フジタ技術研究報告第 44 号 2008 年

外付フレームを用いた RC 構造物の耐震補強構法の開発

増田圭司

佐々木高森
概仁佐々木佐藤聡

幸博

直樹

要

鉄筋コンクリート造構造物の耐震補強技術は、ブレースや耐震壁によるものが多い。これらの補強構法では、使い勝手、採光などの建物の機能を損なうことがある。本研究では、建物機能を損なわず、かつ、建物を使いながらの施工が可能な耐震補強構法として、外付フレームによる耐震補強構法を提案し、その構造性能について検討する。本
報告は、既存架構に補強架構を取り付けた縮小構造体模型の静的加力試験を行い、その耐震性能を確認した結果について述べたものである。本報告で示す検討により得られた知見を以下に示す。
(1) 最大荷重は、既存柱と補強柱の曲げとせん断を考慮した終局耐力を累加することにより評価できた。
(2) 補強柱に鋼管巻 RC を用いた試験体は、それに鉄骨を用いた試験体よりも優れた変形性能を示した。
(3) 補強柱に鉄骨を用いると、既存 RC 柱の軸伸びを拘束して既存柱の圧縮力が大きくなる場合があることを実験的に示した。

Development of a Seismic Retrofit Method for RC Buildings
Using Exterior Moment Resisting Frames
Abstract
Many seismic retrofit methods have been developed for RC buildings. However, braces or
earthquake-resisting walls have to be installed to frames of buildings in almost all of thesemethods. When these methods are adopted, the performance of the building may sometimes be
negatively affected ( for example impacting convenience or lighting for residents or workers). Inaddition, these methods cannot be carried out when the buildings are in operation. In order toovercome these problems, experimental studies to develop a new seismic retrofit method for RC
buildings using attached exterior moment resisting frames have been made. The findings of theexperimental studies are shown as follows;(1) The maximum strength of reinforced frames can be evaluated by the summation of ultimate
strengths of existing columns and those of the attached reinforcing columns.
(2) The deformation performance of the RC column specimens reinforced by steel enveloped RC
columns for reinforced exterior moment resisting frames is better than that of the RCcolumn specimens reinforced by steel frame.
(3) It was experimentally shown that the compressive load acting on RC column specimens
reinforced by steel frames became larger than that acting on non-reinforced RC columns dueto the confinement of axial extension caused by steel frames.
キーワード： RC 構造物 耐震補強 外付フレーム
静的加力試験 耐力 変形性能－25－フジタ技術研究報告 第 44 号

§１．はじめに・ 既存フレームと補強フレームは梁のみを接合し、柱、柱梁接合部は接合しない。
上記方針に基づく補強構法の概念図を図 1 に示す。

鉄筋コンクリート造建物の耐震補強技術は、ブレースや耐震壁によるものが多い。これらの補強構法では、使い勝手、採光などの建物の機能を損なうことがある。本研究2.2 試験体では、建物機能を損なわず、かつ、建物を使いながらの試験体の諸元を表１に、試験体の形状寸法を図２に示施工が可能な耐震補強構法として、外付フレームによるす。試験体は小学校の桁行架構を模擬した実大の約 1/2耐震補強構法を提案し、その構造性能について検討す縮尺モデルの 1 層 1 スパン架構である。既存架構の形状る。本報告は、既存架構に補強架構を取り付けた縮小構

寸法は、スパン 2250mm、柱内法高さ 1350mm、柱断面造体模型の静的加力試験を行い、その耐震性能を確認

260×260mm、梁断面 200×400mm とした。既存架構は柱した結果について述べたものである。

破壊型を想定し、柱のせん断耐力が曲げ耐力をやや下回るように計画した。

§２．実験概要

試験体 No.1 は鉄骨造のフレームによる補強であり、柱は BH-230×100×6×6、梁は BH-300×100×6×9 とし2.1 補強設計の方針た。試験体 No.2 は柱鋼管巻 RC 造、梁 S 造のフレームに耐震補強方法は以下の方針に基づいて設定した。

よる補強であり、柱は 270×170、梁は試験体１と同じとし・ ブレースを用いない外付ラーメンフレームによる補強とた。どちらも既存架構との接合は梁のみとし、柱、柱梁接合部は接合していない。補強架構も柱降伏を想定した。

する。

設計値を用いて想定した耐力は、どちらも同等であり、既・ 既存フレームを Is =0.3～0.4 相当と設定し、Is=0.6 程度を存架構の 2 倍弱となるような計画である。

確保するように補強を行う。

梁のみ接合

既存架構＋＝補強ﾌﾚｰﾑ

補強後

図１ 耐震補強構法の概念図
表１ 試験体緒元
既存架構

試験体名

補強フレーム

柱梁

柱No.1
断面：
主筋：No.2

B×D=260×260mm
断面：
B×D=200×400mm
8-D13(SD295A)
主筋(上下共)：4-D13(SD295A)
pg=1.5%pt=0.64%
ﾌｰﾌﾟ筋：□-φ6@150(SR235)
ｽﾀｰﾗｯﾌﾟ筋：□-φ6@100(SR235)
pw=0.14%
pw=0.28%
導入軸力：σ0=1/6σB

梁

鉄骨造による補強柱
BH-230×100×6×6 (SS400)
鋼板巻きＲＣ造による補強柱
B×D=270×170
主筋:4-D19(SD390) pg=2.73%
ﾌｰﾌﾟ筋のかわりに、鋼管を使用
鋼板：日-PL-9(接合部) pw=16.8%□-PL-4.5(一般部) pw=5.6%
コンクリート強度：Fc36

BH-300×100×6×9(SS400)

既存フレームコンクリート目標強度(4W) σB=18N/mm 2
共通事項 あと施工アンカー：ケミカルアンカー 埋込み長さ10da, D10(16本), D13(23本、内4本は補強梁ウェブを貫通しM12ネジ切り)
接合部充填材：無収縮モルタル2250

既存梁：200×400
補強梁：BH-300×100×6×9

既存梁：200×400
補強梁：BH-300×100×6×95700 35705 5 213500503

既存柱：260×260
補強柱：270×170
鋼管巻 RC 造

1001003035703530200

接合部詳細No.1、2 共通
試験体 No.１：補強柱梁 S 造

試験体 No.２：補強柱鋼板巻 RC 造、補強梁 S 造
図 2 試験体形状－26－004

既存柱：260×260
補強柱：BH-230×100×6×6043

1350

52 0 503052250

外付フレームを用いた RC 構造物の耐震補強構法の開発

既存架構と補強フレームの接合部(既存梁－補強梁間)

なお、既存柱に軸力を導入した際、補強柱に軸力が流の設計は、補強フレームの柱降伏時の負担せん断力をれないようにするため、試験体 No.1 は補強柱中央にスプ伝達できるように設計した。接合部にはせん断力のほかライス PL を設け、軸力導入後に接合した。試験体 No.2に、既存梁と補強梁の偏芯によるモーメント、変動軸力、は柱脚に機械式継手を設け、軸力導入後にグラウドを行変動軸力による接合部付加モーメントを想定している。こった。

れらの応力に対して、アンカー筋のせん断設計を行った。
2.5 想定される耐力

その際、終局時の接合部の変形を抑えるために、アンカ1)

想定される耐力を表４に示す。柱の耐力は項目ごとにー筋のせん断耐力を 0.7 倍 に低減した。

柱１本あたりの負担せん断力として示す。既存柱はせん断耐力(約 90kN)､補強柱は曲げ耐力(76～96kN)と想定さ

2.3 使用材料れ、目標とした約 2 倍弱の補強効果となっている。

使用材料の機械的性質を表２、３に示す。既存架構は2

設計基準強度 Fc=18N/mm を想定したが、圧縮強度σ B§３．実験結果概要

は 24～27N/mm2 程度となった。鉄骨は SS400 とし、鉄筋は既存柱、梁にはφ6(SR235）､D10～D13(SD295A)を用

3.1 荷重－変形関係

い、補強柱(試験体２)の主筋には D19(SD390)を用いた。

図３に試験体 No.1(S 造補強）、試験体 No.２(柱鋼管巻2.4 加力方法

RC 造補強)の層せん断力(Q)―層間変形角(Rt)関係を示

加力は既存柱に 1/6σB 相当の一定軸力を導入した。

す。図には耐力の計算値もあわせて示している。また、表水平力は両側に取り付けたオイル ジャッキを用い、正負繰り返し載荷を行った。
表３ 鉄骨、鉄筋の力学的性質

表２ コンクリート、モルタルの力学的性質
圧縮強度
σB(N/mm2)

割裂引張強度
ヤング係数σT(N/mm2) EC(x104N/mm2)

25.1

モルタル2.394

規格PL-6SS400

PL-9柱，梁（試験体No.1）

降伏点σy(N/mm2)

φ6SR235

引張強さ
弾性係数
52σu(N/mm2) ES(x10 N/mm )

329.0

480.8

適用2.23補強鉄骨梁（ウェブ），試験体No.１補強鉄骨柱
補強鉄骨梁(フランジ）

293.1

465.4

2.20

308.0

464.2

2.05

RC試験体フープ，スタラップ

323.2

465.7

1.85

柱主筋・梁主筋、アンカー筋
アンカー筋

27.4

2.532.499

柱，梁（試験体No.2）

43.4

3.56

3.044

補強柱（試験体No.2）

360.1

516.6

1.74

72.3－2.554

梁充填（試験体No.1）

D19SD390

444.6

641.7

1.85

試験体No.２補強柱主筋

81.0－2.604

梁充填（試験体No.2）

φ22

SNR490B

404.3

593.1

2.20

試験体No.１柱脚アンカーボルト

D13SD295A

D10

表４ 想定される耐力と実験時の最大耐力
実験値

計算値
試験体No.1No.2

加力方向＋－＋－

既存柱

補強柱層*5cQu

曲げ*1cQcbu

せん断*2cQcsu

せん断*3
cQcsu’

せん断*4
余裕度
φscQrbu

96.3

109.2

97.8

1.02

101.4

100.3

112.3

100.2

1.00

層*6

395.4

76.1

352.8

Qm

Rtm

実/計Qm/cQu

452

13.0

1.14

448

15.0

1.13

376

20.1

1.07

365

15.2

1.03

注)Unit：Q(kN),R(10-3rad.)*1:cQcbu:AIJ略算式による柱終局曲げ耐力時の柱せん断力，*2:cQcsu;広沢mean式， *3:cQcsu';広沢min式，*4:φs=cQcsu'/cQcbu，*5:cQrbu；No.1:全塑性曲げ耐力時の柱せん断力，No.2;AIJ略算式による柱終局曲げ耐力時の柱せん断力*6:cQu=2 {min(cQcbu,cQcsu)+cQrbu)}
500500
計算値
試験体1: 395.4kN

400

層せん断力Q(kN)

コンクリート2.28

適用3003002002001000-100-200-300

試験体No.1
補強柱S造-400

計算値
試験体2: 352.8kN

400

層せん断力Q(kN)

材料

形状・寸法

1000-100-200-300

試験体No.2
補強柱鋼管巻RC造-400-500-500-40-20020
層間変形角Rt (×1/1000 rad.)40-40-20020
層間変形角Rt (×1/1000 rad.)

図３ 層せん断力－層間変形角関係－27－40フジタ技術研究報告 第 44 号

4.2 柱のひずみ分布４には実験時の最大耐力値を示す。

柱主筋、フープ、柱鉄骨フランジのひずみ分布の例を試験体 No.1 では層間変形角(Rt)が 12～15/1000rad.
で最大耐力となり、その後は変形の増大に伴い耐力が低

図 6 に示す。柱主筋のひずみ分布より、試験体 No.1、下する。最大耐力は計算値よりも１割程度大きい。一方、

No.2 共に柱の反曲点は、柱高さのほぼ中央となっている

試験体 No.2 では層間変形角(Rt)が 15～20/1000rad.で最ことがわかる。補強柱に H 形鋼を用いた No.1 では、鉄骨大耐力となり、その後、変形が進んでも耐力がほぼ維持さフランジのひずみが若干引張側にシフトしている以外は、れている。最大耐力は計算値とほぼ対応している。

柱主筋と鉄骨フランジのひずみは同程度の値を示している。一方、補強柱に鋼管巻き RC 柱を用いた No.2 では、補強柱のひずみは、既存柱に比べて若干小さい値を示

3.2 最終破壊状況
図 4 に最終破壊状況を示す。試験体 No.1、No.2 ともに

層せん断力 Q(kN)
600

柱の曲げ降伏後にせん断破壊が生じ、最終状態に至っ[実験値]ている。特に試験体 No.1 においてせん断破壊の状況が:No.1:No.2

400 ○:限界層間変形角(Ru)顕著である。

200§４．実験結果の考察

0-400

試験体 No1、No.2 の層せん断力(Q)－層間変形角(Rt)

最大耐力計算値(No.1)

関係の包絡線を比較して図 5 に示す。両試験体の初期-600-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40
層間変形角 Rt(10-3rad.)

剛性はほぼ同じで、層間変形角(R t)が 1/200rad.付近からNo.1 に比べて No.2 の剛性低下が顕著になっている。また、最大荷重後の耐力低下は、No.2 に比べて No.1 が顕最大耐力計算値(No.2)-200

4.1 包絡線の比較

図 5 層せん断力(Q)－層間変形角(Rt)関係の包絡線の比較:主筋:鉄骨

鉄骨降伏ひずみフープ降伏ひずみ

主筋降伏ひずみ著である。

-0.3 -0.15a) No.１：補強柱梁 S 造

0 0.15 0.3 -0.1
ひずみ(％)

00.1 0.2
ひずみ(％)a) No.1：補強柱梁 S 造-0.3 -0.15

フープ降伏ひずみ

既存柱降伏ひずみ

補強柱降伏ひずみ:既存柱主筋:補強柱主筋00.15 0.3 -0.1
ひずみ(％)b) No.２：補強柱鋼管巻 RC 造、補強梁 S 造

0 0.1 0.2
ひずみ(％)b) No.2：補強柱鋼管巻 RC 造、補強梁 S 造

図４ 最終破壊状況（既存部）

図 6 柱各部のひずみ分布－28－

外付フレームを用いた RC 構造物の耐震補強構法の開発している。これはコンクリートと鋼管の付着力により、鋼管4.5 既存 RC 柱と補強柱の応力負担状況へ曲げ応力が伝達されているためと考えられる。

ここでは、測定ひずみの値より既存 RC 柱と補強柱の負担応力を分離できる No.1 について検討する。No.2 につ

既存柱のフープのひずみは、柱頭、柱脚部分で大きく、いては、補強柱の鋼管と RC 部分の付着特性の影響など

図 4 に示した柱のせん断ひび割れ状況と対応している。

により、補強柱の負担応力が不明確なため検討しない。
鉄骨の測定ひずみより算出した鉄骨柱の負担せん断

4.3 最大耐力の検討
両試験体ともに、既存梁と補強梁、および、その接合部力(sQ (柱 2 本分))と層間変形角(Rt)との関係を図 7 に示す。の損傷はほとんどなく、柱の破壊が最大荷重を決定する

また、層せん断力から sQ を差し引いて算定した RC 柱の要因であった。したがって、ここでは、既存柱と補強柱の負担せん断力(cQ)－Rt 関係を図 8 に示す。sQ－R t 関係に耐力を累加した耐力を用いて骨組の最大耐力を評価す

General Yield Point 法を用いて算定した全塑性荷重は鉄る。耐力算定式を以下に示す。

骨柱の全塑性曲げ耐力時の柱せん断力と良い対応を示

c Qu = c Qcu + c Qsub) No.2: c Qu = c Qcu + c Qrcua) No.1:

ここで、cQcu = 2･min .( c Qcsu , c Qcbu )

c Q su = 4 Z p s σ y / H S2
QQ=･crcbu
crcu

c

(1)

している。これより、算定した負担せん断力は、ほぼ妥当(2)と考えられる。また、cQ－R t 関係では、Rt が 1.5/rad.付近から耐力が急激に低下している。

(3)
表 5 終局時変形角(Ru)と靭性指標
実験値
試験体Qcsu:は修正大野荒川 mean 式 2)による既存柱の最大せん断耐力、cQcbu、 cQrcbu は、それぞれ、既存 RC 柱(No.1、No.2)、鋼管巻 RC 柱(No.2)の学会略算式による柱の最大No.1

曲げ耐力 3)、Zp:鉄骨柱の塑性断面係数、σy:柱鉄骨の降No.2

伏点、Hs:鉄骨柱の内法高さである。

計算値

靭性指標
FcRu

2.82
3.51
4.89
4.89

6.67

*1

単位 R(10-3rad.)中に示す。計算値に対する実験値の比は、No.1 で 1.13、鉄骨柱負担層せん断力 sQ(kN)
400
G.Y.P法による300 塑性耐力実験値
200
1000-100
全塑性曲げ耐力-200
計算値-300
No.1-400-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40
層間変形角 Rt(10-3rad.)
図 7 鉄骨柱の負担せん断力－層間変形角関係(No.1)

1.14、No.2 で 1.03、1.07 であり、計算値は実験値を概ね安全側に評価している。
4.4 変形性能
限界層間変形角(Ru)は、図 5 に示す包絡線上で最大耐力計算値を維持する層間変形角と仮定する。Ru を一覧して表 5 に示す。耐震診断の方法に従い既存柱の Ru を算定すると、柱のせん断余裕度が 1.0 に近いので、終局時層間変形角の計算値(cRu)は 1/150rad.となる。両試験体とも Ru の実験値は cRu に比べて大きな値を示した。ただし、No.1 は、一般に単体では優れた変形性能を有する鉄骨RC柱負担層せん断力cQ(kN)
400
最大耐力計算値
300
200
1000-100-200-300-400-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40
層間変形角 Rt(10-3rad.)

骨組で補強しているが、Ru は、1/100、1.5/100rad.であり、それほど大きな値ではない。鋼管巻 RC 柱･鉄骨梁骨組で補強した No.2 の Ru は、No.1 よりも大きな値であり、優れた変形性能を有すると言える。
また、参考に実験値(Ru)を用いて次式により靭性指標(F)を算定して 4)、表 5 に示す。

2(µ − 1)0.75 ⋅ (1 + 0.05µ )

＋－＋－

終局時
変形角
Ru15.1
20.1
30.2
30.2

*1:耐震診断指針よる既存の終局時層間変形角

実験値と計算値を比較して、表４および図 5 の包絡線

F=加力方向(4)

ここで、μ=Ru/Ry：塑性率、：Ru 限界層間変形角、Ry ：降伏層間変形角である。

図 8 既存 RC 柱の負担せん断力－層間変形角関係(No.1)－29－フジタ技術研究報告 第 44 号

：RC柱，
：鉄骨柱，
：RC柱+鉄骨柱：柱反曲点を高さ中央と仮定して層せん断力から算定した柱軸力(RC柱+鉄骨柱)

図 9 に右側の柱の負担軸力(Ni)－Rt 関係を示す。鉄骨柱には、引張軸力が生じ、Rt の絶対値が増大するにつれてその値は大きくなっている。反対に既存 RC 柱の圧縮軸負担軸力 Ni(kN)力は増大する傾向が見られる。これは、既存 RC 柱のひ600
No.1 右柱び割れに伴う軸伸びを鉄骨柱が拘束したためと考えられ400る。なお、図 10 に示す簡易モデルにより算定した柱の軸力は、測定値から求めた既存柱と補強柱の負担軸力の柱の一定軸力200和と概ね対応している。
分離した負担応力より算定した既存柱の最大荷重を軸0力－せん断力相関関係の計算値と比較して図 11 に示す。
図 9 に示す Rt が 1/100rad.の時の既存 RC 柱の軸力測定-200値を図 11 に図示すると、終局せん断耐力と終局曲げ耐-10-50510

層間変形角 Rt(10-3rad.)力の比は、一定軸力時に比べて小さくなる。これより、既図 9 柱の負担軸力と層間変形角との関係

存 RC 柱と鉄骨柱の軸力のやり取りにより、既存 RC 柱の圧縮軸力が増大してせん断余裕度が小さくなり、既存 RCNo柱の変形性能が低下したことが推測される。

No

Qb=Q(H-H0/2)/L

Q/2

Q/2

Q/2
H0/2

H0Q/2

本報告で示す検討により得られた知見を以下に示す。

H§５．まとめ(1) 最大荷重は、既存柱と補強柱の曲げとせん断を考慮した終局耐力を累加することにより評価できた。

NL=No-Qb(2) 補強柱に鋼管巻 RC を用いた試験体は、それに鉄骨

NR=No＋Qb
Lを用いた試験体よりも優れた変形性能を示した。
(3) 補強柱に鉄骨を用いると、既存 RC 柱の軸伸びを拘図 10 変動軸力の簡易算定モデル

束して既存柱の圧縮力が大きくなる場合があることを実験的に示した。

:広沢mean式:広沢min式,:AIJ終局曲げ耐力軸力(kN)600
参 考文 献5001) 既存鉄筋コンクリート建築物の「外側耐震改修マニュア測定ひずみ(1/100rad.時)400 から算出したRC柱のル」－枠付き鉄骨ブレースによる補強－、財団法人日本建築防災協会、2003.2.

3002) 広沢: 軸力を受ける鉄筋コンクリート部材の強度とねばり、200

日本建築学会大会梗概集(1971) pp. 817-818.

最大軸力
一定軸力実験値(定軸力で図示)

1003) 日本建築学会:鉄筋コンクリート構造計算規準･同解説．

変動圧縮軸力+拘束軸力

No.14) 日本建築防災協会:既存鉄筋コンクリート建築物の耐震0診断基準･同解説．

4080120160

柱せん断力(kN)

図 11 既存ＲＣ柱(1 本)の最大荷重と耐力曲線との比較
ひ と こ と振動系が主なテーマの私ですが、設計での実務経験を生かして、耐震補強という新しい分野に取り組む機会を得た。今後はこういった技術と得意分野の振動系を融合させ、独自性の増田 圭司

あるテーマへと発展させていきたい。

－30－