フジタ技術研究報告第 45 号 2009 年

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート造短柱の耐震性能に及ぼす長期性状の影響

概高 森 直 樹

佐 藤 幸 博松 戸 正 士佐 々 木 仁要

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート(RC)造高層建物では、収縮やクリープによる経時的な変形が顕著となる。
したがって、それらの長期性状が RC 造柱の地震時における力学的挙動に及ぼす影響について明らかにする必要がある。本研究では、超高強度 RC 造柱に関し、収縮やクリープといった時間に依存する長期性状を把握するための実験、ならびに長期圧縮載荷後の中心圧縮実験および曲げせん断実験を行い、長期性状が RC 造柱の耐震性能に及ぼす影響について実験的に検討した。
検討の結果、以下の知見が得られた。① 圧縮強度 90N/mm2 クラスのコンクリートを用いた柱では乾燥収縮が生じたのに対し、150 N/mm2 クラスのコンクリートを用いた柱ではほとんど生じなかった。②収縮、載荷、クリープおよび温度変化により、RC 柱の主筋には、90N/mm2 クラスで最大 1500×10-6 程度、150 N/mm2 クラスで最大 2500×10-6程度の圧縮ひずみ度が生じた。③中心圧縮実験の結果、かぶりコンクリート割れ後の圧縮耐力は長期圧縮載荷の影響で低下した。④長期圧縮載荷を経験した試験体は、コンクリートと鉄筋のひずみ差により除荷時に水平ひび割れが発生した。⑤曲げせん断実験では、最大耐力への長期圧縮載荷の影響はあまり見られなかった。⑥曲げせん断実験
では、長期載荷の影響により、主筋が早期に圧縮降伏し、同一部材角での軸縮みが増大し、軸力保持限界角が小さくなることや、繰返しによる耐力低下が著しくなることが認められた。

An Experimental Study on the Influence of Shrinkage and Creep on Seismic
Performance of R/C Column using Ultra-High Strength Materials

For high-rise reinforced concrete buildings using the super-high strength materials, longterm transformation by shrinkage and creep can become significant. Therefore, it is necessary
to clarify the influence of shrinkage and creep on short-time seismic properties of short R/Ccolumns. In order to evaluate time dependent properties like shrinkage and creep, long-term
shrinkage and compressive creep tests on short R/C columns were conducted. In order toevaluate the influence of shrinkage and creep on seismic properties, axial compressive tests
and the flexural and shear tests on short R/C columns after long-term compressive loadingwere conducted.
This report discusses the results of those tests. The drying shrinkage of R/C column using
150N/mm2 compressive strength concrete was minimal. On the axial test of R/C column, theaxial strength after cover concrete spalling was decreased by the influence of shrinkage andcreep. In the flexural and shear test of long-term compressive loading, the axial bars yieldedin the early loading stages, the axial transformation of R/C columns increased, and strength
decreased for cyclic loadings.
キーワード：

超高強度 鉄筋コンクリート 柱
収縮 クリープ 耐震性能－49－フジタ技術研究報告 第 45 号

§１．はじめに打設後 7 日間は湿布とシートで覆って養生した。材齢 8日に型枠を脱型し、その後は実験室内に放置した。

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート(RC)造高層建使用したコンクリートおよび鉄筋の力学的性質を表 2 に物では、収縮やクリープによる経時的な変形が顕著となる示す。コンクリートには、シリカフューム混入セメント、岩瀬。したがって、それらの長期性状が RC 造柱の地震産の砕石、砕砂を用い、砕石の最大骨材径は 20mm の例えば 1)ものを用いた。

時における力学的挙動に及ぼす影響について明らかに。本研究では、超高強度 RC 造柱にコンクリート強度およびヤング係数の推移を図 2 に示す。

関し、収縮やクリープといった時間に依存する長期性状

図 2 の横軸は、次式 3)による有効材齢 te(日)を用いて示しを把握するために、長期圧縮載荷実験、ならびに長期圧た。有効材齢の原点は、別途実施した凝結試験(JIS A縮載荷後の中心圧縮実験および曲げせん断実験を行い、1147)による凝結始発とした。以降の経時変化に関する

長期性状が RC 造柱の耐震性能に及ぼす影響について図は、すべてこの有効材齢により表記した。

実験的に検討した。本報では、超高強度材料を用いたRC 柱の収縮およびクリープ特性に関する実験、また長期

図 2 に示すとおり、コンクリートの圧縮強度、ヤング係数は、長期圧縮載荷終了時まで増大した。
長期圧縮載荷の加力および変位測定方法を図 3 に示

2.1 実験概要す。長期圧縮載荷は、CHNO.1 および CHNO.2 を上下試験体諸元を表 1 に、試験体形状および配筋詳細をに配置し、上方より油圧ジャッキを用いて載荷した。載荷

図 1 にそれぞれ示す。試験体は、実大の約 1/3～1/4 のは、材齢 28 日目より開始した。載荷圧縮力は、載荷開始模型試験体 4 体である。実験因子はコンクリート強度で、時において、CHNO.2 の軸力比ηが 0.3 となるように与90N/mm2(90N) とえ、これを約 1400 日間一定に制御した。CHNO.2 に対しη=0.3 とした結果、CHNO.1 に対してはη=0.24 とな状、配筋が全く同一の試験体を 2 体ずつ製作し、1 体はった。

長期圧縮載荷を行い、もう 1 体は同一場所に無載荷で放変位は、柱試験区間内に埋設したボルト間の相対変位置した。試験体のコンクリート打設は、平打ちにより行い、
表 1 試験体諸元
断面

B ×D(N/mm2)

主筋

載荷 軸力
軸力
比
N (kN) η ※※

(mm)

配筋

表 2(a) コンクリートの力学的性質
圧縮強度時
割裂
有効 圧縮強度
ヤング係数※ ひずみ度 引張強度 ポアソン
調合 材齢
材齢
28σ B
42
記号 (日)
比※-62(×10N/mm)
2(日)(×10 )(N/mm )

横補強筋pg(%)

配筋

備考pw

終了後，4,050 0.24 4-D16
8-D61.16 中心圧縮
2.65@55－－ +12-D19
実験実施
終了後，
CHNO.2
4,050 0.30 8-D136-U6.4
2.90
150 300×300
1.20 曲げせん断@50DHNO.2－－ +8-D16実験実施※材齢 28 日の目標圧縮強度、※※ η = N (BD 28 σ B )12200
91,000
600

300

200
9D19 754.2
D16 739.7 ※D13 720.2
D6756.4 ※U6.4 1374.0

100

PL161,200

6.85

150.7

4.34

3,713

7.33

CHNO.10.191 DHNO.1
CHNO.2

2.00
1.99
1.91
1.90
2.10

3,777
3,716
3,777
3,972
6,540

適用

946.9 9.7 主筋（CHNO.1，DHNO.1）
931.2 11.9 主筋（全試験体）
931.2 9.6 主筋（CHNO.2，DHNO.2）
931.6 9.7 横補強筋（CHNO.1，DHNO.1）
1431.0 10.7 横補強筋（CHNO.2，DHNO.2）［試験法］JIS Z 2241、［試験片］JIS Z 2201、2 号試験片、※0.2%オフセット
150

D16ネジ鉄筋3,681

降伏降伏点
引張強さ 伸び弾性係数
ひずみ度2(N/mm ) (×105N/mm2)(N/mm2) (%)-6(×10 )※200U6.43.68

表 2(b) 鉄筋の機械的性質

500
8-D138-D16U6.4@50
ダブル鋼管
厚6mm43.2

104.7

0.201 DHNO.2［試験法］圧縮：JIS A 1108、割裂：JIS A 1113、［供試体］φ100×200mm、※28σB/3 時

圧縮強度 σ B (N/mm2)

124-D16150N 28

径7001,700

12-D1928 43.6

塩ビ管D6@55(ダブル)打設方向

40050090N

400×400500

90

40 47 6363 47 40300

DHNO.140 98 6262 98 40
400500CHNO.1

適用(N/mm )

(%)

載荷開始

圧縮強度
ヤング係数

10864502000.01 0.1 1 10 100 1000
凝結始発からの有効材齢 (日)(a) CHNO.1、DHNO.1 (b) CHNO.2、DHNO.2
図 1 試験体形状および配筋詳細

200

載荷開始

150
100862000.01 0.1 1 10 100 1000
凝結始発からの有効材齢 (日)(a) 90N(b) 150N
図 2 コンクリートの圧縮強度およびヤング係数の推移－50－10450

ヤング係数 (×10 4N/mm2)

日 の 目 標 強 度150N/mm2(150N)の 2 水準とした。コンクリート強度、形

試験体名

0Δti：温度 T の継続時間(日)、T0：1(℃)§２．ＲＣ造柱の収縮および長期性能σB※i

ここに、 T(Δti)：期間Δti における雰囲気温度(℃)、

要について述べる。

28

⎤

4000

ii =1

圧縮載荷後の中心圧縮実験および曲げせん断実験の概材 齢⎡∑ Δt ⋅ exp ⎢⎣13 .65 − 273 + T (Δt ) T ⎥⎦ （1）nte =

ヤング係数 (×10 4N/mm2)
圧縮強度 σ B (N/mm2)する必要がある

例えば 2)

超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート造短柱の耐震性能に及ぼす長期性状の影響を変位計により測定し、これを測定区間長さで除して平均を併記した。約 1400 日間の載荷により生じた変位計によひずみ度とした。クリープひずみ度は、載荷試験体の測る ク リ ー プ ひ ず み 度 は 、 CHNO.1 で 約 470 × 10-6 、定値から無載荷試験体のそれを差し引くことにより求め、CHNO.2 で約 630×10-6 であった。最終的なクリープひ温度変化による影響を除去した。また、試験体内部(柱中ずみ度は、提案式と概ね対応した。ただし、載荷途中段央高さ)に埋設した埋込型ひずみ計および鉄筋各所に貼階においては、実験値が提案式をやや下回る結果となっ付したひずみゲージによりひずみ度を、各所に埋設したた。

熱電対により温度を、それぞれ測定した。

（３）主筋のひずみ度

凝結始発から長期載荷終了時までの主筋の総ひずみ度の推移を図 6 に示す。
CHNO.1 の主筋には、収縮により約 270×10-6、載荷に2.2 実験結果および考察
本実験では、コンクリより約 670×10-6、クリープにより約 450×10-6 増加し、気ート打設直後より、試験体各所のひずみ度を測定した。

温の変化によるひずみ度も加えると、最大で約 1600×凝結始発から載荷直前までにおいて測定されたコンクリ10-6 の圧縮ひずみ度が生じた。一方、CHNO.2 では、収ートひずみ度の推移の例を図 4 に示す。なお、ひずみ度

縮により約 460×10-6、載荷により約 1200×10-6、クリーおよび温度は、凝結始発からの相対値である。図 4 中のプにより約 700×10-6 増加し、気温の変化によるひずみ｢総ひずみ｣は埋込型ひずみ計から得られた実ひずみ度、度も加えると、最大で約 2600×10-6 の圧縮ひずみ度が｢収縮ひずみ｣は、その値からコンクリートの線膨張係数を生じた。なお、主筋の応力負担率は、両試験体とも、圧縮1×10-5(/℃)と仮定して求めた温度によるひずみ度を除

力載荷直後は 15%程度であったが、長期圧縮載荷によりいた値、図中の数値は載荷直前における｢収縮ひずみ｣25%程度まで増加した。

（１）載荷以前の収縮ひずみである。

§３．長期圧縮載荷後の中心圧縮実験｢収縮ひずみ｣は、凝結始発とともに急増し、その後は増加が緩慢となった。また、型枠脱型後における｢収縮ひずみ｣の変化を DHNO.1 と DHNO.2 とで比較すると、

3.1 実験概要

DHNO.1 では乾燥収縮によると考えられる増加が見られ試験体は、 表 1 に示した長期圧縮載荷の CHNO.1 とるのに対し、DHNO.2 ではそれがほとんど見られない。ま無載荷の DHNO.1 の 2 体である。CHNO.1 は長期圧縮た、同一試験体で｢収縮ひずみ｣の大きさを材軸方向と材載荷を一旦除荷後、中心圧縮実験を行った。加力は軸直交方向とで比較すると、両試験体とも直交方向の方30MN 圧縮試験機を用いて、端部球座とし単調載荷を行が大きく、鉄筋量、すなわち拘束量の違いによる影響がった。軸変位は計測区間を柱せいと同じ長さ(400mm)と

見 ら れ た 。 な お 、 約 1400 日 後 の 収 縮 ひ ず み 度 は 、し 4 面で計測した。軸変位速度を毎秒 0.1mm を基本としDHNO.1 の材軸方向が 222×10-6、直交方向が 316×た。表 3 に中心圧縮実験時のコンクリートの力学的性質を10-6 、DHNO.2示す。
表 3 コンクリートの力学的性質（中心圧縮実験時）

453×10-6 であった。
クリープひずみ度の推移を図5 に示す。図中の●は変位計により得られたクリープひずみ度、○は埋込型ひずみ計より得られたそれである。

1604

131

4.38

DHNO.2(150N)
材軸方向型枠脱型
DHNO.2(150N)
材軸直交方向

0総ひずみ
収縮ひずみ

(圧)

400

500-500
2500

CHNO.2脱型
載荷

CHNO.2

2000

40000

凝結
終結

0600

200

CHNO.11000

200

変位計
埋込型
提案式

1500
1000
500

凝結
終結

脱型
載荷050010001500
有効材齢による載荷日数 (日)-500 -2
10 10-1 1 101 102 103 10 4
凝結始発からの有効材齢 (日)図 5 クリープひずみ度の推移

図 6 主筋ひずみ度の推移-400
10 20 30 40
0
10 20 30 40 50(膨張) 0
凝結始発からの有効材齢 (日) 凝結始発からの有効材齢 (日)図 4 コンクリートひずみ度の推移例

0.18

1500

600

0800
462μ

型枠脱型

6.05

2000

CHNO.1

ひずみ度 (μ)

DHNO.1(90N)
材軸直交方向乾燥収縮ひずみ
367μ3480(圧) (引)211μ

クリープひずみ度 (μ)

DHNO.1(90N)
材軸方向

400-200

図 3 加力および変位測定方法

型枠脱型

型枠脱型

200

90N

割裂
※
圧縮強度
ポアソン
ヤング係数
時ひずみ度 引張強度※422比（×10 N/mm )（μ）（N/mm ）ひずみ度 (μ)

500

300

CHNO.2159μ0-200

圧縮強度2（N/mm ）800

乾燥収縮ひずみ200(膨張)-400600(収縮)ひずみ度 (μ)

400

CHNO.1700 500 200 600 200
1,700
1,000

油圧ジャッ キ

ひずみ度 (μ)

400(収縮)材齢(日）［試験法］圧縮：JIS A 1108、割裂：JIS A 1113、［供試体］φ100×200mm、
封緘養生、※圧縮強度の 1/3 時

また、同図中には、文献 4)で提案されたクリープ予測式
10MN

調合記号

クリープひずみ度 (μ)（２）クリープひずみ(引)の材軸方向が373×10-6 、直交方向が－51－フジタ技術研究報告 第 45 号

§４．長期圧縮載荷後の曲げせん断実験

3.2 実験結果
図 7 に荷重－平均軸ひずみ度関係を、表 4 に実験結果一覧を、写真 1 にかぶりコンクリート割れ開始時と実験4.1 実験概要

終了時の破壊状況をそれぞれ示す。平均軸ひずみ度は試験体は、 表 1 に示した長期載荷試験体の CHNO.2

4 面の軸方向変位の平均を計測区間(400mm)で除したと無載荷試験体 DHNO.2 の 2 体である。CHNO.2 は長値とした。平均軸ひずみ度の初期値は長期圧縮載荷に期圧縮載荷を一旦除荷した後、曲げせん断実験を行った。

おいて荷重を除荷した時の残留ひずみ度とした。

図 9 に加力装置図を、表 5 に加力スケジュールをそれぞCHNO.1 は、極初期の剛性が小さいが、その後はれ示す。加力は建研式逆対称曲げせん断加力とし、一定

DHNO.1 とほぼ同じ勾配で荷重が増加した。主筋の圧軸力を保持し、正負交番繰返し水平載荷を行った。軸力

縮降伏がおこり、ピーク荷重（一次ピーク）となり、直後には長期圧縮載荷と同じ荷重とした。圧縮強度の増進によかぶりコンクリートの割れが生じ荷重が低下した。再び荷り軸圧比ηは 0.24 となった。各加力サイクルの繰返し回重が漸増しピーク荷重（二次ピーク）となり、横補強筋が降伏し変形が進むにつれ荷重が低下した。東面で損傷

25000が進み平行に載荷できなくなり加力を終了した。

CHNO.1

DHNO.1一次ピーク
主筋圧縮降伏二次ピーク
横補強筋降伏20000
荷重（ｋN）CHNO.1 と DHNO.1 ともかぶりコンクリートは 4 面のほぼ全長で剥離が生じた。
一次ピーク耐力は CHNO.1 と DHNO.1 の差は無かっ

15000
10000

た。主筋の圧縮降伏時と二次ピーク時の荷重は5000

CHNO.1 が小さく、長期圧縮載荷の影響が見られた。

003.3 考察

10000

15000

20000

平均軸ひずみ度（μ）

CHNO.1 は長期圧縮載荷除荷で試験体全体に幅

図 7 荷重―平均軸ひずみ度関係

0.04mm 以下の水平ひび割れが 8 本発生した。図 8 に

表 4 実験結果一覧

CHNO.1 の長期圧縮載荷時の荷重－平均軸ひずみ度

CHNO.1

関係を示す。図中に載荷時、除荷時、水平ひび割れ発生時の荷重－ひずみ度の計算値をそれぞれ示す。計算荷重（ｋN)

平均軸ひずみ度(μ)

荷重（ｋN)

3,307
3,606
7,077
8,302

17,976
19,33019,18418,601

3,050
3,065
5,690
8,588

19,34019,373
20,27919,613

一次ピーク
二次ピーク

(2)

横補強筋降伏ここで、N：圧縮軸力、Eci：材齢 i 日のコンクリートのヤン

DHNO.1

平均軸ひずみ度(μ)
主筋圧縮降伏値は下式(2)を用いた。
N=（Eci･Ac+Es･As）･ε5000

グ係数(載荷時は i=28、除荷時。ひび割れ発生時はi=1604)、Ac ：コンクリート断面積、Es ：主筋ヤング係数、
As ：主筋断面積、ε：弾性ひずみとし、ひび割れ発生時はコンクリートの項を無視した。長期圧縮載荷の載荷時および除荷時の剛性の実験値は計算値とほぼ一致している。
除荷時の荷重ゼロ付近で軸ひずみ度が急に小さくなった。
これは除荷時の水平ひび割れ発生が原因である。コンク
リートは長期圧縮載荷により収縮およびクリープひずみがCHNO.1 DHNO.1
CHNO.1 DHNO.1(a) かぶり割れ開始時(b)実験終了時
写真 1 破壊状況
8000

生じたため、除荷時にコンクリートと鉄筋とのひずみ差がCHNO.1長期載荷実験値
CHNO.1中心圧縮実験値
載荷時計算値(材齢28日)
除荷時計算値（材齢1604日)
水平ひび割れ発生時の計算値

7000

生じてひび割れが発生したと考えられる。図中に水平ひ6000
荷重（ｋN)

び割れ発生時の荷重－軸ひずみ度関係の計算値を、除荷時最終点を原点として直線で示す。この直線と除荷時計算値の直線とを結んだ折線は、実験値とほぼ一致し、

5000
4000
3000
2000

除荷時の挙動を追跡している。図中に CHNO.1 の中心1000圧縮の荷重－平均軸ひずみ関係の実験値を示す。長期00載荷除荷時のそれに近かった。

5001000

1500

平均軸ひずみ度(μ）

図 8 長期載荷除荷時の荷重－平均軸ひずみ関係－52－超高強度材料を用いた鉄筋コンクリート造短柱の耐震性能に及ぼす長期性状の影響

数は R=1/1000 で 1 回、R=1/400 で 2 回、R=1/200 以した。R=1/100 では差はない。R=1/50 では CHNO.2 の降は長周期地震動による繰返し振動を想定して各 10 回耐力低下が大きい。とした。表 6 に曲げせん断実験時のコンクリートの力学

表 5 加力ｽｹｼﾞｭｰﾙ的性質を示す。
4.2 実験結果
図 10 にせん断力－部材角関係を、図 11 に軸縮み－部材角関係を、表 7 に実験結果一覧を、写真 2 に最大耐力時と実験終了時の破壊状況をそれぞれ示す。せん断力は p－Δ効果を考慮した値とした。軸縮みの初期値は長期圧縮載荷において荷重を除荷した時の残留値とした。

図 9 加力装置図

いずれの試験体も R=1/400 で曲げひび割れ、続い部材角繰返しR(rad.)回数1/1000

11/40021/200101/100101/75101/50101/3310

表 6 コンクリートの力学的性質（曲げせん断実験時）てせん断ひび割れが生じた。R=1/200 で端部のコンクリートが圧壊した。R=1/100 へ向かう手前で最大荷重（一次ピーク）となり、その直後に端部の圧壊が急に進行し荷重が低下した。その後荷重は漸増しピーク荷重（二次割裂
ポアソン
圧縮強度 ヤング係数※ 圧縮強度時ひずみ度 引張強度2※2比（N/mm ） （×104N/mm2)（μ）（N/mm ）

調合記号

材齢(日）

150N

1443

1774.704046

7.700.22［試験法］圧縮：JIS A 1108、割裂：JIS A 1113、［供試体］φ100×200mm、
封緘養生、※圧縮強度の 1/3 時ピーク）を迎え、R=1/50 まで大きな荷重低下はなかった。
DHNO.2 は R=1/33 の繰返し中に軸力保持ができなくなり、CHNO.2 は R=1/50 の繰返し後の R＝1/33 へ向かう手前で軸力保持ができなくなった。これは図 3 より
CHNO.2 が DHNO.2 に比べて同一部材角での軸縮みが大きいことが影響していると考えられる。いずれも破壊形式は曲げ圧縮降伏後のせん断破壊となった。図10 中の曲げ耐力は ACI のストレスブロック法を、せん断CHNO.2
DHNO.2CHNO.2
DHNO.2(a) 最大耐力時 (正側)(b)実験終了時
写真 2 破壊状況

は正側の 0.9 倍程度であった。主筋の圧Q(kN)力の実験値は耐力計算値を下回った。特に負側耐力CHNO.2

縮降伏は CHNO.2 は最大耐力以前であるのに対し、DHNO.2 は最大耐力直後になった。以上により長期圧縮載荷の影響により、主筋が早期に圧縮降伏し、同一-40100050000020-50040 -40

図 12 に柱端部の主筋ひずみ度の推移を示す。柱頭の-20-1000-1000-1500-1500

202040曲げ耐力計算値
せん断耐力計算値
曲げひび割れせん断ひび割れ圧壊
主筋降伏(圧縮降伏）
帯筋降伏
最大荷重

20DHNO.2

軸縮み(mm)15が部材角の小さい段階から主筋の圧縮軸縮み(mm)151010

ひずみの増加が大きく、長期圧縮載荷の影響が見られる。

55

図 13 にに対する各繰返し回のピーク荷重の比と0-500R(10-3rad.)CHNO.2SB2 と柱脚の SB6 ともに CHNO.2 の方力比は同じ部材角の 1 回目のピーク荷重

R(10 rad.)(a) CHNO.2(b)DHNO.2
図 10 せん断力－部材角関係

4.3 考察繰返しによる耐力低下の推移を示す。耐1000

500-20持限界角が小さくなることが認められた。

（２）繰返しによる耐力低下

1500DHNO.2-3部材角での軸縮みが大きくなり、軸力保（１）主筋のひずみ度

1500
Q(kN)

耐力は、NewRC 式 5）を用いて計算した。2 体の最大耐R(10-3rad.)-20R(10-3rad.)00-4002040 -40-200(a) CHNO.2(b)DHNO.2
図 11 軸縮み－部材角関係－53－2040

フジタ技術研究報告 第 45 号

表 7 実験結果一覧
曲げひび割れ試験体
正負正DＨＮＯ.2
負CＨＮＯ.2

せん断ひび割れ主筋
初圧縮降伏

コンクリート
圧壊

横補強筋
初降伏

最大耐力(一次ピーク）

QR

QRQRQRQRQR

811-736757-808

2.39-2.50
2.26-1.59

892-788673-666

2.89-2.50
2.00-2.01

1217-1016
1113-993

6.84-7.85
9.97-9.26

1024-890
888-440

3.87-3.36
3.36-4.34-846-829-13.37-8.21

1263-1016
1127-1037

8.25-7.51
8.59
-4.99

軸力保持限界

二次ピーク
Q

破壊
形式

R

1228 10.00 28.91 曲げ圧縮破壊後のせん断破壊-1004 -10.00
1116 10.01
曲げ圧縮破壊後-1018 -10.00 -25.92 のせん断破壊

単位：Q(ｋN)、R（×10-3rad.）SB2§５．まとめSB2部材角（10-3rad.)

-40
10000

-20020-4010000

40

主筋ひずみ（μ）

・90N のコンクリートを用いた柱では乾燥収縮が生じ主筋ひずみ（μ）

プ特性を把握するため実験を行い、以下の知見を得た。

-10000-20000部材角（10-3rad.)SB6・収縮、載荷、クリープおよび温度変化により、RC柱の主筋には、90N で最大 1500×10-6 程度、150Nで最大 2500×10-6 程度の圧縮ひずみ度が生じた。

-20020-4010000

400

主筋ひずみ（μ）

主筋ひずみ（μ）の提案式による予測値と概ね対応した。

←SB6部材角（10-3rad.)SB6-200204012-4010000

・載荷日数約 1400 日間のクリープひずみ度は、既往←SB2-20000-40000-40000

ほとんど生じなかった。

-10000-30000-30000

たのに対し、150N のコンクリートを用いた柱では加力方向

00(1)超高強度材料を用いた RC 柱の収縮およびクリー部材角（10-3rad.)02040-20-100000←SB300-10000-20000

柱頭、柱脚から-30000-30000

100mm 位置-40000-40000-20000(2)長期圧縮載荷の有無を実験変数とした超高強度材(a) CHNO.2(b)DHNO.2
図 12 主筋ひずみ度の推移

料を用いた RC 柱の中心圧縮実験を行い、以下の知見を得た。

110.90.9CHNO.2耐力比ク荷重）は長期圧縮載荷の影響で低下した。
・長期圧縮載荷を経験した試験体は、コンクリートと耐力比

DHNO.2・かぶりコンクリート割れの後の圧縮耐力（二次ピー0.8

鉄筋のひずみ差により除荷時に水平ひび割れが発0.7生した。

0.60.71(3)長期圧縮載荷の有無を実験変数として超高強度材

357911

繰返し回数料を用いた RC 柱の曲げせん断実験を行い、以下の知

0.80.613579
繰返し回数

11(a) R=1/100 時(b) R=1/50 時
図 13 繰返しによる耐力低下の推移見を得た。
・本実験の範囲では最大耐力への長期圧縮載荷の影響はあまり見られなかった。
・長期載荷の影響により、主筋が早期に圧縮降伏し、同一部材角での軸縮みが増大し、軸力保持限界角が小さくなることが認められた。
・長期載荷の影響により、R=1/50 の繰返しによる耐力低下が著しくなることが認められた。
謝 辞 中心圧縮実験実施にあたり日本大学理工学部大型構造物試験棟の施設をお借りしました。ご協力いただきました白井伸明教授、中西三和教授に感謝いたします。

RC 造短柱の耐震性能に関する実験的研究，コンクリート工学年次論文集，28-2，pp.625-630，2006
3) 土 木 学 会 ： コ ン ク リ ー ト 標 準 仕 方 書 【 設 計 偏 】 ， p.51 ，2007.124)小室，今井，是永，渡邉：超高強度コンクリートを用いた鉄筋コンクリート柱の長期圧縮特性，日本建築学会構造系
論文集，第 605 号，pp.151-158，2006.7
5) 建設省総合技術開発プロジェクト 鉄筋コンクリート造建築物の超軽量化・超高層化技術の開発 平成 4 年度 構
造性能分科会報告書，国土開発技術研究センター，1993.3

ひ と こ と参考文献

今後は、この研究成果を超高層ＲＣ造構

1) 片寄， 高森， 西田， 寺岡：高強度コンクリートの若材齢時における力学特性と自己収縮挙動，コンクリート工学
年次論文集，28-1，pp.497-502，2006
2) 佐藤，佐々木，高森，寺岡：高強度コンクリートを用いた造物の設計法に反映し、物件適用に努めていきたいと思います。
高森 直樹－54－