繰り返し荷重を受ける鉄筋コンクリート造耐震壁の
弾塑性性状に関する実験的研究 : （その2）周辺架
構の構造形式がひび割れ性状及び最大耐力に及ぼす
影響
著者
徳広 育夫, 三谷 勲, 宮崎 博茂, 杉山 宏, 谷田
正人
雑誌名
鹿児島大学工学部研究報告
巻
25
ページ
27-48
別言語のタイトル
EXPERIMENTAL STUDIES ON ELASTO-PLASTIC
BEHAVIORS OF REINFORCED CONCRETE FRAMED WALLS
SUBJECTED TO CYCLIC-LOADING : (Part 2) Cracks
Patterns and Ultimate Strength of Shear Walls
with Various Boundary Frame
繰り返し荷重を受ける鉄筋コンクリート造耐震壁の
弾塑性性状に関する実験的研究 : （その2）周辺架
構の構造形式がひび割れ性状及び最大耐力に及ぼす
影響
著者
徳広 育夫, 三谷 勲, 宮崎 博茂, 杉山 宏, 谷田
正人
雑誌名
鹿児島大学工学部研究報告
巻
25
ページ
27-48
別言語のタイトル
EXPERIMENTAL STUDIES ON ELASTO-PLASTIC
BEHAVIORS OF REINFORCED CONCRETE FRAMED WALLS
SUBJECTED TO CYCLIC-LOADING : (Part 2) Cracks
Patterns and Ultimate Strength of Shear Walls
with Various Boundary Frame
繰り返し荷重を受ける鉄筋コンクリート造耐震壁の
弾塑'性‘性状に関する実験的研究
(その２）周辺架構の構造形式がひび割れ性状及び最大耐力に及ぼす影響
徳広育夫・三谷勲・宮崎博茂＊
杉山宏＊・谷田正人＊
（受理昭和５８年５月３１日） EXPERIMENTALSTUDIESONELASTO-PＬＡＳＴＩＣＢＥＨＡＶＩＯＲＳＯＦＲＥＩＮ−ＦＯＲＣＥＤＣＯＮＣＲＥＴＥＦＲＡＭＥＤＷＡＬＬＳＳＵＢＪＥＣＴＥＤＴＯＣＹCLIC-LOADING
（Part２）CracksPatternsandUltimateStrengthofShearWalls
withVariousBoundaryFrameＩｋｕｏＴＯＫＵＨＩＲＯ，ＩｓａｏＭＩＴＡＮＩ，HiroshigeMIYAZAKI，
HirosｈｉＳＵＧＩＹＡＭＡａｎｄＭａｓａｔｏＹＡＴＳＵＤＡWhenaframewithwallissubjectedtolateralforces，anditsangularsheardistor、
tionbecomesO､2∼0.3×10-3rad.，shearcracksoccurinthewall・Eveniftheframe
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sectionalareaofcolumnsandｂｅａｍｓｉｓｎｏｔｌｅｓｓｔｈａｎｓｔ/２ａｎｄｍｉｎｉｍｕｍｄｅｐｔｈｏｒｗｉｄｔｈ
ｏｆｃｏｌｕｍｎａｎｄｂｅａｍｉｓｎｏｔｌｅｓｓｔｈａｎ１/託7百ａｎｄｎｏｔｌｅｓｓｔｈａｎ２ｔ，ｗｈｅｒｅｓ：smallerone
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*鹿児島大学大学院建築学専攻(a）ＲＣ−０ 鹿 児 島 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 ２ ５ 号 （ 1 9 8 3 ） n Ｉ Ｂ ｃ Ｄ ｌ １ ． 序
試験体の周辺架構のはり・柱断面はＢ×Ｄ＝２０ｃｍ
×２０cmである．周辺架構の構造形式は大別すると
ＲＣ造とＳＲＣ造であるが，ＳＲＣ造はフルウェブの
もの（ＳＲＣ−Ｆ３，ＳＲＣ−Ｆ５）とラチスのもの
（ＳＲＣ−Ｌ３）とからなっており，合計４種類である．
更にせん断補強鋼材量はＲＣ，ＳＲＣ−Ｌ３，ＳＲＣ−Ｆ３，
ＳＲＣ−Ｆ５の順に多くなっている．壁厚はそれぞれの構造形式について６cmと１０cmの２種類である．比較
のために純ラーメン試験体ＲＣ−Ｏ，ＳＲＣ−Ｆ５−０の２体を加えている．耐震壁試験体において，軸方向筋
はＳＤ３０（Ｄ13,,16)，せん断補強筋（フープ，ス
ターラップ，および壁筋）はＳＲ２４（6め）で，壁筋
量は等しい．鉄骨は，SRC-F5-□の場合圧延形鋼
有壁ラーメンに水平力が作用しせん断変形が0.2∼
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ひび割れは生じない．しかし耐震壁に斜めひび割れが 発生し，そのひび割れが周辺架構を貫通することにより急激な耐力低下を起こすようでは，構造物のじん性
は期待できない．また構造物全体として耐震壁が有効
に働くためには，かなりの変形時（例えば「建築基準
法施行令第８２条の２(1982)」に示されている層間変
形角１/200）まで耐力を維持しなければならない．文
献１）および２）によれば，斜めひび割れによって異
方性化した壁板の面積膨張を拘束することによって耐
震壁のじん性を確保できることが明らかにされている． 従ってじん性に富む耐震壁を設計するにはｉ）壁板内の斜めひび割れの拡大を防ぐために，壁
筋量を多くする．ｉｉ）壁板がスリップ破壊または斜め方向に圧縮破壊
を起こすまで水平せん断力の増大に耐え得るほど の強剛な周辺架構とする．等を挙げることができる．本研究はii）の項目に着目
したものである．これに関して日本建築学会「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」（1982）では，付
帯ラーメン（周辺架構）の断面を大きくすることを推
奨しているが，本研究では断面寸法は一定として，せ
ん断補強方法および鋼材量が耐震壁のひび割れ性状お
よび耐力に及ぼす影響を検討しようとするものである． 前報3)において耐震壁の周辺架構が鉄筋コンクリー ト造（ＲＣ造）の場合と鉄骨鉄筋コンクリート造（ＳＲＣ造）の場合の各１体の試験体について詳細な
比較検討を行なった．本報では前報の試験体も含めて
計８体の耐震壁試験体および２体の純ラーメン試験
体（ＲＣ造，ＳＲＣ造）について検討を行う．
−福
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． ローロロ囚Ｌ
一 一 些 竺 一 一 ロ島 稗 解 題 州 ー gに 2 . 1 試 験 体:
！
2８ 本実験に用いた試験体の形状・寸法を図−１に示す．試験体名を囚一回一回で表わし，囚はＲＣとＳＲＣ
の区別を示し，回は鉄骨ウェブの形式（Ｌはラチス，
Ｆはフルウェブ）とウェブ厚（､､）を，回は壁板の
厚さ（c､）を表わしている． ８ 。◎⑯ 2 ． 実 験 計 画 ５ F O G ２ − ， １ ６灘
侶 些 患 幽 （b）ＳＲＣ−Ｆ５−０ 、 図−１試験体形状・寸法（その１）l
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3…_／§
洋 堕 鼻 二 Q 屋 ／ ／ Ｐ国 届 ＋ ＋ ｛ １ Ｓｔ2９ − ２_里 ノ oｑ ' ロ 1１ ＋ ４ ｛ ＋ 三一一一 凶?pFq③↑ー Ｉ−Ｉ−−ｒ ■■■ 一一 『］
一厘こ’、 日 一一一一トエゆ碁謁甘ｇ土一一一負
と旦里／ ４=ＤＢ ／ 一 一 閉。○０代 ／ ト墓×含昔旦一之 ￨ Ｉ Ｉ Ｉ Ｉ’
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Ｈ-２ S f． ⑩謡:
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咽竃ＴＩＱＯｎｆ、’五一 =2９ ソ し
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竺 凹 Ｆ ｰ 国 軍 一 一 些 里 皇Ⅲ￨Bﾛ■■園画明■■■￨ⅡⅡ'０
『 一 旨 ３月 Ｊ Ｕ ロ Ｌ』 ︻﹄ 陛些誌国u弓 −−Ｌ_且昌Q､−−イ 判 図 − １ 試 験 体 形 状 ・ 寸 法 （ そ の ２ ） (e）ＳＲＣ−Ｆ３−６iｉ
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戸』 Ｃ Ｏ ○ Ｊ フ ○ ｡ Ｏ ‘ 」 I目⑪１０９ＯｌＯａＯｌＢｑ ｌ ４ ｓ ｡ 一 ＩＩ ｌｌ ｒｌ ＩＯ ０ ０ ０ ０ ． ０ ０ ０ 。 ０ ０ ｡ ｡ １１ １１ １１ ０１ 押 稗 公 、 ､ 、Ｉ
０ ０ ０ ＝ⅡⅡﾛ■■■卿『:P'…。
秤、￨、￨}’’１M？ 、 畳 ｕ ■ ■ ■ 三朝昌男呂呂呂綴副雲
” 唇 麺 1,画Ｍ剛胴偲醐珊画Ｕ 弓 Ｆ ー 一 ー 一 一 ー ー ‐ 弓 一 徳広・三谷・宮崎・杉山・谷田：繰り返し荷重を受ける鉄筋コンクリート 造耐震壁の弾塑性性状に関する実験的研究 1BOl鰹ｑｌ里｡“ Ｉ − ． ４ ８ ○ - 一 一 狸 判﹁Ⅲ 宮９００００ １１１０１ 、０１１ １１１Ｉ (9)ＲＣ−ｌＯ ○ ○ ○】
m=而 (d）ＳＲＣ−Ｌ３−６ 聖 日 ＆ Ｏ ｏ ０ ． ０骨
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一一 〃 世園坤 本 ■｡９中 dou 」 、 １ ！ 、 。 。 ● ａ 弓 〆 ／ ２五 四曲 ﾖノ 画 ／ 日 − &３
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● ‐ ロ 国 B 己 ▲■ 凶生
･プ 『 ■且 ■ 幽呂 Ｌ ｜Ⅱ 胃 ■ 、鹿 児 島 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 ２ ５ 号 （ 1 9 8 3 ） − Ａｗ：フルウェプ材の断面積(cd)Ａｄ：ラチス材の断面積(＝2.1×0.3＝0.63cni） ＡＩ：フランジ材の断面積(函）ｘ：ｈ画/tan8＋2.5(c､） ｈ画：鋼材のうちのりせい(画）β：斜材と材軸とのなす角(＝60°）
；
何
同一率哩 Ｃ Ｏ Ｏ ｃ ｃ つ 詐詐 ０ ． ○ Ｃ Ｏ Ｏ 戸 ｡ 稗 調 Ｏ ｐ ｎ ｎＩ樫
を，SRC-F3-□ならびにSRC-L3-□の場合溶
接組立形鋼を用いている．試験体製作には木製型枠を 使用し，基礎部分のコンクリート打設後１∼２週間お いて上部のコンクリートを打ち継いだ． 注）Spwi(フルウェプのせん断補強鋼材比)＝Ａｗ／(ｂ・Ｄ)×100(％） spw2(ラチスのせん断補強鋼材比)＝Adsin8／(ｂ・ｘ)×１００(％） SpI(フランジの鋼材比)＝ＡＩ／(ｂ・Ｄ)×100(％） Ｆｃ：コンクリート圧縮強度Ｆｔ：コンクリート引彊強度表−１試験体断面の形状・寸法及び材料の機械的性質
やＰＰＰ 陣』&瑞叫 3０ １ 引張試験により得られた鋼材の機械的性質を表−１に示す．コンクリートは表−２に示す調合割合で練り
（601ミキサー練り)，試験体を製作した．全試験体 ２．２材料の機械的性質 里g＝ｊＥ山監幽 良 一 幽 旦( i ） Ｓ Ｒ Ｃ − Ｆ ３ − １ ０ （ j ） Ｓ Ｒ Ｃ − Ｆ ５ − １ ０
図−１試験体形状・寸法単位（､､）（その３） Ｄ ａ ｎ Ｄ ｎ ｎ 色 全 、 ④ 毎 ｍ 勿 員 、ロ ー 回
［︾ ■ 、 ■』 試験体名 Series-０ RＣ−Ｏ SRC-F5-O Series-６ RＣ−６ SRC-L3-6 SRC-F3-6 SRC-F5-6 Series-lOＲＣ−ｌＯ SRC-L3-lO SRC-F3-lO SRC-F5-lO
柱断面形状 ＢｘＤ＝20ｘ20㎡ 夕 Ｕ ， 〕 〔 、 』 、 〃 Ｆｑ Ｈ 、〃 Ｌ御行 ９４〃 ⑭︹ 夕３、 Ｌｍｒ Ｊ， Ｈ 、”
画
垂 圃
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1０６８ １０６８ ９６１ ９１０ ９１０ ９６１ １０６８ ９５５ ９５５ １０６８ 2１ 徳広・三谷・宮崎・杉山・谷田：繰り返し荷重を受ける鉄筋コンクリート 造耐震壁の弾塑性性状に関する実験的研究 ○ ○ 図−２加力装置及び測定装置 ｑ ｑ ＰＩＮＳＵＰＰＯＲＴ ＬＯＡＤＣＦⅢ』 ＬＯＡＤＣＲＴ‘T‘ LＯＡＤＣＥＬＬ正田、vERTICALLOADINCFRAM
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︹実験終了後の鉄骨部︺ 鹿 児 島 大 学 工 学 部 研 究 報 本節では水平荷重一変形曲線について検討を行う． 本実験における各試験体の荷重一変形曲線および実験 終了後の様子を図−５(a)∼(j)に示す．各図の縦軸は水 平荷重Ｐを実験最大荷重Ｐｍａｘで割った値Ｐ/Pmax で，横軸ははり材軸線上の水平変位を柱脚よりはり材 軸線までの高さで割った柱の部材角Ｒ(rad.)である． また，各試験体の荷重一変形関係の包絡線，初ひび割 れ発生時の荷重と部材角，および最大耐力時の部材角 を，それぞれ図−６，表−３および表−４に示す．図 −６中の一点鎖線部は静的測定不可能領域である． 3 ． ２ 水 平 荷 重 一 変 形 曲 線 ︹最大耐力時︺ 一 〆 ヘーピ[
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︹崩壊後︺ 各耐震壁試験体共に部材角Rcr＝0.2∼0.4×10-3 rad､で初ひび割れが入っているが，初ひび割れ時の 荷重Ｐｃｒは壁厚６cmの試験体でPcr＝5∼14.5ｔO､， 壁厚１０ｃｍの試験体でPcr＝8∼27.7ｔｏｎである．ま た，Ｒ＝0.4×10-3rad・までは荷重一変形関係は直線 で弾性挙動とみなすことができる．純ラーメンの場合 は，両試験体共にRcr＝0.8∼1.0×10-3rad・で初ひ び割れが入り，その時の荷重はPcr＝４ｔＯｎである． 最大耐力時までは，各試験体共に剛性を徐々に低下さ せながら耐力及び変形を増してゆく．壁厚及び周辺架 構の違いによる耐力の差はあるが，荷重一変形関係に おいては定性的な差異は見られない．￨
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3７ 図−５水平荷重一変形曲線，および実験終了後の試験体（その１） Ｒ Ｃ − １ ０ を 除 く 各 試 験 体 共 に 最 大 耐 力 近 傍 の 荷 重 （Pmax→0.97Pmax）をある程度維持しており，特に ＳＲＣ−Ｆ３−６，ＳＲＣ−Ｆ５−１０の場合は3.0×10 ３ rad・に達している．しかし，ＲＣ−６は最大耐力の近 傍の荷重をやや維持した後，急激に耐力を低下させじ ん性は乏しいと言える．また，ＲＣ−１０は最大耐力に 達すると直ちに崩壊している．ＲＣ−６，ＲＣ−１０は周 辺架構は同じであるが壁厚に対する割合で論ずると， ＲＣ−１０の方が周辺架構の拘束効果が小さく，鋼材量 が少ないため，ぜい性的なせん断破壊を起こしたもの と思われる． 全ＳＲＣ耐震壁試験体は，Ｒ＝0.7∼0.8×10-3rad． 付近まである程度耐力を保ち，それ以後周辺架構は， せん断あるいは曲げ破壊に至っている． 以上のことより，斜めひび割れの発生によって生ず る壁板の急激な耐力減少をある程度補い得る周辺架構 が設けられていないと，最大耐力以後耐震壁は急激な 耐 力 低 下 を 起 こ す こ と に な る ． 建 築 物 は 一 般 に は ， 耐 震壁と純ラーメンが混在し，両者の耐力和で耐震安全 性の検討がなされているが，周辺架構がぜい弱な場合 には，耐力の加算ができないことになる． 3 ． ３ 周 辺 架 構 の 破 壊 形 式 と 拘 束 効 果 耐震壁の最大水平耐力が，周辺架橋の耐力と壁板の 耐力との累加により求まるものとすれば，最大水平耐 力 時 の 壁 板 の 負 担 水 平 力 Ｑ ｗ は ， 実 験 最 大 耐 力 （Pmax）一周辺架構の終局耐力（Ｑｆ）で求まる．こ こでは，周辺架構は壁板から切りはなされているもの とし，その終局耐力Ｑｆを，周辺架構の部材端に塑性 ヒンジが形成されて崩壊する場合と，せん断で崩壊す る 場 合 に つ い て 求 め ， そ れ ぞ れ の 場 合 に つ い て Qw(＝Pmax-Qf）を求める．これより得られる Qw/(t･‘'）（ｔ：壁厚，２'：壁板のうちのり長さ）の 値が，壁厚ならびに周辺架構の構造形式によってどの ように変化するかを論ずる． -1.0 (a）ＲＣ−０ Ｐ厨｡x＝１４．８↑ｏｎ ／ 一 口 Ｐ｜恥 1．０線
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徳広・三谷・宮崎・杉山・谷田：繰り返し荷重を受ける鉄筋コンクリート 造耐震壁の弾塑性性状に関する実験的研究 Ｆｂ題画 図−５水平荷重一変形曲線，および実験終了後の試験体（その３） −１．０ ０．５ ;顎恥←
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Ｐ Ｐ ■ − ● ー p ー へ SＲＣ−Ｆ５−Ｏ Ｒ Ｃ − Ｏ ０．０ ５．０ 1０．０ Ｖ；Ｐｍｄｘ Ｖ；０．９７ＰｍｑＲ ２０．０ 一 Ｒ （xIC『nbqd）図−６(a）荷重一変形曲線の包絡線（壁厚６cmの場合）
SＲＣ−Ｆ５−Ｏ Ｒ Ｃ − Ｏ ＳＲＣ−Ｆ５−ｌＯ ＳＲＣ−Ｆ３−ｌＯ ＲＣ−ＩＯ ＳＲＣ−Ｌ３−ＩＯ (↑on） 7０．０ ｡、 ６０．０ ５０.Ｏ ｑｏ・Ｏ ３ＯＯ ２００ １０．０ へ へ● ､∼●表−３初ひび割れ発生時の荷重及び部材角 注）でc『＝ＰＣ『/t２ｔ：壁厚(c､）‘：柱中心間距離（110cm）ＰＣ『：初ひび割れ発生時の荷重Ｒｃ『：初ひび割れ発生時の水平部材角 識Ｒ・川助・叫覇・敏Ｅ・助田︾蕪ご滴で封冊餅期辱邸繁罰ｕＹ、一︶ 膨司鴻曝Ｓ稚隠一詳言解井筒沼叫び洲郷雪翠淵 注）Pmax：実験最大荷重ＲⅢ：実験最大荷重時の水平部材角 表−４最大荷重時の部材角 −ア 心四 試験体名 RＣ−０ SＲＣ−Ｆ５−０ RＣ−６ SＲＣ−Ｌ３−６ SＲＣ−Ｆ３−６ SＲＣ−Ｆ５−６ RC-10 SRC-L3-lO SRC-F3-lO SRC-F5-lO
正側
Pmax(to､） R迦(×10-3rad.） 14.8 9．５６ 18.1 20.01 41.8 3．７０ 39.6 4．８５ 46.1 6．９５ 48.3 4．３０ 49.6 5．１３ 51.6 6．３０ 54.4 4．００ 62.7 5．７１負側
Pmax(tOn） Ru(×10-3rad） 13.7 8．８３ 17.8 23.32 43.0 3．７０ 40.8 3．７６ 46.6 5．４０ 48.7 4．３０ 49.7 6．１６ 50.0 5．５０ 63.1 4．８２ 試験体名 RＣ−０ SＲＣ−Ｆ５−０ ＲＣ−６ SRC-L3-6 SＲＣ−Ｆ３−６ SＲＣ−Ｆ５−６ ＲＣ−ｌＯ SRC-L3-lO SRC-F3-10 SRC-F5-lO正側
PC『(to､） Rcr(×10-3rad）負側
PC『(tOn） pcr(×10-3rad.）＝±３．８ ＝±１．０ ＝±３．６ ＝±０．８ ＝±８ ±０．２∼0.3 14.5 0．６０ 12.6 0．４０ 5.0 0．２４ 7.0 0．４０ ＝±1０ ±０．２∼０．３ 24.5 0．５７ 21.3 0．３４ 8.0 0．２６ 10.0 0．３１ 27.7 0．４０ 24.6 0．３２ 18.1 0．２９ 19.5 0．２８ ぞcr(k9/clIf） 12.12 19.10 7．５８ 15.15 1９．３６ 7．２７ 22.36 1６．４５
4４ 鹿 児 島 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 ２ ５ 号 （ 1 9 8 3 ） ３．３．１周辺架構の終局耐力と破壊形式との関係 ｉ）周辺架構の部材端に塑性ヒンジが形成されて崩 壊する場合（図−７参照） 鉄筋コンクリート部材に形成される塑性ヒンジの抵 抗モーントは，下記の終局曲げ強度式を用いる． はりＲｃＭ８＝0.9.ａｔ･Oy．。'）………（１） 柱ＲｃＭ８＝0.8．ａｔ･の．Ｄ＋0.5Ｎ．，
．￨１−Ｎ/(b･Ｄ･Ｆｃ)}'）……(2)
ここに，ａｔ：引張鉄筋の断面積 ワシ：鋼材の降伏応力度 。：はりの有効せい り：柱のせい Ｎ ： は り せ ん 断 力 に よ る 変 動 を 無 視 し た軸力 ｂ：柱の幅 Ｆｃ：コンクリート圧縮強度 鉄骨鉄筋コンクリート部材に形成される塑性ヒンジ の抵抗モーメントは下記の累加強さ式4)を用いる． はりsRcM8＝sMu＋RｃＭ３………(3) 柱ｓＲｃＭ:＝sMu＋RｃＭ８………(4) ここに，ｓＭｕ＝Ｚｐ×ＯｙＺｐ：鉄骨の塑性断面係数 部 材 端 に 塑 性 ヒ ン ジ が 形 成 さ れ る と す る と ， 、＝110cm，、'＝９０cｍ（図−７参照）であるから，周 辺架構の終局耐力Ｑｆは次式で求められる．Ｒ
Ｃ
造
の
場
合
:
Q
'
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命
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号
"
M
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+
鯉
M
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…
⑤
S
R
C
造
の
場
合
:
Q
‘
=
命
(
号
･
"
M
:
+
s
m
c
M
:
）
……(6) ｉｉ）周辺架構がせん断破壊する場合 周辺架構の水平耐力Ｑｆの算定にあたっては，大 野．荒川両博士の提案による終局強度式5),6)等がある が，せん断スパン比など，不明な点を多く含むので次 のせん断耐力式4)を用いた． Ｑｆ＝2(RcQc＋sQc）．…．．………(7) ＲｃＱｃ：柱１本あたりの，ＲＣ部分のせん断耐力で， 次式のうち小さい方 RcQc＝ｂ･rj(1.5人＋0.5oy･rPw）…(８−a）“Qc=b岬÷た+…爾）…I8-b1
ただし，周辺架構がＲＣ造の場合は（８−a） 式を用いる． sQc：柱１本あたりの，鉄骨部分のせん断耐力sQc＝tw･hw．｡y/何（フルウェブの場合）
………(9) sQc＝Ｆｄ･Sin8（ラチスの場合）………⑩ ここに，人＝Ｆｃ/30×1.5 ｂ，：鉄骨フランジ位置でのコンクリー トの有効幅 ｈｗ：ウェブのせい ｒｊ：鉄筋コンクリート部分の曲げによ る引張と圧縮側の応力中心間距離 ｐｗ：せん断補強筋比 ｔｗ：充腹形鉄骨のウェブ厚さ Ｆｄ：ラチス材の降伏軸力 ８：斜材と柱材軸とのなす角 Pmax，上記の算定式から求めたＱｆ，及び（Ｑｗ ＝Pmax-Qf）から求めたＱｗを表−５に示す．太線で 囲んだものが実験で観察された破壊性状（周辺架構が 曲吠破壊かせん断破壊かの別）に対応するものである． 同表よりわかるように，壁厚が６cmの試験体（ＲＣ 規準・’８条の『付帯ラーメンの断面形状に関する推 奨条件」を満たすもの）は，Ｑｆの算定耐力の大小よ り判定される破壊形式と実験結果とは，ほぼ対応して いるので，付帯ラーメンの推奨条件を満たしていれば 周辺架構の破壊形式を，本方法により予想できると推 論できる．しかし，壁厚が１０cmの試験体については， 必ずしも一致しない．また上記の方法で求めたＱｗの 平均値は，壁厚比（t/b）が０．３の試験体で約３０ton’ 0.5の試験体で約３６ｔｏｎである．このことから，壁 厚を厚くしても,壁厚に比例する耐力増加は期待でき ないと言える． ] 図−７本報の試験体における塑性ヒンジの位置 と曲げモーメント分布の仮定徳広.三谷.宮唾罰維0蝿蕊鯛
と1擬奏灘織
コ ン ク リ ー ト 4５ 表 − ５ 周 辺 架 構 の 破 壊 形 式 と 壁 板 お よ び 架 構 の 耐 力 試 験 体 名 実 験 最 大 耐 力 フレームの破壊形式（実験） 周 辺 架 構 の 部 材 端 に 塑 性 ヒンジが形成されて崩鰯する場合 周 辺 架 構 柱 が せ ん 断 破 壊 す る 場 合 架構の耐力 壁板の耐力 架構の耐力 壁板の耐力 フレームの破壊形式に基づくＡ ＲＣ−０ １４．８ せん断 1９．０ 13.4 ３．３．２周辺架構の拘束効果 SRC-F5-0 ＲＣ−６ １８．１ 43.0 曲 げ せん断 1５．５ 1９．３ 23.7 30.0 12.3 30.7 0．２０８． 現行の基準')(１８条耐震壁)では，壁板のコンクリー ト負担せん断力（cQw）を無視し，壁筋が負担できる 許容せん断力（rQw）で壁板の許容せん断力Ｑｗを与 えているが，これは安全側の規定であり，ここではコ ンクリートの負担せん断力を考慮してＱｗを次の累加 式で求める． Ｑｗ＝rQw＋cQw．……．．…(11） ここに，rQw＝ＰＳ．t･’'･Oｙ…………(12リ ｃＱｗ＝ﾉt･t･’'･Ｆｃ…………側 ｔ，、'，ｐｓ：それぞれ壁厚，壁板の水平 うちのり長さ，及び壁板の直行する各方向のせん断補 強筋比 ｡y：壁筋の降伏応力度 ＡＣ：係数 Ｑｗを実験結果と対応する値（表−５中の太線で囲 んだ部分）とした場合のＡＣの値を表−５の最末行に 示す．同表からわかるように，ｋの値はｔ/b＝０．３の 試験体の方がｔ/b＝0.5の試験体よりも大きくなって いる。ハcは拘束効果を表わす係数であるといえよう． ３．４既往の終局強度式に基づく算定耐力と実験 最大耐力との比較 耐震壁の終局耐力に関して種々の実験式或いは理論 式が提案されているが，ここでは以下に示す耐力式に よる算定耐力と実験最大耐力との比較を行う． ａ）終局曲げ強度式 耐震壁をＩ型断面とみなし，下記の(14)∼(１０式を用 いて耐震壁が全体曲げ崩壊するときの終局曲げ耐力を 求める． 周辺架構がＲＣ造の場合 Mwu,＝0.9.ａｔ･Oy｡Ｄ＋0.4.αw･OWy｡Ｄ＋
0
5
N
､
(
１
−
B
・
器
F
・
)
‘
'
…
…
…
側
SRC-L3-6 SRC-F3-6 SRC-F5-6 ＲＣ−ｌＯ SRC-L3-lO SRC-F3-lO SRC-F5-lO
40.8 46.6 48.7 49.7 51.6 54.4 63.1 せん断 曲げ 曲げ せん断 せん断 せん断 せん断 1３．２ 1３．８ 1７．０ 1９．０ 1２．７ 1３．５ 1５．４ 27.6 32.8 31.7 30.7 38.9 40.9 47.7 14.2 18.4 32.4 11.8 14.5 １９．０ 28.5 26.6 28.2 1６．３ 37.9 37.1 35.4 34.6 0.197 0.258 0.215 ０．１７１ 0．１６１ 0.152 0.153 Mwu2＝ａｔ.｡y､@W＋0.5αw･oWy･’w＋0.5Ｎ。’ｗ８） ………(１５） ここに，ａｔ：引張側柱の主筋全断面積（cni） 。y：引張側柱の主筋の降伏応力度（k9/cnf） αｗ：壁の鉄筋の断面積（cIIi） oWy：壁の縦筋の降伏応力度（k9/cni） Ｄ：柱せいと壁うちのり長さの和（c､） Ｂｃ：壁の圧縮側外縁の幅で，柱がある時 はその幅（c､） ，ｗ：，型断面壁の場合の両側柱中心間距離 で長方形断面の場合は0.9Ｄとする （c､） Ｎ：耐震壁の軸方向力（k9） 周辺架構がＳＲＣ造の場合 Ｍｕ＝ｍiｎ（Ｍｕ１，Mu2）８） ………(lＯ ここに，Ｍｕ,＝(sAo･sOy＋rA｡･rOy)'＋Ｎ'．、…('7） Mu2＝(sAo・sOy＋rAo･rOi,＋CAF･Ｆｃ")'一Ｎ２．４ … … … 側 ＣＡＦ：耐震壁に隣接する柱材のコンクリー ト断面積（cnf） ｓＡｏ：柱材の鉄骨全断面積（c㎡） ｒＡｏ：柱材の主筋全断面積（cI'f） Ｆｃ〃：柱材のコンクリートの終局圧縮応力 度で，ここでは0.75Ｆｃとした ｓｏｙ：鉄骨引張降伏応力度（k9／cnf） 『ｏｙ：主筋引張降伏応力度（k9／c㎡） ’：側柱の中心間距離（c､） Ｎ，：地震力によって引張側となる側柱材 の長期軸方向力（k9） Ｎ２：地震力によって圧縮側となる側柱材 の長期軸方向力（k9） （M)，（19両式は周辺架構がＲＣ造の耐震壁を対象と した式であるので，周辺架構がＳＲＣ造の場合の計算 においてはフランジ断面積を主筋に置換え，ウェブは せん断にのみ抵抗するものとした．
4６ 鹿 児 島 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 ２ ５ 号 （ 1 9 8 3 ） ▲ ｂ）終局せん断強度式 富井．江崎式（側柱がせん断破壊の場合)9)12） Ｑｕ＝ｍin(QuIwsl，QuIfs,）……(l9
Q
u
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…(19-a） QUIfSl＝QUICS,（側柱がせん断破壊） …(19-b）Q
哩
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-
号
c
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'
）
‐M端('+器)剛……伽
ここに，ｔ：壁厚（c､） '’@′：側柱中心間距離，うちのり間距離 （c､） ん'：壁板のうちのり高さ（c､） Ｆｃ：コンクリートの圧縮強度（k9／c㎡） Ｎ：耐震壁に作用する鉛直荷重（k9） Ｄｂ：側ばりのせい（c､） ｂｃ，ＤＣ：側柱の幅，せい（c､） αg：側柱の主筋全断面積（cIf） oyg：側柱の主筋の引張降応力度（k9／cIi） ハ，｡i,ｈ：壁板の横筋比，横筋の引張降伏応力 度（k9／cnf） Ｐｖ，ぴyv：壁板の縦筋比，縦筋の引張降伏応力 度（k9／cIf） PsmIn：縦筋比，横筋比のうち小さい方 Ｚ ： 左 右 側 柱 の 和 を 表 わ す β：せん断ひび割れの方向と水平方向の間 の角度 Ｗ：実験の加力方法により決まる係数 ｉ）部材の破壊端を材軸方向に圧縮し他端 をこれと等しい力で材軸方向に引張る 場 合 、.＝Ｏ ｉｉ）部材の破壊端を材軸方向に圧縮し他端 には材軸方向に力を加えない場合 Ｖ＝１ Ⅲ）α・部材の破壊端には材軸方向に力を 加えず，他端を材軸方向に引張る場合 ６．正加力による部材破壊断面と負加 力による部材破壊断面の間に材軸方向 の全加力が作用する場合，α’６の場 合とも ’＝−１ Ⅳ）破壊を起こす部材の全長にわたって材 軸方向の加力が等分布に作用する場合 ＷP＝−(ﾉZ'一Dctan8)/ｈ 本実験解析ではzWP＝０，８＝45。とした。 （19-C)式の使用上の注意（読み替え）事項： Ｐｖ･Oyv＞３０ｋ9/cIfの場合ｐｖ･Oyv →0.4Pv･のv＋１８ｋ9/cmf Ph･ぴy､＞３０ｋ9/c㎡の場合ｐｈ･oyn →0.4Ｐn．oyh＋１８ｋ9/ｃｎｉｐ
…
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8
0
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㎡
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場
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αg・Oyg→0.3αg･Oyg＋56bcDc（k9） 菅野式'0）Ｑｕ＝Be．t･Fc･@A/ｱ千7Ｆ+pw．｡y､t・ﾉZ……⑫
ここに，Ｂｅ：斜め材（置換圧縮プレース）の有効 幅（＝5.6ｔ） ｔ：壁厚 Ｆｃ：コンクリートの圧縮強度 ｐｗ：壁筋比 ’：柱中心間距離 。y：壁筋の降伏応力度 ｈ：（柱のうちのり高さ)＋(はりせいの半 分） 山田式'1）Ｑ
･
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… … … 卿 ここに，８：壁板の対角線が水平軸となす角 他は⑫式の場合と同じ・ 広沢式7）QFlM滞帯801
＋27,/而豆十川}Ｍ……伽
ここに，ｂｅ：架構付壁板を材丈の等しい等価な矩表 − ６ 実 験 最 大 耐 力 と 算 定 値 4７ 形断面におきかえた場合の幅（c､） Ｄ：部材の全せい，。＝Ｄ−Ｄｃ/２（c､） ｊ：(7/8)×。（c､） ｡b：全断面積に対する平均軸方向応力度 （k9／cnf） oSy：壁筋の降伏応力度（k9／c㎡） pte：100×αtL/(bed）（％） α､L：引張側柱筋断面積（C㎡） Pse：ｂｅを厚さと考えた場合の水平せん断 補強筋比（小数） Ｆｃ：コンクリート圧縮強度（k9／c㎡） Ｍ，Ｑ：耐震壁に作用する曲げモーメント （k９．cm)，せん断力（k9） （19-c)，伽両式使用に際し，両式とも周辺架構が ＲＣ造耐震壁を対象とした式であるので，周辺架構が ＳＲＣ造の場合フランジを主筋とみなして計算した後， その値と鉄骨のせん断耐力〔フルウェブについては(9) 式，ラチスについては側式〕を加えた値を耐震壁のせ ん断耐力とした． 以上の諸式より求めた算定価と実験価との比較を表 −６に示す．同表より下記のことがわかる． １）終局曲げ強度式〔(14)∼(10式〕に基づく算定値は いずれも実験で観察された破壊形式と異なるの で，実験値と対応していない． ２）富井・江崎式〔⑲式〕に基づく算定値は実験値 より小さく安全側の値となっている． ３）菅野・山田両式〔⑫，蜘式〕は，壁厚６cmの 場合はよく対応しているが，壁厚が１０cmにな るとかなり過大評価となる． ４）広沢式〔伽式〕は全試験体にわたりよく対応し ている． 徳広・三谷・宮崎・杉山・谷田：繰り返し荷重を受ける鉄筋コンクリート 造耐震壁の弾塑性性状に関する実験的研究 ４ ． 結 び 周辺架構の構造形式がひび割れ性状及び耐力に及ぼ す影響を明らかにする目的で，８体の耐震壁試験体と ２体の純ラーメンについて繰返し水平加力実験を行い， その実験結果の検討及び考察を行った．その結果，下 記のことが実験的に明らかとなった． １）斜めひび割れの発生によって生ずる壁板の急激 な耐力減少をある程度補いうる周辺架構が設けられて いないと，最大耐力以降耐震壁は急激な耐力低下を生 ずることになる．建築物は一般には耐震壁と純ラーメ （ ） の 中 の 数 値 は 実 験 値 ／ 算 定 値 ンが混在し，両者の耐力和で耐震安全Ｉ性の検討がなさ れているが，周辺架構がぜい弱な場合には両者の耐力 の加算ができないことになる．
２）「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」
(1982）の１８条『付帯ラーメンの断面形状に関する推
奨条件」を満たし，かつ周辺架構がフルウェブの
ＳＲＣ造の場合，ウェブが厚いとはり又は柱材端に塑
性ヒンジが形成されて周辺架構は曲げ崩壊する．
３）周辺架構の壁板に対する拘束効果は，壁厚比 （t/b）が小さくなるにつれ大きくなり，壁厚を厚く しても壁厚に比例する耐力の増加は期待できない． 試 験 体 名 ＲＣ−６ SＲＣ−Ｌ３−６ ＳＲＣ−Ｆ３−６ ＳＲＣ−Ｆ５−６ ＲＣ−ｌＯ ＳＲＣ−Ｌ３−ｌＯ SＲＣ−Ｆ３−ｌＯ SＲＣ−Ｆ５−ｌＯ 実験最大耐力（ｔ） 43.0 40.8 46.6 48.7 49.7 51.6 54.4 63.1 架 構 の 破 壊 形 式 せ ん 断 せん断 曲げ 曲げ せん断 せん断 せ ん 断 せん断 終局曲げ強度 (14）式 ⑮ 式 (16リ式 98.7 (0.436） 94.2 (0.456） 68.4 (0.596） 66.2 (0.616） 64.2 (0.636） 68.4 (0.681） 66.2 (0.704） 68.3 (0.682） 79.9 (0.610） 76.5 (0.637） 91.3 (0.533） 99.3 (0.501） 94.2 (0.528） 66.9 (0.770） 63.6 (0.810） 61.7 (0.835） 66.9 (0.813） 63.6 (0.855） ６５．２ (0.834） 73.4 (0.860） 69.8 (0.904） 80.5 (0.784） 終局せん断強度 富井・江崎式 ⑲ 式 菅野式 ” 式 山田式 ” 式 広 沢 式 伽 ） 式 33.7 (1.276） 39.4 (1.091） 46.9 (0.917） 43.6 (0.986） 32.2 (1.267） 35.4 (1.153） 40.1 (1.017） 42.0 (0.971） 32.2 (1.447） 35.4 (1.316） 41.0 (1.137） 47.1 (0.989） 33.8 (1.441） 39.5 (1.233） 47.1 (1.034） 62.2 (0.783） 48.1 (1.033） 91.6 (0.543） 94.1 (0.671） 49.8 (0.998） 48.7 (1.057） 94.5 (0.545） 76.7 (0.671） 50.1 (1.028） 48.7 (1.117） 94.5 (0.576） 76.7 (0.709） 54.6 (0.996） 48.1 (1.312） 91.6 (0.689） 74.1 (0.852） 67.9 (0.929）4８ 鹿 児 島 大 学 工 学 部 研 究 報 告 第 ２ ５ 号 （ 1 9 8 3 ） ４）推奨条件を満たしている場合には，３．３節の 方法により周辺架構の破壊形式を予測できる． ５）推奨条件を満たしていれば，周辺架構がＲＣ造， ＳＲＣ造のどちらの場合でも，極端なぜい性的破壊は しないことが実験的に確かめられた． ６）周辺架構がせん断破壊した試験体に対しては， 周辺架構がＲＣ造，ＳＲＣ造のどちらの場合でも広沢 式〔⑭〕がよく対応している．また，壁厚が比較的薄 い場合（推奨条件を満たしている場合）であれば，菅 野，山田の両式〔⑫，蜘式〕もよく対応する． 謝 辞 実験及び資料整理に際し，久徳琢磨助手，佐々木昭 夫元助手，茶円茂博文部事務官，修論生，荒渡薫（昭 和５４年度)，山崎達司（同５５年度)，源川五月（同 ５６年度)，真栄城玄一（同５７年度),､及び卒論生，片 寄薫（同５４年度)，工藤芳嗣（同５４年度)，熊丸雅 夫（同５４年度)，谷正士（同５５年度)，川上義人 （同５５年度)，杉谷貴彦（同５６年度)，永仮博文 （同５６年度)，長曽我部誠（同５７年度)，各氏の多大 なる御協力を得ました．ここに深く謝意を表します． 参 考 文 献 l）日本建築学会，「鉄筋コンクリート構造計算規 準・同解説｣，1982. 2）富井政英，「ラーメン付壁板の対角線加力に関す る研究｣，日本建築学会論文報告集，No.60，昭 ３３．１０，ｐｐ､389∼392. 3）徳広育夫・三谷勲・荒渡薫・山崎達司・源川五 月，「繰り返し荷重を受ける鉄筋コンクリート造 耐震壁の弾塑性性状に関する実験的研究（その １)｣，鹿児島大学工学部研究報告第２２号，昭５５． ９，ｐｐ､８３∼115. 4）日本建築学会，「鉄骨鉄筋コンクリート構造計算 規準・同解説｣，昭５０． ５）荒川卓，「鉄筋コンクリートはりのせん断抵抗に 関する研究｣，日本建築学会論文報告集，No.66， 昭３５．１０，ｐｐ､437∼440. 6）日本建築学会，「鉄筋コンクリート終局強度設計 に関する資料，シリーズ１４｣，建築雑誌， Vol､９５，Ｎ0.1161,1982.3,ｐｐ､５１∼５４． ７）広沢雅也，「既往の鉄筋コンクリート造耐震壁に 関する実験資料とその解析｣，建築研究所資料， No.６，１９７５．
