日本建築学会第91回北海道支部研究発表会 (2018)

大型振動台を用いた構造骨組加力実験と解析評価 その５ 現場式柱梁接合部の繰返し載荷性能
正会員○青柳 克弘*1

同

岡崎 太一郎*1

同

長江 拓也*2

同

松宮 智央*3

同高橋 典之*4

同

丸山 一平*2

同

中澤 博志*5

同

御子柴 正*5

鋼構造

柱梁接合部

現場施工式

振動台実験

動的載荷

1. はじめにパス間温度、入熱の管理をしなかった。試験体 2 は、高力超高層建築物の建設がはじまった 1970 年代頃は、柱梁接ボルトを 6 本×2 列に配し、梁の上・下フランジに改良型合部の設計・施工法も、溶接の品質と品質管理も現在のよスカラップを採用し、溶接ワイヤに YGW18 を使い、フラッうに確立されていなかった。本研究は、現場溶接形式の柱クスタブを用いてパス間温度と入熱を管理した。

梁接合部を対象とし、1970 年代頃の接合部が大変形までの図 3 に示すように、試験体を横向きに振動台に設置した。

動的載荷に対してどのような挙動、変形性能を示すかを現

梁の自由端を振動台の外に設置した反力装置と連結したの代的な接合部と比較する。実験は、防災科学技術研究所ので、振動台が動くとともに梁に強制変形を受けた。試験体

大型耐震実験施設で行い、北海道大学、東北大学、防災科

1 を載荷後、試験体を 180º回転させて試験体 2 を設置した。

学技術研究所、名古屋大学、近畿大学で共同実施した。

振動数 1 Hz の正弦波を、層間変形角が 0.0039、0.005、2. 実験計画

0.0077 rad で 6 回ずつ、0.01 rad で 4 回、0.015、0.02、

図 1 に試験体の全容を、図 2 に接合部の詳細を示す。□

0.03、0.04 rad で 2 回ずつ、0.05 rad で 12 回、正負交番-400×400×16（BCR295）の柱の両側に、H-500×200×10×で繰返した。変位計、ひずみゲージを用いて変形を測定す16（SN490B）の梁を接合した。本実験では、載荷システムるとともに、ビデオ撮影で載荷中の挙動を詳細に記録した。
3. 実験結果
写真 1 と 2 に実験後の試験体接合部の様子を示す。図 4体を用いた。片側を 1970 年代の設計を模擬した試験体 1、反対側をより現代的な試験体 2 とした。施工を再現するべ と 5 に、試験体 1 と 2 について得た、層間変形角と梁端モの容量に合わせて、実際の高層建築より一回り小さい試験

く、柱を鉛直に立てた作業環境で溶接した。梁のウェブはーメントの関係を示す。図中に、材料試験の結果と接合部シアタブを介して高力ボルト摩擦接合し、フランジは柱に設計指針 3）を参考に計算した接合部の最大曲げ耐力 jMu と完全溶込み溶接した。

梁全塑性モーメント bMp を示す。0.03 rad でフランジに亀試験体 1 と 2 の主な違いは、高力ボルトの本数、スカラ裂を生じる(図中に示す①)まで、両試験体ともほぼ同じ履ップ形状、溶接の 3 つである。図 2 に示すように、試験体歴を描いた。試験体 1 は、0.04 rad の 1 回目正載荷で上フ1 は、高力ボルトを 6 本×1 列に配し、梁下フランジのスカランジが破断し(②)、さらに載荷を続けると高力ボルトがラップは溶接の便宜のために大きくとった。このスカラッすべて破断し、梁がほぼ完全に柱から分離した。試験体 2

プ底がフランジの開先に一致し、特に早期破断を来たしやは、0.05 rad の 1 回目正載荷で上フランジ破断し(③)、そすいと考えられる形状であった。溶接ワイヤに YGW11 を使ののちは柱が面外変形を繰り返し、シアタブと柱の溶接部い、スチールタブを用いて溶接始終端を切断せずに残し、に沿って亀裂が進行した。

YGW11柱支持治具

面外補剛治具

7352393

試験体

2000

H-500×200×10×16YGW18

試験体 2試験体 1735

12-M22(S10T)

6-M22(S10T)

反力治具□-400×400×16

図 1 試験体図面

図 2 接合部詳細Subassemblage tests employing a large-scale shaking tableand damage analysis. Part 5: Cyclic loading performance offield-welded beam-to-column connections1

図 3 試験体設置図

AOYAGI Katsuhiro, OKAZAKI Taichiro,
NAGAE Takuya, MATSUMIYA Tomohiro,
TAKAHASHI Noriyuki, MARUYAMA Ippei,
NAKAZAWA Hiroshi and MIKOSHIBA Tadashi

②800

jMubMp400

シアタブ0-400

柱梁-800-1200-0.06

-0.04

-0.02
00.02
層間変形角 [rad]0.04

梁端モーメント [kN･m]

写真 1 試験体 1 実験後

b Mp

局部座屈400

シアタブ0-400

柱梁-800①-0.044000-400-800-0.0200.02
層間変形角 [rad]0.04

図 5 試験体 2 の履歴応答

図 6 試験体 1 のシアタブ回転角
1200

jMu

③800-1200-0.06②800-1200-0.01
00.010.02
シアプレート回転角 [rad]0.06

図 4 試験体 1 の履歴応答
1200

1200

①①0.06

写真 2 試験体 2 実験後

梁端モーメント [kN・m]

梁端モーメント [kN･m]

1200

梁端モーメント [kN・m]

日本建築学会第91回北海道支部研究発表会 (2018)

800③4000-400-800①-1200-0.01
00.010.02
シアプレート回転角 [rad]図 7 試験体 2 のシアタブ回転角

4. 考察
実験結果を最も左右したと考えられる高力ボルト本数の影響を考察する。接合部設計指針えた。試験体 2 は梁フランジに若干の局部座屈を生じ（写1）によると、梁の塑性変真 2）たが、試験体 1 は局部座屈を生じる前に、梁フラン形に期待する場合、SN490B では jMu/bMp を 1.25 以上にす

ジの溶接近傍を起点に、梁が完全に破断した（写真 1）。しるべきである。材料試験の結果に基づく jMu/bMp は、試験たがって、jMu/bMp の差が示唆するように、試験体 1 の塑

体 1 で 1.05、試験体 2 で 1.12 であり、いずれも 1.25 より性変形能力は、試験体 2 に劣った。

小さかった。高力ボルト摩擦接合の滑り耐力が試験体 1 で5. まとめ

ウェブの全塑性耐力の約 14％、試験体 2 で 40％に過ぎず、1970 年代の現場式接合部を模した試験体 1 と、より現代ウェブ接合部が曲げモーメントを十分に負担できない設計的な試験体 2 を製作し、動的繰返し載荷を実施し以下の結であった。

果を得た。

実験で測定した、梁端モーメントとシアタブとウェブの1) 両試験体とも、層間変形角 0.02 rad を超えるまでほぼ相対回転角の関係を図 6 と７に示す。両試験体とも、フラ同じ履歴を示したが、jMu/bMp が小さい試験体 1 の方ンジに亀裂を生じる前に、高力ボルト摩擦接合の滑りを生が、より早期に破断した。

じていた。フランジに亀裂を確認できたあと、試験体 1 の2) 両試験体で、フランジ破断前に高力ボルトの滑りが確回転角は一気に増加したが、ウェブのひずみの測定値（紙認された。高力ボルト摩擦接合の滑りで決定されるウ面の都合で示さない）に変化はなかった。一方、試験体 2 でェブ接合部の曲げ耐力は、試験体 1 で梁ウェブの全塑は、回転角もウェブのひずみも徐々に増加した。したがっ性耐力の 14％、試験体 2 で 40％と低かった。て、試験体 1 では、ウェブが曲げモーメントを負担できな3) フランジに亀裂を生じたあと、試験体 1 はウェブ接合かったために、フランジの亀裂が直ちにフランジ破断を来部の曲げモーメント負担能力が小さく、曲げモーメンたしたが、試験体 2 では、フランジの損傷が進展するにしトの再分配に応じられなかったために、試験体 2 よりたがって、曲げモーメントがウェブに再分配され、フラン早期にフランジが破断した。

ジの亀裂進展を遅らせることができた。

【参考文献】
1) 日本建築学会：鋼構造接合部設計指針、丸善出版、20124) 文部
科学省:屋内運動場等の耐震性能診断基準(平成 18 年版)

梁端モーメントの測定値は、両試験体とも 1.25 bMp を超*1 北海道大学*2 名古屋大学*3 近畿大学*4 東北大学*5 防災科学技術研究所*1 Hokkaido University*2 Nagoya University*3 Kinki University*4 Tohoku University*5 National Research Institute for Earth Science and Disaster Resilience2

日本建築学会第91回北海道支部研究発表会 (2018)

大型振動台を用いた構造骨組加力実験と解析評価
正会員

その６

床スラブの影響を含めた分析○野々山 優輔*1，同 鳥谷尾 駿佑*1，同 長江 拓也*2，同 岡崎 太一郎*3
同 松宮 智央*4，同 高橋 典之*5，同 丸山 一平*6
同 御子柴 正*7，同 梶原 浩一*7

鋼構造，柱梁接合部，実大実験，変形性能，接合詳細，床スラブ
1. はじめにrad、累積吸収エネルギーは 72.5 kN･m･rad であり、その値

超高層建物の骨組性能を定量的に評価するためには、は試験体 1 に対して 73%、50%程度、試験体 2 に対しては初期と現在で異なる柱梁接合部ディテールや溶接条件に33%、24%程度の値である。試験体 3 の変形能力が大幅についての資料，知見を積み重ねる必要がある。その 6 では、 小さくなっている。累積吸収エネルギーの比率がより小つくば大型耐震実験施設で行われた鋼梁載荷実験に対しさく評価されるのは上フランジに早期に亀裂が生じたこて、2008 年に行われたＥ－ディフェンス実験を参照するとにより、耐力上昇が劣ったためである（負曲げ側）。

ことで床スラブの影響を含めた分析を行う。

2.5 変形能力に影響を及ぼした要因の考察

2. 鋼梁実験分析

試験体 1 と試験体 2 の結果に差が生じた要因として、ウ2.1 各試験体仕口の仕様

ェブ接合部の曲げモーメント伝達不足（その 5）に加えて、その 5 の試験体 1 および試験体 2 と比較する試験体 3 は、 スカラップ形状の違いが考えられる。この影響について
2016 年に同載荷システムにより実験されている 1)。仕口仕表 1 試験体仕口仕様の主な相違点

様の主な相違点について表 1 にまとめる。試験体 1 と試験

試験体11970年代
SN490B
1/4円形状対象年代
鋼種体 3 は 1970 年代の設計を模擬、試験体 2 は現代の設計を想定して製作され、試験体 3 はフランジ溶接部分のエンド上
下
シアプレートのボルト本数
シアプレートの板厚
溶接ワイヤ
パス間温度・入熱管理
スカラップ形状

タブを省略することで意図的に溶接欠陥を導入している。
2.2 各サイクルの最大耐力推移
図 1 (a) に各試験体のサイクルごとの最大耐力を示す。

エンドタブ

10 サイクル (300 kN･m) 程度までは３試験体の関係が一致しており、以降、試験体 3 が若干下回り始める。試験体

試験体2
現在
SN490B

試験体3
1970年代SM490B
1/4円形状1/4円形状6本 (F10T)
9 mm
YGW18改良型
改良型
12本 (S10T)
12 mm
YGW18

耳型形状
6本 (S10T)
12 mm
YGW11

しない
する
溶接後も切断しない 溶接後に残らない(鋼製エンドタブ)(フラックスタブ)

しない
取り付けない

1、試験体 2、試験体 3 はそれぞれ 29 サイクル、31 サイ

負曲げ(下フランジ圧縮) 正曲げ(下フランジ引張)
1000

クル、28 サイクル目でフランジの破断に至り、その時点500で大きな耐力低下が見られる。

0-500

2.3 接合部ディテールの違いによる変形性能の比較

M

サイクル数-1000

試験体 1 と試験体 2 の変形性能について、累積塑性変形30角と累積吸収エネルギーを指標に評価する。梁端部の曲げモーメントが 0 のときに残留する層間変形角をフランジ
0.30.20.10が破断するまで累積させた値を累積塑性変形角と定義す
ると、その値は試験体 1 においては 0.154 rad、試験体 2 においては 0.340 rad となり前者は後者の 45%程度の値にとどまった。

2010010(a) 最大耐力

R230.1
283002030R2327 28(b) 累積塑性変形角

また、層間変形角と梁端曲げモーメントが描く履歴に300

よって囲まれた部分の面積を部材が吸収したエネルギー200とし、フランジが破断に至る 1 サイクル前までの累積値を

E100

E100

両者で比較すると、試験体 1 は 143.9 kN･m･rad、試験体 20 23は 297.3 kN･m･rad となり前者は後者の 48%程度となり、関係は累積塑性変形角を指標にした場合と同様となる。

023(c) 累積吸収エネルギー
28

3027

2.3 節と同様の手法で、試験体 1 と試験体 3 の変形性能

試験体 1、試験体 2、試験体 3
M：曲げモーメンント (kNm) ΣR：累積塑性変形角 (rad)ΣE：累積エネルギー (kN･m･rad)の比較を行う。試験体 3 について累積塑性変形角は 0.113

図 1 実験結果

2.4 溶接品質の違いによる変形性能の比較

28

Dynamic Loading Tests of Beam-to-Column Subassemblages and Validation of Real-Time Damage Evaluation Systems – Part 6.
Weld defect and RC floor slab effectNONOYAMA Yusuke, TOYAO Syunsuke, NAGAE Takuya, OKAZAKI Taichiro,MATSUMIYA Tomohiro, TAKAHASHI Noriyuki, MARUYAMA Ippei, MIKOSHIBA Tadashi and KAJIWARA Koichi

3日本建築学会第91回北海道支部研究発表会 (2018)

3.2 鋼梁と合成梁の初期剛性

梁端から 50 mm の位置に貼付けた歪ゲージの記録の両振幅を指標に評価する。1/50 rad の層間変形角を被ったサイ梁の剛性について理論値と実験値の比較を行う。同じ

クルでの両振幅の値を図 2 に示す。図 2 中の各値は左から手法で梁端回転角を計測した試験体 3 と、Ｅ－ディフェン

順に 21.9、21.0、23.6、21.5 (103μ)となっており、試験体ス実験の一連の加振のうち、建物応答が弾性内にとどま

1 の値は試験体 2 に対して上フランジで 1.05 倍、下フランると予想された三の丸波 35%加振と、試験体が大きく損ジで 1.10 倍となっている。スカラップ底への歪集中の傾傷した三の丸波 100%加振の記録を対象とする。合成梁の向は見られず、変形性能への寄与はウェブ接合部の曲げ剛性は、既往の研究 2) と各種合成構造設計指針 3) とを参モーメント伝達不足によるものが大きいと考えられる。

照し定めた。初期剛性を梁端回転角が初めて 1/500 rad に

試験体 1 と試験体 3 の結果に差が生じた要因としては、達したときの記録から算出すると、表 3 に示す結果となる。

梁フランジ部分の溶接欠陥の存在が挙げられる。図 3 に試鋼梁もしくは試験体に損傷の少ない条件では、鋼梁の正験体 3 の梁破断面で画像上から溶接溶け込み不足と判断で曲げ以外、理論値と実験値の誤差は 15%程度の範囲に収きる部分を示す。画像上の梁全断面積に対する溶接溶けまっている。試験体に損傷が蓄積した三の丸 100%加振で込み不足と考えられる部分の面積比を算出すると上フラは、剛性低下のため理論値とは 3 割程度の差が生じている。

ンジで 13%、下フランジで 22%と評価された。
試験体1試験体221850

歪 (103 μ)
2010
上フランジ

8000(a)柱梁接合部

下フランジ

図 2 スカラップ底近傍歪図 3 試験体 3 溶接欠陥部

12000(b)試験体全景

図 4 2008 年 E-ディフェンス実験

3. Ｅ－ディフェンス実験との比較

表 2 下フランジ歪比較 注 1

2008 年 3 月、21 層の超高層建物の下層 4 層を部分的に梁回転角 試験体3(鋼梁) 試験体4(合成梁)試験体4/試験体3(rad)(μ)
(μ)
1/500
7558441.12
1/200506011300
2.23
注 1：試験体 4 については実際の数値を 1.28 で除している。

切り出し、上部を錘とバネで代替する大型実験がＥ－ディフェンスを用いて行われた。この実験では実際の手順に従い RC 床スラブが施工されている。

表 3 梁初期剛性

3.1 床スラブと下フランジ歪記録と、前節で述べた鋼梁試験体 3 の記録を比較する。下理論値 ( 10 kNm/rad) 実験値 ( 10 kNm/rad) 実験値/理論値
正曲げ負曲げ正曲げ負曲げ正曲げ 負曲げ試験体312091.8
1350.765
1.125
三の丸波 35%
244
209
209
2030.857
0.971
三の丸波 100%
244
209
162
1470.664
0.703

フランジが降伏していない梁回転角 (1/500 rad) 、下フラ4. まとめ

床スラブ付きのＥ－ディフェンス実験の現場接合形式の梁を試験体 4 とし、そこで得られた梁端下フランジの歪ンジが降伏した梁回転角 (1/200 rad) にそれぞれ初めて達鋼構造柱梁接合部について、つくば大型耐震実験からしたときを対象とした。合成梁について床スラブの有効接合部ディテールと溶接条件の違いが変形能力に与える幅を柱幅 (400 mm)、コンクリートのヤング係数比を 15 と影響を考察した。また、Ｅ－ディフェンス実験に基づき、した場合、平面保持の仮定において試験体 4 の値は試験体RC 床スラブによる塑性歪集中への影響を検討した。数値

3 の値の 1.28 倍程度になる。本比較において梁せい等の影解析モデルへの展開を視野に、床スラブ付きの場合にお響を取り除くために試験体 4 の値は、弾性理論から算出しける剛性評価について既往評価手法の精度を調べた。

た倍率、1.28 で除して基準化する。この条件で、1/500rad

参考文献

振幅時に試験体 4 の値は試験体 3 の 1.12 倍であった。一1) 松宮智央、岡崎太一郎、長江拓也、高橋典之、丸山一平、梶原浩一、中澤博志、御子柴正：部分架構の動的載荷実験と同時損傷評価手法の開発 第1報 実験計画とS試験体の実験結果、日本建築学会北海道支部研究発表会、2017年6月
2) 松宮智央、長江拓也、鍾育霖、岡崎太一郎、福山國夫、中島正愛：超高層鋼構造建物の柱梁接合部に関する 4 層骨組振動台実験、日本建築学会構造系論文集、第 77 巻、第 671 号、pp.85-94、2012 年 1 月3) 日本建築学会：各種合成構造設計指針・同解説、2010 年 11 月

方、1/200rad 振幅時の関係では 2.23 倍と大きく差が開いており、フランジ降伏後の歪集中について、平面保持仮定から予測される歪増大分を大きく超える結果となった。
この影響についても変形能力評価に反映する必要がある。
*1 名古屋大学大学院環境学研究科 大学院生
*2 名古屋大学減災連携研究センター 准教授・博士（工学)*3 北海道大学大学院 教授・Ph.D.
*4 近畿大学 准教授・博士（工学）*5 東北大学大学院 准教授・博士（工学）*6 名古屋大学大学院環境学研究科 教授・博士（工学)*7 国立研究開発法人防災科学技術研究所・博士（工学)*1 Grad. Student, Environmental Studies, Nagoya Univ.
*2 Associate Prof., DMRC, Nagoya Univ., Dr. Eng.
*3 Prof., Graduate School of Engineering, Hokkaido Univ., Ph. D.
*4 Associate Prof., Tohoku Univ., Dr. Eng.
*5 Associate Prof., Kindai Univ., Dr. Eng.
*6 Prof., Environmental Studies, Nagoya Univ., Dr. Eng.
*7 National Research Institute for Earth Science and Disaster Resilience, Dr. Eng.

4

日本建築学会第91回北海道支部研究発表会 (2018)

大型振動台を用いた構造骨組加力実験と解析評価
その 7 動的載荷実験における画像相関法の適用と部材損傷進展評価
部分架構

静的載荷

動的載荷

画像相関法

1．はじめに

正会員

○根本

結衣*1

正会員

高橋典之*1

正会員

長江拓也*2

正会員

丸山一平*2

正会員

松宮智央*3

正会員

岡崎太一郎*4

正会員

中澤博志*5

正会員

御子柴正*5

正会員

梶原浩一*54． 実験結果および考察
4.1

本報では，RC 試験体梁端部の部材表面ひずみ分布を，デ試験体概要

ジタル画像相関法 1)（Digital Image Correlation：以下 DIC と既報その 1 に示した RC 造試験体を打設から 1 年間室内呼ぶ）を用いて計測し，静的載荷時と動的載荷時の部材の損に放置し，乾燥収縮ひび割れが生じた試験体を，既報その 1

傷過程の違いについて考察をする。と同様の載荷システム，加力計画（静的載荷試験体：周期2．画像相関法概要 1)

0.01Hz の Sin 波を加振 A，B，C の 3 段階加振，動的載荷試

DIC は計測対象物表面の模様のランダム性を基にして，変験体：周期 1Hz の Sin 波を加振 A，B の 2 段階加振）に基形前後の計測対象物表面の変位の大きさと方向を求める方づき載荷した。試験体は，静的載荷試験体と動的載荷試験体法である（図 1）。の 2 体である。
4.2

ひび割れ進展状況

静的載荷試験体では，加振 A から B までは載荷点位置に近い（危険断面から離れた）位置で最大ひび割れ幅となるひび割れが観測された。これは，危険断面から離れた乾燥収縮ひび割れが載荷初期段階においてひび割れ拡張を促したためと考えられる。加振 C 終了時は（離間ひび割れを除き）変形前
図1

既報その 4 に示した A 区間に相当する DIC 計測区間内で曲変形後げひび割れが最大となり，最大残留ひび割れ幅 2.2mm を観サブセットの位置の変化の簡略化図

3． DIC 計測方法測した。なお本試験体では，危険断面における主筋残留ひず動的載荷にも適用可能な DIC 計測手法を単眼アクション

みの増大に伴い加振 C の部材角 1/50rad.以降で急に明瞭なカム（解像度 4K，30fps）を用いて作成した。DIC 処理のたひび割れ進展が観測された。

め水性塗料を用いてランダムパターンを塗布した（図 2）。

動的載荷試験体では，加振 A 終了時に最大残留ひび割れ

ランダムパターンは使用するカメラの画素数に対して 3~5幅が危険断面近傍およびと加力点付近（危険断面から離れピクセルほどの大きさが望ましいといわれており 2)，事前にた）において共に観測され，その値は 0.15mm であった。こ

カメラと試験体との距離などを加味し，ランダムパターンのとき，DIC 計測区間内では残留ひび割れ幅は小さかったの大きさが 1mm～3mm ほどになるように塗布した。試験体（最大で 0.08mm）。加振 B 終了時は（離間ひび割れを除き），の周囲には照明を設置し自然光による照度変化を抑制した。

DIC 計測区間内で曲げひび割れが最大となり，最大残留ひなお，動画から静止画を切り出す際に，デジタルフィルタ 3)

び割れ幅 3.0mm を観測した。なお本試験体では，危険断面を用いてレンズの樽型収差を補正した。

における主筋残留ひずみの増大に伴い加振 B の途中（部材角 1/100rad.）から徐々にひび割れが進展し，既発ひび割れを後発ひび割れがまたぐように進展する過程が観測された。
4.3

ひずみ－ひび割れ幅関係

既報その 3 では静的載荷試験体を対象に DIC 計測を実施したが，本報では動的載荷試験体においても DIC 計測が適用可能かを検討した。図 3 に動的載荷試験体から得られたひずみ分布図を示す。加力方向は右から左であり，ひずみ分
布図中の黒色細線矢印は主ひずみ方向を示している。図 3より動的載荷条件下においても DIC 計測が可能であることが分かった。
図2

DIC 計測領域のランダムパターンの様子

DIC によるひずみ計測は，計測対象面の任意の点に対しSub-assemblage Tests employing a Large-scale Shaking Table and Damage Analysis

NEMOTO Yui, TAKAHASHI Noriyuki, NAGAE Takuya,

Part.7: Feasibility Study of DIC under Dynamic Loading Test and Damage Propagation of RC Members

MARUYAMA Ippei, MATSUMIYA Tomohiro, OKAZAKI

5Taichiro, NAKAZAWA Hiroshi, MIKOSHIBA Tadashi andKAJIWARA Koichi日本建築学会第91回北海道支部研究発表会 (2018)て可能であるが，本節では（事前に予測できない）ひび割れ適用可能であることが分かった。また，ひずみ計測結果とひ進展部に仮想ひずみゲージが貼られているものと想定し，び割れ幅との関係から，静的載荷および動的載荷の損傷進

ひび割れ進展域近傍 10 か所の DIC ひずみ計測値の平均 4)を展を比較し，以下の知見を得た。

分析することとした。計測された主ひずみ－ひび割れ幅関1)

DIC 計測動画において，静的載荷試験体では加振 C の部係のグラフを図 4 に示す。グラフ上の縦軸は DIC から得ら

材角 1/50rad.以降で明瞭なひび割れの急な進展を観測し，れた主ひずみの大きさを示し，横軸はひずみ計測箇所のひ

動的載荷試験体では加振 B の途中（部材角 1/100rad.）かび割れ幅を示している。プロットの色は各ひび割れごとにら徐々にひび割れが進展し，既発ひび割れを後発ひび割定めており，同じ色のプロットを追跡することで部材角ごとのひび割れ進展状況が追跡できる。DIC 計測面のひび割れがまたぐように進展した。
動的載荷試験体は静的載荷試験体よりも，DIC 計測領域

2)れ幅は撮影画像 1 ピクセルの大きさ（1pixel = 0.255mm）をにおいてひび割れ幅に対する主ひずみが 11％ほど大き基に算出した。

かった。同一部材角であることを踏まえると，DIC 計測

図 4(a)より，静的載荷試験体においては，ひび割れ幅と領域外における動的載荷時のひずみは（静的載荷よりも）ひび割れ近傍の主ひずみとの関係が（多少のばらつきがあるものの）概ね比例関係で，ひび割れ幅 0.1mm あたり約当該分だけ小さくなっているものと考えられる。
動的載荷試験体は，静的載荷試験体に比べて，主ひずみ3)1200のひずみ度変化を示していた。一方，図 4(b)より，動とひび割れ幅との関係がばらついた。これは，既発ひび的載荷試験体においては，主ひずみの値が静的載荷試験体割れをまたぐひび割れ近傍で，ひび割れが分割進展したよりも 11%ほど大きめに観測された。同じ部材角に対してためと考えられる。

DIC 計測領域の動的載荷のひずみが大きい分，危険断面から離れた DIC 計測領域外におけるひずみは（静的載荷試験体よりも）小さくなっているものと考えられる。
また，図 4(b)では，ひび割れ幅とひび割れ近傍の主ひずみとの関係が，図 4(a)よりも大きくばらついた。動的載荷試験体では加振 B の途中（部材角 1/100rad.）から徐々に進【参考文献】
1) Peters W, Ranson W (1982) Digital imaging techniques inexperimental stress analysis. Opt Eng 21(3):427–4312) 出水享ら：デジタル画像相関法のひずみ計測向上に関する 基 礎 的 研 究 ， 土 木 学 会 論 文 集 A2 ， Vol.68 ， No.2 ，展した既発ひび割れをまたぐ後発ひび割れの進展が多く，これらを含んだ DIC 計測であったことを踏まえると，図4(b)は既発ひび割れをまたぐ際に分割して進展するひび割

pp.I_683-I_690，20123) 周塬，高橋典之，佐藤真俊：静的加振と動的加振を受けた RC 梁部材の損傷量評価についての研究，コンクリ－れ先端における主ひずみのばらつきが反映されたものと考えられる。

ト工学年次論文集，Vol.39，No.2，pp.751-756，2017.7
4) 根本結衣，高橋典之：デジタル画像相関法を用いたひず

5． まとめみ計測による RC 部材損傷進展過程の追跡，コンクリー

DIC を用いて RC 試験体梁せい面のひずみ計測実験を実ト工学年次論文集，Vol.39，No.2，pp.745-750，2017.7施した。粉じん等に強い汎用品の 4K アクションカムを用いた計測システムを構築し，動的載荷に対しても DIC 計測が

10000

20000

20000

18000

18000

16000

16000

14000

14000

加振 A 最終ピーク（部材変形角1/184rad）
4000

主ひずみ［μ/m］

6000

主ひずみ［μ/m］

8000

12000

10000
8000
6000

2000

加振 B 中盤ピーク（部材変形角1/50rad）
加力方向

図3＊1＊2＊3＊4＊5

ひずみ分布図

東北大学
名古屋大学
近畿大学
北海道大学
防災科学技術研究所

8000

4000

傾き：11952
R² = 0.728

2000

00.00

10000

6000

4000

0120000.200.400.600.80
ひび割れ幅［mm］(a) 静的載荷
図41.00

傾き：13324
R² = 0.715

2000
00.00

0.200.400.600.80
ひび割れ幅［mm］(b) 動的載荷
主ひずみ－ひび割れ幅関係＊1 Tohoku University.
＊2 Nagoya University.
＊3 Kindai University＊4 Hokkaido University
6＊5 National ResearchInstitute for Earth Science and Disaster Resilience.

1.00