木造住宅布基礎開口補強方法に関する実験的研究（PDF）

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木造住宅布基礎開口補強方法に関する実験的研究

Experimental Study about the Wooden House Cloth Basics Opening Reinforcement Method 横濱茂之 YOKOHAMA Shigeshi １．はじめに試験体コンクリート記　　号補強方法強　　度配筋図 (N/mm2₎ 図-1 図-1 図-1 図-1 図-1 図-1 図-1 図-1 提案Ⅱ-Ｃ圧縮側開口部下部を斜め主筋と慣用平行主筋で補強 17.3 提案Ⅱ-Ｔ引張側開口部下部を斜め主筋と慣用平行主筋で補強 17.3 提案Ⅰ-Ｃ圧縮側開口部下部を肋筋と曲げ補強筋で補強 17.9 提案Ⅰ-Ｔ引張側開口部下部を肋筋と曲げ補強筋で補強 17.9 公庫-Ｃ圧縮側開口部を住宅金融支援機構の配筋方法で補強 17.9 公庫-Ｔ引張側開口部を住宅金融支援機構の配筋方法で補強 17.9 無補強-Ｃ圧縮側開口部を無補強とした試験体 16.6 無補強-Ｔ引張側開口部を無補強とした試験体 16.6 表－１試験体一覧表表－2 鋼材の機械的性質降伏点引張強さ（N/mm2）（N/mm2）Ｄ１０ 363.0 509.9 Ｄ１３ 415.7 563.4 2.05×105 ヤング係数（N/mm2_） 2.05×105 現在、我国で建築されている木造住宅布基礎の開口部は住宅金融支援機構(以下、金融公庫と称する)の仕様書に準じて補強がなされている 1)_。この、金融公庫の仕様書が規定している開口部は換気口についてのものであり、床下人通口などの比較的大きなものを対象としている訳ではない。しかし、横浜市等多くの行政庁の仕様書でも同様の補強方法を提示している。一方、金融公庫の補強方法を床下人通口に適用するのは、鉄筋コンクリート構造(以下、RC 造と称する)の補強方法としては疑問が残る 2)_。そこで、曲げモーメントとせん断力を同時に受ける各種床下人通口について実験的検討を行い、主に最大耐力について検討を行ったので報告する。２．３実験結果の概要. 実験結果一覧表を表-3 に示す。各試験体の「荷重－変位特性」を図-3 から図-4 に、「モーメント－変位特性」を図-5 から図-6 に示す。最終破壊状況を写真-1 に示す。２．実験の概要２．１試験体. 試験体一覧を表-1 に示す。試験体は開口部周辺が無補強の試験体、公庫仕様書に基づく補強を用いた試験体、慣用の配筋方法を用いた提案Ⅰ、 Park 及び Paulay の提案3）_{する斜め筋を応用し} た補強を用いた提案Ⅱについて、開口が圧縮側にある場合(試験体記号の末尾がＣ)と、開口が引張側にある場合(試験体記号の末尾がＴ)について試験体を製作した。試験体図を図-1 に、鋼材の機械的性質を表-2 に示す。試験体無補強－T は、曲げひび割れ発生直後にひび割れが開口して最大耐力に達した。曲げ圧縮域のコンクリートの圧壊が認められないことから曲げ引張破壊したものと推定される。その他の試験体は、曲げひび割れ発生後、曲げひび割れが徐々に進展開口し、荷重が上がらなくなり、最終的には曲げ圧縮域のコンクリートの圧壊で最大耐力に到達した。曲げ圧壊したものと推定される。２．２加力方法. 試験体無補強-C、無補強-T、公庫-C、公庫-T の最大耐力時のひび割れ状況を観察すると、ひび割れが上端主筋或は上端補強筋と交さしており構造設計で仮定している圧縮鉄筋ではなく引張力を負担している。試験体への加力は、単純梁方式２等分点1 点加力、一方向単調載荷とした(図-2 参照)。試験体の曲げモーメントとせん断力は図-2 中の式を用いて計算した。なお、荷重をモーメントに変換する際に加圧板の内法2900mm を L としている。また、最大荷重が試験体無補強-T で､他の試験体に比べて著しく低い値となっているのが特徴変位は、式(1)から算定した。 (変位)＝(変位計 1)－｛(変位計 2)+ (変位計 3)｝/2 ---（1）

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あばら筋Ｄ10　　＠300 上端主筋 1-Ｄ13 55 300 600 55 下端主筋 1-Ｄ13 140 300 1500 1500 300 300 450 50 無補強-Ｃ上端主筋あばら筋Ｄ10　　＠300 1-Ｄ13 55 600 55 下端主筋 1-Ｄ13 140 300 1500 1500 300 450 50 300 無補強-Ｔあばら筋Ｄ10　　＠300 上端主筋 1-Ｄ13 55 300 600 55 下端主筋 1-Ｄ13 140 300 1500 1500 300 300 450 50 開口部斜め補強筋Ｄ10 重ね長さＬ＝350 公庫-Ｃ開口部補強主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ上端主筋 1-Ｄ13 あばら筋Ｄ10　　＠300 55 600 55 下端主筋 1-Ｄ13 140 300 1500 1500 300 450 50 300 開口部斜め筋Ｄ10 折り曲げ補強開口部補強主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ公庫-Ｔ重ね長さＬ＝350 あばら筋Ｄ10　　＠300 上端主筋 1-Ｄ13 55 300 600 55 下端主筋 1-Ｄ13 140 300 1500 1500 300 300 450 50 開口部補強主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ開口部補強用あばら筋　Ｄ10　＠100 開口部補強主筋2-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ提案Ⅰ-Ｃ上端主筋 1-Ｄ13 あばら筋Ｄ10　　＠300 55 600 55 下端主筋 1-Ｄ13 140 300 1500 1500 300 450 50 300 開口部補強主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ開口部補強用あばら筋　Ｄ10　＠100 提案Ⅰ-Ｔ開口部補強主筋2-Ｄ13 定着長さ500ｍｍあばら筋Ｄ10　　＠300 上端主筋 1-Ｄ13 55 300 600 55 下端主筋 1-Ｄ13 140 300 1500 1500 300 300 450 50 開口部補強主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ開口部補強斜め主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ開口部補強斜め主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ提案Ⅱ-Ｃ上端主筋 1-Ｄ13 あばら筋Ｄ10　　＠300 55 600 55 下端主筋 1-Ｄ13 140 300 1500 1500 300 450 50 300 開口部補強主筋2-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ開口部補強斜め主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ開口部補強斜め主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ提案Ⅱ-Ｔ図－1 試験体図

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であり、何らかの開口補強が無い場合 300 300 Ｌ/2＝1500 Ｌ/2＝1500 300 450 50 変位計2 変位計1 変位計3 荷重ＰＭ＝Ｐ・Ｌ/4 曲げモーメント図せん断力図Ｑ＝＋Ｐ/2 Ｑ＝-Ｐ/2 図－2 実験方法図表－3 実験結果一覧表試験体荷重モーメント変位荷重モーメント変位記　　号ＰＢＣＭＢＣ δＢＣＰｍａｘＭｍａｘ δmax （kN）（kN・ｍ） (mm) （kN）（kN・ｍ） (mm) 破壊状況 5.2 3.5 8.5 26.9 下端主筋及び下端開口補強主筋降伏、開口部コンクリート圧壊下端主筋降伏、開口部コンクリート圧壊開口補強主筋降伏、開口部コンクリート圧壊 7.9 16.2 下端主筋及び開口部補強斜め主筋降伏、開口部コンクリート圧壊 7.2 0.56 39.7 32.44 下端開口部補強主筋及び開口部補強斜め主筋降伏、開口部コンクリート圧壊 5.8 5.2 30.1 28.8 36.15 8.0 0.71 41.5 22.99 下端開口補強主筋降伏、開口部コンクリート圧壊 5.9 26.9 11.7 0.67 37.1 17.53 8.1 0.40 37.1 8.3 6.0 0.53 23.7 17.2 18.41 10.9 0.41 22.3 27.37 下端主筋降伏、開口部コンクリート圧壊 4.8 0.20 5.2 0.31 曲げひび割れの開口 13.8 3.8 曲げひび割れ発生時最大耐力時 7.2 0.44 19.1 58.07 提案Ⅰ-Ｃ提案Ⅰ-Ｔ提案Ⅱ-Ｃ提案Ⅱ-Ｔ無補強-Ｃ無補強-Ｔ公庫-Ｃ公庫-Ｔには、ほぼ抵抗力を有していない。一方、図-3 及び図-4 を比較すると、開口が圧縮側に位置する試験体記号末尾がＣの試験体の方が最大耐力以後の耐力低下が急な傾向がある。これは、写真-1 を参照すると分かるように、試験体記号末尾Ｃの試験体では最大耐力に到達後に曲げ圧縮域のコンクリートの破壊が広い範囲に渡るこしに起因している。特徴的なのは、試験体提案Ⅱ -Ｃである。主筋の外側の曲げ圧縮域のコンクリートが捲り取られる様相で広く分離しており有効せいが小さくなって耐力低下したことを示唆している。写真-1 によれば、試験体公庫-Ｃと、公庫-Ｔの曲げひび割れ開口位置が、加力点よりやや離れており、他の試験体と異なる。これは、開口隅角部に配置されている補強筋が開口中央で分かれているため引張力を負担出来ないことに起因していると推測される。図－3 荷重－変位特性(C シリーズ) 図－4 荷重－変位特性(Ｔシリーズ) 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 0 20 40 60 80 100 変位（ｍｍ）荷重（ｋＮ）無補強-Ｃ公庫-Ｃ提案Ⅰ-Ｃ提案Ⅱ-Ｃ無補強-Ｔ公庫-Ｔ提案Ⅰ-Ｔ提案Ⅱ-Ｔ 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 0 20 40 60 80 100 変位（ｍｍ）荷重（ｋＮ）図－5 モーメント－変位特性(C シリーズ) 図－6 モーメント－変位特性(Ｔシリーズ) 0 5 10 15 20 25 30 35 0 20 40 60 80 100 変位（ｍｍ）ﾓｰﾒﾝﾄ（ｋＮ・ｍ）無補強-Ｃ公庫-Ｃ提案Ⅰ-Ｃ提案Ⅱ-Ｃ無補強-Ｔ公庫-Ｔ提案Ⅰ-Ｔ提案Ⅱ-Ｔ 0 5 10 15 20 25 30 35 0 20 40 60 80 100 変位(mm) ﾓｰﾒﾝﾄ( ｋＮ･ｍ )

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無補強-C 無補強-T 公庫-C 公庫-T 提案Ⅰ-C 提案Ⅰ-T 提案Ⅱ-C 提案Ⅱ-T 写真－1 試験体の最終破壊状況

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３るのもこのことによる。話を単純にすと、試おり、図-7 の断面で良い布基礎部分の任意位置に開口を設けることが可能 Mbu=0.9a ---(2) Ｓσｙ：主筋の降伏点Ｄ－ｄ1) 設計で常用4)_{されている設計} 式設計式を各試験体に適用するに当たって、次の仮定を設けた。仮定① 仮定② 仮定③ 公庫-T の開口設定仮定④ 主筋が直接負担する．実験結果の検討３．１構造設計で期待される最大耐力の検討. 一般の構造設計では、フーチング部分で土反力を分担し、地中梁部分で建物の固定荷重や積載荷重、及び、耐力壁からの引き抜き力等によって発生する曲げモーメントとせん断力を処理する設計を行なっている。今回の試験体が地中梁部分を対象にしてい

ｄ

1 主　　筋　Ｄ13 補　助　筋　Ｄ10

Ｄ

Ｄ-2ｄ

1

ｄ

1 るために、曲げ終局耐力 Mbuに限定して検討を行なう。今、図-7 で上下主筋と地中梁部分を考え、 D=600mm，ｄ1＝55mm，at=ac=127mm2，sσｙ =415.7N/mm2_，_{L=2900mm の単純梁を考える} 図－7 布基礎断面表－4 実験値と必要耐力の比較 ①実験値②必要耐力試験体荷重荷重記　　号ＰｍａｘＰ必要Ｐｍａｘ判定（kN）（kN）Ｐ_必要無補強-Ｃ無補強-Ｔ 35.7 0.15 × × 22.3 35.7 0.62 × ①／② 35.7 0.54 19.1 5.2 公庫-Ｃ験体と同一ディテールで同一降伏点を持つ主筋を配置した開口の無い地中梁に相当する。一般の構造設計で常用 4)_{されている式(2)で} Mbuを算定すると Mbu=25.9kN･m を得る。単純梁の場合、モーメントと荷重にはＰ＝4Ｍ／Ｌの関係があるのでモーメントを荷重に変換して構造設計で期待している必要設計耐力Ｐ必要を求めて実験値と比較すると表-4 を得る。表-4 によれば、無補強の試験体及び公庫仕様の試験体はＰ必要を下回っている。公庫仕様の補強を行なっている布基礎開口部は構造計算等で安全を確認して用いる必要がある。公庫仕様の補強は人通口ではなく、あくまでも換気口の補強であることを認識する必要がある。一方、提案する二つの補強方法の試験体は何れも構造設計で期待している必要設計耐力Ｐ必要を上回ってである。 t･Ｓσy･ｄただし、at：引張主筋断面積ｄ：有効せい(ｄ＝３．２常用設計式の適合性次に、一般の構造を各試験体に適用して、実験値をどの程度推定可能か検討する。：理論値は、開口設定側と開口未設定側に分けて算定し、小さい値を採用する。：開口設定側の理論値は、開口設定側全長の梁せいが、開口部の梁せい300mm として算定する(図-8 参照)。：試験体公庫-C 及び側の破壊位置は、支承より1225mm の位置とし、この前後では開口隅角部に配置されている補強筋が有効に機能して破壊は起きない(逆の言い方をすると、開口隅角部に配置されている補強筋が開口中央で分かれているため引張力を負担出来ないために開口中央部で破壊する)。図-9 参照。：試験体公庫-C、公庫-T、提案Ⅰ-C、提案Ⅰ-T、提案Ⅱ-C、提案Ⅱ-Ｔの開口部補強主筋、及び、開口部補強斜め主筋の、開口から外側に配置されている定着長さ確保部分は曲げ耐力に関与しない。仮定⑤：開口口部補強斜め提案提案 23.7 37.1 37.1 提案Ⅰ-Ｃ提案Ⅰ-Ｔ 35.7 1.04 ○ 35.7 0.66 × 35.7 1.04 ○ 公庫-Ｔ Ⅱ-Ｃ Ⅱ-Ｔ 41.5 39.7 35.7 1.16 ○ 35.7 1.11 ○

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せん断力は、この段階では評価しないが、 cosθを乗じた有効断面積を水平鉄筋と見なして理論値を計算する。図-10 参照。仮定④は、コンクリートと主筋の間に付着力がある以上、成立しない仮定である。しかし、ヒンジ領域の危険断面に配置された定着筋の負担力を適切に評価できる方法が無い現状では必要な仮定である(図-10 参照)。仮定⑤は、Ｘ形配筋5)_{について知識がある方は} 驚かれるかも知れないが、Ｘ形配筋と今回の補強方法の違いはモーメントの分布にある。Ｘ形配筋は逆対称モーメントを受けることを前提に圧縮側と引張側の斜め筋の負担力にsinθを乗じた値が直接的に曲げモーメントとせん断力となり、大きな耐力上昇と靭性改善に寄与するものである。しかし、反曲点を持たない区間にＸ形配筋を施した提案Ⅱの補強方法では、開口部斜め補強主筋は、いずれも引張力を負担している。仮に、引張応力度Sσ1＝Sσ2の場合には、主筋の負担力は同一となり開口部補強斜め主筋が直接負担するせん断力じたっ参断曲げモーを理論値計算に反映させたのが仮定⑤である。理 bc＝4･Mbc／Ｌ ---(4) 度(N/mm2₎ 曲げ終局耐力理論値 P理 bｕ1 M理ｂu1=0.9at･Ｓσy･ｄ ---(5) P理 bｕ1＝4･Mbc／Ｌ ---(6) せん断終局耐力理論値 P理Ｓｕ1 Ｑ理Ｓｕ1＝［｛(0.068Ｐt0.23(σB+18)／ (M/Qd)+0.12}+0.85√(Pw･σwy)］B･j---（7） P理Ｓｕ1＝2･Ｑ理Ｓｕ1 ---（8）試験体実験値理論値Ｐ実bc 記　　号Ｐ実bc Ｐ理bc （kN）（kN）Ｐ理bc 提案Ⅱ-Ｔ 7.2 8.0 0.90 提案Ⅱ-Ｃ 8.0 8.0 1.00 提案Ⅰ-Ｔ 8.1 8.2 0.99 提案Ⅰ-Ｃ 11.7 8.2 1.43 公庫-Ｔ 8.3 7.6 1.09 公庫-Ｃ 10.9 7.6 1.43 無補強-Ｔ 5.2 6.6 0.80 曲げひび割れ発生時荷重無補強-Ｃ 7.2 6.6 1.09 は上下の斜め主筋で同一となり、sinθを乗ベクトルの方向が逆向きのために打ち消し合て付加的な最大耐力の上昇はなくなる(図-10 照)。この為、斜め主筋は有効断面積が、主筋面積asにcosθを乗じた水平鉄筋としてメントのみを負担する。この事曲げひび割れ発生荷重理論値 P理 bc M理 bc＝0.58√σB・Ｚe---(3) P ただし、σB：コンクリートの圧縮強 Ze：主筋を考慮した断面係数Ｌ：材の支点間距離表－５式(3)と実験値の適合性図－8 理論値算定の仮定①及び② 300 開口設定側(内法1450mm) 開口未設定側(内法1450mm) 荷重Ｐ理論値算定時には無視する。 300 開口未設定側Ｍｂｕ2 開口設定側Ｍｂｕ1 終局曲げ耐力理論値　ｍｉｎ（Mbu1，Mbu2）図－9 理論値算定の仮定③ 図－10 理論値算定の仮定④及び⑤ 1450 1450 1225 開口設定側開口未設定側曲げモーメント図 450 加圧板幅１０0 仮　　　定破壊位置Ｍｂｕ 1.18Ｍｂｕ開口部補強主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ開口部斜め補強筋Ｄ10 折り曲げ 300 300 開口部強主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ開口部補強斜め主筋1-Ｄ13 定着長さ500ｍｍ強度に関与しないと仮定する。 θ θ Ｔ1＝ａｓ・ｓσ Ｔ2＝ａｓ・ｓσ2 Ｔ1・ｓｉｎθ Ｔ2・ｓｉｎθ Ｔ1＝ａｓ･ｓσ1 Ｔ2＝ａｓ･ｓσ2

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ＸｎＤ－Ｘｎ上端主筋ｄｃｄＣC 断面等価コンクリート応力ブロックｄｔ SＴ上 SＴ下歪度分布力の釣合いｄＣ－Ｘｎ εＣＳε上Ｓε下下端主筋Ｄ（1－k2)Ｘｎ図－11 曲げ終局耐力時の力の釣り合い試験体実験値曲げ理論値１せん断理論値１Ｐ実max 記　　号Ｐ実ｍａｘＰ理bu1 Ｐ理su1 （kN）（kN）（kN）Ｐ理bu１最大耐力時荷重提案Ⅰ-Ｃ提案Ⅰ-Ｔ提案Ⅱ-Ｃ提案Ⅱ-Ｔ無補強-Ｃ無補強-Ｔ公庫-Ｃ公庫-Ｔ曲げ破壊 39.7 30.3 62.8 1.31 曲げ破壊 41.5 30.3 62.8 1.37 曲げ破壊 37.1 31.2 63.4 1.19 曲げ破壊 37.1 31.2 63.4 1.19 曲げ破壊 23.7 19.0 61.4 1.25 曲げ破壊 22.3 19.0 61.4 1.17 曲げ破壊 1.19 曲げ破壊 5.2 3.6 42.1 1.44 推定破壊モード 19.1 16.1 60.3 表－6 式(5)から式(8)と実験値の適合性表－7 終局強度設計指針と実験値の適合性試験体実験値曲げ理論値2せん断理論値2 Ｐ実max 記　　号Ｐ実ｍａｘＰ理bu２Ｐ理su２（kN）（kN）（kN）Ｐ理bu２ 1.31 曲げ破壊提案Ⅱ-Ｔ 39.7 30.2 77.4 1.19 曲げ破壊提案Ⅱ-Ｃ 41.5 30.2 77.4 1.37 曲げ破壊提案Ⅰ-Ｔ 37.1 31.2 78.1 1.13 曲げ破壊提案Ⅰ-Ｃ 37.1 31.2 78.1 1.19 曲げ破壊公庫-Ｔ 23.7 21.0 82.6 1.73 曲げ破壊公庫-Ｃ 22.3 21.0 82.6 1.06 曲げ破壊無補強-Ｔ 5.2 3.0 80.4 最大耐力時荷重推定破壊モード無補強-Ｃ 19.1 16.8 80.4 1.14 曲げ破壊一連の仮定と、構造設計で常用されている式 (3)から式(8)を用いて算定した理論値と実験値の適合性を表-5 から表-6 に示す。一般に式(3)の曲げひび割れ発生荷重理論値は ±50％の範囲で実験値を推定するように設定されている。表-5 の実験値と理論値の比率も、その範囲内にあり、通常のRC 部材と同様に評価出来ている。一方、表-6 を見ると、終局耐力は式(5)が式(8) の値を下回っており推定破壊モードは全て曲げ破壊と判断される。これは、実験結果とも一致しており、今回の試験体の長さがあれば、せん断破壊する心配はなさそうである。また、式(5)で計算した曲げ終局耐力理論値は、実験値よりも小さな値を与えており、式(5)で曲げ終局耐力を計算すると、安全側の値を与えることが分かる。試験体無補強-T は、式(3)の値が、式(5)の曲げ終局耐力理論値を上回ったので、曲げひび割れ発生荷重理論値を曲げ終局耐力理論値とするのが正しい。実験でも、曲げひび割れ発生後、即破壊しており実験結果とも一致する。表-6 では参考のため式(5)との適合性を下線付きで示した。３．３終局強度設計指針式の適合性次に、日本建築学会の終局強度設計指針 6)_(以下、指針と称する)に示されている等価応力ブロックを用いて曲げ終局耐力を求め検証する。この曲げ終局耐力算定方法は精算法と呼ばれている。曲げ終局耐力時の等価コンクリート合力CC をコンクリート圧縮歪度εC＝0.003 として式(9)で設定し、曲げ終局耐力を算定した(図-11 参考)。仮定①から仮定⑤は同じである。また、確認の意味で、せん断終局耐力Q理Ｓｕ2を指針A 法の式(10) 及び式(11)で算定した。実験値と理論値の適合性を表-7 に示す。適合性に大きな違いは認められない。一般的には指針に基づいた方がより実験値を正確に推定していると言われている。両者に違いが無いということは常用設計式(5)の仮定が成立していることを示唆している。確認の為、指針の応力ブロックから求まる中立軸深さ Xnと主筋の歪度εを表-8 に示す。表-8 によれば、引張主筋は降伏し、圧縮主筋と思われている主筋も実際には引張力を負担しているが、歪度が小さいために、その影響は小さく式(5)の仮定が、ほぼ成立している。 CC=ｋ1･ｋ3･B･σB･Xn ---(9) ただし、ｋ1＝0.85－0.05(σB－2800)／700 ｋ2＝ｋ1／2 ｋ3＝0.85 Q理Ｓｕ2＝B･jt･pw･σwy･cotφ +tanθ(1－β)B･D･ν･σB／2 ---(10) P理Ｓｕ2＝2･Ｑ理Ｓｕ2 ---(11) 表-7 と表-6 を比較すると、理論値と実験値の

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３．４断面分割法と実験値の適合性中立軸引張主筋圧縮主筋素材実験試験体深　さ歪　　度歪　　度降伏歪度記　　号Ｘｎ ε ε εｙ (cm) （無単位）（無単位）（無単位）無補強-Ｃ 3.21 0.0199 無し 0.0020 無補強-Ｔ 3.21 0.0021 無し 0.0020 公庫-Ｃ 4.22 0.0144 -0.000909 0.0020 公庫-Ｔ 4.22 0.0144 -0.000909 0.0020 提案Ⅰ-Ｃ 5.62 0.0089 -0.000067 0.0020 提案Ⅰ-Ｔ 5.62 0.0089 -0.000067 0.0020 提案Ⅱ-Ｃ 5.63 0.0089 -0.000060 0.0020 提案Ⅱ-Ｔ 5.63 0.0089 -0.000060 0.0020 表－８指針で計算したXnとε 異形鉄筋の試験結果を取りまとめた文献 7)_によれば､歪度が 0.5％を超えれば歪硬化を発生する懸念がある。指針では1%を超えれば何らかの配慮を求めている。表-8 によれば、主筋の歪度は、この領域に達しており歪硬化を考慮した解析が必要である。また、指針の解説でも、コンクリート圧縮歪度εC＝0.003 は終局時の安定した値ではないことが示されている。そこで、断面を 100 分割し(図-12 参照)、各要素のコンクリートのσ-ε特性をｅ関数 8)_{で与え、鉄筋の歪硬化開} 始歪度εh=0.1､硬化領域勾配 Esh=4900N/mm2として図-13 の収斂計算から求めた時の曲げ終局耐力理論値と実験値の適合性を表-9 に示す。表-9 によれば、歪硬化を無視しても断面分割による実験値の予測精度が指針に比べて向上していること、歪硬化を考慮することで実験値の予測精度が格段に向上し極めて良く実験値を推定できることがわかる。なお、指針の精算法ではコンクリート応力ブロックによる圧縮合力が特定の値しか与えないため実際の中立軸深さ Xn、主筋歪度εを追跡するには無理があり、精算法での歪硬化の考慮は現状では難しいと思われる。３．５開口補強斜め主筋の効果と課題前節の検討から、断面分割法を用いた場合、開口部補強斜め主筋を用いた試験体提案Ⅱ-C 及び提案Ⅱ-T で斜め主筋が実験値に与える影響は大きく無い。この点について若干の検討を行う9)_。曲げひび割れが発生拡大し開口部補強斜め主筋(以下、斜め主筋と称する)を、ひび割れが横切った状態を想定する。図-14 を参照して、開口中央A 点と開口端部 B 点で曲げ解析を行ったとする。B 点では、下側の斜め主筋の応力度 Sσ２は降伏点に達しているが、上側の斜め主筋の応力度 Sσ１は今回の実験では無視できるほど小さな値である(表-８参照)。従って、指針で規定されているように、斜め主筋の片側分の負担力T2=as･Sσ ｙに sinθを乗じた値がせん断力となり慣用の平行配筋部分の耐力と加算できるとしている。しかし、慣用の平行配筋部分の鉄筋量が減少すると相対的に T１=as･Sσ１の値が大きくなり負担するせん断力は増大する。一方、開口中央A 点で同様 1 2 3 4 5 ・・ｎ・・・・ 98 99 100 Ｄ εｎＢＸｎ εＣ図－12 断面分割図－13 断面分割法の計算手順計算スタート εｃを設定Ｘｎを設定 ε1からεｉを算定各要素の負担力を算定断面の釣合い式の検討Ｃｃ＋Ｓｃ＋Ｓｔ＝０計算終了次のＸｎを仮定ＹＥＳＮＯ εｃ、Ｘｎ、εｉ各断面力、ﾓｰﾒﾝﾄ、曲率出力釣合い式を満たすか？終了条件を満たすか？ＮＯＹＥＳ次のεｃを仮定

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の検討を行うと、今回の実験の場合には、Sσ１ =Sσ２= Sσｙとなった。降伏点に達しない場合があるにしても基本的には、Sσ１=Sσ２であり、せん断力上昇に斜め主筋は寄与出来ない。従って、今回の実験のように、反曲点を持たない曲げモーメントを受ける場合には指針で規定しているような安定的なせん断耐力の上昇を仮定するには無理がある。図－15 圧縮力の流れ(概念図) 300 300 圧縮ストラット荷重Ｐ試験体記号末尾Ｔ荷重Ｐ二次的に発生する圧縮ストラット試験体記号末尾Ｃ試験体実験値曲げ理論値3 Ｐ実max 実験値曲げ理論値4 Ｐ実max 記　　号Ｐ実ｍａｘＰ理bu3 Ｐ実ｍａｘＰ理bu4 （kN）（kN）Ｐ理su3 （kN）（kN）Ｐ理su4 1.06 歪硬化考慮 0.99 0.99 0.99 1.11 歪硬化無視 0.93 1.64 0.93 41.5 37.5 39.7 37.6 37.1 37.5 37.1 37.5 22.3 23.9 23.7 23.9 19.1 20.5 5.2 3.2 提案Ⅱ-Ｔ 39.7 31.7 1.25 提案Ⅱ-Ｃ 41.5 31.7 1.31 提案Ⅰ-Ｔ 37.1 32.5 1.14 提案Ⅰ-Ｃ 37.1 32.5 1.14 公庫-Ｔ 23.7 21.3 1.11 公庫-Ｃ 22.3 21.3 1.05 無補強-Ｔ 5.2 3.2 1.64 無補強-Ｃ 19.1 16.9 1.13 表－９断面分割法の適合性図－14 開口補強斜め主筋の検討 300 300 開口部補強斜め主筋1-Ｄ13 θ θ Ｔ1＝ａｓ・ｓσ1 Ｔ2＝ａｓ・ｓσ2 Ｔ1・ｓｉｎθ Ｔ2・ｓｉｎθ θ θ Ｔ1＝ａｓ・ｓσ1 Ｔ2＝ａｓ・ｓσ2 Ｔ1・ｓｉｎθ Ｔ2・ｓｉｎθ Ａ点Ｂ点Ａ点Ｂ点ただし、斜め主筋の効果全てを否定するわけではない。一例として、開口中央で反曲点を有する曲げモーメントを受ける梁に斜め主筋を配置した場合を考える(この場合は X 型配筋の効果検証に相当する)。この場合、曲げ耐力の増加量⊿Qb は⊿Mb＝0.9･２as･cosθ･Sσｙ･Dw／2(ここで、 Dw開口下部の梁せい)より⊿Qb＝2(0.9as･cosθ･ Sσｙ･Dw)／Lw(ここで、Lw は開口幅)となり Lw=Dw とすると⊿Qb＝1.8as･cosθ･Sσｙとなる。一方、せん断耐力の増加量⊿QＳは斜め主筋が圧縮と引張の両方に有効であり降伏しているとすると、⊿QＳ＝2as･Sσｙ･sinθとなる。Lw=Dw の場合には、ほぼθ=45°_となり_{sinθ=cosθより⊿} QＳ＝2as･Sσｙ･cosθとなり⊿Qbと差は無くなる。斜め主筋はθ=45°_{の時にはかなり有効と考えら} れ、せん断耐力と曲げ耐力を同等に増加させることが可能となる。従って、部材の破壊モードは慣用の平行配筋部分で決定されていることを忘れてはならない。話を今回の試験体提案Ⅱ-C、及び、提案Ⅱ-T に戻すと、図-14 の議論より、斜め主筋の歪度を材端で求めて斜め主筋の引張力に置き換え、sin θを乗じて、せん断耐力に加算するのは、斜め主筋配置区間に反曲点を持たない曲げモーメント分布の場合には行わないとした仮定⑤は妥当だったと言える。斜め主筋は、今回の理論値計算に反映されていない、ひび割れ開口の抑制などに効果あり、終局耐力が理論値より幾分大きくなったと考えるのが妥当である。ある。図-15 は、圧縮力の流れの概念を示したものであるが、両者には大きな違いがある。試験体記号末尾 C の場合には二次的なストラットを想定しないと力の流れを説明出来ないのに対し、Ｔの場合には通常のアーチ機構をイメージすれば圧縮力の流れが説明できる。この概念が正しいとすると、開口位置の違いで耐力が影響を受けるのは避けられない。曲げ理論の適合性等、今後も実験を行って検証しなければならない課題である。ところで、今回の実験では、曲げひび割れ荷重が試験体末尾Ｔの方が末尾Ｃよりも小さな値となっている。また、終局耐力も提案Ⅱ以外は試験体末尾Ｔの方が末尾Ｃよりも小さな値となった。明確な根拠は示せないが、コンクリート圧縮力の流れを考えると試験体T と C では大きな違いが

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４．結論木造住宅布基礎地中梁部分の開口補強方法について実験を行い次の結論を得た。 ①無補強の布基礎開口部は構造設計で期待している終局耐力の 0.15～0.54 倍の耐力しかない。特に開口が引張側となる場合には0.15 倍しかなく無抵抗に近い。 ②住宅金融支援機構の仕様書に準じて補強を行った布基礎開口部試験体は、構造設計で期待している終局耐力の 0.62～0.66 倍の耐力しかない。開口の設定に当たっては安全性の検討が不可欠であり、構造計算を要すると思われる。また、仕様書の補強方法は換気口に対するものであり人通口に対するものではないことを認識する必要がある。 ③提案する補強方法Ⅰ及び補強法Ⅱの試験体は、いずれも構造設計で期待している終局耐力を満足しており、構造計算等で安全を確認することなく任意の位置に設定できる。 ④一般の構造設計で常用されている設計式で実験値を評価したところ、曲げひび割れ発生荷重については一般の RC 部材のバラッキの範囲内で、曲げ終局耐力については安全側に、それぞれ評価できる。 ⑤終局強度設計指針の精算法より算定した理論値は常用曲げ耐力式とほぼ同じ値を示した。中立軸深さ、主筋の歪度等の検証から、一般の設計で圧縮主筋と考えられている主筋も引張力を負担していることを確認した。 ⑥断面分割法とｅ関数法を用いた収斂計算で歪硬化を考慮すると実験結果を正確に評価できる。 ⑦提案Ⅱの補強方法は、提案Ⅰの補強法に比べて施工手間が少なく、使用材料も少ないことから有望な補強方法と考えられる。 ⑧提案Ⅱの補強で用いられている開口部補強斜め主筋は、反曲点を持たない曲げモーメント分布の際には直接的なせん断力負担を考慮するのは困難である。ひび割れ幅抑制等の二次的な効果を期待するのが良いと思われる。謝辞：本実験は、職業大東京校で実施した課題解決セミナーの性能検証の一部として実施した。実験は、応用課程 4 年生の、呉正明氏、荒川元喜氏、苅部多聞氏らの協力によって実施された。実験の機会を与えていただいた、創業サポートセンーと東京校の皆様、並びに、学生諸君に心より感謝申し上げます。参考文献 1) 住宅金融支援機構：木造住宅標準仕様書在来木造編 2002.10 2) 横濱茂之:木造住宅基礎の開口補強方法、職業能力開発総合大学校東京校紀要第 23 号、 2008.2

3) R.Park and T.Paulay：Reinforced Concrete Structures,A Wiley-Interscience Publicati –on,John Wiley ＆Sons1975

4) 日本建築センター：建築物の構造規定、1997 5) 南宏一，若林實：X 形配筋を用いた鉄筋コンクリート柱の耐震性能について，第２回コンクリート工学年次講演論文集，1980 6) 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、1997.10 7) 日本建築学会：鉄筋コンクリ－ト終局強度設計に関する資料３，1979 8) 梅村魁：鋼筋コンクリート梁の終局強度について、日本建築学会論文集、1951.2 9) 山本泰稔，横濱茂之，浜田大蔵，梅村魁：鉄筋コンクリート短柱のせん断破壊遅延法に関する実験的研究，芝浦工大研究報告理工編 26-2，1982