61-1 1 序 当研究室では，柱降伏が先行する外周骨組1 ）と内部 コア連層耐震壁から成る鉄筋コンクリート（以下，R C と記す）系有壁架構の開発に取り組んでいる．図 1 に 開発中の有壁架構の立面と平面の略図を示す．有壁架 構の設計に際して，留意する点は耐震壁と架構の水平 力の負担割合の設定にある．通常の耐震壁では高剛性 であるため，地震時に水平力を過大に負担し，損傷が 集中してしまう場合がある． 提案する外周骨組は，鋼管横補強短柱とスパンドレ ルビームから成る RC 造骨組を想定しており，通常の RC 造骨組に比して，高耐力・高剛性・高靭性に設計可能 となる．ただし，柱降伏が先行するため層崩壊が危惧 される．併設する連層耐震壁は，建物の層間変形を一 様に保ちつつ，落階を防止することが求められる． 図 2 に提案する内部コア連層耐震壁の概略図 を示 す．提案耐震壁は，壁脚部の両端にスリットを有して おり，柱形を持たないことが特徴である．この特徴に より従来の耐震壁よりも壁の曲げ耐力と剛性を下げて， 入力せん断力を低減させる効果がある．図にはアンボ ンド鉄筋と露出鉄筋を示している．これらの詳細は文 献 2)を参照されたい．表 1 に 2012 年度から 2014 年度に かけて実験を行った 6 体の提案耐震壁のスリットの有 無による曲げ耐力 Q と初期剛性 K の比較を示す．Q1，K1 はスリット有り（断面：140 × 410mm）の場合であり，Q2， K2はスリット無し（断面：140 × 810mm）の場合である． 試験体名は，左から順にアンボンド鉄筋の使用方法， 露出鉄筋の降伏強度の違い，アンボンド鉄筋の降伏強 度，軸力比である．スリットを入れることで曲げ耐力 は最大で 57%，初期剛性は最大で 83% 低減できることが 分かる．提案耐震壁は耐力を減らしつつ，靭性能を向 上させることができる．外周架構は剛性と靭性が高い ので，耐震壁とともにせん断力を効率よく負担するこ とになる． 本論では提案 RC 系有壁架構の建物応答解析の予備研 究として，（1 ）せん断余裕度についての考察，（2 ）提 案耐震壁の解析的考察を行う．（1 ）のせん断余裕度は， 部材の破壊形式を限定するためだけではなく，ひび割 れ発生状況にも影響する重要な設計事項である．（ 2 ） の解析的考察では，提案耐震壁の解析モデルの提案を 行い，実験との模擬精度について検討する． 2 せん断 余裕度 の考察 図 3 にせん断余裕度グラフを示す．グラフの縦軸は， 実験時の最大耐力 Hexpを曲げ耐力時のせん断力 Qfで除 した値である．横軸は，せん断余裕度であり，せん断 耐力 Qsを Qfで除した値である．このグラフに各試験体 の値をプロットしており，Qs/Qfが 1 になる点を境にし て，試験体がせん断破壊するか曲げ破壊するかを判定 することができる．また，表 2 に各試験体の H exp，Qf ，Qs 甲野 裕貴 図 1 損傷制御型 RC 系有壁架構の立面と平面 コア 外周架構 連層耐震壁 間柱 スパンドレルビーム 鋼管横補強短柱
損傷制御型 RC 系有壁架構における連層耐震壁の開発
図 2 内 部コ ア連 層耐 震壁 の概 略図 l R 付 着 除 去 区 間 Nt 露出鉄筋 アンボンド鉄筋 面内剛性を確保しつつ 残留変形を小さくする 早期に降伏し エネルギーを吸収 Nc 表 1 曲げ耐 力と初 期剛性の 比較 試験体 Q1 Q2 K1 K2 Q1/Q2 K1/K2 B-N-295-0.25 141 330 26 158 0.43 0.17 B-N-490-0.25 173 362 29 160 0.48 0.18 B-H-295-0.25 169 320 23 132 0.53 0.17 B-H-490-0.25 238 373 29 138 0.64 0.21 S-N-685-0.10 165 230 36 151 0.72 0.24 S-N-685-0.25 179 290 36 151 0.62 0.2461-2 図 3 せん 断余裕 度グ ラフ -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 -300 -200 -100 0 100 200 300 R (×10-2rad.) S-N-685-0.10 R =2.0/100rad.×1 H ( kN ) -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 -300 -200 -100 0 100 200 300 R (×10-2rad.) S-N-685-0.25 R =2.0/100rad.×1 H ( kN ) の比較をせん断余裕度の小さい順に示す．Qf は，壁脚 部の RC 断面（140 × 410mm）の全塑性モーメントに，ア ンボンド鉄筋と露出鉄筋の負担曲げモーメントを足し 合わせ，載荷点高さ（1600mm）で除した値とした．Qsは， 文献 3)のせん断終局強度式により算定した． 図 3 と表 2 に示すように，B-H-490-0.25 以外の 5 体の 試験体はせん断余裕度が 1 以上となっており，曲げ破 壊型となっている．耐力評価については，Hexp/Qfで 5 体 の平均が 1.04 と安全側に精度良く評価できていること が分かる．一方，B-H-490-0.25 はせん断余裕度が 0.92 と なっており，曲げ・せん断破壊型となっている．耐力 評価については，Hexp/Qsで 1.02 と安全側に精度良く評価 できていることが分かる．曲げ破壊型と曲げ・せん断 破壊型の両方で終局強度式により安全側に精度良く評 価できることを示した． 荷重－変形関係と最終的な損傷状況について考察す る．図 4 に B-H，S-N シリーズの荷重－変形関係をせん 断余裕度の小さい順に示す．図の縦軸は載荷点高さの 水平力 H（kN）で，横軸は壁の部材角 R（× 10-2rad.）で ある．図 5 に B-H，S-N シリーズの最終的な損傷状況の スケッチをせん断余裕度の小さい順に示す．この 4 体 を選択した理由は，せん断余裕度が接近している試験 体で考察するためである．B-H，S-N シリーズでは載荷 サイクルに違いがあり，R=1.50/100rad. までは全試験体 で同じであるが，R=2.00/100rad. の載荷は S-N シリーズ では 1 サイクル，B-H シリーズでは 3 サイクル行った． まず，荷重－変形関係について考察する．全試験体 で，R= 2.00/1 00rad. の 1 サイクル目まで安定した履歴 ループを描いている．S-N シリーズでは，R=1.50/100rad. の 2 サイクル目の載荷において露出鉄筋の破断による 若干の耐力低下が確認されたが，耐力低下率は 1 割程 度であった．B-H シリーズでは，R=2.00/100rad. の 2 サ イクル目以降の載荷で大幅な耐力低下が確認された． 最終的な耐力低下率は B-H-295-0.25 の方が小さかった． 続いて，最終的な損傷状況について考察する．S-N シ リーズは，数本の曲げひび割れと壁脚部でのわずかな コンクリートの剥落が確認されたのみであり，特に目 立った損傷は見られなかった．S-N シリーズは軸力比が それぞれ異なる試験体であるが，その違いによる破壊 性状の差異は確認されなかった．B-H-490-0.25 では，壁 表 2 実験 値と計 算値の 比較 B-H-490-0.25 0.94 1.02 0.92 S-N-685-0.25 0.99 0.85 1.17 S-N-685-0.10 1.02 0.80 1.27 B-H-295-0.25 0.98 0.76 1.29 B-N-490-0.25 1.07 0.78 1.38 B-N-295-0.25 1.13 0.67 1.69 試験体 Hexp / Qf Hexp / Qs Qs / Qf 図 4 荷重 －変形 関係 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 -300 -200 -100 0 100 200 300 B-H-295-0.25 R =2.0/100rad.×3 R (×10-2rad.) H ( kN ) -300 -200 -100 0 100 200 300 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 B-H-490-0.25 R =2.0/100rad.×3 R (×10-2rad.) H ( kN ) 図 5 実験 後の 損傷 状況 B-H-295-0.25 B-H-490-0.25 S-N-685-0.25 S-N-685-0.10 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 B-N-295-0.25 B-N-490-0.25 B-H-295-0.25 B-H-490-0.25 S-N-685-0.10 S-N-685-0.25 H ex p /Q f Q s/Qf せん断破壊領域 曲げ破壊領域
61-3 脚部全体でコンクリートの剥落が発生し，鉄筋が露出 しているのが確認された．B-H-295-0.25 では壁脚部全体 に多数の曲げひび割れが入り，コンクリートの剥離が 確認された．B-H-295-0.25 の損傷状況はB-H-490-0.25 よ りも若干軽微なものであったが，S-N シリーズと比較す ると激しい損傷であり，地震後の継続使用は困難な状 況であった．B-H-490-0.25 の方が損傷が激しく，耐力低 下率が大きかったのは，せん断余裕度の影響があった ものと考えられる． ここまでの考察から分かるように，最終的な破壊性 状は，せん断余裕度の減少とともに激しくなっている わけではない．しかしながら，この 4 体の試験体は R=2.00/100rad. の繰返し回数や配筋，コンクリートの圧 縮強度等が異なるため，一概にせん断余裕度が関係な いとは判断できない．今後は，上述した条件を揃えた 試験体を作製し，せん断余裕度を実験変数として実験 を行う必要がある．提案耐震壁は，曲げ破壊先行型で 損傷制御性能を有することが特徴であるので，損傷制 御に及ぼすせん断余裕度の影響を調べることが重要と 考えられる． 本試験体では，B- H シリーズのみが最終的に激しい 損傷となった．これは，大変形である R=2.00/100rad. の 繰返し回数が多いことが原因と考えられる．S-N シリー ズにおいても，R=2.00/100rad. の繰返し回数が多くなる と，激しい損傷となっていた可能性がある．提案耐震 壁は大変形が繰返し生じてしまうと，最終的に激しい 破壊性状となることが実験的に示されたため，最大変 形を制御することで損傷を軽微なものにする必要があ る．今後行う予定である建物応答解析では，実験で安 定した履歴性状を示していた R= 1.00/100rad. を本研究 の変形のクライテリアとして，応答をその変形内に収 め る こ と を 目 標 と す る ． 次 節 の 解 析 的 考 察 で は ， R=1.00/100rad. 以内での実験と解析の比較により検討を 行う． 3 解析的考察 3 . 1 解析概要 解析では，実験時に特に損傷が見られず，曲げ破壊 型となった S-N シリーズに着目し，解析的検討を行う． 解析では実験試験体を線材モデル化した解析モデルを 作製し，実験との模擬精度について検討する． 解析にはファイバーモデルで断面の応力状態を表現 する 2 次元有限要素プログラム4 ）を用いており，材料 および幾何学的非線形を考慮している．解析は実験時 の載荷状況に倣い，鉛直荷重を一定値に保持し，正負 交番漸増振幅の水平変位制御により実行した． 図 6 に解析モデルを示す．また，表 3 に解析変数の一 覧を示す．解析モデルは，RC 壁板曲げばね，スリット 部分の露出鉄筋，アンボンド鉄筋，剛棒で構成されて いる．RC 断面の寸法は壁脚部断面の140 × 410mm とした． 壁脚部に設けた RC 壁板曲げばねの長さについては，壁 脚部の断面せい（410mm）の半分の 205mm とした．脚部 縦筋は実験試験体と同様の配筋とした．RC 壁板曲げば ねの上部は，剛棒としている．その理由は，実験時の 損傷は壁脚部付近でしか見られず，それより上部では 損傷は全く確認されなかったことと，上部断面は 140 × 810mm となっており，壁脚部断面よりも十分大きな曲げ 剛性を有すると考えたためである．解析のアンボンド 鉄筋の付着除去長さは，全試験体において，実験試験 体よりも 200mm 長くした．この理由は，実験時のアン ボンド鉄筋の降伏部材角が想定よりも遅れており，解 析では実際よりも付着除去長さを長くすることで実験 を模擬できると考えたためである．配筋位置は実験試 験体と同じである．アンボンド鉄筋上部から加力点高 さまでは，剛棒としている．露出鉄筋の露出長さは，ア ンボンド鉄筋と同じ理由により，200mm 長くした．また， 露出鉄筋の上部は剛棒とした．コンクリート圧縮強度 B，鉄筋の降伏強度 y，軸力比については実験試験体と 同じとした． 図 7 に材料構成則を示す．コンクリートは完全弾塑 性型とし，除荷及び再負荷則は初期剛性を維持するモ 表 3 解析変数一覧 図 7 材料構成則 コンクリート 鋼 材 図 6 解析モデル σ ε σB εc Ec Ec σ ε σy εy Es Es -εy 2 2 0 加 力 点 高 さ (1 6 0 0 m m ) RC壁板曲げばね 剛棒 剛棒 露出鉄筋 2 0 5 ア ン ボ ン ド 鉄 筋 試験体 S-N-685-0.10 S-N-685-0.25 B×D （脚部） 脚部縦筋 （付着除去長さ850mm） （付着除去長さ1200mm） 露出 鉄筋 σB(N/mm2) 軸力比 0.10程度 0.25程度 D10-SD295（ 露出長さ220mm） 33.0 140×410mm D10@40ダブル (SD295) ア ンボンド鉄 筋 D19-USD685
61-4 -1.0 0.0 1.0 R (×10-2rad.) S-N-685-0.25 -200 -100 0 100 200 -1.0 0.0 1.0 H (k N ) R (×10-2rad.) S-N-685-0.10 -1.0 0.0 1.0 R (×10-2rad.) S-N-685-0.25 -200 -100 0 100 200 -1.0 0.0 1.0 H ( kN ) R (×10-2rad.) S-N-685-0.10 デルとした．鋼材はバイリニア型でひずみ硬化を考慮 したモデルとした．ひずみ硬化時の傾きは，鋼材のヤ ング係数の 1/1000 とした．繰返し則は，バウシンガー効 果等の剛性低下を考慮しないモデルとした． 3 . 2 荷重－変形関係 図 8 に実験と解析により得られた荷重－変形関係を 示す．図の縦軸は載荷点高さの水平力 H（kN）で，横 軸は壁の部材角 R（× 10- 2r a d . ）である．また，表 4 に R=1.00/100rad. までの最大耐力 H，初期剛性 K，R=1.00/ 1 0 0 r a d . の 3 サイクル目の載荷が終了した時点のエネル ギー吸収量 W について実験と解析の比を示す．最大耐 力の算定は，正側と負側の最大耐力の平均値とした． 初期剛性の算定は，処女載荷時における最大水平力到 達点と原点を結んだ割線剛性とした． 実験と解析の最大耐力の比については S- N-68 5-0. 10 では誤差が 5%，S-N-685-0.25 では誤差が 1% となってお り，解析により非常に高い精度で評価できている．初 期剛性については S-N-685-0.10 では誤差が6%，S-N-685-0 . 2 5 では誤差が 12% となっており，最大耐力と同様に 解析が危険側の評価となっているが，これも高い精度 で評価できている．解析の履歴ループは，実験よりも 若干膨らんでいるものの，精度良く模擬できているこ とが分かる．エネルギー吸収量については S-N-685-0.10 では 34%，S-N-685-0.25 では 32% と解析が過大評価して いるものの，誤差は 3 割程度で概ね評価できているこ とが分かる．履歴ループとエネルギー吸収量を解析が 過大評価する理由は，材料構成則の繰返し則において， コンクリートの軟化現象と，鋼材のバウシンガー効果 を考慮していないために，実験よりもエネルギー吸収 量を過大に見積もるからである．以上のことから，単 純なバイリニア型モデルの材料構成則を用いた本解析 は，部材角 R=1.00/100rad. 以内で実験を精度良く評価で きることが分かった． 今後は，本論の提案連層耐震壁に提案外周骨組を加 えた建物の応答解析を行い，その性能について検討し ていく予定である． 4 まとめ 本研究より得られた知見を以下に列挙する． 1) スリットを設けることで，スリット無しの場合より も曲げ耐力は最大で 57%，初期剛性は最大で 83% 低 減することができた． 2) 耐力評価については，曲げ破壊型と曲げ・せん断破 壊型の両方で終局強度式により精度良く評価するこ とができた． 3) 提案耐震壁は，大変形の繰返し載荷によって激しい 損傷を示すことが分かった．従って，今後行う建物 応答解析では，実験で安定した履歴性状を示した R=1.00/100rad. 以内に最大応答変形を収めることを 目標とする． 4) 本研究の変形のクライテリアである R=1 .0 0/1 00 ra d. 以内での実験と解析の比較では，最大耐力，初期剛 性は精度良く評価でき，エネルギー吸収量は誤差が 3 割程度で評価することができた．履歴曲線を比較 すると解析の方が若干膨らむものの，精度良く模擬 することができた． 図 8 荷重－変形関係 (b) 解析 (a) 実験 表 4 最大 耐力，初期剛 性，エネル ギー吸 収量
試験体 Hexp/Hana1 Kexp/Kana1 Wexp/Wana1
S -N-685-0.10 0.95 0.94 0.66 S -N-685-0.25 0.99 0.88 0.68 ＜ 謝 辞 ＞ 本 研 究 で使 用 し た 高強 度 鉄 筋 U S D 6 8 5 は，蜷川 研 究 室か ら 提 供 を 受 け ま し た ． こ こ に 記 し て 謝 意 を 表 し ま す ． ＜ 参 考 文 献 ＞ 1 ) 中原浩之，高橋恵介，Nasruddin JUNUS：TRC 柱とスパン ド レ ル ビ ー ム か ら な る 柱 降 伏 型 骨 組 の 構 造 性 能 に 関 す る実 験 的 研究 ，コン ク リ ート 工 学 年次 論 文 集，V o l . 3 3 ， No.2，pp.1 153 -1 15 8，20 11.7. 2 ) 中 原 浩 之 ， 甲 野 裕 貴 ： ひ び 割 れ 制 御 型 R C 造 連 層 耐 震 壁 の開 発 に 関 す る 実 験 的 研 究 , コン ク リ ー ト 工 学年 次 論 文 集，Vol.36，No.2，pp.295-300，2014.7. 3 ) 日 本 建 築 学 会 ： 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 造 建 物 の 終 局 強 度 型 耐震設計指針・同解説，pp. 1 0 6 ，1 9 9 0. 1 1 .
4 ) Kawano, A., Griffith, M.C., Joshi, H.R. and Warner, R.F.:Analysis of the Behavior and Collapse of Concrete Frames Subjected to Severe Ground Motion, Research Report No.R 163, Department of Civil a nd Envir omenta l Engineer ing, T he Univer sity of Adelaide, Australia, 1998.11.
