コンクリート工学年次論文集，Vol.32，No.2，2010

論文

傾斜あと施工アンカーのせん断強度に関する基礎的研究
津吉

真人*1・貞末和史*2・石村

光由*3・南宏一*4

要旨：既存鉄筋コンクリート建物の耐震補強において多用されている従来型のあと施工アンカーに対して，あと施工アンカー1 本当たりのせん断剛性とせん断強度を上昇させる工法として，傾斜あと施工アンカーを考案した。傾斜あと施工アンカーは，アンカー筋を施工面への垂線に対して傾斜させ，交差させて配置する工法であり，傾斜あと施工アンカーの力学特性を調べるための実験を行った。従来型あと施工アンカーと比較して，傾斜あと施工アンカーは，大きなせん断剛性とせん断強度が得られることを明らかにした。
キーワード：耐震補強，間接接合部，あと施工アンカー，直接せん断
1. はじめに「既存鉄筋コンクリート造建築物の耐震改修設計指針

既存不適格の鉄筋コンクリート建物を枠組付き鉄骨（以下，耐震改修設計指針と称す）において定同解説 5)」

ブレース（あるいは耐震壁）を用いて耐震補強する際，められている。しかしながら，せん断力に対する抵抗に既存の鉄筋コンクリート躯体と鉄骨枠組（あるいは耐震関しては，アンカー筋を施工面への垂線に対して傾斜さ壁）を接合する一般的な工法として，図－1 に示すようせて固着させた方が大きな抵抗力が得られると予測さにあと施工アンカーを用いる工法がある。あと施工アンれる。せん断面に対して接合筋を傾斜させて用いることカーは，図－2 に示すような金属系アンカーと接着系アの有効性は，鉄骨とコンクリートの接合における傾斜スンカーが普及しているが，あと施工アンカー工事に伴うタッドの実験的・理論的研究によって検証されている 6)。

騒音・振動などの改善を目的として，その他いくつかの本研究では，既存鉄筋コンクリート躯体と鉄骨枠組代替工法 1)～4)なども開発されている。本研究では，あと施（あるいは耐震壁）を接合する新たな工法として考案し工アンカー1 本当たりのせん断剛性とせん断強度の上昇た，傾斜したあと施工アンカーを交差させて配置し，繰を図る新工法として考案した「傾斜あと施工アンカー」

返しせん断力に対して大きなせん断抵抗力を期待できの力学特性について検討する。

る「傾斜あと施工アンカー」を用いた間接接合部のせん

あと施工アンカーは，引張力に対する抵抗を期待する

断強度を調べるための実験を行い，本工法の有効性につ場合には，穿孔は施工面に対して直角とし，アンカー筋いて検証する。の固着は，金属系アンカーの場合，施工面への垂線に対接続筋して 5°以内，接着系アンカーの場合，施工面への垂線に対して 30°以内とすることが，(財)日本建築防災協会

アンカー筋

あと施工アンカー 既存 RC 躯体

アンカー筋

グラウトモルタル

既存 RC 躯体

接着剤

割裂防止筋

スタッド

間接接合部

金属系アンカー

鉄骨枠組

接着系アンカー

図－2 従来型あと施工アンカー

間接接合部
2. 傾斜あと施工アンカーの概要
考案した傾斜あと施工アンカーを図－3 に示す。傾斜あと施工アンカーは，従来型あと施工アンカーのアンカー筋を既存鉄筋コンクリート躯体表面の垂線に対して傾斜させて固着させるものである。従来型のあと施工ア
図－1 枠組付き鉄骨ブレースを用いた耐震補強*1 広島工業大学大学院*2 広島工業大学*4 福山大学

工学系研究科建設工学専攻博士前期課程

工学部建築工学科准教授*3 福山大学大学院

ンカーは，地震時に間接接合部に作用するせん断力によ

博士(工学)(正会員)

工学研究科地域空間工学専攻博士課程

工学部建築・建設学科教授

工博

(正会員)

(正会員)

-985-

(正会員)

って，アンカー筋はせん断を受ける。一方，傾斜型のあ系アンカーを千鳥状配置（F:前列，B:後列）させた。と施工アンカーは，アンカー筋を傾斜させて固着させる

耐震改修設計指針では，接着系アンカーのせん断強度

ことで，角度の増大と共にアンカー筋は材軸方向の力を決定づける破壊モードとして，アンカー筋の破壊とア（引張力あるいは圧縮力）を受けるように抵抗機構が変ンカー筋がコンクリートを支圧する破壊が想定されて化すると考えられ，大きなせん断剛性とせん断強度が期いる。アンカー筋を傾斜させることの効果を得るために待できる。また，地震時に繰り返される正負のせん断力は，アンカー筋の材料強度を十分に生かす必要があるとに対して同等な抵抗力を持たせるために，図－4 に示す

考え，本実験ではアンカー筋の破壊が先行するように，ように交差させて配置させる。

コンクリート強度とアンカー筋の種類を決めた。
なお，既存躯体部上面と間接接合部下面の接合面には

θせん断力固着力があり，固着力はせん断強度に影響を与えるが，せん断力
間接接合部固着力は施工の方法によってバラツキを生じることがある 4)。そこで，本実験で用いた試験体では，アンカー

既存 RC 躯体

アンカー筋 アンカー筋

筋を傾斜させることの効果の有無を明瞭にするために，既存躯体と間接接合部の接合面にグリースを塗って固着力を除去した。

従来型

傾斜型

試験体に使用した鋼材およびコンクリートの材料試

図－3 傾斜あと施工アンカー

験結果を表－2，表－3 にそれぞれ示す。
θ間接接合部

間接接合部

間接接合部
le

図－5 アンカー筋の埋め込み長さの定義
F B
16φ
4-D63. 実験概要

B

D6@60

D13F

BFB

F
192

図－4 アンカー筋の配列

D19D13225

既存 RC 躯体
交差配列

既存 RC 躯体平行配列

既存 RC 躯体

lv295

3.1 試験体試験体計画を表－1 に示す。試験体は，アンカー筋の330155F B

有効埋め込み深さ le を 2 種類（10d，14d，ここで，d はB

D6@60
4-D6筋の有効埋め込み深さは，図－5 に示す定義に従い，100050(a) 平行型・傾斜角度 0°16φアンカー筋の呼び径）の計 6 体とした。なお，アンカー50D13FBFBF
192155

D19D13225

傾斜角度を 3 種類（0°，30°，45°），アンカー筋の配列を 2 種類（平行，交差），既存躯体へのアンカー筋の295

le=10d の場合と lv=10d（le=14d）の場合を計画した。
試験体形状を図－6 に示す。既存躯体部のコンクリー
330

155形鉄筋を用いて頭付きナットを取り付け，注入型の接着F B00P1030P1030C1045P1045C1045C14傾斜角度
θ （°）
03045

配列平行平行交差平行交差
交差D6@60
4-D6

アンカー筋定着長さlelv
10d (130mm) 10d (130mm)

50D13BBF B

FFD19D13295

試験体1000(b) 平行型・傾斜角度 45°
16φ

表－1 試験体計画

50192

155225

ト設計基準強度 Fc は 21N/mm2，アンカー筋は D13 の異10d (130mm) 8.7d (113mm)
155

330

155

50

1000

10d (130mm) 7.1d (92mm)(c) 交差型・傾斜角度 45°

14d (185mm) 10d (130mm)

図－6 試験体形状（単位:mm）-986-50

表－2 コンクリートの材料強度
既存RC躯体部
引張

圧縮

引張

31.3

2.74

55.4ボルト

4.58

δ316φボルト

降伏強度 引張強度 伸び(N/mm2) (N/mm2) (%)
328464
19.5D13(SD295A) アンカー筋

305462

22.0D6(SD295A) 割裂防止筋

294454

20.7

D13(SD295A) 既存RC躯体部

353491

18.2D19(SD345)

39556218.6

スタッド

図－8 変位計測
せん断力の方向ひずみゲージ

間接接合部

せん断力の方向

既存 RC
躯体部

3

既存RC躯体部

既存 RC 躯体部

δ4 δ2

表－3 鋼材の材料強度
使用箇所

間接接合部

δ1σ c (N/mm2) σ t (N/mm2) σ c (N/mm2) σ t (N/mm2)

3.2 載荷装置および変位計測

節載荷装置を図－7 に示す。載荷は既存鉄筋コンクリー

リブ
単位:mm

ト躯体部に対する間接接合部の相対水平変位δu を変位制

2単位:mm

図－10 切削断面御し，正負繰り返しの漸増載荷を行った。枠組み付き鉄50 25 25 50圧縮間接接合部:ゲージ位置
図－9 ひずみゲージ位置

骨ブレースの間接接合部では，鉛直方向の変形が拘束されることも考えられるが，通常，枠組みの鉄骨は弱軸方3.3 破壊状況向となり拘束力は小さいため，本実験では鉛直方向の変最終破壊状況の一例を写真－1 に示す。実験開始前に形を拘束していない。また，平行保持装置と面外移動拘間接接合部に発生していた収縮ひび割れを除き，いずれ束治具によって，ねじれ変形を生じないように拘束しての試験体とも，既存鉄筋コンクリート躯体部，間接接合いる。

部ともに大きなひび割れや損傷はなく，実験変数に関わ変位の計測方法を図－8 に示す。変位の計測は，既存らず，外観上の破壊状況に違いは見られなかった。

鉄筋コンクリート躯体部と間接接合部の中心に変位計

既存鉄筋コンクリート躯体上面において，アンカー筋測用のボルトを埋め込み，治具を介して取り付けた変位がコンクリートを支圧することで生じた破壊の様相を計の計測値δ1，δ2，δ3，δ4 の計測値に基づき，既存鉄筋コ

写真－2 に示す。アンカー筋を傾斜させていない 00P10

ンクリート躯体部に対する間接接合部の相対水平変位δuは，コンクリートの破壊領域が左右対称に広がっていると目開き幅δv を算定した。のに対して，アンカー筋を傾斜させた 45P10，45C10 は，アンカー筋に貼り付けたひずみゲージの位置を図－9に示す。試験体中央に配置された 2 本のアンカー筋を図

アンカー筋を傾斜させた方向に応じて，片側方向に破壊領域が広がる傾向が見られた。

－10 に示すように切削加工しひずみゲージを貼り付け，アンカー筋の軸方向のひずみ度εと曲率φを計測した。

を生じていることが確認された。

2880

平行保持装置ロードセル
油圧ジャッキ正面外移動拘束治具.

800 520

負 Q

最終的には全ての試験体において，アンカー筋が破断

6500
図－7 載荷装置（単位:mm）

写真－1 最終破壊状況（45C10）-987-

アンカー筋を平行配列した 30P10，45P10 を 00P10 と比較すると，正方向載荷時には，アンカー筋の傾斜角度を大きくするに伴い，せん断剛性とせん断強度が極めて大きくなっているが，負方向載荷時には，逆に小さくなることが確認された。
一方，アンカー筋を交差配列した 30C10，45C10 を
00P1045P1000P10 と比較すると，正負の両方向においてせん断剛性45C10とせん断強度が大きくなり，さらに，履歴ループの形も

写真－2 接合面の破壊状況

00P10 のようにスリップ性状を示さず，傾斜あと施工ア
3.4 荷重－変形関係

ンカーの有効性が確認された。ただし，傾斜あと施工ア

Q－δu 関係を図－11 に示す。また，δu=0.2mm 時におけンカーは，従来型あと施工アンカーと比較して，小さなる正負のせん断剛性 K(=Q/δu) および骨格曲線の比較を

δu でアンカー筋が破断を生じることが確認された。
なお，45C10 と 45C14 を比較すると，両者に明瞭な違表－4，図－13 および図－14 に示す。

-10-10Q(kN) 400
3002001000-5 -100 0-200-300-400Q(kN) 400
300
2001000-5 -100 0-200-300-40000P10510 -10
δU (mm)

45C14

510 -10
δU (mm)δv(mm) 10δv(mm) 106644402

δU (mm)

010 -105-500510 -10-545C10510δU (mm)45P10

δU (mm)05830C106442-10-506010δU (mm)10δv(mm) 108

計測不良

52

δU (mm)δv(mm) 1045C1445P10830P10

62-5Q (kN) 400
300
2001000-5 -100 0-200-300-400Q(kN) 400
300
200
1000-5 -100 0-200-300-400δv(mm) 10800P108-10Q (kN) 40030P103002001000-5 -100 0510 -10δU (mm)-200-300-400Q(kN) 40030C103002001000-5 -100 0510 -10δU (mm)-200-300-400
図－11 荷重－変形関係

2δU (mm)0510 -10-5

図－12 既存 RC 躯体部分と間接接合部の間の境界面の目開き幅の履歴-988-

45C100δU (mm)0510

いは見られず，アンカー筋の定着長さは，lv=10d としな関しては，正負非対称な履歴形状を示しており，正方向くても，le=10d とすることで十分であると思われる。

載荷時にδv が閉じ，負方向載荷時にはδv が開いているこ

既存躯体部分と間接接合部の間の境界面の目開き幅δvとが確認できる。δv が開きアンカー筋が圧縮を受ける載に関する履歴を図－12 に示す。従来型あと施工アンカー

荷方向（負方向）では，アンカー筋が接合面で曲げられ，(00P10)および傾斜あと施工アンカーの交差配列(30C10，せん断剛性と強度が低下したものと推測される。

45C10)に関しては，正負対称的な履歴形状を示している

3.5 アンカー筋のひずみ度および曲率の推移

が，傾斜あと施工アンカーの平行配列(30P10，45P10)に

既存鉄筋コンクリート躯体部と間接接合部の境界面におけるアンカー筋のひずみ度εの推移の一例を図－15，

表－4 せん断剛性一覧表

曲率φの推移の一例を図－16 に示す。

00P10 30P10 30C10 45P10 45C10 45C14682 1433 761779
正 697 949
K (kN/mm)
480308680792
負 501 327

従来型あと施工アンカー(00P10)に対して傾斜あと施工アンカー(45P10)のεは大きくなっていることから，アンカー筋の抵抗機構がせん断型から軸方向型へと変化

200Q (kN)
45P1015010045C14200

100000.05 0.1 0.15 0.2(a) 正荷重時（45P10）が圧縮を受ける載荷方向（負方向）では従来型あと施工アンカー(00P10)よりφが大きくなっており，45P10

アンカー筋が大きく曲げられていることがわかる。

50

δU (mm)

しているように思えるが，傾斜あと施工アンカー

45C1445C1030C1000P10150

45C1000P1030C1050030P10Q (kN)

30P10

δU (mm)00.05 0.1 0.15 0.2(b) 負荷重時

400
300

45P1030P10300

45C1020000P1045C140

アンカー筋の耐力で決まる Qa1 とコンクリートの支圧でとして評価している。
00P1030P10100

δU (mm)決まる Qa2 のうち，いずれか小さい方の値をせん断強度45C1445C1030C1020030C101000400

Q (kN)

在来型の接着系あと施工アンカーのせん断強度 Qa は，耐震改修設計指針に式(1)が示されている。式(1)では，

図－13 せん断剛性

Q (kN)

4. せん断強度

45P10δU (mm)02 4 6 8 100 2 4 6 8(a) 正荷重時(b) 負荷重時
図－14 骨格曲線

10

Qa＝min（Qa1，Qa2）(1)

Qa1＝0.7σ y×sae×an(2)

Qa2＝0.4

E c・ σ B ×sae×an

ンクリートのヤング係数（N/mm2），σB はコンクリートの圧縮強度（N/mm2），sae は接合面におけるアンカー筋軸ε(μ) 20000

ε(μ) 20000

ε(μ) 20000

10000

10000

10000

0-2 -1.5 -1 -0.5 000P10-10000

0.511.5 2
δU (mm)(3)

ここに， σ y はアンカー筋の降伏強度（N/mm2），Ec はコ

0-2 -1.5 -1 -0.5 045P10-10000

0.5

11.5 2
δU (mm)0-2 -1.5 -1 -0.5 045C10-10000

0.5

11.5 2
δU (mm)0.5

11.5 2
δU (mm)

図－15 アンカー筋の軸方向ひずみ度の推移
φ(μ/mm) 8000

φ(μ/mm) 8000

φ(μ/mm) 8000

6000

6000

6000

4000

4000

4000

2000

2000

2000

0-2 -1.5 -1 -0.5 000P10-2000

0.5

11.5 2
δU (mm)0-2 -1.5 -1 -0.5 0-2000
45P100.5

11.5 2
δU (mm)

図－16 アンカー筋の曲率の推移-989-0-2 -1.5 -1 -0.5 0-2000
45C10

部の断面積（mm2），an はアンカー筋の本数である。

接合部の新工法として考案した傾斜あと施工アンカー

本実験で得られた正負のせん断強度の最大値 Qexp および式(1)による計算値 Qa を表－5 に示す。従来型のあとの有効性を調べるための実験を行い，以下の結論を得た。
1)

平行配列した傾斜あと施工アンカーは，載荷方向に施工アンカーに相当するアンカー筋を傾斜させていな

よってせん断剛性と強度が異なるが，アンカー筋がい試験体 00P10 について，式(1)を用いてせん断強度を引張を受ける方向では，従来型あと施工アンカーと算定した場合， Qa1＜Qa2 となり，せん断強度はアンカー比較して，せん断剛性と強度が極めて大きくなる。

筋の耐力によって決まり，実験の破壊モードと一致し，

2)

交差配列した傾斜あと施工アンカーは，従来型あと実験値と計算値の対応は良好である。

施工アンカーと比較して，正負両載荷方向において，一方で，傾斜あと施工アンカーに関しては，30P10 および 45P10 の負方向を除く試験体の Qexp は Qa を大きくせん断剛性と強度が大きくなる。
3)

傾斜あと施工アンカーは，アンカー筋の傾斜角度を上回っている。これは，アンカー筋の抵抗機構がせん断型から軸方向型へと変化していることが顕著に現れて大きくするほど，せん断剛性と強度は大きくなる。
4)

傾斜あと施工アンカーは，従来型あと施工アンカーいるものと思われる。そこで，アンカー筋の軸方向強度と比較して，小さな相対水平変位でアンカー筋が破に対して，どのくらいの抵抗力を発現しているか確認す断する。

るために，式(4)，(5)による計算値を表－5 に示す。

本実験で用いた傾斜あと施工アンカーは，アンカー筋

Qy＝σ y×sae×an(4)を傾斜させることによる効果を確かめるために，最も有Qu＝σ u×sae0×an(5)効性が期待できると想定された，アンカー筋の降伏およ

ここに，σ u はアンカー筋の引張強度， sae0 は接合面におび破断が先行する破壊モードに対する検証を行なった。

2

けるアンカー筋ねじ部の断面積（mm ）である。

コンクリートの支圧破壊やアンカー筋の付着破壊が先30P10，45P10 の正荷重時に関しては，Qu を大きく上行する場合においても有効であるのか，あるいは有効性回っていることが分かる。本実験では，既存躯体と間接を発現できるための適用範囲も含めて，今後さらなる検接合部の接合面にグリースを塗って固着力を除去して討を必要とする。

いるものの，接合面の凹凸によって摩擦力が生じているものと思われる。実験値と計算値の比較を図－17 に示す。

謝辞
本実験を行うにあたり，細川洋治氏をはじめサンコー

表－5 実験値と計算値の比較
00P10 30P10 30C10 45P10 45C10 45C14225
431268
正 195 345
262
Q exp (kN)
216112260負 178 121
254
175
Q a (kN)
250
Q y (kN)265
Q u (kN)1.50
正 1.11 1.97 1.28 2.46 1.53
Q exp /Q a1.45
負 1.02 0.69 1.23 0.64 1.48
1.05
正 0.78 1.38 0.90 1.72 1.07
Q exp /Q y
1.02
負 0.71 0.48 0.86 0.45 1.04
0.99
正 0.74 1.30 0.85 1.63 1.01
Q exp /Q u0.96
負 0.67 0.46 0.82 0.42 0.98

せん断強度(kN)

500

正負400

テクノ(株)の方々より貴重な助言とご協力を得ました。
ここに記し，感謝の意を表します。
参考文献
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