フジタ技術研究報告第56号 2020年

アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱と制振部材を組合せた架構に関する実験的研究

大庭正俊

高森直樹

佐々木 仁

要概

アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート（以下アンボンドPCaPC）圧着工法は、シース管内にグラウト注入をしない工法
で、プレストレスト力によるひび割れ制御や残留変形がほとんどない高い原点指向性といった構造性能とプレキャスト部材を建設現場で圧着接合してフレームを構築するため工期短縮、生産性が向上するといった特徴を持っている。超高層建物のコア部分にアンボンドPCaPC柱と壁柱との間に配置した制振部材を配置したセンターコア形式の構造を提案し、試設計建物の地震応答解析を実施した。レベル2地震動で制振部材の効果により、最大層間変形角が1/150以下に抑えることが可能となった。試設計建物架構の一部を取り出し、十字形部分架構の構造実験によってセンターコア架構の弾塑性挙動の把握を試みた。層せん
断力の履歴はダンパーを使用した試験体の面積が大きく、エネルギー吸収能力が高いことを確認した。ダンパーの履歴は幅厚比が小さい試験体ほど履歴面積が大きく、せいが大きい試験体ほど履歴面積が大きいことを確認した。ダンパーの降伏耐力および最大耐力について実験値と計算値との適合性は概ね良好であることを確認した。

Experimental study on frames with a combination of damperand unbonded precast prestressed concrete columns
Abstract
Unbonded precast prestressed concrete has the following features: it does not inject grout into the sheath tube; it
has structural performance such as high criterion crack control by prestressed force and high origin directivity withlittle residual deformation; it is assembled in the factory and at the construction site. Construction time will be
shortened and productivity will be improved. We proposed a center-core-type structure in which damping members
placed between unbonded PCaPC columns and wall columns were deployed in the core part of a super high-risebuilding, and seismic response analysis of the trial design building was carried out. Because of the vibration control
device, it was possible to suppress the maximum interlayer deformation angle to 1/150 or less in level 2 seismic
motion. We attempted to understand the elasto-plastic behavior of the center core frame by taking out part of theframe and conducting a structural experiment on the cross-shaped frame. Regarding the history of layer shear force,it was confirmed that the area of a test body using the damper is large and the energy absorption capacity is high.
Regarding the hysteresis of the damper, it was confirmed that a specimen with a smaller width-thickness ratio hasa larger history area, and a specimen with a larger width has a larger history area. We confirmed that the conformity
between the experimental value and calculated value of the yield strength and maximum strength of the damper
was generally good.

キーワード：アンボンドプレストレスト、圧着柱
高強度コンクリート、制振部材−61−フジタ技術研究報告 第56号

§１. はじめにアンボンド･プレキャストプレストレストコンクリート(以下、アンボンド PCaPC)柱とアンボンド PCaPC 壁柱の間に制振部材を組み込んだ構造を考案し超高層建物の試設計を行った。これまでにアンボンド PCaPC 柱の曲げ性能、せん断性能について実験的考察を行った 1)、2)。ここではアンボンド PCaPC 柱および壁柱を用いた試設計建物の地震応答解析結果を示すとともに架構の一部を取り出し、十字形部分架構の構造実験によってセンターコア架構の弾塑性挙動の把握を試みた結果を示す。
図3 地震応答解析結果例§２. 試設計§３. 実験概要および実験計画

2.1 試設計建物

3.1 試験体概要

図1に試設計建物の基準階伏図を、図2にコア構面軸組試験体は1/3縮尺平面十字形部分架構4体とした。平面図をそれぞれ示す。地上30階・軒高99.2mの超高層建物

架構に水平力を加えたときの柱・梁反曲点位置で切り出しで、建物の中心（コア）に階段室、EV等共用部を設けコアた。図4に試験体を図5に部材断面をそれぞれ示す。実験構面構造とした。コア部分の柱はアンボンドPCaPC、アンボ

パラメータは制振部材(ダンパー)のウェブせい d s と板厚 t w

ンドPC柱、壁柱の間に設置する制振部材は履歴型ダンパとした。制振部材の詳細を表1に示す。SP-1およびSP-3はーとし、材質は低降伏点鋼（LY225）とした。周辺フレームは幅厚比 d s tw =30.8，SP-2は t w =4mmとして幅厚比 d s twRC構造とした。

=45.5とした。降伏耐力の算定式は4.2節に示す。
試験体SP-1～SP-3は制振部材を組み込んだ架構、SP-0

2.2 試設計建物
設計は、アンボンドPC柱の部材端部の変形集中領域に層間変位無数のばねを設置するMS/Fiber要素とした立体モデルの動的設計で行った。検討した地震波はEL CENTRO NS波、TAFT EW 波 、 HACHI-C1NOHE NS波の3波、大きさG2
↑ダンパー

G1

アンボンドPCaPC柱は 最大速度50cm/sec に 基C2準化した。図3にその結果の一例を示す。レベル2地震動では制振部材の効果により、最大層間変形角が1/150以下に抑えることが可制振部材
99250

能となった。

アンボンドPCaPC壁柱

図4 試験体（加力試験装置）
200200350

4141

アンボンド
PCaPC柱アンボンド
PCaPC壁柱

制振部材

33,000

図1 基準階伏図

梁 G1
上端筋 ：2-D29
下端筋 ：2-D29
あばら筋：□-D6＠100

4141200

350

400

400

33,000600

梁 G2
上端筋 ：2-D29
下端筋 ：2-D29
あばら筋：□-D6＠100

柱 C1
主筋 ：1-Φ36
組立筋：12-D10
帯筋 ：□-D6＠50

図5 部材断面33000

図2 コア構面軸組図−62−－2－

柱 C2
主筋 ：1-Φ36
組立筋：12-D10
帯筋 ：□-D6＠50

アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱と制振部材を組合せた架構に関する実験的研究

表4 鋼材（棒鋼）の材料試験結果

表1 制振部材一覧
SP-1

試験体名

SP-2

フランジ厚さtf

9mm

9mm

ウェブ厚さtw

6mm

4mm

6mm

ウェブ幅ds

182mm

182mm

185mm

全幅d182mm

182mm

376mm

30.3

45.5

30.8

降伏耐力Qy154.9kN

118.8kN

303.7kNtf

tf ds tf

tf ds tf

図hhtf
twdtf ds ts ds tf

tftw

使用部位

降伏点(N/mm2)

引張 弾性係数 破断×103 伸び
強さ(N/mm2) (N/mm2) (%)

D29

普通強度鉄筋SD345

梁主筋

394.8

602.2

187.0

20.5D10普通強度鉄筋SD295A

柱組立筋

385.9

512.2

174.0

19.3D6普通強度鉄筋 柱帯筋
SD295A梁あばら筋

382.9556.4

176.1

21.8

柱PC鋼棒 1144.6※

20.32203.2

11.79mm

幅厚比ds/twh

材料

SP-3tf

tf
tw
tw

PC鋼棒
C種1号

φ36tstf※は0.2%オフセットひずみ時の値

表5 鋼材（板材）の試験結果
表2(a) 試験体諸元（梁部分）
内法スパン

鋼種

梁G1

梁G2

1623 mm

1502 mm

板厚 降伏点 引張強さ 降伏比 伸び
試験片 使用部位 (mm) (N/mm2) (N/mm2)(%)(%)

SN400B JIS 5号

フランジ9321.6455.67144.3幅×せい

200×400 mm

スチフナ

6337.2484.7

7037.4

コンクリート強度

60 N/mm2

ウェブ6221.4

319.5

6948.4

ウェブ4246.1

337.4

7342.8主筋（材種）LY225 JIS 5号

2-D29（SD345）

引張鉄比pt1.61 %

あばら筋（材種）

2-D6（SD295A）

スト力で圧着接合した。
表2に試験体諸元を示す。また、表3にコンクリートおよび

表2(b) 試験体諸元（柱部分）
柱C1
反曲点までの高さ上階，下階

柱C21600 mm，1600 mm

幅×せい350×350 mmをそれぞれ示す。

200×600 mm

80 N/mm2

コンクリート強度
組立筋（材種）12-D10（SD295A）

12-D10（SD295A）

帯筋（材種）

2-D6@50（SD295A）

2-D6@50（SD295A）

PC鋼材（材種）

目地モルタルの材料試験結果、表4～5に鋼材の試験結果

1-φ36（C種1号）

3.2 載荷方法
図4に加力装置を示した。試験体の梁の両端はローラー支持、上下柱はピン支持とし、下加力点には鉛直方向のジ

軸力N，PeN=784,Pe=784 kN

N=784,Pe=784 kN

軸応力比ηN，ηPe

0.08，0.08

0.08，0.08

表3 コンクリートおよび目地モルタルの材料試験結果
圧縮強度σB（N/mm2）

圧縮強度時歪（%）

ヤング係数×103（N/mm2）

ポアソン比ャッキを取り付けた。鉛直ジャッキは荷重制御、柱頭ジャッキは変位制御とした。鉛直ジャッキで柱に軸応力比0.08の一定圧縮軸力を導入（有効プレストレストと合わせて軸力比0.16）後、図6に示すように地震応答解析結果から層間変形
角0.125%を1サイクル、0.25%、0.50%、0.67%で3サイクルずコンク

柱90.80.251

41.540.229

リート梁60.20.239

35.570.165

目地モルタル138.20.426

40.120.238

つ加力し、その後1.0%、1.5%、2.0%、4.0%を2サイクル、6.0%を1サイクルとする正負交番繰り返し載荷を行った。層間変形は柱頭に変形を与え、梁端は鉛直方向に変形しなは制振部材がない架構である。アンボンドPCaPC柱の形状

いようにしてロードセルで荷重計測した。柱頭部に三分力は 、 正 方 形 断 面 C1(350mm×350mm) と 長 方 形 断 面計を設けそれぞれの柱の軸力、せん断力を計測し、層せんC2(200mm×600mm)とし、柱間に225mmの隙間を設け制振断力は各柱のせん断力の和とした。
8%

部材を組み込んだ。梁G1およびG2はRC構造とし、断面はP71/256%200mm×400mm と し た 。 柱 試 験 体 部 ピ ン 支 持 、 長 さ は4%層間変形角(％)

3200mmとした。正方形断面柱のせん断スパン比(M/QD)は4.57、長方形断面柱のせん断スパン比は2.67である。梁の支持点から柱芯までの距離は1800mmでせん断スパン比は

2%

P1
1/400
0.25%

P21/200
0.50%

P3
1/150
0.67%

P41/100

1.00%

P5
1/67

1.50%

0%
-2%
-4%

4.38である。試験体の破壊形式は梁の曲げひび割れ発生-6%後が降伏し、その後梁の主筋が降伏する破壊形式なるよう-8%

図6 加力サイクル配筋した。柱はC1、C2ともに軸応力比0.08となるプレストレ

−63−
－3－

P6
1/50

2.00%

4.00%

P8
1/17

6.00%

フジタ技術研究報告 第56号
試験体 SP-1§４. 実験結果および考察

300

梁曲げひび割れ梁主筋降伏
最大層せん断力
ダンパー降伏200

層せん断力(kN)

4.1 層せん断力-層間変形角関係
図7に試験体の層せん断力-層間変形角関係を示す。ダンパーの降伏は4.2節で求めた値を記載した。

1000

試験体SP-1：層せん断力23.5kN、-23.3kNに梁に曲げひ-100び割れが発生、その後層間変形角0.39%、-0.72%時にダン-200パーが降伏した。層間変形角0.84%、-0.85%で梁の主筋が-300降伏した後、最大層せん断力となった。

-6-4

試験体SP-2：層せん断力15.1kN、-26.6kNに梁に曲げひ

-202

4602
層間変形角(%)

46

層間変形角(%)(a) 試験体SP-1び割れが発生、その後層間変形角0.60%、-0.53%時にダン試験体 SP-2300パーが降伏した。層間変形角0.81%、-0.70%で梁の主筋が梁曲げひび割れ
梁主筋降伏
最大層せん断力
ダンパー降伏200

層せん断力(kN)

降伏した後、最大層せん断力となった。
試験体SP-3：層せん断力19.9kN、-21.0kNに梁に曲げひび割れが発生後、ダンパーの降伏せん断力が試験体SP-1およびSP-2よりも大きいためダンパー降伏前に梁の主筋が降伏し、降伏した時の層間変形角は0.78%、-0.67%であっ

1000-100-200た。ダンパー降伏時の層間変形角は0.88%、-1.07%であっ-300た。

-6-4

試験体SP-0：ダンパーがない試験体SP-0は、層せん断力-2(b) 試験体SP-2

14.1kN、-18.4ｋＮに梁に曲げひび割れが発生、層間変形角

試験体 SP-3

3000.75%、-0.65%で梁の主筋が降伏した。ダンパーのせん断

梁曲げひび割れ梁主筋降伏
最大層せん断力
ダンパー降伏ダンパーボルト破断200
層せん断力(kN)

耐力分、最大層せん断力が他の試験体よりも面積の小さい履歴であった。
4.2 ダンパーのせん断力-せん断変形関係

1000-100(1) せん断力-せん断変形関係-200

図8にダンパーのせん断力-せん断変形関係と4.3節で求-300

めたダンパーの降伏耐力および最大耐力の計算値を示-6-4-2す。

0層間変形角(%)

24602
層間変形角(%)

46(c) 試験体SP-3

試験体SP-1はウェブ厚 t w =6mm、幅厚比 d s tw =30.3、試試験体 SP-0300

験体SP-2は t w =4mm、幅厚比 d s tw ＝45.5である。試験体

200のほうが降伏後の耐力上昇が大きい履歴を得た。試験体

100

層せん断力(kN)

SP-1と試験体SP-2を比較すると幅厚比が小さい試験体SP-1
SP-3は試験体SP-1とウェブの厚さが同じであるが、ウェブの全幅が約2倍となっている。ウェブの面積が大きいため試験体SP-1に比較して降伏耐力が大きくなる履歴を得た。

梁曲げひび割れ梁主筋降伏最大層せん断力

0-100-200-300(2) 試験体のダンパー降伏耐力の実験値
実験結果のダンパーの降伏耐力は、せん断力をウェブ-6-4-2

面積で割った平均せん断応力度-せん断ひずみ度関係ス(d) 試験体SP-0

ケルトン曲線に対し、General-Yield-Point法を適用して求め

図7 層せん断力-層間変形角た。降伏耐力実験値の算定方法（試験体SP-1）を図9に示す。本研究では、弾性剛性を近似する直線とせん断ひずみ応力度を降伏耐力の実験値とした。表6に各試験体の実験度が1.0％以内の2次剛性を近似する直線の交点のせん断値のせん断応力度および降伏耐力を示す。

−64−－4－アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱と制振部材を組合せた架構に関する実験的研究

試験ySP-1

実験値

400/計算値

200加力Qyy(kN)(N/mm2) 方向(kN)(N/mm2)

154.9

141.9

正190.1

174.1

1.23

負143.5

131.4

0.93

正162.4

223.1

1.37

負87.4

120.1

0.74

Qy

体名

600

実験値

SP-2

118.8

163.1

SP-3

303.7

134.6

正393.4

174.4

1.30

負331.4

146.9

1.09

せん断力(kN)

計算値

試験体 SP-1

800

表6 実験値と計算値比較（降伏耐力）

u(cal)y(cal)

0y(cal)-200u(cal)

-400

-600
-800-40

体名

(kN)
SP-1

実験値

 cr

実験値

600/計算値

400

加力

Quu

(N/mm2) 方向(kN)(N/mm2)

正343.2

339.6

1.16

負365.0334.2

1.23正260.3357.5

1.52

負223.4306.91.30

正599.0

265.5

1.13

負599.6265.8

1.13Qu296.2251.3

SP-2171.3

205.5

SP-3528.8

249.4

0-200- u(cal)-600-800-40-200
せん断変形(mm)

大耐力 Qu を鋼構造制振設計指針 の式で求め、実験結果と実験結果を比較した。ダンパーの降伏耐力の実験値と計せん断力(kN)算値との比は、0.74～1.37（平均値1.11）の範囲にあり実験値と計算値との適合性は概ね良好だった。ダンパーの最大耐力の実験値と計算値との比は、1.13～1.52（平均値1.25）

u(cal)y(cal)

2000-200た。

-600

ダンパーの降伏耐力計算式b  t 2f4-800M fp

  fy-200せん断変形(mm)試験体SP-1200

2040

ダンパー

降伏 174.1

M fuLu  s  E − 2 u

ここで,  y ,  fy :パネル部およびフランジ部の降伏強さ, b ,tf-40（c） 試験体SP-3

せん断応力度(N/mm2)

 tw- u(cal)

図8 ダンパーのせん断力-せん断変形

Qu =  cr  tw  d + 2 hy(cal)

L最大耐力計算式

 cr = 2  

試験体 SP-3400-400M=
fp40600の範囲にあり実験値と計算値との適合性は概ね良好だっ tw  d + 2 20（b） 試験体SP-28003)

3y(cal)-400

表6、表7および図10にダンパーの降伏耐力 Q y および最Qy=40u(cal)y(cal)

200(3) ダンパーの降伏耐力および最大耐力の検証

y20

試験体 SP-2800

せん断力(kN)

計算値

0せん断変形(mm)（a） 試験体SP-1

表7 実験値と計算値比較（最大耐力）試験-20160
12080
400：フランジ幅および板厚,: L せん断パネル下端から反曲点までの距離, M fp :フランジの全塑性モーメント， E :ヤング係数,  u =  u 3 ,  u :引張強さ,  2 =0.629,  2 =0.620，

00.0050.010.015
せん断ひずみ度0.02

図9 降伏耐力実験値の算定方法（試験体SP-1）

M fu :フランジの全塑性モーメント,  fu フランジの引張強さ,

 cr ：パネルの幅厚比と材料特性により求まる最大せん断応

力度−65−－5－フジタ技術研究報告 第56号4.3 等価減衰定数
各載荷サイクルのそれぞれの等価粘性定数を計算した

計算値と実験値の比較（Qy）
400

結果を図11に示す。ここでの実験結果は載荷サイクルの一正加力

350回目の値を用いた。また、図12には等価粘性減衰定数に関負加力

してダンパーの無い試験体SP-0の結果とダンパーのある試実験値(kN)

300

験体SP-1、SP-2、SP-3の増減を示した。梁の主筋が降伏す

250
200

る層間変形角1/100時以前は、ダンパーの効果により等価150減衰定数が大きくなることを確認した。試験体SP-3は試験100
500050100

150200

平均1.11

標準偏差0.219

変動係数19.80%

250

300

計算値(kN)350

体SP-1、SP-2に比べ層間変形角1/100では十分に塑性化していないため、等価減衰定数が小さい値となった。
400§５. まとめ(a) 降伏耐力
本報告ではアンボンドPCaPC柱と壁柱との間に配置した計算値と実験値の比較（最大耐力）
600

コア形式の構造を提案し開発を行った結果について下記

正加力
負加力

500

実験値(kN)

ダンパーの構成を超高層建物のコア部分に設けるセンターの知見を得た。
(1) アンボンドプレキャストプレストレスト柱と制振部材を400組合せた構造を考案し試設計を試みた。レベル2地震動で300制振部材の効果により、最大層間変形角が1/150以下に抑えることが可能となった。

200100

平均1.25

標準偏差0.136

変動係数

00100

200300400(2) 試設計建物の一部を取り出した正負交番載荷加力実験を計画・実施した結果、層せん断力の履歴はダンパー10.93%

500

600

計算値(kN)を使用した試験体の面積が大きく、エネルギー吸収能力が高いことを確認した。

(b) 最大耐力(3) 幅厚比の大きい試験体（SP-2）でも実験終了まで安
図10 実験値と計算値の比較
SP-0

等価減衰定数heq0.35

SP-1SP-2定した履歴を示した。
(4) ダンパーの降伏耐力および最大耐力について実験

SP-3

値と計算値との適合性は概ね良好だった。

0.300.25

参 考 文 献0.201)

0.150.100.050.002)
1/800 1/400 1/200 1/150 1/100
層間変形角

1/671/503)

大庭正俊ほか：アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱の構造性能に関する実験的研究（その1～3），日本建築学会大会学術講演梗概集，構造IV，pp.769-774，2018.9
大庭正俊ほか：アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱のせん断耐力に関する実験的研究（その1～3），日本建築学会大会学術講演梗概集，構造IV，pp.809-814，2019.9
日本建築学会：鋼構造制振設計指針，2014

図11 等価減衰定数

等価減衰定数 SP-0との差

SP-10.05
0.04
0.03
0.02
0.01
0-0.01
-0.02
-0.03
-0.04

SP-2ひとことアンボンドPC柱・壁柱と制振部

SP-3材を超高層建物のコア部分に設ける構造を提案した。この構造は大地震時に構造部材を損傷させない安全安心な建物を供給できる。これまでの実験結果をまと
1/400

1/200

1/150

め、実用化に向けて開発を進め

1/100

層間変形角

大庭 正俊

図12 試験体SP-0との差−66−－6－ていきたい。