曲げ変形が卓越する乾式組積コンクリートブロック壁の面内繰り返し水平載荷実験
筬島 遼也
１. 序

３. 壁体の曲げ耐力と曲げ剛性解析式

本研究は, 資源循環に寄与する建築構造体として,今回の試験体では, SRB-DUP 構造壁部材に準じた乾コンクリートブロックを乾式工法で組積した壁体を鉄式組積を行うため, SRB-DUP 構造壁部材に関する耐力

骨ラーメン構造などの比較的剛性の低い建築物の制振や剛性の算定式を準用して, 諸数値を算定する.

壁として利用する方法の開発を目的に行っている.

３.１ 曲げ降伏発生時の曲げ耐力

本論文では, 高さに比べて長さの短い乾式組積コン

高さに比べて長さの短い SRB-DUP 構造壁部材につクリートブロック壁を試験体として, その頂部面内方いては, 水平力に対して曲げ変形が卓越する. 曲げ降伏

向に正負交番の静的繰り返し水平載荷実験を行い, 水時の曲げ耐力は次式で与えられる.

平耐力や剛性, 変形性状などの力学特性を調べた.

𝑄𝑀𝐴𝑆 =

２. 摩擦抵抗型乾式組積コンクリートブロック壁𝑀𝐴𝑆𝐻(1)QMAS：壁部材の損傷限界時の曲げ耐性によるせん

筆者が所属する研究室では, リユースやリサイクル断耐力などの資源循環に寄与する建築構造体として, 摩擦抵

MAS：壁部材の損傷限界時の曲げ耐力

抗型乾式組積構造(SRB-DUP 構造：Steel Reinforced

H ：壁部材の高さ

Brick structure based on Distributed Unbond prestress

2𝑡𝐷 3
𝑀𝐴𝑆 = { ・𝑎𝑡 ・𝑝 2 (4𝑁 3 − 𝑁) +}𝜎
312𝑛 𝑆0theory)を開発し, その力学特性の解明や設計方法の検討を行ってきた. また, この SRB-DUP 構造の壁体乾式(2)

at：ボルトの断面積

ブロック造壁体を利用した摩擦制振システムの開発をp：ボルトのピッチ行ってきた. 乾式組積コンクリートブロック造制振壁

N：壁部材長さを構成する個体要素の個数で,に用いるブロック壁は, 水平方向に補強コンクリート

D/240 で与えられるブロック造壁体の横筋に相当する補強鋼板を挿入し,D：壁部材長さ鉛直方向にコンクリートブロックを組積しながら縦筋

n：ブロックに対するボルトのヤング係数比に相当する鋼製のボルトを等間隔に配置する. そして,

σS0：プレストレスを与えたボルトが降伏するとき,補強鋼板の位置で高ナットを締め付け, その上部に次中立軸から単位長さ離れた位置でボルトに生のボルトを接合して構築していく. 乾式組積の手順はじている応力

基本的に SRB-DUP 構造に準じたものである. SRB-2(𝑓𝑠 − 𝑃𝑠𝑡 ⁄𝑎𝑡 )𝐷 − 120(3)

DUP 構造の壁体がすべての層でナットの締め付けを行

𝜎𝑆0 =うのに対し, この乾式ブロック造制振壁では補強コン

fs：ボルトの降伏点

クリートブロック造壁体の横筋に近い間隔で水平補強

Pst：壁部材両端の最下層のボルトに入っているプレ板の挿入と固定が行われている. また, ブロックを一部ストレス上下逆使いにすることにより, 滑り層の制御も容易に行うことができる.

本研究では実験により最下層のボルトが降伏するときの耐力を調べ, (1)～(3)式の検証を行う.

既往の研究では, 長さ 720mm 以上のコンクリートブ

３. 2 曲げ剛性解析式

ロック壁については, 主な塑性変形は壁体上部におけるせん断滑りであった. しかしそれらの壁部材よりも壁および柱部材に生じるせん断応力度と変形角の関係は次式で表される.

細長い形状の壁, 柱部材は曲げ変形が卓越する可能性が高い. そのため, 本研究では, 長さをブロック１個,𝜃 = 𝜃𝑏 + 𝜃𝑒 = (2 個分とした乾式組積コンクリートブロック壁の面内

θ：変形角

水平載荷実験を行い, 水平耐力や変形性状などの力学A：有効断面積特性を調べた.

h：壁体の高さ

54-1

𝐴ℎ2 𝜅+ )𝜏
3𝐸𝐼 𝐺(4)G：組積体のせん断弾性係数
κ：せん断変形の形状係数(＝1. 2)
τ：せん断応力度
ここで, 変形角は壁体の頂部の水平変位を壁体高さで除した部材角, せん断応力度は壁体に与えた水平荷重を有効断面積で除した平均せん断応力度とする.
対象の壁体にはプレストレスが与えられており, 載荷初期においては全断面が圧縮, 引張のどちらにも有効であり, 載荷に伴って中立軸の位置は移動する. この移動は組積体に生じる圧縮応力と全ボルトに生じる引張応力および圧縮応力が釣り合うまで継続する. 中立軸の移動が完了した時点の EI は(5)式で表される.

𝐸𝐼 = 𝐸𝑠 𝐼𝑠 + 𝐸𝑏 𝐼𝑏 = 𝐸𝑠 (𝐼𝑠 +𝐼𝑏)𝑛

図 1 試験体の構成要素(5)

E：壁部材のヤング係数
I：壁部材の断面二次モーメントEs：ボルトのヤング係数
Is：ボルトの断面二次モーメント
Eb：コンクリートブロックのヤング係数
Ib：コンクリートブロックの断面二次モーメントn：ヤング係数比
Is はボルトに等間隔に挿入されていることから, 数列

図 2 試験体の構成(左：BW480 右：BW240)の和に関する式を利用して(6)式で表される.
𝑝2𝑚(𝑚 + 1)(2𝑚 + 1)
𝐼𝑠 = 𝑚𝐼𝑠0 + 𝑎𝑡 { 6} (6)+𝑝𝑚(𝑚 + 1)(60 − 𝑝 − 𝑥𝑛 ) + 𝑚(60 − 𝑝 − 𝑥𝑛 )2

Is0：ボルト単体の断面二次モーメントm：ボルトの本数
p：ボルトのピッチ
at：ボルトの有効断面積
xn：壁体圧縮縁から中立軸までの距離
xn は組積体に生じる圧縮応力と全ボルトに生じる引張応力および圧縮応力の釣り合いの式である(7)式で表される.

BW240

𝑚

1𝜎 𝑡𝑥 2 = 𝑛𝜎0 𝑎𝑡 ∑{(𝑝𝑖 − (𝑝 − 60 + 𝑥𝑛 )}2 0 𝑛(7)𝑡=1

この式を整理して(8)式が導かれ, xn は以下の(8)式の解として求められる.

𝑡𝑥𝑛2 + 2𝑚𝑛𝑎𝑡 𝑥𝑛 − (𝑝𝑚 − 𝑝 + 120)𝑚𝑛𝑎𝑡 = 0 (8)これらの式を用いてコンクリートブロック壁の曲げ降伏発生時の水平力および面内剛性を算出する.
４. 実験概要
試験体に使用するコンクリートブロックと水平補強鋼板を図 1 に示す. コンクリートブロックはこのブロック壁に適した形状にプレス形成されたもので, 全断54-2BW480
図 3 試験体の形状

向に 14 層組積した. 13-14 層間には SS400 で黒皮の H形鋼(H200×B800×tw5. 5×tf8)で制作した治具を挿入し, ピンジョイントを介して図 3 に示す白矢印の位置より載荷を行った.
ブロック壁試験体の各層のボルトには, 下から 1 層目～5 層目, 6 層目～11 層目, 12 層目～最上層のすべての層に 7. 0kN/本のプレストレスを与えた.
載荷プログラムを図 4 に示す. 鉛直方向は無載荷とし, 水平方向に正負交番載荷を行った. 水平載荷は履歴
図 4 載荷プログラムの同一変形段階で 3 回ずつ繰り返し, 試験体 BW240 に

面圧縮強度は圧縮試験により平均 42. 0N/mm²であった.
水平補強鋼板は厚さ 1. 6mm の普通鋼製亜鉛メッキ鋼

は約 5. 0×10-2rad. まで, 試験体 BW480 には約 3.
3×10-2rad. まで変形角を与える載荷を行った.

t板を用い, 水平補強鋼板 A( 1. 6×460×100mm), 水平５. 実験結果および考察

補強鋼板 B(t1. 6×220×100mm), 水平補強鋼板 C(t1. 6×100×100mm)を補強コンクリートブロック造の横筋に近い間隔で図 2 のように 2 層ずつ挿入した.

試験体 BW240 に 5. 0×10-2 まで変形角を, 試験体BW480 に 3. 3×10-2 までの変形角を与えたときの水平荷重－変形角関係を図 5 に示す. この時水平荷重は, 圧

鉛直補強要素にはいずれも普通鋼製で M12 の両切りボルト, 高さ 40mm の高ナット, 丸座金およびばね座金を用い, 両切りボルトは水平補強筋鋼板の位置で継ぐのに適切な長さのものを使用した.

縮を正, 引張を負としている. 図中の●印は塑性変形が発生した点を示している. 試験体に塑性変形が発生した点は図 5 において, その直後の測定点までの傾きが1/2 以下になったことを塑性変形の発生とみなしてい

試験体の形状を図 3 に示す. 試験体はコンクリートる.

ブロックを長手方向に 1 個, 2 個並べた長さで, 高さ方54-3

図 5 より, 両試験体はスリップ型の履歴を示してい

試験体 BW480 にはほぼすべてのブロックにひび割る. 試験体 BW240 は塑性変形発生まで最大耐力は増加れが発生したが, 壁体脚部, 中央側面の曲げによる破し続け, 塑性変形後も急激に耐力低下することはなか損が顕著にみられた.

った. 試験体 BW480 もボルト降伏まで最大耐力は増加

６. まとめし続け, ブロックの破損後はブロックの脱落に伴って,本研究では, 曲げ変形が卓越する乾式組積コンクリ耐力が低下した. また, BW240 よりもボルト本数が多ートブロック壁を試験体として頂部面内方向に正負交く 壁 体 の 断 面 積 の 大 き い BW480 は , 水 平 耐 力 が番の繰り返し水平載荷実験を行い, 以下の知見を得た.

BW240 の 3. 4 倍であった. 表 1 に, (1)式により求めら(1)試験体に 0. 75～1. 0×10⁻² rad. の変形角を与えた

れた曲げ耐力の算定値と実験値の比較を示す. 両試験段階で最下層のボルトに降伏が生じたが, その点で体とも実験値を安全側に適切に評価していた.の水平耐力は, BW480 が BW240 の 3. 4 倍であった.

図 6 は各試験体の曲げ変形とせん断変形の割合を示(2)変形角の増大にともなって最大耐力は増大し, ブロしたものである. 載荷初期において曲げによる変形がックのひび割れ後は、ブロックの脱落に伴って耐力が低下した.

60~90%を占めており, 曲げ変形が卓越している.
各試験体を変形させたときの最下層のボルトのひず(3)高さに比べて長さの短い乾式組積コンクリートブロ

み－変形角関係を図 7 に示す. 図中の●印はボルトのック壁において, 壁体の変形における曲げ変形の割ひずみが 2000μに到達した点を示している. 図 7 から合は両試験体とも 60~90％程度あり, 曲げ変形が卓試験体 BW240 は 1. 0×10⁻²rad. を, 試験体 BW480 は越しているといえる.

0. 75×10⁻²rad. を超えた値周辺でひずみが 2000μに到(4)コンクリートブロック壁のボルトに曲げ降伏が生じ達しており, ボルトが降伏していることがわかる. 図

るときの水平耐力は算定式を準用して概算すること

5 の試験体が塑性変形した点と図 7 ボルトが降伏したができた.
(5)壁体の面内初期剛性は, SRU-DUP 構造壁体に関す点の変形角は一致している.

る算定式を準用して概算したが, さらなる検討が必

試験体の初期剛性の解析値と実験値を図 8 に示す.

要である.

変形のごく初期に剛性の高い範囲が見られるが, 曲げの中立軸が壁体の中央付近に位置する段階の挙動と考謝辞
本研究の実験は, 文部科学省科学研究費補助金(基盤研究(C), 課題番号：えられる. ここではその後の範囲を載荷初期の弾性域

19K04712, 研究代表者：山口謙太郎)を利用して行った. 末尾ながら記してとし, 変形角が 0.002×10⁻²rad.から 0.2×10⁻²rad.の範謝意を示す.

囲において各試験体の初期剛性の実験値を求めた. 実

参考文献

験値と算定値の比較を表 2 に示す. 面内初期剛性を試

1)山口謙太郎, 川瀬博, Bradley Guy：循環型の建築構造－凌震構造のすすめ－, 技報堂出版, 2008 年 3 月

験体 BW240 は約 35%過大評価し, 試験体 BW480 は約2）山口謙太郎, 他 3 名：炭素固定に有効な解体材活用・建物制震システム

1％過大評価した. 面内初期剛性の算定式はおおよそ妥の開発研究, 科学研究費助成事業データベース, 2013 年度研究成果報告書,2014 年 5 月

当であると考えられるが, さらなる検討が必要である.

3）山口謙太郎：摩擦抵抗型乾式組積造部材の設計と機能, 九州大学博士論

載荷後の試験体の状況を写真 1 に示す. 載荷後, 試験体 BW240 にはブロックの割れはほとんど見られなかったが, 脚部のブロックがやや崩れていた.

文, 2005 年 2 月
4）山口謙太郎, 他 3 名：分散型アンボンドプレストレスを用いた組積造構造物の常用設計に関する研究その 3 壁体の面内剛性解析とその検証実験,
日本建築学会大会学術講演梗概集, 2000 年 9 月

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