フジタ技術研究報告第58号 2022年

組立筋の一部を通し配筋にしたアンボンドPCaPC柱の構造性能と履歴性状に関する実験的研究
朱 盈

大庭 正俊

佐々木 仁

概要

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有している。この工法を柱に適用する場合の崩壊防止対策として、柱の組立筋の一部を通し配筋にすることを考案した（以下アンボンドPRC柱）。その通し配筋が柱の構造性能と曲げ性状にどう影響するかを実験によって確認し、また、筆者らが2017年度に行った通し配筋にしていないアンボンドPCaPC柱の実験結果と比較することにより、地震後の残留変形および履歴性状への影響を確認した。

Experimental Study on Structural Performance and Hysteretic Properties of Unbonded PCaPCColumns with Partial Reinforcing Bars Changed to Through-Bars
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. As a measure to prevent collapse when applying this construction
method to columns，we devised an arrangement making part of the reinforcing bars of the column to be throughbars (hereinafter “unbonded PRC column”). This experiment was conducted to confirm how the through-bar
arrangement affects the structural performance and bending properties of the column. By comparing theexperimental results of unbonded PCaPC columns without through-bar arrangement conducted by the authors in
2017, we confirmed residual deformation after an earthquake and the effect on hysteretic properties.

キーワード：

アンボンドプレストレスト，圧着柱
履歴性状，残留変形−19−フジタ技術研究報告 第58号

§１． はじめに

表１ 試験体一覧

平成 19 年告示改正で主要構造部へのアンボンド工法の使用が条件付きで認められた。その条件は、付着が良好な鉄筋または緊張材との併用、あるいは、万一緊張材が破断し、または定着具の機能が失われた場合にも崩壊を防止するための措置を講じることである。柱を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、PCaPC)としたことにより崩壊防止が図られると考えた。通し配筋が曲げ性状に影響するかを、筆者らが 2017 年度に行った通し配筋にしていないアンボンド PCaPC 柱の実験結果 1)と比較

CR80
CR80-025a-025b
幅b×せいD(mm)350×350
コンクリート強度Fc(N/mm2)
80
せん断スパン比3PC鋼棒本数・径4-φ17
引張鉄筋比（引張鉄筋）
0.32%（2-D16） 0.47％（2-D19）
有効ﾌﾟﾚｽﾄﾚｽﾄ力(kN)687671686
初期軸圧縮力(kN）
1658
2669
2738
軸応力σg(N/mm2)
13.53
21.79
22.35
コンクリート強度89.3
87.188.7
σB(N/mm2)
軸力比σg/σB
0.1520.2500.252
実験時場合の対策として、柱の組立筋の一部を通し配筋にする

CR80-015a

試験体名することにより、地震後の残留変形および履歴性状へのせん断補強筋-S10＠50

影響を確認した。
D6@30§２． 実験概要
2.1 実験概要
試験体・スタブ共試験体一覧を表1に示す。実験パラメータは、軸力比と引D6@30

張鉄筋比である。コンクリート強度は、30～50Fの超高層建物を想定し、Fc＝80N/mm2とした。軸力比は0.15と0.25の2

図1 試験体配筋図種類とした。
試験体形状を図1に、載荷方法を図2に示す。超高層建物の下層階を想定した1/3縮尺で、試験体部は断面が3507300mm×350mmで内法長さ2100mm(M/QD=3)の柱とした。スタブ
軸力断面は、900×600mmとし、柱頭部を一体打設し、柱脚部は1000t
ジャッキ

試験体部とスタブ部分を別々に打設した後、25mm厚の高負スタブ

柱脚

試験体

正柱頭

正強度無収縮モルタルを介して両者をプレストレスにより圧着

スタブ

軸力1000t
ジャッキ

負接合した。せん断補強筋はS10(KSS785)の高強度せん断補強筋を使用し50mm間隔（pw=1.63%）で配筋した。PC鋼材はφ17PC鋼棒(C種1号)を4本、定着端間の距離は7300mmと図2 載荷装置図した。シース管の内径は30mm（外径34mm)とし、シース管による断面欠損は全断面積に対して2.31%である。目標導入

本実験では、式(1)より引張鉄筋比が0.29%以上となり、まプレストレス力のPC鋼棒規格降伏耐力に対する比率は0.68た、残留変形の基準を考慮し、試験区間の通し配筋はD16とした。

（SD345）およびD19（SD345）の異形普通強度鉄筋とし、引張鉄筋比0.32%と0.47％と設定した。

組立筋を通し配筋と設計する場合、引張鉄筋比は「PC性能評価型設計施工指針」2)の修復限界Ⅱ(残留変形 1/200以下)および「PRC基準Ⅲ種PC」3)の引張鉄筋比pt(式(1))に準拠して定める。

1  0.4  2.0  ・ 100示す。コンクリートは、縮小試験体のため、最大骨材径13㎜の粗骨材を用いた超高強度コンクリートとした。各使用材料に用いた材料試験はJIS規格に基づいて行った。
載荷方法は、試験体の両端にジャッキで一定軸力を加え(1)

ここで、   /,  ： 引張鉄筋断面積, ： 長方形断面としたときの部材断面の幅, ： 圧縮縁から引張鉄筋断面重心までの距離,  ： 有効プレストレス力/コンクリー
ト全断面積,  ： コンクリートの設計基準強度である。

試験体に用いた各種材料の試験結果を表2および表3にながら、逆対称加力を正負交番繰返しで行った。載荷はスタブ間で計測した柱部材角（Rc）で制御し、Rcが1/800で1回，1/400，1/200，1/133，1/100，1/66.7，1/50，1/33，1/25で、それぞれ正負各2回、1/16.7で1回の交番載荷を行った。
−20−－2－

組立筋の一部を通し配筋にしたアンボンドPCaPC柱の構造性能と履歴性状に関する実験的研究⤌❧➽䛾୍㒊䜢㏻䛧㓄➽䛻䛧䛯䜰䞁䝪䞁䝗PCaPCᰕ䛾ᵓ㐀ᛶ⬟䛸ᒚṔᛶ≧䛻㛵䛩䜛ᐇ㦂ⓗ◊✲

2.2 実験結果と考察

表2 䝁䞁䜽䝸䞊䝖➼䛾ຊᏛⓗᛶ㉁コンクリート等の力学的性質
⾲2

最大耐力時と最終加力時のひび割れ状況を図3に示᭱኱⪏ຊ᫬䛸᭱⤊ຍຊ᫬䛾䜂䜃๭䜜≧ἣ䜢ᅗ3䛻♧

材料名す。各試験体の初曲げひび割れ点、最大せん断力を含め䛩䚹ྛヨ㦂య䛾ึ᭤䛢䜂䜃๭䜜Ⅼ䚸᭱኱䛫䜣᩿ຊ䜢ྵ䜑

試験体名
CR80-

たせん断力-部材角関係を図4に示す。点線で示している䛯䛫䜣᩿ຊ-㒊ᮦゅ㛵ಀ䜢ᅗ4䛻♧䛩䚹Ⅼ⥺䛷♧䛧䛶䛔䜛のはPΔ効果による付加せん断力である。
䛾䛿P䂴ຠᯝ䛻䜘䜛௜ຍ䛫䜣᩿ຊ䛷䛒䜛䚹

コンクリート(1)軸力比0.15の試験体(1)㍈ຊẚ0.15䛾ヨ㦂య
軸ຊ力ẚ
比 0.15 䛾のヨ試㦂験య体 CR80-015a 䛿は䚸、ᰕ
柱䛾の䛫せ䜣ん᩿断ຊ力㍈1.19%）に達した。最大せん断力に達した後、試験体端部に1.19%䠅䛻㐩䛧䛯䚹᭱኱䛫䜣᩿ຊ䛻㐩䛧䛯ᚋ䚸ヨ㦂య➃㒊䛻

目地モルタル

縦ひび割れが発生した。
⦪䜂䜃๭䜜䛜Ⓨ⏕䛧䛯䚹

圧縮強度時歪 ヤング係数

ポアソン比（%）（N/mm2）

89.3

0.261

42520

0.198

87.1

0.264

41860

0.219

88.7

0.273

41730

0.195

145.9

0.444

40957

0.244

145.6

0.455

40722

0.217

147.8

0.457

40158

0.209015a
CR80025a
CR80025b
CR80-0.13%)時に試験体に曲げひび割れが発生した。
137kN(Rc 0.13%)᫬䛻ヨ㦂య䛻᭤䛢䜂䜃๭䜜䛜Ⓨ⏕䛧䛯䚹
ひび割れ発生本数が増えた後、最大せん断力283kN（Rc䜂䜃๭䜜Ⓨ⏕ᮏᩘ䛜ቑ䛘䛯ᚋ䚸᭱኱䛫䜣᩿ຊ283kN䠄Rc

圧縮強度（N/mm2）015a
CR80025a
CR80025b(2)軸力比0.25の試験体(2)㍈ຊẚ0.25䛾ヨ㦂య
表3 㕲➽➼䛾ຊᏛⓗᛶ㉁鉄筋等の力学的性質
⾲3

軸力比0.25の試験体CR80-025aおよびCR80-025bはせ㍈ຊẚ0.25䛾ヨ㦂యCR80-025a䛚䜘䜃CR80-025b䛿䛫
ん断力233kN (Rc 0.24%)䛚䜘䜃223kN(Rc0.23%)᫬䛻ヨ㦂య
0.24%)および223kN(Rc0.23%)時に試験体䜣᩿ຊ233kNに曲げひび割れが発生した。曲げひび割れ発生本数が増䛻᭤䛢䜂䜃๭䜜䛜Ⓨ⏕䛧䛯䚹᭤䛢䜂䜃๭䜜Ⓨ⏕ᮏᩘ䛜ቑ
えた後、最大せん断力384kNおよび396kN（Rc 0.95%䛚䜘䜃
0.95%および䛘䛯ᚋ䚸᭱኱䛫䜣᩿ຊ384kN䛚䜘䜃396kN䠄Rc1%時）に達した。最大せん断力に達した後、かぶりコンクリ1%᫬䠅䛻㐩䛧䛯䚹᭱኱䛫䜣᩿ຊ䛻㐩䛧䛯ᚋ䚸䛛䜆䜚䝁䞁䜽䝸ートの付着破壊による縦ひび割れが発生した。最終加力時䞊䝖䛾௜╔◚ቯ䛻䜘䜛⦪䜂䜃๭䜜䛜Ⓨ⏕䛧䛯䚹᭱⤊ຍຊ᫬なかった。
䛺䛛䛳䛯䚹2

D16399.4

585.0

194800S10937.1※

1120.1

178100φ171204.1※

1297.6198800普通強度鉄筋（SD345）（KSS785)
PC鋼棒の縦ひび割れ本数は軸力比0.15の試験体より多かった。な䛾⦪䜂䜃๭䜜ᮏᩘ䛿㍈ຊẚ0.15䛾ヨ㦂య䜘䜚ከ䛛䛳䛯䚹䛺

引張強さ2

鋼材種

高強度せん断補強筋（C種1号）

お、引張鉄筋比の違いによる履歴性状の差はあまり見られ䛚䚸ᘬᙇ㕲➽ẚ䛾㐪䛔䛻䜘䜛ᒚṔᛶ≧䛾ᕪ䛿䛒䜎䜚ぢ䜙䜜

降伏強度材料名

D19

ヤング係数（N/mm ） （N/mm ） （N/mm2）
378.6568.3

194600※0.2%オフセット法による
䈜0.2%䜸䝣䝉䝑䝖ἲ䛻䜘䜛§３． 耐力の実験値と計算値の比較
3.1 耐力の計算式

CR80-015a

CR80-015a

CR80-025a

CR80-025a

CR80-025b

CR80-025b(a)最大耐力時(b)最終加力時

曲げひび割れ耐力の計算値は2015年版建築物の構造᭤䛢䜂䜃๭䜜⪏ຊ䛾ィ⟬್䛿2015ᖺ∧ᘓ⠏≀䛾ᵓ㐀の (௜1.3-1)ᘧ䛻䝥䝺䝇䝖䝺䝇ຊ䜢⪃(付1.3-1)式にプレストレス力を考関係技術基準解説書4)䛾
㛵ಀᢏ⾡ᇶ‽ゎㄝ᭩
慮して修正した式で求める。
៖䛧䛶ಟṇ䛧䛯ᘧ䛷ồ䜑䜛䚹
 𝑃𝑃𝑃𝑃) ⋅ 𝐷𝐷
(𝑁𝑁 +𝑐𝑐 = 0.56
𝑀𝑀𝜎𝜎𝐵𝐵 
𝑍𝑍 +√
6(2)ここで、𝐵𝐵 䠖䝁䞁䜽䝸䞊䝖ᙉᗘ䠈𝑍𝑍䠖᩿㠃ಀᩘ䠈𝑁𝑁䠖㍈ຊ䠈𝑃𝑃：コンクリート強度，：断面係数，：軸力，𝑒𝑒 䠖：䛣䛣䛷䚸𝜎𝜎᭷ຠ䝥䝺䝇䝖䝺䝇ຊ䠈𝐷𝐷䠖㒊ᮦ䛫䛔䛷䛒䜛䚹有効プレストレス力，：部材せいである。

図3 䜂䜃๭䜜≧ἣひび割れ状況
ᅗ3試験体力

試験体力

試験体力

せん断力

せん断力

せん断力

(a)CR80-015a●最大せん断力䖃᭱኱䛫䜣᩿ຊ

効

効効△初曲げひび割れ䕧ึ᭤䛢䜂䜃๭䜜(b)CR80-025a
ᅗ4
図4 䛫䜣᩿ຊ-㒊ᮦゅ㛵ಀ
せん断力-部材角関係−21−－3－䠉3䠉(c)CR80-025b

フジタ技術研究報告 第58号

表4 特性値(実験値)

また、ACI規準応力ブロックを用いてコンクリート圧縮合力を計算すると、普通強度鉄筋の存在を無視すれば、非常試験体名に簡略な式でアンボンドPCaPC柱の曲げ終局耐力を算定
CR80-015aすることできる。この方法で求められたアンボンドPCaPC柱の曲げ終局耐力(2項)に組立筋の寄与分(1項)を付加し、(3)  0.8 ⋅  ⋅   0.5 ⋅    ⋅  1    2 /

部材せい,  ：引張鉄筋の断面積， ：引張鉄筋の降伏強度， ：コンクリート強度，：クリアスパンである。
3.2 初期剛性の計算式

245-13797

最大せん断力時(kN)-286
384

224-374-189-390

234

99

283396

表5 特性値(計算値)
初期剛性 初曲げひび割れ時 最大せん断力時
最大せん断力試験体名 (kN/rad)(kN・ｍ)(kN)(PΔ効果考慮)
Ke×10³  (4)ここで、：軸力， ：有効プレストレス力，：部材幅，：

97

144

92

CR80-025b  (3)0.85 ⋅  ⋅ 102

初曲げひび割れ時(kN・m)98

CR80-025a式のようにアンボンドPRC柱の曲げ耐力式を作成した。
0    0.4 ⋅  ⋅  ⋅  のとき初期剛性(kN/rad)Ke×10³

CR80-015a

134135262252CR80-025a

132194350338CR80-025b

132197372359

アンボンド部材が逆対称曲げを受ける場合は、離間が発生するまではPC鋼材にひずみ増分は発生しないので、PC鋼材の剛性は考慮しない。また、シース管内にグラウトが充填されていないため、シース管によるコンクリートの断面欠損を考慮する。曲げ弾性剛性Ke.fおよびせん断弾性剛性Ke.sは、それぞれ次式で与えられている。
.  12 ∙  /.   ∙  ∙ (5)(6)

ここで、 ：コンクリートの弾性係数，  ：シース管断面欠損を考慮した等価有効断面2次モーメント，：せん断弾性係数

，：ポアソン比（＝1/6），：柱せいである。

したがって、初期剛性Keは次式で計算することができる。

 . ∙ ..  .1
112 ∙   ∙  ∙ 

図5 曲げひび割れ耐力の /

(7)

3.3 実験値と計算値の比較

曲げひび割れ耐力の実験値は初曲げひび割れ時のせん断力から下式によって換算する。
   ∙ /2(8)ここで、  ：初曲げひび割れ時のせん断力，L：クリアスパン（2100mm）である。

初期剛性の計算値は(7)式により計算し、実験値は初曲げひび割れ時せん断力と変形角の比とした。表4と表5に各
図6 最大せん断力の /

試験体の初期剛性、曲げひび割れ耐力および最大せん断力を含めた特性値の実験値および計算値を示す。図4に最をかけた。図5～6に試験体3体の曲げひび割れ耐力の実大せん断力の実験値および略算式(3)による計算値との比

験値/計算値および最大せん断力の実験値/計算値を示

較を示す。図中、計算値はPΔ効果の影響を考慮し、低減す。
−22−－4－

組立筋の一部を通し配筋にしたアンボンドPCaPC柱の構造性能と履歴性状に関する実験的研究

曲げひび割れ耐力の実験値はほぼ計算値と整合した。

体よりやや小さいものの、通し配筋にした本実験の試験体

最大せん断力の実験値/計算値も3体とも1以上となり、全体が上回る結果となった。これは、通し配筋が各試験体の耐的に精度よく評価できた。初期剛性については、計算値の力に寄与したものと考えられる。最大耐力経過後の耐力低方がやや上回った。

下は通し配筋量によって、低減度合いがやや異なるが、既報1)とほぼ同様な傾向が見られた。通し配筋のスケルトンカ§４． 通し配筋の履歴性状への影響ーブへの影響が小さかった。また、軸力比の大きい試験体ほど、最大耐力以降のせん断力が低下した。引張鉄筋比の4.1 包絡曲線の比較違いによる耐力への影響はあまり見られなかった。

1)

図7に既報 および本実験で得られた、包絡曲線の結果を示す。図8に本実験における3試験体の包絡曲線の比較

4.2 残留変形の比較
図9に既報1)の柱実験の残留変形と本実験の結果との比を示す。
本実験の試験体は組立筋を一部通し配筋としたことに対較を、図10に本実験における3試験体の残留変形の比較を1)

して、既報 の試験体は通し配筋としていない。各試験体示す。

1)

は、コンクリート強度に関しては既報 の試験体の方がやや部材角1/100までの残留変形はほぼ発生せず、傾向とし高いものの、軸力比と断面せいは共通であり、組立筋の通ては既報1)の結果とほぼ同様であった。なお、部材角が大きし配筋の有無のみが異なる。

くなると、通し配筋がある試験体で残留変形量が拡大する
1)

包絡曲線については、通し配筋にしていない既報 の試傾向が見られた。また、軸力比が大きいほど、残留変形が験体の結果とほぼ同様な傾向が見られた。初期剛性につ大きくなるが、引張鉄筋比の違いによる残留変形への影響

いては、通し配筋有無に関係なく、ほぼ同様な結果となっはあまり見られなかった。引張鉄筋比0.32％と0.47％の試た。最大耐力については、コンクリート強度が既報1)の試験

験体の残留変形の傾向はほぼ同様であった。

通し配筋あり→↑
通し配筋なし(a)軸力比0.15,Pt=0.32%

通し配筋あり→↑
通し配筋なし通し配筋あり→(b)軸力比0.25,Pt=0.32%(c)軸力比0.25,Pt=0.47%↑通し配筋なし

図7 通し配筋有無による包絡曲線の比較
500

せん断力（kN）

400

Pt=0.47%↓↑
Pt=0.32%

軸力比0.25→300↑
軸力比0.15200
1000-100-200

CR80-015a
CR80-025a-300-400-500-6-4-20246部材角（%）(b)引張鉄筋比の影響(a)軸力比の影響

図8 軸力比および引張鉄筋比による包絡曲線の比較−23−－5－フジタ技術研究報告 第58号

00(±1/16まで)(a)軸力比0.15,Pt=0.32%00(±1/100まで)(a)軸力比の影響(b)軸力比0.25,Pt=0.32%00(±1/16まで)(c)軸力比0.25,Pt=0.47%
図9 通し配筋有無による残留変形の比較§５． まとめ

0

軸力比、引張鉄筋比を実験パラメータとして計3体のアンボンドPRC圧着柱に対して、逆対称曲げを与える実験を行(±1/100まで)

い、既報1)の柱実験で得られた結果との比較を行った。通し(b)引張鉄筋比の影響

配筋の履歴性状と耐力への影響は小さく、通し配筋ありの場合でも、残留変形は1/200以下であることを確認した。

図10 軸力比および引張鉄筋比による残留変形の比較
ひとこと

参 考 文 献1)2)3)
4)

大庭正俊他：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、フジタ技術研究報告（所報）第 54 号，2018
日本建築学会：プレストレストコンクリート造建築物の性能評価型設計施工
指針（案）・同解説
日本建築学会：プレストレスト鉄筋コンクリート（Ⅲ種 PC）構造設計・施工指針・同解説

アンボンドPC柱・壁柱と制振部材を超高層建物のコア部分に設けることで、大地震時にも構造部材の損傷が少ない安全安心な建国土技術政策総合研究所他：2015年版建築物の構造関係技術基準解説

物を供給することを図る。これま書，2015

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朱 盈−24−－6－

きたい。