凌震構造壁梁の耐力及び剛性 [ PDF

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(1)凌震構造壁梁の耐力及び剛性. 鈴木孝浩１．序. 直方向）の曲げに対しては接着していない組積要素間. 本研究は異質の材料を接着しない原理に基づく構. が開くことにより最小限の損傷で大きな変形能力を発. 造システムを凌震構造と位置付け，その一例としての. 揮する．SRB-DUP 工法による壁体は面外方向への振. SRB-DUP 構造体（Steel Reinforced Brick structure based. 動実験において，入力加速度 1000gal の 60 秒間共振周. on Distributed Unbond Prestress theory）に関する静力学. 波数正弦波加振に対しても固体要素にひび割れが生じ. 特性の把握と耐力評価式の提案を目的としている．. るだけで崩壊しなかった．SRB-DUP 構造体は固体要. 本論文では，SRB-DUP 工法による構造壁梁の面内. 素が脆性的であるにも関わらず，部材全体としての高. 繰り返し曲げ載荷実験の結果より，梁の面内曲げに関. い変形能力が期待でき，耐震，制振，免震の何れとも. する設計式を提案し，耐力評価式の妥当性を検証する. 異なる「振動外乱を凌ぐ」構造システム『凌震構造（り. と共に，初期剛性，復元力特性についても考察を行う．. ょうしんこうぞう，Construction Tiding over Vibration）』. ２．凌震構造・SRB-DUP 構造体. の必要条件を満たすものと考えられる．. 本研究で提案する SRB-DUP 構造体とは図１のよう. ３．SRB-DUP 工法による凌震構造壁梁の面内曲げに関. に，固体要素に水平補強要素を挿みながら鉛直補強要. する設計式. 素で固定し，これを繰り返して構築するものである．. 本工法により組積した長手方向 1 枚積み梁部材（3. この構造体におけるプレストレスは，鉛直補強要素の. 層以上）の面内曲げに関する設計式は(1)式によって与. 各節点において固体要素に導入されること，及び，節. えられる．・・・(1). DMS≦MAS. 点以外ではアンボンドタイプであることが特徴で，これを分散型アンボンドプレストレス（DUP : Distributed. DMS. Unbond Prestress）と呼んでいる．SRB-DUP 構造体を構. MAS ：梁の損傷限界時の曲げ耐力で，(2)式の C1 と C2 のう. 成する鉛直補強要素は各部品の長さが短いので，施工. ち小さい方の数値とする．. 上扱いやすい．また，DUP の累加現象によって，固体. C1 ". 要素へのプレストレスの導入が小さな引張力による組着しないアンボンドタイプの構造体なので，部材の解体・分別回収・リユース及びリサイクルが容易である．. #p. &. $m ' 1%h & k 2. ・・・(2). Apt ：水平補強プレートの有効断面積（図 2 参照）. SRB-DUP 構造体は面内方向のせん断に対しては摩. σpy：水平補強プレートの降伏点. 擦及びダボ効果によって抵抗し，面外方向（水平方向）. αp ：水平補強プレート円孔部における応力集中係数で. の曲げに対しては挿入されている水平補強要素（プレ. (3)式による. ート）の強軸曲げ剛性で抵抗する．また，面外方向（鉛水平補強要素. A pt ( py. $m ' 1%h & k 3 C 2 " A pc f pk & 2 2. 積で可能である．加えて，部材の構成要素を相互に接. 固体要素. ：梁の短期設計用曲げモーメント. m ：梁せい方向の煉瓦層数（m≧3）. 鉛直補強要素. h. ：梁を構成する組織体 1 層分の高さ（図 2 参照）. k. ：引張側或いは圧縮側端部のプレートによる抵抗モーメントに対する，曲げによって生じる軸方向力を負担する全プレートによる抵抗モーメントの比で(4)式による. Apc ：縦目地部における水平補強プレートの断面積 fpk. ：縦目地部における水平補強プレートの使用限界時の座屈強度で(5)式による. #p " 図１ SRB-DUP 構造体の概要. 0.133 dh3 bp. 29-1. 3. ! 0.119. ! 1.88. ・・・(3).

(2) dh. ：水平補強プレートの円孔直径（図 2 参照）. ip. ：水平補強プレートの断面二次半径. bp. ：水平補強プレートの幅（図 2 参照）. tp. ：水平補強プレートの厚さ（図 2 参照）. m：奇数のとき. 2&. m '3 2. 5 $m ' 1 ' 2i %. 2. $m ' 1%. 2. 3 2 1/ 2 p ., ! ・・・(8) 2 3 /0 + p ,圧縮側端部より 1 層分内側のプレートが煉瓦間の縦. 2. 3p ". ・・・(4). m：偶数のとき. 2&. m '2 2. 2 5 $m ' 1 ' 2i %. 目地部分で局部座屈を起こすときのプレートの座屈長. i "0. k". $m ' 1%. ・・・(7). 0.6( py. ：水平補強プレートのヤング係数. Ep. i "0. k". *2E p. +p ". さ Lpk は縦目地部分の長さ(10mm)の 2 倍(20mm)として. 2. 検討した．また，Ep については，実験により得られた λp≦Λp のとき. f pk ". < 1 2p 6 ;1 ' 0.4// 6: 0 +p. 9 6 8( py 67. 値より Ep=1.95×105 N/mm2 とし，)(py については引張試験で得られた引張強さの平均値(3.70×102 N/mm2)× 0.7(=2.59 × 102 N/mm2) と降伏点の平均値(2.74 × 102. 3p. λp＞Λp のとき. f pk ". . , , -. 2. N/mm2)より，(py=2.59×102 N/mm2 とした．. ・・・(5). 0.277 ( py 1 2p . , / /+ , p 0. 本論文では，SRB-DUP 工法による凌震構造壁梁の. 2. 面内繰り返し曲げ載荷実験の結果によって，梁の面内曲げに関する設計式(1)∼(8)による構造設計の妥当性を検証すると共に，同梁部材の耐力発生機構について. λp ：縦目地部における水平補強プレートの細長比で(6). 考察を行った．. 式による. ４．実験概要. Λp ：縦目地部における水平補強プレートの限界細長比. 試験体の構成要素である煉瓦，水平補強プレートを. で(7)式による. 図 4 に示す．煉瓦は本工法用の有孔粘土煉瓦. νp ：縦目地部における水平補強プレートの座屈安全率. （SRB-DUP 煉瓦）で，上下面を平行かつ平滑に，ま. で(8)式による. た高さ方向の寸法精度確保のために研削し，高さ寸法. L pk 12 ・・・(6). tp. の標準偏差をσ=0.12mm としたものを用いた．. Lpk ：縦目地部における水平補強プレートの座屈長さ. 2640 80. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 10×φ18.5. 11×φ12.5. 局部座屈発生. 2640 80. h. dh 1 d h2. 120. 11×φ18.5. 120. 120. 120. 10×φ12.5. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 40 40. 80. 2640. (m-1)h. 応力集中発生. 120. 21×φ12.5. BBI 9-2280試験体用水平補強プレートＡ 1680. Apt " (bp ' dh )t p. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 7×φ12.5. bp. 6×φ18.5. 1680 80. 図２面内曲げを受けるSRB-DUP 梁部材. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 7×φ18.5. 120. 120. 120. 120. 120. 120. 6×φ12.5. 1680. Lpk. k". 12. MtA Mt. M tA. 120. (m' 1)h 3 Mc " Apcfpk 4 2 2. 80. tp. 120. 120. (m- 1)h 2 Mt ". Aptσpy αp. 4. (m' 1)h 2. 120. 120. 120. 120. 13×φ12.5. BBI9-1320試験体用水平補強プレートＢ 115. (m- 1)h 2. 120. φ40. φ16. φ12.5 40 40 80. プレートＥ. 115. 115. φ40. φ18.5 40 40 80. プレートＤ. 20. φ40. 85. 110. ip. ip ". 110. M. Lpk. 40 40. λp ". プレートＣ. 40 40. 120. φ12.5 90 90 180. 80 40 40. M. 120. 40 40. tp. 80. M. 下面. 120. 120. 40 40. 抵抗力無視. 120. 40 40. （図 2 参照）. 120. 85. 80 40 40. ip. ". 80 40 40. L pk. 80 40 40. 2p ". 40. プレートＦ McA. k". 230. McA Mc. 115. 図４試験体の構成材料（単位： mm）. 図３面内曲げを受けるSRB-DUP 梁部材 29-2.

(3) 試験体は高さ方向 9 層と 3 層の梁部材で，その概要. 試験体へのプレストレスの導入は表 1 中の値が平均. を表 1 に示す．また，試験体の形状及び載荷位置並び. の導入量となるよう締め付けトルクで制御した．実験. に変位測定位置を図 5∼図 7 に示す．それぞれの試験. の状況を写真 1 及び写真 2 に示す．. 体の最上層及び最下層のプレート形状は長さ 200mm. ５．実験結果及び考察. ×幅 80mm とし，長尺プレート使用時に発生する材軸. 図 8 は BBI9-2280 試験体及び BBI9-1320 試験体につ. 方向の応力伝達を期待しないものとした．BBI9-2280. いて，載荷で生じた曲げモーメントと変形角の関係を. 試験体及び BBI9-1320 試験体の水平補強プレートは鋼. 示したものである．両試験体とも塑性変形発生後も耐. 製で，梁長を１枚で渡せるものを使用した．BBI3-1320. 力は上昇し続け，BBI9-2280 試験体は載荷点位置の圧. 試験体については，長尺プレートの影響を無視できる. 縮縁煉瓦の圧壊と引張側プレートの破断がほぼ同時に. ように長さ 80mm×幅 80mm のプレートを使用した．. 発生し，BBI9-1320 試験体は支持点位置煉瓦が圧壊し 129.5 129.5 259. 鉛直補強要素には鋼製でＭ12 の寸切ボルト，高さ 40mm の高ナット，丸座金，ばね座金を用いた．表１試験体の詳細試験体. 煉瓦. 高さ (mm). プレート種類. 775 775 259. 2280 1320 1320. 1.47 0.85 2.55. 9.0. 180. 360. 300. 300. 360. 180. 1320 1680. 3.0. 図７ BBI3-1320試験体載荷位置，変位測定位置. 180. 600. 540. 540. 600. 387.5. 387.5. 775. 775. 387.5. 387.5. BBI9-2280 A,C SRBBBI9-1320 DUP煉瓦 B,C BBI3-1320 C,D,E,F. 導入プレストレス(kN) せん断スパン比最上層その他の層. スパン (mm). 360. 180. 180. 300. 2280 2640. 図５ BBI9-2280試験体載荷位置，変位測定位置. 曲げモーメント(kN・m）. 曲げモーメント(kN・m）. 40 30 20 10 0. 0. 0.02. 0.04. 180. 写真２実験状況（ BBI9-1320試験体） 60. 実験値 MAS算定値剛性解析値. 50. 360. 図６ BBI9-1320試験体載荷位置，変位測定位置. 写真１実験状況（ BBI9-2280試験体） 60. 300. 1320 1680. 0.06. 変形角(rad). 0.08. 40 30 20 10 0. 0.1. 実験値 MAS算定値剛性解析値. 50. 0. 0.02. （ BBI9-2280試験体）図８曲げモーメント−変形角関係 29-3. 0.04. 0.06. 変形角(rad). 0.08. 0.1. （ BBI9-1320試験体）.

(4) 30. 実験値. 剛性解析値. MAS算定値. 初期剛性（実験値）. 30. 曲げモーメント(kN・m). 曲げモーメント(kN・ m). 25 20 15 10 5 0 0. 0.00 1. 0.00 2. 変形角(rad). 実験値 MAS算定値. 残留変形角0.002rad. 0 .00 3. 残留変形角0.002rad. 25 20 15 10 5 0. 0 .00 4. 剛性解析値初期剛性（実験値）. （ BBI9-2280試験体）. 0. 0.001. 0.002 変形角(rad). 0.003. 0.004. （ BBI9-1320試験体）. 4. 40. 3.47. 3. 2.66. 2 1 0. BBI9- 2280. BBI9- 2280試験体. 35. 曲げモーメント(kNm). MAS算定値を１としたときの値. 図９載荷初期における曲げモーメント−変形角関係残留変形角が0.002radとなるときの耐力. BBI9- 1320. BBI9- 1320試験体. 30 25 20 15 10 5. 図１０損傷限界時の曲げ耐力と実験結果の比較. 0 0. て，それぞれ最大耐力を示した．最大耐力は両試験体. 0.00 5. 0.01. 0.01 5 0.0 2 変形角(rad). 0.025. 0 .0 3. 0.035. 図１１試験体包絡線. とも MAS 算定値の 7 倍以上有り，そのとき 0.07rad 以上の変形能力を示していることから，せん断スパン比. きの曲げ耐力と MAS 算定値を比較したものである．実. の小さな梁部材の割には靱性も十分にあるといえる．. 験で得られた曲げ耐力はいずれも MAS 算定値を上回っており，提案する設計式は妥当といえる．. ACI 規準によると、せん断スパン比 2.5 以下の RC 梁は曲げよりもせん断により破壊モードが支配される. 図 11 に両試験体における包絡線を示す．SRB-DUP. 傾向にある．そこで，BBI9-2280 試験体及び BBI9-1320. 工法による凌震構造壁梁は，塑性域に達した後，. 試験体も脆性的なせん断破壊の発生が懸念されるが，. 0.03rad 付近で煉瓦間の縦目地部分が詰まることによ. 写真 1 及び写真 2 より，両試験体ともほぼ V 字型の曲. り再び耐力が上昇するため，骨格曲線は 0.03rad まで. げ破壊が生じており，縦目地が上下方向に連続してい. はバイリニアで表現することができる．また，塑性域. ないことから載荷点−支持点間にせん断滑りが発生し. に達してから 0.03rad までの二次剛性は実験結果より，. ていることが分かる．せん断スパン比 0.85 以上の. 初期剛性のおよそ 1.5%となることが確認できた．. SRB-DUP 工法による凌震構造壁梁は，脆性的なせん断. ６．まとめ本論文では，SRB-DUP 工法による凌震構造壁梁の. 破壊をせん断滑りによって回避し，曲げ破壊に誘導す. 面内繰り返し曲げ載荷実験を行い，提案した梁の面内. ることによって高い靱性を確保している．図 9 は BBI9-2280 試験体及び BBI9-1320 試験体の曲. 曲げに関する設計式による構造設計の妥当性を検証す. げモーメント−変形角関係を載荷初期について拡大表. ると共に，同梁部材の初期剛性，復元力特性について. 示したものである．同図中の実直線は，全長尺プレー. も考察を行った．得られた知見を以下に示す．. ト（8 枚）とボルトで固定された煉瓦が曲げに有効と. １）実験で得られた梁の曲げ耐力はいずれもMAS 算定. して，それらの断面二次モーメントを算定し，求めた. 値を上回っており，提案する設計式を用いた構造. 梁の剛性解析値である．また同図中の破線は，その梁. 設計は妥当といえる．２）せん断スパン比 0.85 以上の SRB-DUP 工法による. の剛性解析値を 0.002rad シフトさせて示した残留変形角 0.002rad のラインである．また同図中の一点鎖線は，. 凌震構造壁梁は，脆性的なせん断破壊をせん断滑. MAS を(1)式∼(8)式によって算定したものである．凌震. りによって回避し，曲げ破壊に誘導することによ. 構造壁梁の初期剛性解析値は試験体の初期剛性をよく. って高い靱性を確保している．. 捉えており，梁部材の剛性算定方法は妥当といえる．. ３）凌震構造壁梁の初期剛性解析値は試験体の初期. 図 10 は各試験体の残留変形角が 0.002rad になると. 剛性に近く，初期剛性算定方法は妥当といえる． 29-4.

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