フジタ技術研究報告㻌第㻡㻣号㻌 㻌 㻞㻜㻞㻝年㻌
㻌㻌

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㻌制振部材を組合せた架構に関する実験的研究㻌
その㻞㻌 解析的検討㻌㻌
㻌
大庭㻌 正俊㻌㻌佐 々 木 㻌 仁 㻖 㻝㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌朱㻌 盈㻌㻌㻌㻌概㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 要㻌㻌アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート（以下アンボンド㻼㻯㼍㻼㻯）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柱と壁柱を配置し、その間に制振部材を配置したセンターコア形式の構造を開発・試設計をしている。その構造の弾塑性挙動を解析的に予測するために、試設計建物架構の一部を取り出した十字形部分架構の構造実験に対して、モデル化を検討した。そして、そのモデルに対して解析を行い、解析結果と実験結果を比較し、その整合性について検討した。
結果として、ダンパーと柱との接合部のモデル化は、ダンパーの復元力に影響を与え、滑りを考慮したモデル化により、実験値と解析値は精度よく適合した。
㻌Experimental study on frames with a combination of damperand unbonded precast prestressed concrete columns
Part 2㻌 Analytical study
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 have been developing a center-core-type structure in which
damping members placed between unbonded PCaPC columns and wall columns were deployed in the core part of asuper high-rise building, and we prepared a trial design of the building. To analytically predict the elasto-plastic
behavior of the structure, we modeled the experiment on the cross-shaped frame which was taken from a part of thebuilding. We examined the consistency of the analytical results and the experimental results. As a result, modelingof the joint between the damper and the column affected the restoring force of the damper. By modeling withconsideration for slippage, the experimental and analytical values matched accurately.

キーワード：㻌

アンボンドプレストレスト、圧着柱㻌㻌

高強度コンクリート、制振部材㻌
㻌 㻌
㻌

−19−

㻌

㻖１㻌 大和ハウス工業株式会社㻌フジタ技術研究報告㻌 第㻡㻣号㻌§１㻚㻌 はじめに㻌

ア ン ボ ン ド PCaPC 柱 の 形 状 は 正 方 形 断 面
C1(350mm×350mm) と 長 方 形 断 面 C2(200mm×600mm) と㻌
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、し、柱間に225mmの隙間を設け制振部材を組み込んだ。柱

アンボンド PCaPC)柱とアンボンド PCaPC 壁柱の間に制振と制振ダンパーの接合については、左右25mm厚の鉄板を部材を組み込んだ構造を考案し超高層建物の試設計を取り付け、ボルトで固定した。鉄板と柱の隙間にエポキシを行った。これまでにアンボンド PCaPC 柱の曲げ性能、せ注入した。

1)、2)

3)

。前報 では、図1に加力装置を示した。表2に試験体諸元を示す。試験

アンボンド PCaPC 柱および壁柱を用いた試設計建物の体の梁の両端はローラー支持、上下柱はピン支持とし、下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、加力点には鉛直方向のジャッキを取り付けた。材料強度お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よび載荷方法は前報3)を参照する。

ん断性能について実験的考察を行った

弾塑性挙動を把握したが、ダンパーおよび全体架構の履歴性状について、解析的な検討は行わなかった。ここで

㻌2.2 解析概要

は、十字形部分架構の構造実験に対して、モデル化を検実験概要を踏まえて、図2のように解析ソフトで架構をモ討し、解析を行う。また、解析結果と実験結果を比較し、デル化した。解析ソフトは弾塑性解析プログラムSNAP. ver7

その整合性について検討する。

を使用した。

§㻞㻚㻌 実験概要と解析概要㻌

表㻝㻌 制振部材一覧

㻌
2.1 実験概要

試験体名

SP-1

SP-2

SP-3

フランジ厚さtf

9mm

9mm

9mm

試験体は1/3縮尺平面十字形部分架構とした。実験パラ

ウェブ厚さtw6mm

4mm

6mm

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 とし

ウェブ幅ds

182mm

182mm

185mm
376mm

全幅d182mm

182mm

幅厚比ds/tw

30.3

45.5

30.8

降伏耐力Qy154.9kN

118.8kN

303.7kNWI GV WI

図㻯㻝㻌㻳㻝㻌

㻳㻞㻌↑ダンパー㻌
㻌

梁㻳㻝㻌

梁㻳㻞㻌

内法スパン㻌

㻝㻢㻞㻟㻌㼙㼙㻌

㻝㻡㻜㻞㻌㼙㼙㻌

幅×せい㻌㻞㻜㻜×㻠㻜㻜㻌㼙㼙㻌

コンクリート強度㻌㻢㻜㻌㻺㻛㼙㼙㻞㻌

主筋（材種）㻌

㻞㻙㻰㻞㻥（㻿㻰㻟㻠㻡）㻌

引張鉄比㼜㼠㻌㻝㻚㻢㻝㻌㻑㻌

あばら筋（材種）㻌

㻞㻙㻰㻢（㻿㻰㻞㻥㻡㻭）㻌

㻌㻌㻌㻌スタブ㻌

反曲点までの高さ上階，下階㻌
幅×せい㻌

G1㻌

Pe㻌

Pe㻌

C1㻌

C2㻌

㻌
㻌

WIKWIWZ
WZ
WV
WI表㻞㻔㼎㻕㻌 試験体諸元（柱部分）㻌

履歴加力(強制変形)㻌

㻌

WIWZ表㻞㻔㼍㻕㻌 試験体諸元（梁部分）㻌

㻌

㻌

WIK

㻯㻞㻌

図㻝㻌 試験体（加力試験装置）㻌

㻌WI
WZ

G
WI GV WV GV WI

K

層間変位㻌

WI GV WIた。制振部材の詳細を表1に示す。

㻟㻡㻜×㻟㻡㻜㻌㼙㼙㻌図㻞㻌 架構のモデル化㻌
−20−－㻞－㻌㻞㻜㻜×㻢㻜㻜㻌㼙㼙㻌㻤㻜㻌㻺㻛㼙㼙㻞㻌

組立筋（材種）㻌

㻝㻞㻙㻰㻝㻜（㻿㻰㻞㻥㻡㻭）㻌

帯筋（材種）㻌

㻞㻙㻰㻢㻬㻡㻜（㻿㻰㻞㻥㻡㻭）㻌 㻞㻙㻰㻢㻬㻡㻜（㻿㻰㻞㻥㻡㻭）㻌

㻼㻯鋼材（材種）㻌

N㻌

柱㻯㻞㻌

㻝㻢㻜㻜㻌㼙㼙，㻝㻢㻜㻜㻌㼙㼙㻌

コンクリート強度㻌

G2㻌

スタブ㻌

N㻌柱㻯㻝㻌

㻝㻞㻙㻰㻝㻜（㻿㻰㻞㻥㻡㻭）㻌

㻝㻙φ㻟㻢（㻯種㻝号）㻌

軸力㻺，㻼㼑㻌

㻺㻩㻣㻤㻠㻘㻼㼑㻩㻣㻤㻠㻌㼗㻺㻌㻺㻩㻣㻤㻠㻘㻼㼑㻩㻣㻤㻠㻌㼗㻺㻌

軸応力比η㻺，η㻼㼑㻌㻜㻚㻜㻤，㻜㻚㻜㻤㻌㻜㻚㻜㻤，㻜㻚㻜㻤㻌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㻌 その㻞解析的検討㻌(1)PCaPC柱及び壁柱のモデル化

表㻟㻌 部材のばねモデル解析に用いた柱の軸・曲げばねモデルは図3のようなMS

部材㻌

軸・曲げﾊﾞﾈ㻌

せん断ﾊﾞﾈ㻌モデルとして、塑性ヒンジ長さLpは柱の内法長さの1/3と設㻼㻯㼍㻼㻯柱㻌㻹㻿ﾌｧｲﾊﾞｰ㻌

単軸ばね㻌
㻔原点指向型㻕㻌

㻼㻯鋼棒㻌
㻔ﾄﾗｽ要素㻕㻌

単軸ばね㻌
㻔剛性低減型㻕㻌

―㻌

㻾㻯梁㻌

単軸ばね㻌
㻔剛性低減型㻕㻌

単軸ばね㻌
㻔原点指向型㻕㻌

鋼材ﾀﾞﾝﾊﾟｰ㻌

単軸ばね㻌
㻔剛性低減型㻕㻌

単軸ばね㻌
㻔極低降伏点鋼制振ダンパー㻕㻌

定する。コンクリートモデルはトリリニア剛性低減型とし、材端ファイバーモデルのSS曲線は図4のように、使用するコンクリート強度σmが70N/mm²を超える場合、かぶり部のコンクリート強度を低減させる。なお、長方形試験体および正方形試験体の低減係数は以下の式による4)。
(1)

正方形試験体：λ ൌ −ͳǤ5η ൅ ͳǤʹͷ 𝐷𝐷 𝐷𝐷 − ͲǤͲͲͳͷ𝜎𝜎𝑚𝑚 (3)鋼材ダンパーのモデル化(2)

長方形試験体：λ ൌ −ͳǤ5η ൅ ͲǤ͵ͷ 𝐷𝐷 𝐷𝐷 − ͲǤͲͲͳͷ𝜎𝜎𝑚𝑚

鋼材ダンパーのモデルは図㻡に示す。ダンパーの履歴モ

η：圧縮軸力比㻘㻌 㻌 㻰：柱のせい㻘㻌 㼎：柱の幅㻌

デルについて、曲げばねモデルは単軸ばねの剛性低減型

実験では柱の強度は㻲㼏㻤㻜を使用しているため、かぶり部とし、せん断ばねモデルは正負非対称の弾性、歪硬化段の低減が必要である。軸圧縮比η㻩㻜㻚㻝㻢を式に代入すると階、終局段階の３つの領域を表すトリリニアスケルトンカー

正方形断面のかぶり部強度は㻣㻝㻚㻞㻌㻺㻛㼙㼙²になり、長方形断ブを持つ単軸ばねモデル―極低降伏点鋼制振ダンパーと面のかぶり部強度は㻡㻡㻚㻞㻌㻺㻛㼙㼙²になる。㻌

する。㻌

また、柱のせん断ばねモデルは単軸ばねの原点指向型とし、せん断終局耐力およびせん断ひび割れ耐力は筆者§３㻚㻌 鋼材ダンパーの履歴性状の適合性㻌

らが㻞㻜㻝㻥年に発表した文献2)により計算する。なお、㻼㻯鋼は㻌

トラス材としてモデル化し、軸ばねモデルは単軸ばねの剛3.1 ダンパーと柱(壁柱)との接合部のモデル化性低減型とする。㻌

実験結果から、㻿㻼㻝～㻿㻼㻟とも層間変形角㻝㻛㻝㻜㻜までのダ(2)RC梁のモデル化

ンパーの履歴面積が小さく、弾性に近い性状が現れた。㻌

解析に用いた㻾㻯梁の曲げばねモデルは剛性低減型と実験の際、変位が小さい段階ではダンパーの変形はほし、せん断ばねモデルは原点指向型とする。㻌
塑性ヒンジ長さ㻌 㻸㼜MSモデル

とんどなかった。それは最初の小変形時はボルトの滑りでせん断力がダンパーに伝達できず、変位が大きくなるとボσσm

ルト孔の隙間がなくなり、鋼板にあたったため、せん断力がダンパーに伝わり、その時点からダンパーが履歴を描き始λσm

MSSモデルめたと考えられる。㻌Uせ0.2σmεm

㻌ε(%)
隙間㻝㼙㼙㻌

図㻟㻌 柱のモデル㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 図㻠㻌 材料モデルの㻿㻿曲線

㻌
ダンパー㻌

㻌剛体㻌

剛体㻌

図㻢㻌 接合部の詳細
ダンパーと柱との接合部㻌

せん断力㻔㼗㻺㻕㻌F

㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌

F

㻙㻝㼙㼙㻌
ｄ

ダンパーの曲げばねモデル㻌

ｄ

㻝㼙㼙㻌

ダンパーのせん断ばねモデル㻌

㻌㻌

図㻡㻌 鋼材ダンパーのモデル化㻌

図㻣㻌 接合部の復元力特性
㻌−21−－㻟－㻌

変形㻔㼙㼙㻕㻌

フジタ技術研究報告㻌 第㻡㻣号㻌

以上の考察で、接合部をスプリング要素としてモデル化

参㻌 考㻌 文㻌 献㻌1)

し、せん断方向のみ接合部のせん断剛性値を入力し、その他の方向は剛体設定とした。せん断方向の履歴モデルを１2)

㼙㼙まで剛性を持たず、その後大きい剛性を表すマルチリニア型弾性モデルにした。なお、復元力特性は図㻣に示す。㻌

3)§４㻚㻌 解析結果㻌

4)

㻌
本節ではモデルの解析結果と実験結果の比較行う。図㻤大庭正俊ほか：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
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と制振部材を組合せた架構に関する実験的研究,㻌 フジタ技術研
究報告第56号，2020
加藤諒也：アンボンドプレストレスト圧着接合によるプレキャスト柱部材の曲げ性状に関する解析的予測,東京理科大学大学院修士
論文,2019は㻿㻼㻝～㻿㻼㻟のダンパーの履歴を示す。図㻥は㻿㻼㻝～㻿㻼㻟の架構全体の履歴結果を示す。実験結果を踏まえた架構のひとこと

モデル化により、実験値と解析値は精度よく適合した。㻌

アンボンドPC柱・壁柱と制振部㻌§５㻚㻌 まとめ㻌

材を超高層建物のコア部分に設㻌けることで、大地震時にも構造部
本報告ではアンボンド㻼㻯㼍㻼㻯柱と壁柱の間に制振部材材の損傷が少ない安全安心な建を組み込んだ十字型架構実験に対してモデル化および解物を供給することを図る。これま析を行った結果について下記の知見を得た。

での実験結果と設計法をまとめ、実用化に向けて開発を進めてい(1)㻌 実験結果を踏まえ、各部材のモデル化を設定した

朱㻌 盈(2)㻌 ダンパーと柱との接合部のモデル化は、ダンパーの復元力に影響を与え、滑りを考慮したモデル化により、実㻌験値と解析値は精度よく適合した。

㻌

きたい。

㻌

100

100-200-4-2020

1/800
1/400
1/200
1/150
1/100-100-200-300

4-4-2

せん断変位(mm)SP-2300

300-200-4-202

1/800
1/400
1/200
1/150
1/100-100-4-2200

200

せん断力(kN)

400

1/800
1/400
1/200
1/150
1/100-400

㻌

-2002241/800
1/400
1/200
1/150
1/100-20-2

梁曲げひび割れ-180-6-4-2022

初梁曲げひび割れ-174

46-200梁主筋降伏-151-6-4-2

最大層せん断力

026247181

10022-22
梁主筋降伏-262-6-20

層間変形角(%)

24

初梁曲げひび割れ
梁主筋降伏

-200

最大層せん断力-418-150-100

梁曲げひび割れ-158㻌
−22−－㻠－㻌

4SP-3 解析300

2666-300-247-6-192-4-2

最大層せん断力
02

層間変形角(%)

図㻥㻌 実験値と解析値の比較㻔架構全体㻕

図㻤㻌 実験値と解析値の比較㻔ダンパーの履歴㻕㻌

174200-200㻌6

層間変形角(%)-1004421-150-100

最大層せん断力

1810

せん断変位(mm)2148

梁主筋降伏-150

100-300

最大層せん断力

0SP-2 解析20018217-27200-4-4SP-3 実験

0-600-6

梁主筋降伏

1000-200-183

層間変形角(%)

142

300-400

46-250層間変形角(%)-200

せん断変位(mm)4SP-2 実験

-100

SP-3 解析600-200

2

初梁曲げひび割れ-151

層間変形角(%)

せん断変位(mm)0

最大層せん断力

021-17-150

梁主筋降伏

㻌0400-4-2200

100-300

SP-3 実験

600-4㻌

-200
4

梁曲げひび割れ㻌 -650-50

161-216183

155150100

せん断変位(mm)

せん断力(kN)

4層せん断力(kN)

せん断応力(kN)

せん断力(kN)

1/800
1/400
1/200
1/150
1/100-100㻌

-24-250

200

025㻌

SP-2 (解析)実験

100-6002㻌

-150

せん断変位(mm)200-300

050-50

層せん断力(kN)

-300

158

㻌

150250203

層せん断力(kN)

1/800
1/400
1/200
1/150
1/100-100㻌

層せん断力(kN)

0SP-1 解析

SP-1 実験

250

層せん断力(kN)

200

せん断力(kN)

せん断力(kN)

300

200

㻌SP-1 (解析)実験

層せん断力(kN)SP-1300

46