ＣＦＴブレースによる既存キゾンRC 架構の耐震補強法に関する実験的研究 [ PDF

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(1)CFT ブレースによる既存 RC 架構の耐震補強法に関する実験的研究. 宮西紀彰１．はじめに. が考えられる．図１(a)は，風上側柱の引張降伏，すな. 当研究室では，既存不適格鉄筋コンクリート造架構. わち，架構の全体曲げ降伏である．図２に図１(a)のメ. を対象とした新たな耐震補強法として，圧縮抵抗型の. カニズム時の断面力図を示す．この破壊形式を選択す. CFT ブレースを用いた補強法の提案と開発を行ってき. る場合は，加力点における力の釣合いを考え，ブレース. た. の座屈耐力 Ndu がブレースの負担軸力 N d を上回れば良. ．提案する補強法は，ブレースに軸圧縮剛性と. １）, ２）. 耐力が大きい CFT 部材を採用し，これを RC 架構内に挿. い．Ndu が Nd を下回る場合，ブレースの座屈が先行して，. 入して端部にモルタルを充填して設置するというもの. 図１（b）の破壊形式となる．また，ブレースの軸力 Nd. である．圧縮抵抗型のブレースを利用した他の研究と. が接合部分において伝達されないと，図１（c），（d）の. しては，塩谷らの研究 , 渡邉らの研究. ような接合部破壊となる．すなわち，図１（a），（b）の. ３). が挙げられる．. ４）. 本研究では，上記の研究よりもブレース及び接合部を. 破壊形式を選択するためには , 接合部における力の伝達. 簡素化することを目指した補強詳細の提案を行った．. を確保することが条件となる．この部分の設計につい. 本報では，2006 ∼ 2009 年度の開発研究について総括. ては，４節で詳述する．. した上で，ブレースの接合部設計についてまとめる．. 表１に実験試験体の一覧を示す．2006 年度は，本補強法の Pilot 試験体として作成したものである．この実. ２．実験研究の概要. 験では，従来工法に比して簡便な施工が可能であるか，. 当研究室で提案している補強法は，鉄骨枠を廃して. 剛性及び耐力の増大を得ることができるかの２点に関. ブレースのみを架構に斜めに配置したもので，本補強. して検討した．2007 年度１）は，5 体の骨組試験体を用. 法を適用した際には，図１における４通りの破壊形式. いた静的水平加力実験を行った．補強した試験体の破壊モードは，ブレースの座屈，風上側柱のパンチングシア，風上側柱の引張降伏となり，各破壊モードにおける耐力と変形性能を実験的に考察した．2008年度２）は，梁の偏芯の有無を実験パラメータとして，提案補強法のより実用的な使用法について検討した．この実験では，. (a) 風上柱の引張降伏. (b) ブレース座屈. 表１試験体一覧試験体名. 06Pilot. パンチングシア破断面. 07NCS 07RCB. (c) パンチングシア破壊. (d) 接合部支圧破壊. 07RCP. 普通コンクリート（Fｃ＝18MPa）. 高流動コンクリート. 風上柱の引張降伏. −. −. −. 100×100×3.2 普通コンクリート（Fｃ＝18MPa）. 高流動コンクリート. （Fｃ＝60MPa）. 08RCJ-D. Qb =23kN. 08REF-C. N. 100×100×6.0. 鋼板高強度コンクリート（Fｃ＝60MPa）鋼板＋高流動コンクリート. Nb Qb. NC =243kN. 150×150×6.0. 09RCF-6T. Mu =36kNm. Nd. 09RCF-3. Nc. 図２メカニズム時の断面力図（09RCF-6）. 風上柱の引張降伏. 支圧破壊. 高強度コンクリート鋼板＋高流動コンクリート（Fｃ＝40MPa）上記と同様＋引張ディテール. 高強度コンクリートあと施工アンカー（３本）＋ 150× 75×3.2 （Fｃ＝60MPa）鋼板＋高流動コンクリート. 09RCF-3T 150×150×6.0. 48-1. パンチングシア破壊. あと施工アンカー（６本）＋. 09RCF-6. Qc =76kN Nd =720kN. 柱の曲げ破壊ブレースの座屈破壊. 風上柱の引張降伏あと施工アンカー＋鋼板＋高流動コンクリート. 08REF-E Mu =36kNm. θ. 鋼板＋高流動コンクリート高流動コンクリート. 08RCJ-W. N =180kN. Ｑ=677kN. Q. 破壊モード. 100×100×3.2. 08RCF-2. cal. cal. ブレース接合部. 充填コンクリート. 08RCF-1 150×150×6.0 高強度コンクリート. 図１補強フレームの破壊形式 N =180kN. CFTブレース角型鋼管. 高強度コンクリート（Fｃ＝40MPa）. 上記と同様＋引張ディテール. 風上柱の引張降伏.

(2) 図１(d)の局部破壊も観測され，さらなる接合部詳細の. 09RCF-3 及び試験体 09RCF-3T 試験体は，正側加力時. 検討が必要であることがわかった．2009 年度は，復元. において，風上側柱が引張降伏するメカニズムとなり. 力特性の改善を目指し，引張力を負担できるブレース. 最大耐力を発揮した．小さい変形から，大変形に至るま. を用いた試験体を作成した．. で安定した耐力を保持していることが分かる．変形性 CL. 図３に 2009 年度の実験試験体の立面図，配筋図，断. 柱 21 104. St φ6 @100. 250. ３．実験. 150 150100. 4-D13 2-D13. 104. 250. 2-D13 4-D13. 体の既存骨組部分の形状は図３と同一である．実験試. 10-D10 Hoop 6φ @75. 21. 1200. 3-D10 2-D10 2-D10 3-D10. Hoop 6φ @75. 1500. 面詳細図を示す．表１の試験体における 07 及び 08 試験. 21 69. 70. 69 21. 250. St 4-D10 @150. 40. 4-D13 2-D13 St 4φ @100. 254. 4-D19. 300. 層 1 スパン部分を取り出して 1/2 に縮小したモデルとし. 400. 4-D19. 550. D19 @100 l=500mm 4-D13. 23. 150 150. 梁. 験体は，3 層多スパンの既存不適格 RC 造学校校舎の 1. 2-D13 40. た．また，1971 年から 1981 年の間に建設された建物の. 125125 300. 425. 300 125125. 425. 1400. 配筋を模擬した．. 425. 300. 4-D13. 23. 300. 寸法単位： mm. 32 36 35 36 32. 425. 170. 3100 CL. 図４に加力装置及び加力プログラムを示す．試験体. 図３試験体詳細. には，鉛直軸力 180kN（軸力比約 14％）をそれぞれの柱. カウンターバランス. に載荷し，実験中一定に保持した．水平方向の加力は，. ジャッキ（500kN）. ロ型フレーム. 水平変位によって制御した．載荷プログラムは漸増変. 2. 層間変形角（×10-2rad）. 1.5. 1.25. ロードセル（500kN）. 1.0. 1. 位振幅として，層間変形角 R= 0.25/100rad ずつ R=2.0/. 0.5. ロードセル（1000KN）Ｗ. 100rad (R=1.5/100rad )まで各変位振幅で 3 回の繰返し載. -0.5. 試験体 PC鋼棒 16-φ19. 荷を行った．. 0.75 0.5 0.25. 0. PC鋼棒 4-φ19. ジャッキ（2MN）. 2.0 1.75 1.5. -1 -1.5. 図５に代表的な６つの実験試験体における水平力−. -2 Ｗ. 層間変形角関係のグラフを示す．図には，文献１），２）. 図４加力装置及び加力プログラム. に示された水平耐力の計算値 calQ も示している．各試験. 800. 体の破壊性状を以下に示す．. 800. 07NCS. 最大耐力は柱の曲げ破壊によって決定した．最大耐力. 400. 400. 発揮後も荷重−変形関係は安定した履歴ループを描いており，実験終了時まで柱のせん断破壊等の脆性破壊. Q (kN). 600. Q (kN). 07NCS 試験体は，補強を行っていない試験体である．. 600. 最大耐力発揮点 200. calQ. 07RCB calQ 最大耐力発揮点. 200. 0. 0. は発生しなかった．他の５つの試験体は CFT ブレース -200. -2. によって補強されているものであり，グラフの第１象限と第４象限の比較によって，その補強効果が確認で. 800. きる．. 600. 07RCB 試験体は，最大耐力発揮時にブレースの曲げ. 400. -1. 0 1 R (×10 -2rad). -200. 2. -2. 07RCP. 2. 08RCJ-W. 600 最大耐力発揮点 400 Q (kN). Q (kN). 0 1 R (×10 -2rad). calQ. calQ 最大耐力発揮点. 座屈が確認された．ブレース座屈後は，徐々に水平耐力. -1. 800. 200. 200. 0. 0. が小さくなるが，大変形に至っても07NCS試験体の3倍以上の水平耐力を保持することが示された． -200. 07RCP 試験体は，最大耐力時に風上側柱の上部にお. -2. -1. 0 1 R (×10 -2rad). -200. 2. -1. 0 1 R (×10 -2rad). 800. 800. けるパンチングシア破壊が確認された．パンチングシ. -2. 09RCF-3T. 09RCF-3 calQ. 600 calQ. ア破壊発生後，水平耐力は漸減するものの大幅な耐力. 600 最大耐力発揮点. 最大耐力発揮点. 低下は見られなかった．. 400. 200. ンクリートの局所的な支圧破壊が生じ，最大耐力を発. 0. 揮した．耐力発揮後は接合部コンクリートが圧壊し剥. -200. 落したため，ブレースが軸力を負担しなくなり，大幅に. Q (kN). Q (kN). 400. 08RCJ-W 試験体は，ブレース上部接合部で接合部コ. -2. 200 0. -200 -1. 0 R (×10 -2rad). 水平耐力が低下した．. 1. 2. -2. -1. 0 R (×10 -2rad). 図５水平力 - 層間変形角関係 48-2. 2. 1. 2.

(3) 能の保持という観点からは，この破壊形式を選択する. 接合用鋼板は溶接している．すなわち，接合部鋼板は応. ことが望ましいと考えられる．. 力を負担する．09RCF-3T 試験体はブレースの断面とブ. 09RCF-3T 試験体はブレース内部に引張抵抗する丸鋼. レース内部の丸鋼を設置している点で異なるが，接合. が内蔵されており，負側載荷時の耐力の向上のみでな. 部詳細は 09RCF-3 と同じである．. く，正側における早期の剛性回復など，エネルギー吸収. 図７に接合部耐力の確保の算定フローを示す．まず，. の改善効果が見られた．. １節で示したように，風上柱の引張降伏もしくは補強. 表２に実験試験体の初期剛性及び最大耐力を示す．. ブレースの座屈破壊を選択し，ブレースの負担軸力 Nd. いずれの崩壊メカニズムを呈した場合でも，剛性は大. に対して，ブレース断面を決定する．そのブレース軸力. 幅な向上が見られ，耐力は補強前の４倍以上の性能が. をエンドプレートを介して，接合部コンクリートに伝. 確認できた．. えるため，エンドプレート部の設計を行う．図６(c)の場合 , エンドプレートが曲げ破壊したため，接合部コン. ４．接合部の検討. クリートの支圧破壊に至った．そこで，図６(d)のよう. 図６に接合部の詳細を示す．本報では，接合部耐力の. にスチフナを設けることで，エンドプレートの曲げ耐. 比較のため，07RCB，07RCP，08RCJ-W，09RCF-3 試験. 力を向上させた．次に，接合部耐力は図６(a)∼(c)の場. 体について述べる．. 合 , 柱及び接合部のパンチングシア耐力のみで算定され. 07RCB，07RCP 試験体は，ブレース端部のエンドプ. る．しかし，図７に示すように，ブレース軸力の水平成. レートを柱とともに２枚の接合部鋼板で挟み込み，こ. 分が柱及び接合部のパンチングシア耐力 Qpu を上回って. のときに出来る，RC フレームと接合部鋼板との空隙. いると，接合部耐力を他の機構で補わなければならな. に，高流動コンクリートを流し込みブレースを設置し. い．そこで，図６(d)のように，ブレースの軸力を接合. ている．08RCJ-W 試験体も同様に施工するが，ブレー. 部コンクリートだけでなく．接合部鋼板を介して，力を. スの断面が異なる．つまり，接合部鋼板は応力を負担し. 伝達させる，接合部耐力は以下に示す P1 ∼ P3 の合計と. ない．. した．. 09RCF-3 試験体は，PL-6 の鋼板に，40 × 20 × 5 のアングルを片面 3 箇所ずつ溶接して，ブレース接合用の枠材にあたるものを作成する．これらのアングルは通常の間接接合におけるスタッドアンカーを模擬している．次に，既存のフレームの上下の梁に，13 φのあと施工アンカーを片面に 3 本ずつ計 6 本打設する．接合用鋼板. 高流動コンクリート. 高流動コンクリート. 接合部鋼板 PL-6. 接合部鋼板 PL-6 鋼板止め寸切りボルト孔. 鋼板止め寸切りボルト孔. のアングルと，あと施工アンカーが互い違いになるよ. 変位計止めボルト孔. 変位計止めボルト孔. うに接合用鋼板を配置する．この時にできる梁と鋼板. CFTブレース □150*150*6. CFTブレース □100*100*3.2. の隙間に高流動コンクリートを流し込むことで接合部. エンドプレート 150*250*9. エンドプレート 150*250*9. を一体化する．なお，ブレース上端のエンドプレートと. (a)07RCB (b)07RCP 表２初期剛性と最大耐力最大耐力試験体名. 正側. 負側. (kN). (kN). あと施工アンカー13φ. 初期剛性. 正／負. 正側. 負側. (kN). (kN). 正／負. 破壊モード. 06Pilot. 450. 108. 4.2. 145. 32. 4.5. 風上柱の引張降伏. 07NCS. 135. 123. -. 20. 19. -. 柱の曲げ破壊. 07RCB. 574. 132. 4.3. 117. 36. 3.3. ブレースの座屈. 07RCP. 634. 128. 5.0. 208. 34. 6.2. パンチングシア破壊. 08RCF-1. 734. 100. 7.3. 295. 26. 11.3. 757. 109. 6.9. 261. 29. 9.0. 662. 149. 4.4. 213. 34. 6.3. ブレース接合部の. 08RCJ-D. 643. 156. -. 108. 38. -. 支圧破壊. 08REF-C. 731. 135. 5.4. 249. 31. 8.1. 08REF-E. 735. 130. 5.7. 270. 52. 5.2. 662. 107. 6.2. 280. 44. 6.3. 09RCF-6T. 685. 258. -. 508. 116. -. 09RCF-3. 699. 119. 5.9. 271. 66. 4.1. 09RCF-3（ 280kN）. 819. 156. 5.3. −. −. −. 09RCF-3T. 725. 286. -. 570. 146. -. 高流動コンクリート接合部鋼板 PL-6. あと施工アンカー 13φ. アングル 40*20*5. 風上柱の引張降伏. 08RCF-2 08RCJ-W. 09RCF-6. 高流動コンクリート接合部鋼板 PL-6. 寸切りボルト 10φ. 寸切りボルト 10φ. CFTブレース □100*100*6. CFTブレース □150*75*3.2 エンドプレート 100*262*9. エンドプレート 130*250*9. ブレーススチフナ 75*262*6. 風上柱の引張降伏. (c)08RCJ-W (d)09RCF-3 図６ブレース接合部詳細 48-3.

(4) Qa = min (Qa1 , Qa 2 ) Qa1 = 0.7 × s ae × s y Qa 2 = 0.4 Ec × Fc1 × s ae. ブレースの断面決定. 支圧耐力の検討. NG. OK. 図６ (c). エンドプレート（スチフナ）の設計. 図６ (b). (8). および規格降伏点強度，E c は既存架構のコンクリートのヤング係数である．本試験体の P3 は，あと施工アンカーのせん断耐力(７)式により決定されている．図７における P2 と P3 の累加が可能となるには，P2 と P3 を加. OK 接合部鋼板の設計. (7). ここに，sae，σ y はそれぞれあと施工アンカーの断面積. 柱・接合部パンチングシア耐力Qpuの検討 αcosθ・ Nd ＞P1+Psw. NG. (6). END. えた力が接合部鋼板のせん断耐力以下であることを確認する必要がある．. 側面支圧耐力P2. ５．まとめ. あと施工アンカー耐力P3. 本研究から，以下の結論を得た．接合部耐力の検討 P1＋P2＋P3 ＞αcosθ・Nd 図６ (d). NG. (1) 同一の RC フレームの補強に際して，補強ブレースの寸法とブレースの接合詳細を変化させることで，風上柱の軸引張降伏，ブレースの座屈，パンチング. OK. シア破壊，接合部コンクリートの支圧破壊の４通. END. りの崩壊メカニズムを実現させることができた． (2) 上記のいずれの崩壊メカニズムを呈した場合でも，. 図７接合部耐力の算定フロー. 剛性は大幅な向上が見られ，耐力は補強前の４倍以上の性能が確認できた．. P 1 は柱のパンチングシア耐力で，式(1)∼(4)により. (3) 接合部での局部破壊耐力を柱のパンチングシア耐. 求めた．. P1 = QAC × kav QAc = Ac × (0.493s1 + 0.254 Fc1 ). kav = 0.72 /(0.76 + a / D) × f s1 = N ( Ac + Asw ) + A s × s s y Ac. 力と側面支圧耐力，さらにあと施工アンカーのせ (1). ん断耐力を足し合わせることで設計する算定フ. (2). ローを示した．. (3). ＜参考文献＞. (4). 1). 北島幸一郎，宮西紀彰，下畠啓志，永瀬慎治，中原浩之，崎野健治：圧縮抵抗ブレースによる既存 RC 造架. ここに，Ac 及び Asw はそれぞれ柱断面積及び接合部高. 構の耐震補強法の開発研究（その１）∼（その４），日. 流動コンクリートの断面積，Fc1 は既存躯体コンクリー. 本建築学会大会学術講演梗概集，C-2，pp.781-788，. トの強度，N は柱頭における載荷軸力，As，s s y はそれ. 2008.9. ぞれ柱主筋の全断面積と降伏強度，k av はせん断スパン. 2). 北島幸一郎，宮西紀彰，平紙裕文，中原浩之，崎野健. 比(a/D)による強度低減係数で，a ＝ 0 とし，繰返し載. 治：圧縮抵抗ブレースによる既存 RC 造架構の耐震補. 荷による低減係数φ＝ 0.8 で計算した 5)．また，PSW は接. 強法の開発研究（その１）∼（その３），日本建築学会大会学術講演梗概集，C-2，pp.13-18，2009.9. 合部コンクリートのパンチングシア耐力で，同様の計. 3). 算式で求めた． P 2 は，柱と梁の断面幅の違いによってできた既存の. 的研究，日本建築学会構造系論文集第 621 号，pp.127-. 柱部分の支圧耐力で , 式(5)から得られる．. P2 = bp × hp × Fc1. 塩屋晋一，大川光雄，幸加木宏亮：圧縮ブレースを用いる既存ＲＣ造ピロティ架構の耐震補強に関する実験 134，2007.11. 4). (5). 松田拓己，渡邉史夫，河野進，高尾和弘：自己圧着ブレースで補強した RC 造架構が全体曲げ崩壊型となる. ここに，bp 及び hp は支圧破壊面の幅と高さとした．. 場合の耐震性能，コンクリート工学年次論文集， vol.28，No.2，pp.1087-1092，2006. P3 は間接接合耐力で，ブレースの応力を，ブレースが 5). 溶接された接合部鋼板のアングルと高流動コンクリー. 山本泰稔，横浜茂之，浜田大蔵，梅村魁：シアスパンの短い鉄筋コンクリート梁，柱の終局強度推定法，芝. トを介し，あと施工アンカーによって梁に負担させるものである．アンカーのせん断耐力は改修指針 6)より，式(6)∼(8)で計算した .. 浦工業大学研究報告理工系偏，第 26 巻第 2 号，1982.7. 6). 日本建築防災協会：2001 年改訂版既存鉄筋コンクリート造建築物の耐震改修設計指針・同解説，2005.2. 48-4.

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