フジタ技術研究報告第 47 号 2011 年∩型補強筋を配した免震基礎接合部に関する実験的研究

増 田 圭 司鈴 木概

佐 々 木 聡泉

要

免震部材と RC 造の躯体の接合部は、突起付き袋ナット、頭付きスタッドを有するアンカープレートを用いて行われることが多い。この場合、免震部材とアンカープレートは袋ナットを介してボルト接合により、アンカープレートと RC 部は突起付き袋ナット、頭付きスタッドにより接合される。施工的には基礎立ち上がり部が後打ちとなり、打ち継ぎ部が発生する。近年、この打ち継ぎ部を含む免震基礎接合部が、設計時に想定された構造性能を発揮しない場合があることが指摘されている。
この種の接合部の構造性能を確認した実験は少ないのが現状である。構造的に非常に重要な部位であることから、施工性と構造性能の両立した構法を提案した。また、突起付き袋ナットに関してもその力学性能が確認された例が少ない。そこで、この接合部について要素及び接合部の加力実験を行い、構造性能を確認した。

Experimental Study on Connections between Isolators and RC foundations
Installed Reinforced U-shape bar

Abstract
The Connections between isolators and RC foundations are often made by using anchor
plates comprising hexagon cap nuts and studs with a head. In this case, the isolators andanchor plates are connected by bolt joints, and the anchor plates and RC foundation areconnected by studs with a head and hexagon cap nuts. As part of the construction process,placing joint parts are created. Recently, it has been realized that the placing joint parts
themselves influence the structural performance.
It is therefore necessary to achieve a balance between workability and structuralperformance. Two different types of experiments were carried out to clarify the structuralperformance of this system – element tests and model scale tests.

キーワード：

免震建物 基礎 突起付き袋ナット
接合部 要素実験 補強筋－39－

フジタ技術研究報告 第 47 号

§１．はじめに引抜耐力は文献 1)によるアンカーの設計に準拠している現況にあり、引抜耐力に関して実験的に検証した例は少ない 2)、4)。またこの接合部には打継ぎ部が設け

1.1 背景免震部材と RC 造の躯体の接合部は、現場での施られることが多く、曲げとせん断応力の伝達性能に与工性を考慮して突起付き袋ナット、頭付きスタッドを有える影響が懸念される。ここでは提案した補強筋形式するアンカープレートを用いて行われることが多い。こによる免震部材接合部の構造性能を 1 箇所の袋ナットの場合、免震部材とアンカープレートは袋ナットを介しとその周辺部を取り出した要素実験について示す。主てボルト接合により、アンカープレートと RC 部は突起として袋ナットの定着強度および各補強筋の効果、打付き袋ナット、頭付きスタッドにより接合される。施工的継ぎ部の影響について検討する。には基礎立ち上がり部は後打ちとなり、打ち継ぎ部が発生する。近年、この打ち継ぎ部が構造性能に影響を

2.2 試験体
試験体一覧を表１に、代表的な試験体の形状を図 21)、2)。そこで、施工性と構及ぼすことが指摘されているに示す。試験体のスケールは M33 の取り付けボルトお造性能の両立した構法を提案した。
この種の接合部の構造性能を確認した実験は少なよびφ60mm、定着部径φ120mm の袋ナットを想定しいが、構造的に非常に重要な部位である。また、突起た実大(CR-1)およびその 1/2 スケールとする。試験体付き袋ナット（以下、袋ナットと記す）に関してもその力は∩型補強筋のない C シリーズ、∩型補強筋の配置された RS シリーズ、打継ぎのある BS シリーズの計 10 体

学性能が確認された例が少なく、安全側の評価がなさである。

3)

れている 。そこで、この接合部について構造性能をC シリーズでは試験体スケールおよび袋ナットの埋確認するために、要素及び接合部の加力実験を行っ込長さを実験変数としている。RS シリーズは∩型補強た。

筋およびリング筋を配したモデルであり、∩型補強筋の配置間隔を 82mm、150mm、300mm とした。また

1.2 提案した構法

RS-15-D13 では∩型補強筋の径を D13 とした。BS シ

図 1 に提案した∩型補強筋形式の構法概要を示す。
この補強筋形式は、施工性の向上と力学性能確保の両立を目指したものである。∩型の補強筋と 2 本の八角形リング補強筋で構成され、リング補強筋と袋ナット（突起部）には施工性を考慮して 25mm のクリアランスが確保されている。袋ナットに生じる曲げ引張応力に(b)RS シリーズ(a)C シリーズ（CS-1,2）

よる打継ぎ部の剥離の防止を目的に∩型補強筋を配し、また袋ナットから∩型補強筋への応力伝達を行う
コンクリートを拘束する目的で内外に２つの八角形リング補強筋を用いる。これにより確実な応力伝達を目指した機構である。

§２．要素実験(c)BS シリーズ(BS-R)

2.1 概要

図22 要素実験試験体形状
要素実験概要図
図

免震基礎接合部に用いられる突起付き袋ナットの表１表要素実験試験体一覧
1 試験体一覧
試験体名 スケール 袋ナット径 埋込長さ

アンカーPL

∩型補強筋

打継部
基礎配筋

突起つき袋ナット

八角形リング補強筋

図 1 工法の概略図

図１ 提案する工法の概念図

CR-1
CS-1
CS-2
RS-08
RS-15
RSシリーズ
RS-30
RS-15-D13
BS-N
BSシリーズ
BS-R
BS-O
Cシリーズ

－40－

1/1

φ60

1/2

φ30

1/2

φ30

1/2

φ3025012590125125125125125125125

∩型補強筋
打継ぎ部
サイズ 間隔－－－D6D6D6D13－
D6D6－－－
82150300150－150500なしなし有り∩型補強筋を配した免震基礎接合部に関する実験的研究

表 2 鋼材および鉄筋の力学的性質

リーズには打継ぎ部を設け、打継ぎ面ではグリースとビニールシートにより付着を取り除いた。BS-N は補強筋

鋼種のないモデル、BS-R は∩型補強筋のあるモデル、

降伏点 引張強さ 破断伸び(%)(N/mm2 ) (N/mm2)

袋ナット S45C
D6SD295A
D10SD295A

BS-O は∩型補強筋の間隔が広いモデルである。

D132.3 使用材料
実験には袋ナットの代わりに図 3 に示す突起部を有SD295A

574.3
365.0
338.2

882.7
501.5
473.1

18.9
15.4
13.3335.9467.917.0

表 3 コンクリートの力学的性質する鋼棒を用いた．袋ナットの降伏を防ぐため，中実の圧縮強度 割裂強度高強度の材料とした．コンクリートは Fc=24 の普通コン(N/mm2)
25.1(N/mm2)
2.87

23.92.74

クリートを使用した．鋼材および鉄筋の機械的性質を表

図 3 要素実験用
袋ナット

2 に，コンクリートの力学的性質を表 3 に示す．

●：袋ナットの抜出し ▲：ひび割れ発生

適用
CR,CSシリーズ
RSシリーズ,BSシリーズ■：最大引張力

2.4 加力及び測定
試験体の袋ナット上部をカプラーにて PC 鋼棒と接続

T/cT=2/3

T/cT=2/3

し、センターホールジャッキを用いて片振幅の漸増繰返し載荷を行った。引張力はジャッキに取り付けたロードセルにより計測した。袋ナットの抜出し変位は底面からピアノ線を用いて計測した。各試験体共に耐力の低下と破壊が明瞭となった時点で載荷を終了した。

(a)C シリーズ(無補強モデル)

2.5 実験結果(b)RS シリーズ(補強モデル)

1.5

表 4 に実験結果一覧を、図 4 に各シリーズのコーン

BS-N
BS-R
BS-O

状破壊耐力の計算値により基準化した引張力(T/cT)と袋ナットの抜出し変位(δ)の関係を示す。なお、コーン

cT = φ1 × 0.31 σ B × Ac
Ac = π (l + Dn / 2)

1T/cT

状破壊耐力は(1)式 1)による。
···················· (1)0.5

2T/cT=2/3

ただし、φ1：係数(=1。0)、σB：コンクリートの強度、 l ：0

袋ナットの定着長さ、Dn：袋ナット突起部の径、である。

01

C シリーズにおいて最大引張力は計算値に対し 0。

23(c)BS シリーズ(梁モデル)

4δ(mm)5

図 4 引張力－抜け出し変位関係9~1。2 であり、また短期許容荷重である T/cT=2/3 付
近では袋ナットの抜出しがわずかに生じているものの、コーン状破壊面ひび割れは発生していない。従って、袋ナットを用いた袋ナット

場合でも(1)式によりコーン状破壊耐力を概ね評価できると考えられる。
表 4 実験結果一覧

CR-1
CS-1
CS-2
RS-08
RS-15
RS-30
RS-15-D13
BS-N
BS-R
BS-O

最大引張力時破壊モードの抜出変位

T max (kN)δ max (mm)

379
126
71
131
111
107
134
72
101
94

0.66
0.77
0.61
1.90
1.13
1.26
1.64
13.54
2.87
3.45

コーン破壊
コーン破壊
コーン破壊
コーン破壊
コーン破壊
コーン破壊
コーン破壊
曲げ破壊
コーン破壊
コーン破壊

(a)BS-N

コーン状破壊耐力
計算値

cT (kN)(T max /cT )12042210560103103103103103103
103(0.90)(1.20)(1.18)(1.27)(1.08)(1.04)(1.30)(0.70)(0.98)(0.91)

100－41－(b)BS-R
図 5 ひび割れ図×:補強筋降伏80T (kN)

試験体名

最大引張力

6040T
∩型筋

20001234

図 6 ∩型補強筋の負担軸力(BS-R)

δ (mm)5フジタ技術研究報告 第 47 号

RS シリーズにおいて、∩型補強筋が袋ナットに近いが、BS－R では曲げひび割れの発生後、放射線状に場合や∩型補強筋の径が大きい場合には、最大引張ひび割れが広がりコーン状破壊が発生した。図 6 に BS力が大きくなる傾向にあるが、最大引張力は計算値に－R の∩型補強筋の負担軸力を示す。載荷開始時か

対し 1。0~1。3 であり、補強筋の有無に関わらず概ねら∩型補強筋の軸力は増大し、5 割程度の負担となる。

計算値で評価できる。最大引張力時の抜出し変位は、∩型補強筋が袋ナット近傍に配置された場合、打継ぎ∩型補強筋のない C シリーズと比較して大きい。これはが存在しても(1)式により評価できる。

∩型補強筋の効果と考えられる。
BS シリーズにおいては BS－N の最大引張力／計§３．接合部の加力実験

算値が 0．70 と他のモデルより小さい。BS－N では、打ち継ぎ面の剥離防止に有効な∩型補強筋がないため、基礎上端配筋の曲げ引張降伏が先行し、他と異な3.1 実験概要

る基礎後打ち部の曲げ破壊モードを示したと考えられここでは接合部の試験体を用いた構造性能確認実る。補強筋のある BS－R、BS－O ではそれぞれ 0．98、験について示す。実験は免震部材の下部接合部を想0．91 であり、コーン状破壊に至った。図 5 にひび割れ定する。試験体は 3 体、すべて同一である。実験のパラ図を示す。BS－N では曲げひび割れのみが拡大したメータは加力条件とし、各加力条件における耐力と破壊モードを確認する。

∩型補強筋

リン グ筋(-D10)

加力高さ：H/2

加力①
積層ゴム反曲点高さでの水平漸増繰返し載荷
袋ナット抜け出しは加力スタブ下から変位を計測して評価（各加力共通）

57 5加力ジグ

加力高さ：5H
積層ゴム
高さ

加力スタブ
ハカマ筋
11-D6
ア ン カ ー PL

平面 図
平面図

モーメント
評価高さ

H
基礎 立 ち上 が り 部

加力②
加力点高さを高くし、曲げでの破壊を想定した水平漸増繰返し載荷（積 層 ゴム 形 状の 加 力ジ グ ）δEδW

100 50lθ =(δW-δE)/l

圧縮は載荷しない350

打継 部
突起付 き袋ナット

加力ジグ

∩型補強筋
加力スタブ

155

断面図
断面図

加力③引張強度を確認するための鉛直漸増繰返し載荷（圧縮側は0まで）

図 7 試験体形状
表 5 試験体緒元
基礎立ち上がり部
寸法
コンクリート強度ハカマ筋∩型補強筋
リング補強筋
打継部
アンカーPL部
取付ボルト
アンカープレート
突起付き袋ナット
充填材

1000×1000×150
2Fc=24N/mm
X、Y方向とも：11-D612∩-D102 -D10 八角形溶接閉鎖形
深さ3mm程度の目荒らし

図 8 加力方法
表 6 鋼材および鉄筋の力学的性質
形状
寸法PL-9PL-1212-M16×90 （強度区分10.9）
PL-9×675×675
φ30×140＋φ50×12（定着プレート）
無収縮モルタル：厚さ15mm

φ50D6D10D10M16

降伏点 引張強さ
適用
規格
2(N/mm ) (N/mm2)
312.4
465.1 アンカープレート
定着プレート456.3
SS400 337.8（袋ナット部）
331.8
485.4 袋ナット部333.8495.3 ハカマ筋など
SD295A 338.2473.1 ∩型補強筋
350.0504.1 八角形リング筋
強度区分10.91132.3 取付ボルト－42－

表 7 コンクリートの力学的性質
圧縮強度 ヤング係数
24割裂
引張強度 適用

22(N/mm ) (x10 N/mm ) (N/mm )基礎上部
コンクリート

アンカーPL下
無収縮モルタル

25.1

2.408

25.1

2.476

25.9

2.459

70.0

2.692

83.5

2.631

84.0

－加力①2.78

加力②加力③加力①－加力②加力③∩型補強筋を配した免震基礎接合部に関する実験的研究

3.2 試験体
試験体の諸元を表 5 に、試験体の形状寸法を図 7 に800示す。試験体はφ900 積層ゴムの下部接合部を想定し600た縮尺 1/2 モデルである。通常の施工を想定して基礎400時、基礎立ち上がり部にはあらかじめハカマ筋、∩型補強筋、リング筋を配筋し、加力スタブ（実建物では基加力後（ひび割れはモルタル部のみ）

2000-200
設計用せん断力QD（237kN)-800した。その後、アンカーPL 下に無収縮モルタルを充填-1000した。

-5250

プ レ ー ト 、 袋 ナ ッ ト は SS400 と し 、 鉄 筋 は D6 ～200

D10(SD295A)、ボルトは強度区分 10.9 を用いた。コン150
基礎天端モーメント(kNm)

使用材料の機械的性質を表 6、7 に示す。アンカー

図 8 に加力①～③の概念図を示す。加力①は積層-4-3-2-1
01
水平変位（mm)2345

図 9 せん断力－水平変位関係（加力①）

3.3 使用材料

3.4 加力方法

ボルト破断-600

定したアンカーPL を設置して基礎立ち上がり部を打設なった。

ボルト破断フランジ-APL間
すべり初め-400礎、基礎梁に相当）を打設、次に突起付き袋ナットを固クリートは Fc24 を想定し、σB で 25～26N/mm2 程度とAPL下ずれ

設計用せん断力QD（237kN)

せん断力(kN)

立ち上がり部下に打ち継ぎを設けている。試験体製作

せん断力－水平変位関係

1000▼▽▼

10050

加力後

0-50▲▼ 最大荷重△▽ 基礎上部ひび割れ▼ 鉄筋破断◇ X方向ハカマ筋降伏△ Y方向ハカマ筋降伏● 袋ナット抜け出し○ ∩型補強筋降伏-100-150

ゴムの 1/2 高さでの水平漸増繰返し載荷である。積層△-200

ゴム上下の固定度を十分確保した場合に想定される状▲-250態である。加力②は加力点高さを高くし、曲げ破壊によ-30-20-100102030回転角（×10 -3 rad.)る破壊モードを確認する実験であり、加力③は引張強図 10 基礎天端モーメント－回転角関係（加力②）度を確認する実験である。
9003.5 実験結果

▼１） 荷重－変形関係

700

図 9 に加力①のせん断力―水平変位関係を、図 10関係を、図 11 に引張力－鉛直変位関係を示す。
加力①においては設計用せん断力(積層ゴムのせん

600
引張力(kN)に加力②の基礎天端モーメント－回転角θ（図 8 参照）▼ 最大荷重▽ 基礎上部ひび割れ● 袋ナット抜け出し◇ X方向ハカマ筋降伏△ Y方向ハカマ筋降伏○ ∩型補強筋降伏× ∩型補強筋破断● リング筋降伏

800 ▽

加力後

500(上部は加力ジグ)

400

断ひずみ 250%時のせん断力の 1.2 倍)の 1.6 倍付近

300から、積層ゴムを模擬した加力ジグのフランジとアンカ

200

ーPL 間ですべり始め、その後剛性が低下し変形が進

100

み、水平変位 3.5mm 付近でボルト破断により耐力が00低下した。加力②では回転角 1/500rad．で袋ナットが102030
鉛直変位(mm)4050

図 11 引張力－鉛直変位関係（加力③）

抜け出しはじめ、その後、基礎立ち上がり部に放射上のひび割れが生じ、∩型補強筋が降伏し、1/200rad．

表 8 実験時の最大耐力と計算値

で最大耐力となった。その後はモーメントが低下した。
加力③では最初に袋ナットが抜け出しはじめ、次に∩型補強筋が降伏し、基礎立ち上がり部にひび割れが生じ、最大耐力に至った。その後は引張力が低下した。

N(kN)
加力①：せん断0

Qmax(kN) Mmax(kNm)

920

114

Qu=923 kN

計算条件

ボルトのせん断耐力

加力②：曲げ55-212

コーン状破壊耐力と
Mu= 170 kNm
ストレスブロックによる評価

加力③：引張791--Tu=２） 最大耐力の評価
表 8 に各試験の最大耐力と計算値の対応を示す。加

計算値－43－812 kN

コーン状破壊耐力60フジタ技術研究報告 第 47 号

力①はボルトのせん断破壊であり、締め付け時の軸応加力①：せん断破壊モードがコーン破壊ではなく、ボルトのせん断破壊力の影響を考慮したボルトせん断強度の総和として評価した計算値と、実験値がほぼ一致した。加力②は図1000

ストレスブロックを仮定して計算値を求めた。計算値は-100

実験値に対してやや小さめである。これは、引張側の-200

袋ナットの応力を線形分布と仮定したが、実際には要-300

軸力（kN)

12 に示すように、袋ナットの最大耐力（（1）式による）と素実験結果に示すように∩型補強筋の効果により脆性

加力②：曲げ2

面圧1N/mm 相当

曲げ破壊と引張破壊の相関曲線-400

的な挙動が改善され、袋ナットの応力が仮定よりも増加-500したためと考えられる。加力③は袋ナットのコーン状破-600

壊耐力の総和として評価した計算値と実験値がほぼ対-700応した。袋ナットのコーン状破壊が脆性的な挙動であ-800

れば、応力再配分があまり行われず、実験値はこの計-900

加力③：引張050100算値よりも小さくなると考えられるが、補強筋の効果によ

150

200250モーメント(kNm)

り脆性的な挙動が改善され、実験値と計算値がほぼ対仮定した応力分布状態
cT:袋ナットのコーン状破壊耐力応したと考えられる。

1.0σB

1.0cTの計算値 1)
計算に用いる各部の応力

ストレスブロック
袋ナット
（圧縮側）
（引張側）
最外端をσBとし、中立 最外端をcTとし、中軸との間で線形分布 立軸との距離に応じて線形分布を仮定を仮定§４．まとめ提案した∩型補強筋形式の免震基礎接合部の構造性能を、要素実験、接合部の加力実験を用いて確認した。

図 12 軸力－モーメント関係と耐力の比較

本実験により得られた知見を以下に示す。
要素実験(1) 突起付き袋ナットのコーン状破壊耐力は文献 1)による計算値で概ね評価できる。

参考文献(2) 袋ナット近傍に補強筋を配した場合、コーン状破1) 日本建築学会：各種合成構造設計指針・同解説, 2010

壊耐力が若干上昇し、最大引張力時の抜出し変

2) 広瀬他：免震装置基礎躯体定着アンカー引張試験（その位が大きくなる。

1，その 2）, 日本建築学会学術講演梗概集, pp.471-474,(3) 打継ぎ部に補強筋を配することで、打継ぎ部の剥2004離による曲げ破壊を抑制し、コーン状破壊耐力を

3) 社団法人日本免震構造協会：免震部材の接合部・取付確保することができる。その際、袋ナット近傍に打け躯体の設計指針, 2009.7

継ぎ部の剥離に伴う曲げひび割れが生じても、袋4) 浅田他：免震鉛ダンパー接合用アンカーボルトの引抜きナット近傍に補強筋が配していれば、コーン状破挙動に関する基礎実験, 日本建築学会構造系論文集,壊耐力が大きく低下することはない。

pp.661-669, 2010

接合部の加力試験(1) 免震部材接合部のせん断耐力は、軸応力の影響

ひ と こ とを考慮したボルトせん断強度により評価できる。

免震構法の研究開発を進めている(2) 免震部材接合部の曲げ耐力は、隣り合う袋ナット中で、接合部の設計･施工に疑問を同士の有効水平投影面積を考慮したコーン状破感じ、このテーマを提案しました。この壊耐力と、ストレスブロックを用いて求めた曲げ破構法が Best とは思いませんが、実務壊と引張破壊の相関曲線により評価できる。

において接合部についても重要性を(3) 免震部材接合部の引張耐力は、隣り合う袋ナット認識して頂ければと思います。
増田 圭司

同士の有効水平投影面積を考慮したコーン状破壊耐力の和により評価できる。

－44－