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築後約 90 年の煉瓦造建物から採取したコアの圧縮および割裂試験による
煉瓦組積体の圧縮・引張強度と剛性の評価
賀 雄 １．序 本研究は，煉瓦造建物から採取した寸法が比較的小 さなコアの力学特性の把握を通して，煉瓦組積体の力 学特性の評価可能性を検討することを目的としている． 筆者が所属する研究室では，文献1）で本部庁舎から 鉛直方向に採取したコアの圧縮強度，及び文献2）で行 った無補強壁試験体の水平載荷実験により水平耐力の 確認がなされた．本研究では，本部庁舎から水平方向 に採取した直径約103mm のコアを用いて，煉瓦組積体 の圧縮強度・引張強度と剛性の評価を行った． ２．測定方法の検討 本部庁舎から水平方向に採取した 88 体のコアの端 面（円形面）を平行，平滑となるように整形した．コア の様子を写真1 に示す．圧縮実験は JIS A 1107：2002 コ ンクリートからのコアの採取方法および圧縮強度試験 方法の規定を準用し，高さと直径の比は 1.90〜2.10 と なるよう圧縮実験用試験体（BMC）を用意した． 割裂引張試験については，採取したコアの目地と煉 瓦との接着面（以下，界面と記す）がコアの中心を通っ ていなかったため，界面が試験体の中心を来る ようにコアを型枠にセッティングして周辺にグ ラウト（圧縮強度：64.2N/mm2,引張強度：3.70 N/mm2）を打設し，実験を行う方法を提案する． 割裂試験体のグラウト打設後のイメージ図を図 1 に示す．コア界面の位置を考慮し，直径 125mm のプラモールドと直径 150mm の円形鋼製型枠 にコアを設置してグラウトを打設した．完成し た試験体は直径が 125mm のものを BMSS， 150mm のものを BMSL とする． 各実験の実験方法のイメージ図を図 2 に示 す．採取したコアに1 番から 88 番まで番号を振 った．ただし，圧縮試験も割裂引張試験も実験 の条件に合うものだけを使用した． ３．実験概要 割裂試験体は界面がコアの中心から離れすぎ ると，型枠に設置できなくなるという制約条件 があるため，割裂試験体を優先して選出し， BMC 試験体は残りから 12 体確保した． 割裂試験体は図3 のように名称を定義する． 1. 寸法 a に近い界面を a 側界面，寸法 b に近い界 面をb 側界面と定義する． 2. 上面では寸法 a<b とする，ただし，目地は厚さ が均一でないなどの原因で，底面では寸法 a>b となっている場合もある； 3. a 側界面が左側に来るように手前側面と裏側面 を定義する． 打設時に型枠とコアの間にある程度余裕を持たせるこ とや,｜bu-bb｜の値の差が大きすぎるものを対象から外 すために，｜bu-bb｜が5mm を超えたコアを排除し，寸 法 b が max(bu,bb)≦61mm の BMSS 試験体を 7 体， 61mm＜max(bu,bb)≦73mm の BMSL 試験体を 18 体用意 した．グラウトの打設時に，コア表面にある隙間から グラウトが入らないように隙間に粘土を詰め，コアが 水分を吸い込まないよう表面にプライマーを塗布した． 割裂引張試験の割裂面は max(bu,bb)を想定しコアの 表面に線を引いた．打設時に流れ込むグラウトの流動 性によるコアの移動を防止するため，型枠の直径と同 図 2 圧縮試験及び割裂引張試験のイメージ図 写真 1 コアの様子 図 1 グラウト打設後のイメージ図 割裂引張試験 圧縮試験 変位の測定位置 変 位 計 パイ型変位計 加 圧 板61-2 じサイズのプラスチック板を作成し，型枠の底盤とプ ラスチック板，プラスチック板とコアの間を両面テー プで貼り付けてコアを固定した． 目地の充填が十分でないため，隙間の長さの割合は コア表面で測定した隙間の長さの和をその界面の全長 で除した値（％）を求め，表4 に示した． 圧縮試験時に全ての試験体に対して，変位計を３台 同じ間隔で試験体の周りに設置し加力面間の変位を計 測しながら，載荷を行った．割裂引張試験は試験体25 体中，12 体にパイ型変位形を取り付けて実験を行った． ４．実験結果及び考察 4.1 圧縮試験の結果及び考察 圧縮載荷実験の結果と文献1）に示された OCC 試験 体の実験結果を表1 に，一部の BMC 試験体の破壊状 況を写真2 に，圧縮試験で各試験体に生じた圧縮応力 度と軸方向歪みの関係をまとめて図4 に示す．各試験 体の歪みは図2 に示す 3 つの変位計で計測した変位か ら求めた平均の歪みを示している． BMC 試験体は OCC 試験体に比べて，圧縮強度が 20％〜39％高かった．これは寸法効果や試験体の構成 要素の相違によるものと考察される．文献1）の実験結 果では，第三庁舎の試験体は第一庁舎の試験体に比べ， 強度が若干高い傾向が見られた．今回の実験では他の 試験体に比べて試験体BMC61，66，77 は圧縮強度が低 かったが．これは今回の試験体は第一庁舎と第三庁舎 の試験体が混在しているためと考察される．加えて， BMC 試験体は OCC 試験体より強度が高い反面，剛性 が10％〜24％低かった． 4.2 割裂引張試験の結果及び考察 パイ型変位計を取り付けて実験を行った各試験体の 引張応力度と歪みの関係をそれぞれ図5，図 6 に示す． 歪みは計測変位から求めた平均の歪みである． BMSS 試験体が最大荷重に達するまでに，どの試験 体 に も 一 度 荷 重 が 降 下 し，その後また荷重が上 昇する挙動が見られた． こ れ は 引 張 強 度 が 強 い ために，試験体が耐えて いたのではなく，割裂で 破 壊 し た 試 験 体 が 単 に 圧 縮 力 を 受 け て い た た めと考察される．このた め 実 験 で 得 ら れ た 一 回 目 の ピ ー ク 時 の 荷 重 を 割 裂 破 壊 時 の 荷 重 と し 0.00 0.40 0.80 1.20 1.60 -5000 0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 引張応力度 σ （ N/mm 2） 歪みε（×10-6） 図5 BMSS試験体 27番 38番 45番 51番 69番 73番 写真 2 BMC 試験体の破壊状況 試験体 BMC09 試験体 BMC32 試験体 BMC41 図 3 コア各面名称の定義 0.0 4.0 8.0 12.0 16.0 20.0 24.0 28.0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000 6500 圧縮応力度 σ （ N/mm 2） 歪みε（×10-6） 図4 BMC試験体 04番 09番 19番 32番 39番 41番 47番 57番 61番 62番 66番 77番 図 6 BMSL 試験体
61-3 て記録した．BMSS 試験体に荷重の降下・上昇が発生し たのに対し，BMSL 試験体には同様の現象は起こらな かった． 表 2 で網かけを施したものはパイ型変位計を取り付 けて実験を行った試験体である．全体を通して見ると， BMSL 試験体は BMSS 試験体に比べて強度が 41％高 い．これは割裂面におけるグラウト材の面積の大きさ や目地の隙間具合に起因すると考えられる． 図 7 のような状況を考慮して割裂面におけるグラウ ト材面積の割合を式（1）で算定した． R" % = %&' (%( ×100 （1） ただし， R-：割裂面におけるグラウト材の面積の割合； d：試験体の直径(mm)； t: 割裂面におけるコア部分の幅 (mm)； L: 試験体の長さ(mm)； 計算の結果を表2 に，グラウト材面積の割合でプロ ットしたグラフを図 8 に示す．グラフの近似直線を作 成した時，縦軸の切片はグラウト材がない場合のコア の引張強度になると予想される．グラウトテストピー スの引張強度の実験値3.70 N/mm2はグラフにおけるグ ラウト材面積の割合が 100％の場合の引張強度 3.61 N/mm2に非常に近い値となった．0.29 N/mm2という値はコ ア界面の付着強度として妥当と考えられる． なお，比較のために，コア界面の付着強度を式（2）か ら逆算した． 𝜎 =/0102/313 10213 （2） ただし， 𝜎：割裂試験体の引張強度(N/mm2)； 𝜎-：グラウトテストピースの引張強度(N/mm2)； 𝜎5：コア界面の付着強度(N/mm2)； 𝐴-： 割 裂 面 に お け る グ ラ ウ ト 材 の 面 積 (mm2)； 𝐴5：割裂面におけるコアの面積(mm2)． コア界面の付着強度の算定結果を表 2 に示す．平均の付着強度 0.32 N/mm2 は前述したグラウト材面積の割合によるコア界面の引 張強度0.29 N/mm2 に近い値となったので，この方法で も煉瓦と目地モルタルの間の付着強度は概ね捉えられ ると言える．ただし，この算出方法では個別の試験体 の付着強度がマイナスの結果となるものがあったため， この点はさらに検討が必要である． 文献2）に示された無補強壁試験体の水平載荷荷重か ら開口壁脚部の曲げ引張強度を予想して算定した結果 を表 3 に示す．予想曲げ引張強度に比べ，試算した界 面の付着強度は60％大きい結果が得られた．これは無 補強壁試験体が今回の試験体と異なり本部庁舎から採 取したものではないことや，各試験体の経過年数の違 表 2 割裂試験体の実験結果 表 1 圧縮載荷実験の結果 図 7 グラウト材の面積 σmax= 0.0332Rg+ 0.290 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 0.0 20.0 40.0 60.0 80.0 100.0 引張強度 σmax (N/m m 2) 割裂面におけるグラウト材面積の割合Rg(%) 図8 引張強度とグラウト材面積の関係 グラウトテストピースの引張強度：3.70N/mm2
61-4 いなどから差が生じたものと考えられる． 前述した隙間長さの割合の算出結果を表4 に，結果 から作成した散布図を図9 に示す．隙間長さの割合が 増加すると，引張強度が減少する傾向が見られる．付 着強度のばらつきは試験体内部の隙間の状況が算定し た隙間長さの割合と一致していなかったために生じた ものと考察される．付着強度が高い試験体BMSS69 と 低い試験体BMSL83 の隙間状況を写真 3 に示す． なお，割裂引張試験によって破壊した試験体の破壊 面を見ると，煉瓦が破壊した試験体は25 体中 2 体しか なかった．提案した実験方法によって割裂面が中心に ない試験体の割裂試験が行えることが確認できた． ５．まとめ 本研究では，煉瓦造建物から採取したコアの圧縮試 験と割裂試験を行い，以下の知見が得られた． (1) 今回用いた径 103mm の試験体は径 218mm の試験 体に比べて，ヤング率が10％〜24％低かった． (2) コアの圧縮強度は直径約 2 倍のコアより 20％〜 39％大きかった．この傾向から断面積が異なる試 験体の圧縮強度も概ね予想できる． (3) 割裂試験は煉瓦の破壊を概ね防げたため，提案し た実験方法によって界面が円の中心にない試験体 の割裂試験を行えることが確認された． (4) 実構造物から採取したコアの界面付着強度の平均 値は壁試験体の曲げ引張強度より60％大きかった． (5) 割裂面におけるグラウト材面積の割合と引張強度 の関係を調べることで，組積体割裂強度を推定す る方法を提案した．設 σm= -0.0080 C + 0.35 -0.50 -0.25 0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 付着 強度 σm (N/mm 2) 隙間長さの割合C(%) 図9 付着強度と隙間長さの割合の関係 謝辞 本研究は九州大学統合移転事業の一環で行ったもので ある．また，本実験の遂行にあたり，文部科学省国際共同 研究加速基金(国際共同研究(B)，課題番号：18KK0129，研 究代表者：宮島)の助成を受けた．末尾ながら記して謝意を 示す． 参考文献 1) 山口謙太郎,石原義高,村上公志,蜷川利彦：九州大学本 部庁舎を構成する煉瓦造壁体 その 1，日本建築学会大 会学術講演梗概集，構造Ⅳ，pp.841-842，2014 2) 荒木啓介,山口謙太郎,賀雄,蜷川利彦,花里利一：無筋 煉瓦造建築の壁体を表面から補強する方法に関する研 究 その 3～その 5，日本建築学会大会学術講演梗概集 2016 年,2017 年 写真 3 割裂試験体の隙間状況 隙間 試験体 BMSS69 試験体 BMSL83 表 3 予想曲げ引張強度 表 4 割裂試験体の破壊面の隙間長さの割合
