45-1 1 ．序 著者らは，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）系有壁架構における新しい耐震壁の開発に取り組 んでいる2）．図 1 に開発している有壁架構の立面と平面 の略図を示す．こうした建物の場合，高剛性の耐震壁 が地震時の水平力の大部分を負担するため，これに損 傷が集中し，一方で，外周骨組にはほとんど損傷が見 られない現象が観測される．提案する有壁架構は，外 周骨組と連層耐震壁の双方に水平力を分配させ，建物 全体でエネルギーを吸収するという考え方を取り入れ ている． 提案架構の外周骨組は，鋼管横補強短柱とスパンド レルビームから成る R C 造骨組である．これは通常の R C 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．そのため，落階を防止するための連層耐震 壁が必須となるが，柱に比して大きすぎる水平剛性を 低く抑える工夫が求められる． 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，壁脚部の両端から絞るようにスリット 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，入力せん断力を低減させることで，地震時の 過大な損傷を防ぐ効果がある．図にはアンボンド鉄筋 と露出鉄筋を示しているが，これらの詳細は文献 2 ）を 参照されたい． 本報では提案 R C 系有壁架構の建物応答解析の予備 研究として，（1 ）初期剛性の算定手法の考察，（2 ）露 出鉄筋の破断に関する検討，（3 ）提案耐震壁の解析的 考察を行う． 2 ．実験結果 2 .1 荷重－変形関係 実験概要については文献 2 ）を参照されたい．表 1 に 試験体の詳細を示す．試験体名称は，左から順にシリー ズ名のアルファベット，アンボンド鉄筋の降伏強度，軸 力比である．図 3 に実験より得られた荷重－変形関係 鎌田 健斗 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 系有壁架構に用いる水平スリット付耐震壁の開発に関する研究
図 2 損傷制御型 R C 造耐震壁の概略図 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 図 3 荷重－変形関係 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 R (×10-2rad.) N-685-0.10 S-685-0.25 -200 -100 0 100 200 S-685-0.10 H ( kN ) -200 -100 0 100 200 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 H ( kN ) R (×10-2 rad.) A-685-0.10 試験体 B×D B×D （脚部） 縦筋 横筋 アンボンド鉄筋 (付着除去長さ) 露出鉄筋 軸力比 （815mm） D10@40ダブル (SD295) D10-SD295 S-685-0.10 S-685-0.25 A-685-0.10 N-685-0.10 140mm×810mm 140mm×410mm 0.1程度 0.25程度 0.1程度 D10@80ダブル (SD295) D19-USD685 D19-USD685 （650mm） （1000mm） D13-SD490 -D19-USD685 表 1 試験体詳細45-2 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．図には露出 鉄筋が引張降伏した点を○印，アンボンド鉄筋が引張 降伏した点を△印で示している．図は上段左に S 6 8 5 -0.10，上段右に S-685-0.25，下段左に A-685-0.10，下段 右に N-685-0.10 の結果を示す． 実験経過について述べる．N-685-0.10 を除いた試験体 において，露出鉄筋の降伏後，アンボンド鉄筋が降伏 するまでは耐力が上昇し，アンボンド鉄筋の降伏後最 大耐力を発揮した．N-685-0.10 では，アンボンド鉄筋が 降伏するまでは耐力が上昇し，アンボンド鉄筋の降伏 後最大耐力を発揮した． 各試験体の比較を行う．A-6 85-0. 10 は露出鉄筋に高 強度筋を使用しているため，最大耐力が大きくなって いる．また，大きな耐力低下も見られずに実験を終了 している．N-6 85-0. 10 は露出鉄筋を使用していないた め，最大耐力が小さくなっているが他の試験体と比較 しても，大きな耐力低下は見られなかった．実験終了 後にスリット部分の露出鉄筋を調べたところ，S シ リーズにおいて破断が確認された．しかし，荷重変形 関係は若干の耐力低下を示したのみで，安定した紡錘 形の履歴ループを示している．また，露出鉄筋を配筋 していない N-685-0.10 の荷重－変形関係も安定した履 歴ループを示していることから，S シリーズで観測さ れた露出鉄筋の破断が試験体に与える影響は少ないと 考えられる． 2 . 2 試験体の鉛直ひずみ 図 4 に試験体の鉛直方向のひずみと壁の部材角の関 係を示す．図の縦軸の鉛直ひずみについては，試験体 に取り付けた変位計により測定した鉛直変位を，基礎 梁上面から測定位置までの距離で除した値として定義 した．図は上段左にS-685-0.10，上段右にS-685-0.25，下 段左に A-685-0.10，下段右に N-685-0.10 の結果を示す． 軸力比が大きい S-6 85-0. 25 は残留鉛直ひずみがほと んど生じていないのに対し，軸力比の小さいその他の 試験体では残留鉛直ひずみが 0. 1% 程度生じている．し かしながら，この累積はひび割れ性状に大きく影響し ておらず，軸力比を 0. 1% 程度に小さくしても壁体のひ び割れ押さえ効果は顕著に減少しないといえる．通常 の耐震壁は中立軸深さが浅いため，繰返し載荷により 損傷が壁板上部に進展し，壁中央部の伸びが変形に伴 い累積していく現象が観測される．これに対し，提案 する耐震壁の場合，図に示すように，各試験体とも鉛 直方向の最大ひずみが 0 . 2 % 程度の伸びに留まってい る．これが提案する耐震壁の特徴の一つであり壁板上 部に損傷が進展していない結果と一致していることが 確認できる． 3 ．耐力評価 提案耐震壁の最大耐力と初期剛性の計算手法につい て述べる．最大耐力 Q fの計算手法ついては，文献 2）の 式を参照されたい． 初期剛性について述べる．提案耐震壁の初期剛性 Kf についてはコンクリート部分と鉄筋部分で分けて計算 を行っている．コンクリート部分は，水平力を H ，高 さ h の片持ち柱の変位 vcを曲げ変形のみを考慮した単 位仮想荷重法より求めた．以下に式を示す． 2 3 3 3 2 10 2 3 3 3 2 3 3 2 3 3 D h h c D h Hx Hx v EI EI H D h h EI （1） 提案耐震壁は，脚部で断面積が小さくなるので，高 さ方向に曲げ剛性が変化する．ここで，壁頭の曲げ剛 性を EI1，壁脚のそれを E I2とすれば，断面せいの違い から EI 1>>EI2となり（1）式で近似できる．曲げ剛性の 変化点はひび割れが多く生じる範囲として断面せい D の 2/3 である 273mm と仮定している． 次に鉄筋部分の計算手法について述べる．アンボン ド鉄筋，露出鉄筋ともコンクリートに埋設されていな い部分のみが変形すると考えられるので，水平力 H が 作用したときの鉄筋の変形による水平変位 vsは次のよ うになる． 2 2 2 D s H h v EA （2） 式中の ，Dは順に，鉄筋間距離，変形可能と考えら 0.0 0.1 0.2 鉛 直 ひ ず み (％ ) S-685-0.10 S-685-0.25 0.0 0.1 0.2 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 鉛 直 ひ ず み (% ) R (×10-2rad.) A-685-0.10 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 R (×10-2rad.) N-685-0.10 図 4 鉛直ひずみ－部材角関係
45-3 れる鉄筋の材長である．Dについては，付着劣化を考慮 してアンボンド鉄筋では 20 0m m 長くし，露出鉄筋はス リットの高さ 20mm の 4 倍の 80mm とて計算を行った． 提案耐震壁は，スリットを切らない場合の断面 140 × 8 1 0 m m を有する従来型の耐震壁よりも耐力および剛性 が下がる．スリットを切らず，特殊な配筋を行わない 1 40 × 8 1 0m m の断面を有する耐震壁を対象として，こ れらの低下率を計算する．表 1 に提案耐震壁の終局耐 力 Qf1と初期剛性 Kf1，従来型の耐震壁の終局耐力 Qf2と 初期剛性 K f 2の計算値を示す．Qf 1は，前述の Qfと同じ である．Qf2は，壁断面の全塑性耐力である．Kf2は，コ ンクリートを弾性体と仮定し，鉄筋の影響を無視して 計算した． 表 2 に示すように，壁脚部にスリットを設けること によって初期剛性が 8 0 % 程度低減されていることが分 かる．一方で，耐力の低下は 3 0 % 程度であり，これに 比して小さい．即ち，提案耐震壁は，ある程度の耐力 を維持させつつ，初期剛性を大幅に減ずることができ ることがわかる．表の結果を有効に利用できれば，現 行法上において，有利な耐震設計が可能となることが 示唆される． 試験体の最大耐力と初期剛性について述べる．表 3 に最大耐力，初期剛性の実験値と計算値の比較を示す． まず，最大耐力について述べる．実験値 Qe x pについて は正側加力時と負側加力時の各最大耐力の平均値とし た．表に示すように，実験値は計算値により 4. 0% 以下 の誤差で精度良く評価できている． 次に初期剛性について述べる．実験値 Ke x pについて は，処女載荷時における最大水平力の 1 / 3 の点と原点を 結んだ割線係数を試験体の初期剛性として定義した． 表に示すように，S シリーズの実験値は計算値によ り 2 ％以下の誤差で精度良く評価できている．A ，N シ リーズでは 1 割以上の過大評価となった．適切な剛性 低下を評価できれば，更なる精度の向上が可能となる が，これについては今後の検討課題としたい． 4 ．解析的考察 4 ．1 解析モデル 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 次元有限要素解析プログラム3）を用いており，材 料および幾何非線形を考慮している．解析では鉛直荷 重を一定値に保持し，実験時の載荷プログラムに倣い， 正負交番漸増振幅の変位制御により実行した． 図 6 に試験体の解析モデルを示す．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．R C 断面の寸法は壁脚部 断面の 140 × 410mm とした．また，壁脚部に設けた RC 壁板曲げばねの長さについては，剛性計算と同様に 2D / 3 とした．解析の露出鉄筋，アンボンド鉄筋の長さは， 実験試験体よりも 20 0m m 長くした．この仮定は，鉄筋 の降伏変形を実験と解析で合わせるためである． 図 7 に材料の構成則を示す．コンクリートはバイリ ニア型とし，除荷および再負荷則は初期剛性を維持す るモデルとした．鋼材はバウシンガー効果を考慮した モデルとした． 4 . 2 荷重－変形関係 図 8 に設計上の変形のクライテリアである部材角 R=1.00/100rad. 以内の実験と解析の荷重－変形関係を示 す．図は左側に実験，右側に解析を配している．また， 表 4 に最大耐力と初期剛性の実験値と解析値を比較し たものを示す． 図 8 に示すように，すべての試験体において解析は 実験を概ね模擬できている．しかし，露出鉄筋に高強 度筋を用いた A-685-0.10 では，若干エネルギー吸収に 富む結果となった．また，表 4 に示すように，最大耐 力については，誤差 8% で精度良く評価できている．一 方，初期剛性については，S-685-0.25 試験体のみ過小評 価となっているが，そのほかの試験体では過大評価と 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 E σu E/2 E Ru Rini Rbsg 2 2 0 ア ン ボ ン ド 鉄 筋 加 力 点 高 さ (1 6 0 0 m m ) RC壁板曲げばね2/3D 露出鉄筋 剛棒 剛棒 表 3 実験値と計算値の比較
Qexp Qf Qexp/Qf Kexp Kf Kexp/Kf
S-685-0.10 169 165 1.02 60.8 62.0 0.98 S-685-0.25 179 179 1.00 59.3 60.7 0.98 A-685-0.10 212 203 1.04 64.6 73.8 0.88 N-685-0.10 139 139 1.00 38.1 42.9 0.89 試験体 最大耐力(kN） 初期剛性(kN/mm 2 ） (a) 実験 試験体 Qf1 Qf2 Qf1/Qf2 Kf1 Kf2 Kf1/Kf2 S-685-0.10 165 239 0.69 62 0.20 S-685-0.25 182 299 0.61 60 0.19 A-685-0.10 203 0.86 74 0.25 N-685-0.10 139 0.59 43 0.14 310 236 300 表 2 耐力および剛性の低下率
45-4 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 -200 -100 0 100 200 N-685-0.10 H ( kN ) R (×10-2rad.) -200 -100 0 100 200 A-685-0.10 H ( kN ) -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 N-685-0.10 R (×10-2rad.) A-685-0.10 S-685-0.10 S-685-0.25 -200 -100 0 100 200 S-685-0.25 H ( kN ) -200 -100 0 100 200 S-685-0.10 H ( kN )
Qexp Qana Qexp/Qana Kexp Kana Kexp/Kana
S-685-0.10 160 169 0.95 60.8 46.3 1.31 S-685-0.25 163 168 0.97 59.3 60.2 0.99 A-685-0.10 196 212 0.92 64.6 52.8 1.22 N-685-0.10 125 125 1.00 38.1 29.5 1.29 試験体 最大耐力(kN） 初期剛性(kN/mm 2 ） 表 4 実験値と解析値の比較 図 8 荷重ー変形関係 S-685-0.10 0.0 0.1 0.2 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 鉛 直 ひ ず み (％ ) R (×10-2 rad.) S-685-0.25 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 R (×10-2 rad.) S-685-0.25 0.0 0.1 0.2 鉛 直 ひ ず み (％ ) S-685-0.10 図 9 鉛直ひずみー部材角関係 なっており，その誤差は最大で 3 1 % となっている． 4 . 2 試験体の鉛直ひずみ 図 9 に設計上の変形のクライテリアである部材角 R=1. 00/1 00ra d. 以内の実験と解析の鉛直ひずみを示す． 実験では軸力比の違いにより違いが見られたため，S シリーズの結果を示す．図は左側に実験，右側に解析 を配している． S-685-0.10 の最大鉛直ひずみは，実験で 0.09%，解析 で 0.07%，S-685-0.25 の最大鉛直ひずみは，実験で0.05%， 解析で 0.04% となっている．若干解析が過小評価となっ ているのは，壁板上部のひび割れを考慮していないた めである．また，解析の残留鉛直ひずみは S-685-0.10 で は 0.04% となる一方で S-685-0.25 ではほとんど生じてい ない．この結果は実験とよく一致している．そのため， 両試験体とも解析は実験を精度良く模擬できていると いえる． 5 ．まとめ 本研究により得られた知見を以下に列挙する． 1) スリットと露出鉄筋を有する壁試験体の水平耐力と 初期剛性の評価法を示し，これらが実験結果を概ね 評価できることが示された． 2) 提案した壁試験体は，同一形状の通常の壁に比し て，水平剛性を 8 0 ％程度低下させることが可能で あった．その一方で，水平耐力の低下はおよそ 30 ％ に留まった． 3) 部材角 R=1.00/100rad. 以内での実験と解析の比較で は，耐力・剛性・履歴性状の全てにおいて解析は実 験を概ね模擬することができた． 謝辞 本研究で使用した高強度鉄筋 USD685 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，Vol.33，No.2，pp.1153-1158，2011.7. 2) 中原浩之，甲野裕貴：ひび割れ制御型 RC 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) Kawa no, A. , Gr iffith , M . C. , Jos hi, H. R. a nd Wa r n er , R.F.:Analysis of the Behavior and Collapse of Concrete Frames Subjected to Severe Ground Motion, Research Report No.R 163, Department of Civil and Enviromental Engineering, The Uni-versity of Adelaide, Australia, 1998.11.
