日本ばね学会編：ばね 第 4 版，丸善出版，2008.5 6)寺井雅和，佐藤孝典，吉岡智和，南 宏一：ゴムワッシャーを用いた 高力ボルト摩擦すべりダンパーに関する研究 アルミニウム合金板 を摺動材に利用した動的加振実験，日本建築学会構造系論文集 72 巻，614 号，2007.4 図 10 履歴モデル 図 11 壁体部のせん断応力度－変形角関係 表 3 壁体の面内剛性 1サイクル目 2サイクル目 3サイクル目 4サイクル目 5サイクル目 平均 平均 片振幅3㎜ 168.4 171.5 179.0 191.3 187.6 179.6 片振幅9㎜ 190.1 178.8 170.9 166.4 170.0 175.2 片振幅18㎜ 178.1 170.4 172.8 172.3 166.5 172.0 180.3 174.9 173.9 176.4 DW0403 175.8 SF6-6 試験体 面内剛性(kN/mm2) Kd Fy -Fy 表 5 応答解析結果 単位: cm/sec2 , N モデル 加速度 変形角 せん断力 塑性率 加速度 変形角 せん断力 塑性率 2F 481 1/128 92.5 0.41 560 1/73 107.6 0.72 1F 396 1/206 153.0 0.58 540 1/74 207.4 1.63 2F 461 1/216 87.9 0.24 573 1/59 109.7 0.88 1F 350 1/242 143.9 0.50 434 1/130 190.4 0.92 2F 528 1/235 101.4 0.36 606 1/128 116.5 0.67 1F 291 1/527 160.6 0.46 775 1/304 199.4 0.79 2F 550 1/192 105.6 0.45 659 1/101 126.5 0.85 1F 263 1/893 152.4 0.27 614 1/379 192.2 0.63 鉄骨 ＋ 制振壁 El Centro Taft レベル1(25cm/s) レベル2(50cm/s) 入力地動速度 地震動 鉄骨のみ El Centro Taft 表 4 制振壁の諸元と使用鋼材 ブロック個 数（個） 壁体長さ (mm) 壁体導入張 力(kN) 剛性 (kN/mm) 長手方向 16 3840 高さ方向 21 2520 柱 SS400 梁 SS400 制振壁部 架構部 12 使用鋼材 60 □-200ｘ200ｘ9ｘ27 H-300ｘ150ｘ6.5ｘ9ｘ13 26.7 74.0 339.1 𝑄𝐶𝑆( ) 𝑄𝐴𝑆( ) (kN)
