制振壁の柱脚部における脆性破壊防止に関する研究 [ PDF

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(1)制振壁の柱脚部における脆性破壊防止に関する研究. 松林寛樹. 1 序崎野らは，従来の連層耐震壁の降伏機構（せん断破壊 , 曲げ降伏 , 基礎回転機構）とは全く異なる降伏機構（図 1）を生じる転倒降伏耐震壁に関する開発研究を行っている．図 1 に示す降伏機構は , 水平力によって生じる転倒モーメントが,（内蔵する繋梁のせん断耐力と周辺柱端部の曲げ耐力により決まる）転倒モーメント耐力に達した時に生じる降伏機構である．そのことから,図 1に示す連層壁を転倒降伏耐震壁（以下 , 制振壁）と名付けた．この名前は , 通常の耐震壁の分類名である「曲げ壁」「せん断壁」「回転壁」に対応するものである．制振壁の特徴は ,繋梁と称するエネルギー吸収デバイスを内蔵することである．この連層壁を建築構造物に用いることにより , 建物の鉛直荷重を支持する柱および梁部材などの主要構造部材はもとより , エネルギー吸収デバイス以外の壁板要素の損傷をできるだけ目立たなくすることが期待できる．制振壁に関しては , これまでに様々な実験的および解析的研究が行われてきた．これまでの実験的研究により , 以下の結果が得られている． 1）転倒降伏を生じる制振壁は , 小さな層間変形角時に繋梁がせん断降伏を開始し , 大変形に至るまでの多数回繰返し載荷時において大きなエネルギー吸収能力を有する．また , その荷重 - 変形関係（転倒モーメント - 層間変形角関係）は , 河野らにより開発された骨組の弾塑性解析プログラム7）を用いることにより非常に精度良く予測できる． 2）制振壁の変形性状は柱頭・柱脚に形成される塑性ヒンジと繋梁の塑性変形により支配され，エネルギー吸収能力の高い安定した復元力特性を示す． 3)繋梁の（比較的容易な現場施工による）取替えが可能な設計を行い，損傷を受けた後に繋梁を交換し , 再度実験を行っても損傷前とほぼ同様の Constant axial force 挙動を示す．. 2 研究目的制振壁の鉄骨繋梁以外の部分で生じる , せん断系の破壊や局部破壊は, 「繋梁のエネルギー吸収能力が発揮できない」「変形能力の小さい破壊モードである」「地震後の損傷修復の観点から望ましくない」等の理由で回避すべき破壊であり , 制振壁の能力を十分に発揮させる為に , 想定した降伏機構にともなう塑性化現象以外に生じる局部破壊モードを防止することは設計上きわめて重要である．具体例として ,CFT 柱の鋼管の溶接不良に起因する亀裂の発生，繋梁ウェブに生じる低サイクル疲労破壊，繋梁埋め込み部コンクリートの圧潰などが挙げられ , これまでに様々な検討がなされてきた．図 2 に制振壁の力の釣り合いを , 図 3 に TRC 造短柱を有する 3 層制振壁試験体の柱脚部詳細の代表例を示す．図 2 から分かるように , 制振壁の最下層については，せん断力を2本の短柱のみで伝達させる必要があることから，短柱に大きなせん断力が生じる．また，転倒モーメントによる圧縮軸力を受ける短柱は，大きな圧縮軸力を受け，塑性ヒンジの回転能力が小さくなる恐れがある．以上の理由から , 既往の研究では最下層短柱を CFT 柱としたものと , 最下層短柱を鋼管によって横補強した TRC 柱としたものの両方について実験が行われてきた．柱脚を CFT 柱とした場合については , 既に様々な検討がなされており , 十分なせん断余裕度を持つことが確認されている．柱脚を TRC 柱とした制振壁は ,CFT 柱を用いた制振壁と同じく合成構造ではあるが , より RC 構造に近い制振壁となっている．このような制振壁を開発する目的は , ⅰ）より経済的な構造要素とするため , ⅱ）設計の自由度をより広げるため , の二つである．しかし , 既往の研究において ,TRC 柱を用いた制振壁試験体は転倒降伏機構を形成したが , その復元力特性は CFT 柱を用いた試験体に比較するとややスリップ型の特性を示している．その原因としては,TRC柱脚部におけるスリップが考えられる．実際に既往の研究 Reinforced concrete wall Square stell tube. Concrete filled. Cyclic lateral force. Compression side. 400. 650. 150150. B 0 1. 650. 2400. 図 1 転倒降伏型機構. 図 2 力の釣り合い. 図 3 制振壁柱脚部 44-1. Clearance 10. 0 4. Tension side. 40. Clearance. 400.

(2) において，引張側柱にパンチングシア破壊を生じた実験例がすでに報告されており,引張側柱のパンチングシア耐力式が提案されている．しかし , この式はパンチングシア耐力そのものではなく , パンチングシア破壊発生後 , コンクリートの劣化に伴い徐々に耐力が低下した後に達する耐力の算定式であり , パンチングシア耐力そのものの耐力式ではない．また , 圧縮側の柱脚についてはパンチングシア破壊が生じた事例はまだ報告されていない．. 2)Mattock の崩壊包絡線 Mattock の崩壊包絡線 2)は，せん断スパン比a/D=0 の時のτ 0 の値を表すものである．しかし，τ 0 を求める事は必ずしも容易ではなく，そのまま設計に応用することは適切でない．そこで，既に提案されている Mattock の近似包絡線 1)3)を用いてτ 0 を求め，実験値と比較することとした．以下に Mattock の近似包絡線を数式化したものを示す．τ 0 はτ 01 とτ 02 のうち小さい方の値である．. 以上の背景から , 軸力・主筋量・コンクリート強度をパ. t01 =0.493s +0.254sc (kg / cm2 ). ラメータとした 21 体の試験体を作成し , パンチングシア. ì16b3 + 16b - 4 5(b 2 -1) ï ü ï 2a(b + 5(b 2 + 1) t02 = ï -1ï ´s + í ý 2 2 ï ï 5 + 4b 2 ï ï ï (3b - b + 2)(5 + 4b ) ï î þ. 破壊実験を行い,その結果を日本建築学会九州支部研究報告集 4)に公表している．本論では , その結果を基に,TRC 造短柱のパンチングシア耐力式を提案すること,既往の研究. s=. におけるTRC造短柱を有する制振壁柱脚のパンチングシア耐力余裕度を算出することを , 主たる目的とした．. sc = 0.85 Fc (kg / cm2 ). 3 パンチングシア耐力式の提案 TRC 造柱のパンチングシア破壊は ,RC造柱のパンチングシア破壊と類似した挙動を示すと思われることから，既存の RC 造パンチングシア耐力式を参考に，TRC造短柱のパンチングシア耐力式を提案することとした．以下に耐震改修設計指針 1) によるパンチングシア耐力の算定式を示す．. P. N P + S sY ´ S A A. a = 0.2493sc (kg / cm2 ) 耐震改修設計指針. Q/Qcal. 2 μ+σ. 1.5. μ-σ. 1. C40-16D10 C40-8D6 C21-16D10 C21-8D6 T40-16D10 T40-8D6 AVERAGE. 0.5. 0.58 0.76+. a st st 4 a Mattockの近似崩壊包絡線. b = tan a =. 2. QC =K av ´t0 ´ be ´ D K av =. st = 1.6 Fc (kg / cm 2 ). a D. 0. 1.5. 1. C40-16D10 C40-8D6 C21-16D10 C21-8D6 T40-16D10 T40-8D6 AVERAGE. 0.5. -0.6σ -0.2σ -0.4σ 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8. 0. -0.6σ -0.2σ -0.4σ 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8. 図 4 反曲点高さ一定として算出した Q/Qcal 1 2. 文献 4）における実験では，0.01rad 程度の回転角が生 Q/Qcal. じた時点で曲げ変形を拘束し , 試験体の変形に応じて反曲点高さ a が変化する試験装置を用いている．上記の算定式では，せん断スパン比(a/D)が考慮されていること，実際の設計において必ずしも反曲点高さを特定すること. 2 μ+σ. 1.5. 1. 0.5. が容易ではないこと等から，算定式により，反曲点高さ 0. a を考慮する必要性について検討する．また , 柱は鋼管. 1. C40-16D10 C40-8D6 C21-16D10 C21-8D6 T40-16D10 T40-8D6 AVERAGE. 0.5. 0. -0.6σ -0.2σ -0.4σ 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8. 図 5 反曲点高さを考慮した Q/Qcal2 表 1 標準偏差と平均値. 果によるコンクリートの圧縮強度上昇が期待できる．し. 耐震改修設計指針標準偏差平均値 Q/Qcal1 0.243 1.39 Q/Qcal2 0.178 1.47. かし , コンファインド効果がパンチングシア耐力に影響を及ぼすかどうかは定かではないことから , その影響については今後の検討課題とする．τ 0（せん断強度）の算出方法としては，以下の 2 つについて比較する．. t0 =0.98+0.1FC1 +0.85s (0 £ s < 0.33FC1 -2.75). C40-16D10 C40-8D6 C21-16D10 C21-8D6 T40-16D10 T40-8D6 AVERAGE. -0.6σ -0.2σ -0.4σ 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8. によって横補強されていることから，コンファインド効. 1)耐震改修設計指針式以下に耐震改修設計指針によるτ 0 の算定式 1)を示す．. 1.5. μ-σ. Mattockの近似包絡線標準偏差平均値 0.245 1.39 0.187 1.48. 以上により算出した Q/Qcal と実験結果の標準偏差σ を図 4（反曲点高さ一定）・図 5（実験時反曲点高さを考慮）に，標準偏差と平均値をまとめたものを表 1 に示す．図の左側は耐震改修設計指針式によるパンチングシア耐. =0.22FC1 +0.49s (0.33FC1 -2.75 £ s £ 0.66FC1 ). 力で，右側が Mattock の近似崩壊包絡線によるτ 0 を用. =0.66FC1 (0.66FC1 <s ). ら柱に取付く試験装置の下端までの距離は，既往の研究. いて算出したパンチングシア耐力である．基礎梁上面かにおける制振壁壁版端面と基礎梁の間に設けられたクリ. s =Pg ×s y +s0. アランスを参考に30mmで設計されている．そこで，Qcal1. Fc1，Pg，σy，σ0 は順にコンクリート強度σB，柱断面積に対す. では反曲点高さを 30mm とし，パンチングシア耐力を算. る全主筋断面積ag の比，柱主筋の降伏強度，N/(be×D)である．. 出した．. 44-2.

(3) 表 1 制振壁試験体と諸条件. とは設計上重要であると考えられる．また，耐震改修設. 存のRC造パンチングシア耐力算定式を用いて1.5倍程度. Clearance10mm 350 35. 4 既往の研究におけるパンチングシア余裕度. Hoop 4Φ@50. □-175×175×6 2-D22. H-100*50*5*7. 625. 1375. 150. 600. 600. 150. 2750. 1375. 2-D22 625. WRC-1 試験体 Outside View. Reinfocing Detail. 1014. H-244*175*7*11. 200. H-100*50*5*7. 2872 966. PL-6. H-150*75*5*7. 892. □-175*175*6 40. 4-1 試験体詳細まず , 対象となる , 既に報告されている 8 体の TRC 造短柱を有する制振壁試験体のパンチングシア耐力に寄与する柱脚部周辺部について説明する．その他の詳細は文献 5）6）7）を参照されたい．これらの試験体は , 文献 8）の解析的研究におけるプロトタイプ建物を参考に設計されたものである．表 2 に , 試験体と諸条件をまとめたものを示す．表中の a,s.gQu,Pmax,N はそれぞれ反曲点高さ（基礎梁から壁板下面までのクリアランス）, 繋梁のせん断耐力 , 実験時最大水平力 , 実験中一定に保持した載荷軸力 , である．参考として , 図 6 に WRC-1 試験体と 3WRC-1 試験体を示す． WRC 試験体シリーズ)WRC 試験体シリーズは , 制振壁の 1 層部分のみを想定して設計されている 1 層 1 スパン試験体である．実験変数は ,TRC 柱脚部の配筋詳細 , 繋梁の RC 壁板への埋め込み部分詳細 , 壁板厚である．コンクリートの設計強度は 35N/mm 2 である．周辺柱(175mm × 175mm)は , 脚部のみを□ 175 × 175 × 6 の鋼管で横補強した TRC 柱としている．柱の主筋は , 全試験体において 8-D10（pg=0.019）である．また , 鋼管内部には厚さ 6mm の鉛直スチフナを設けており,横補強用鋼管と基礎梁の間には , 鋼管が軸方向応力を負担しないように 10mm のクリアランスを設けている．全試験体の繋梁の寸法は H-150 × 75 × 5 × 7 で ,WRC-1 試験体 ,WRC-2 試験体,WRC3 試験体についてはウェブとフランジをそれぞれ 6mm と 9 m m の厚さの鋼板を溶接して補強している．しかし ,WRC-4試験体は,繋梁のフランジは補強しているがウェブは補強していないため,せん断耐力が約半分となっている．WRC-1 試験体と WRC-3 試験体は柱脚部に , パンチングシアに対する補強筋として 13 φの磨き丸鋼を 6 本配筋しているが ,WRC-2 試験体と WRC-4 試験体についてはこれを省略している．磨き丸鋼を用いた理由は , せん断力のみを負担し,引張力は負担しないようにするためである．基礎梁と壁板下端面の間のクリアランスは全試験体で 35mm としている．. Concrete Wall. 235. の安全率で評価できる．. 965. じた鋼管横補強 RC 造短柱のパンチングシア耐力は，既. 1610. 結果となっている．よって，0.01rad. 程度の回転角が生. Reinforcing Detail PL t=9. 30. 260. パンチングシア耐力の両者を比べると，ほとんど同様の. Outside View. 70 70. H-150*75*(11+6)*7. 計指針と Mattock の近似崩壊包絡線によって算出された. 350. 3WRC-2. はばらつきが小さくなってお 3WRC-3 り，反曲点高さを考慮するこ 3WRC-4. 280. WRC-3. 偏差はおおきく改善されてい WRC-4 ることが分かる．Q/Qcal2 で 3WRC-1. 40. ると，平均値に大きな差は見 WRC-1 られないが，Q/Qcal2 の標準 WRC-2. 2 STKR）sσy（steel bar） a(mm) Reinfocement s.gQu(kN) Pmax(kN) N(kN) cσB(N/mm ) s σy（ 39 401 344 35 8-D10 310 588 529 38 401 344 35 8-D10 310 562 529 42 401 344 35 8-D10 310 608 529 42 401 344 35 8-D10 141 366 529 41 328 335 40 12-D13 503 462 980 35 408 380 40 12-D13 421 374 980 45 285 403 40 8-D13 613 442 980 39 285 403 40 12-D13 510 469 980. H-100*50*5*7. Q/Qcal1 とQ/Qcal2 を比較す. H-250*250*9*14 400. 650. 150. 650 150. 400. 3WRC-1 試験体図 6 制振壁試験体 3WRC 試験体シリーズ)3WRC 試験体シリーズは , 制振壁の最下層 , 最上層 , 中間層を想定して設計されている 3 層 1 スパンの試験体である．実験変数は , 繋梁サイズ , 繋梁の RC 壁板への埋め込み定着部詳細 , 繋梁位置等である．周辺柱(175mm × 175mm)は ,WRC 試験体シリーズと同様に脚部のみを□ 175 × 175 × 6 の鋼管で横補強した TRC 柱としている．柱の主筋は ,3WRC1 試験体 , 3 W R C - 2 試験体 , 3 W R C - 4 試験体では 1 2 D13,3WRC-3 試験体では 8-D13 としている．また , 鋼管内部には厚さ 6mm の鉛直スチフナを設けており , 横補強用鋼管と基礎梁の間には , 1 0 m m のクリアランスを設けている．3WRC 試験体シリーズの繋梁は全試験体に 2 つ配置されている．表 4 の繋梁せん断耐力は ,2 つの繋梁のせん断耐力の合計を表している．基礎梁と壁板下端面の間のクリアランスは全試験体で 40mm としている．. 44-3.

(4) 4-2 パンチングシア耐力余裕度次に , 既往の実験で用いられた制振壁試験体のパンチングシア耐力余裕度を算出する．制振壁に取付く柱に生じる軸力は , 繋梁に生じるせん断力によって変動し , 最大耐力時の柱に作用する軸力は以下の式により表される． NC =. N + s. g Qu 2. Nt =. N - s.g Qu 2. 表 3 既往の制振壁柱脚の最大軸力と最大せん断力 WRC-1 WRC-2 WRC-3 WRC-4 3WRC-1 3WRC-2 3WRC-3 3WRC-4. 実際に , 実験時の負担せん断力の割合を求めるのは困難であるが，3WRC 試験体シリーズについては , 測定された試験体の 1 層部の左右壁板における実験時のせん断変形角の比により , せん断力が各柱に分配されていると仮定し , 柱に生じた最大のせん断力を算出した．WRC 試験体. Nt(kN) -46 -46 -46 124 -13 69 -123 -20. cQ exp. 294 281 304 183 316 344 299 375. t Q exp 294 281 304 183 181 130 200 219. 表 4 制振壁試験体のパンチングシア余裕度. ここで ,Nc は圧縮側柱軸力 ,Nt は引張側柱軸力である．次に , 柱一本当たりに生じるせん断力について説明する．. Nc(kN) 575 575 575 405 993 911 1103 1000. WRC-1 WRC-2 WRC-3 WRC-4 3WRC-1 3WRC-2 3WRC-3 3WRC-4. cQ cal 604 584 637 472 614 513 662 573. t Q cal 226 223 231 351 411 513 328 437. Qexp/ cQcal Qexp/t Qcal 0.49 1.30 0.48 1.26 0.48 1.31 0.39 0.52 0.51 0.44 0.67 0.25 0.45 0.61 0.65 0.50. 5 結論本研究では，崎野らによって提案されている制振壁のも圧縮側柱脚のほうがせん断力を大きく負担することが TRC 造柱脚パンチングシア破壊について行った実験結果知られているが , まずせん断力を半分ずつ受け持つと仮を基に，考察を行った結果以下の結論を得た．定して実験時負担せん断力を算出している．表 3 に柱 1 1)鋼管横補強 RC 造短柱のパンチングシア耐力は，既存の本当たりに生じる最大耐力時の軸力と最大せん断力を示 RC造短柱のパンチングシア耐力算定式1)2)3)を用いた場合，す．cQexp は圧縮側柱最大せん断力 , ｔ Qexp は引張側柱最大 1.5 倍程度の安全率で評価できる．せん断力である． 2)既往の研究における制振壁柱脚のパンチングシア破壊以上から，既往の研究の TRC 造短柱を有する制振壁 8 余裕度を算出した結果 , 実際の柱脚の破壊状況と精度良体の実験値と計算値を比較することにより，パンチングく対応した結果を得られた．シア耐力余裕度を算出する．算定式は耐震改修設計指針 3)文献 4）による実験では , 単調載荷によるパンチングシのパンチングシア耐力式に耐力上昇率（安全率）1.47 をア破壊挙動についての研究を行ったが，より実際の地震乗じたものとした．表 4 にパンチングシア耐力算定結果時挙動に近い，繰返し載荷による影響を考慮したパンチを示す．cQcal，tQcal はそれぞれ，圧縮側柱計算パンチングングシア破壊挙動についての研究を行うことは今後の検シア耐力，引張側柱計算パンチングシア耐力である．討課題である． WRC-1 試験体と WRC-3 試験体は柱脚部にパンチングシア 4)鋼管によるコンファインド効果がパンチングシア耐力に対する補強筋として13φの磨き丸鋼を6本配筋していに及ぼす影響については , 今後の研究課題である．るが , 計算値はこれを考慮していない．また ,WRC-1 試験参考文献体と WRC-2 試験体の引張側柱脚は実際にパンチングシア 1)日本建築防災協会：2001年改訂版既存コンクリート造建築物の破壊が生じている．試験体の配筋や材料性質等について耐震改修設計指針同解説，pp.102，pp.360，2001.10 は文献 5）6)7)を参考されたい．表から WRC-2 試験体に 2)Mattock A.H.et al.:Shear Transfer in Reinforced Concrete,ACI おける引張側柱の実験値が計算耐力を上回る結果となっ Journal,Vol.66,Feb.1969. 3)山本泰稔：シアスパンの短いRC部材の終局強度推定法，日本建築ている．これは，実際にパンチングシア破壊が引張側柱学会大会号，1980 年 9 月に生じた結果と一致している．また,WRC-1試験体とWRC4）崎野健治，中原浩之,Nasruddin,松林寛樹：An Experimental Study 3 試験体についても実験値が計算耐力を上回る結果と on Punching Shear Strength of Edge Columns of Energy Dissipaなっているが , 算出値はこれらの試験体に配筋されてい tion Structural Walls，日本建築学会研究報告九州支部，2010.3., るパンチングシアに対する補強筋としての丸鋼を考慮し投稿中ていないこと , 各柱が水平力を半分ずつ受け持つと仮定 5)崎野健治，中原浩之：RC造短柱を有する３層転倒降伏型制振壁の弾塑性性状に関する実験的研究，日本建築学会講演系論文集して実験時負担せん断力を算出していること , から実際 NO.634,PP.2159 2008年12月にはパンチングシア余裕度がさらに安全側にシフトする 6）崎野健治，中原浩之，福原健介，真木貴士，山本能之：各種周辺と考えられる．しかし , 実際に WRC-1 試験体がパンチン柱を有する3層転倒降伏型制振壁の弾塑性挙動その1-その3，日本建グシア破壊を生じた結果を考慮すると , 同程度の余裕度築学会学術講演梗概集，C-1，構造Ⅲ，PP.1249-1254，8.2009 を持つ WRC-3 試験体はパンチングシア破壊を生じる可能 7）尾崎研二，崎野健治，日高桃子，田口雅浩：鉄筋コンクリート造性が極めて高かったと考えられる．3WRC試験体シリーズ周辺柱を有する制壁壁に関する実験的研究，日本建築学会研究報告九州支部第 45 号，pp.657-660，2006.3. は計算耐力が実験値を十分に上回っており，実験時にパ 8）日高桃子, 二木秀也 , 崎野健治：制振壁フレームの必要変形能力ンチングシア破壊が生じていないという結果にも対応しと設計用応力に関する解析的研究 , 日本建築学会構造系論文集ている． ,No613,pp81-87,2007.3 44-4 シリーズについては , 一般的な耐震壁は引張側柱脚より.

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