コンクリート工学年次論文集，Vol.32，No.2，2010

論文

高強度コンクリートの応力－ひずみ関係に基づく L 型連層耐震壁の曲げ耐力と変形性能評価
阪井

由尚*1・西山峰広*2

要旨：単調単軸載荷に基づく既往の高強度コンクリートの応力－ひずみ関係提案式の下降勾配特性に対して，破壊領域長さの影響を考慮し修正を行った。また L 型断面の連層耐震壁部材の曲げせん断実験を実施し，修
正応力－ひずみ関係提案式を用いたファイバーモデルによる曲げ解析との比較・検討を行った。
キーワード：コンファインドコンクリート，連層耐震壁，高強度材料，曲げ圧縮
1. はじめに係は弾性的なものになって，圧縮強度以降は脆性的な破近年，超高層 RC 造集合住宅において，フリ－プラン壊性状を示す。拘束効果により，高強度コンクリートのやスケルトン・インフィル方式など自由度の高い居住空圧縮強度・変形特性の改善を行うためには，より大きい間へのニ－ズが高まっている。このような空間を実現す横拘束力が必要となるが，拘束力を大にしようとするたるため，30 層程度の超高層 RC 造建物を対象とし，壁断めに横補強筋に高強度材料を使用しても，圧縮強度時に面形状を L 型とした連層耐震壁の曲げせん断実験を実施

おいて横補強筋ひずみは降伏ひずみに到らず，その使用している 。このような連層耐震壁部材は，地震時にお効率が低いことが指摘されている例えば 2,5,6) 。このようにける負担せん断力が大で，脚部には大きな曲げモ－メン

高強度コンクリートの強度・変形特性は，コンクリートトが作用する。またシアスパン比が大きく，主に曲げ変および横補強筋の材料強度の組み合わせによって，とく形が卓越した性状を示すことが特徴となる。この連層耐に応力下降域のばらつきも生じ，その評価は困難である。

震壁部材に対して，圧縮領域となる壁端部コンクリ－ト

そのため筆者は既往の研究 2),3),4)で，応力下降勾配特性推を横補強筋で有効に拘束することにより，大変形時にお定式においては比較的安全側の評価を行ってきた。一方，いても靭性能の改善が要求される。拘束効果については，

秋山ら 6)は異型角型アクリル棒を試験体断面中心位置に1)

筆者は既往の研究 2),3),4)で，単調単軸載荷時における実験埋込み，50mm 間隔にて高さ方向での局所ひずみ分布をから，材料および形状に関わらず広範囲に適用できるコ計測している。応力－局所ひずみ関係より，コンファイ

ンファインドコンクリ－トの圧縮強度･変形特性推定式

ンドコンクリートの圧縮強度発現後，ひずみが大きく進を提案している（表－1 参照）。また，近年においては，展する領域，ひずみが減少する後退領域，そしてほとん

高強度材料を使用した実験が数多く行われるようにな

どひずみが増減することのない停滞領域の 3 つに分類でり，高強度コンクリートに関するデータが蓄積されるよきるものとし，脆性的な破壊を呈する供試体では，ごくうになってきた。高強度コンクリートの応力－ひずみ関

限られた区間に損傷が集中し，ひずみ進展領域が小さく係において，とくに応力下降域は，ばらつきもあり，そなることを指摘している。文献 6 で秋山らは実験値によの評価は困難であるが，大変形時まで靭性能を期待するる回帰式として，破壊領域長さ Lp を式(1)のように提案し部材においては，曲げ解析に利用されるコンクリートのている。
Lp=1644(p’e /σco)0.647

応力下降域の評価は重要である。本報では，近年の研究(1)で得られた結果をもとに，単軸載荷に基づくコンクリー

ここで，Lp の単位は mm，p’e は有効横拘束圧で，σco

ト応力－ひずみ関係の既往提案式の修正を行うこととはプレーンコンクリート強度を示し，表－1 中の Fo と同した。また，この修正提案式を，連層耐震壁部材の曲げじである。また，文献 6 において，コンクリート圧縮強解析に適用し，実験結果との整合性および本提案式の妥度の大きさや柱長さに関わらず，最大荷重後に局所ひず当性の確認を行い，連層耐震壁部材の曲げ耐力と変形性みが進展する破壊領域長さ Lp は等しくなり，圧縮強度発能に関する基礎的な知見を得るものである。

現後の応力－変位曲線下の面積（圧縮破壊エネルギーGf,c）は，応力－塑性変位δinel 関係と一致することが確

2. 単軸載荷に基づくコンクリートの応力－ひずみ関係認されたとしている。そのため，試験体の幅高さ比が大コンクリートは，高強度になるにつれ応力－ひずみ関

きい場合など，このような破壊領域長さがコンクリート*1 東急建設（株）

設計本部構造設計部*2 京都大学大学院工学研究科教授

工修(正会員)

博士（工学）

(正会員)

-865-

表－1 コンファインドコンクリートの既往圧縮強度･変形特性推定式の応力－ひずみ関係に影響を及ぼすことが指摘されている 7),8)。以上のことを考慮し，本報では，図－1 に示す

Fcf

コンクリートの応力－ひずみ関係を提案する。ひずみ進

Fo

展領域となる破壊領域長さ Lp は式(1)により求める。ここ= 1 + 4.41 ⋅ αβ F ⋅ κ F ⋅psσ syFo(1 − 1.24S)D

κ F = 1 − e − AF1⋅100 psで，式(1)中の有効横拘束圧 p’e は，筆者が提案する横補(1)圧縮強度比

強筋の形状，材料強度およびピッチの影響を考慮した，( Fcf / Fo )1AF1 =(σ sy / 200 − AF 2 ) 2+ AF 2

2.0....................( Fo ≤ 60)
AF 2 = − Fo 30 + 4.......(60 < Fo ≦120)

表－1 の圧縮強度比における αβF･κF･psσsy･(1-1.24･S/D)として求めた。ひずみ後退領域では，応力の低下に伴い弾αβ F = 0.175n + 0.5 ≦ 1.0

性勾配 Ec でひずみが戻るものと仮定した。圧縮強度以降

2ε cf

 10 S ⋅ 9.8 ⋅ p sσ sy (1 − 1.11 )= 1 + αβ ε ⋅ κ ε ⋅ εoD Fo の任意の応力において，表－1 に示す既往提案式により(2)圧縮強度時求められる応力下降域のひずみ εi は圧縮試験体の全長に

κ ε = 1 − e − Aε ⋅100 ps

ひずみ比(ε/ε)(ε cfcf / ε coo)

より平均化した量として求められるので，ひずみ後退領

6.5........................( Fo ≤ 60)
Aε = 
− Fo 10 + 12.5.....(60 < Fo ≦120)

域のひずみを εmo とすれば，ひずみ進展領域におけるひαβ ε = 0.2n + 0.4 ≦ 1.0

ずみ εp は式(2-2)で求めることができる。

Ecf以上より，ひずみ進展領域の応力下降勾配比 pEcf /Eo(3)応力下降

αβ E ⋅ κ E ⋅ (120 21) ⋅⋅ 9.8 ⋅ Psσ sy + 1
Fo2 ⋅ S D +11 .......... .......... ....( Fo ≤ 60 )
 4 − 180 / Fo .....( 60 < Fo ≦ 120 )勾配比は既往提案式 Ecf /Eo に式(2-1)に示す係数 η を用いて修正=Eo

κE = ( Ecf / E o )を行うこととした。

αβ E = 0.25n + 0.3 ≦ 1.0
Fo , ε o :プレーンコンクリートの圧縮強度(MPa)およびその時のひずみ度(2)pEcf /Eo=(Ecf /Eo)/η

ここで，η=εp /εi

文献 11)
ここで、 ε o = 0.93( Fo )1 4 ⋅10 −3 文献5)
Fcf , ε cf :コンファインドコンクリートの圧縮強度(MPa)およびその時のひずみ度
E o , E cf :プレーンコンクリートおよびコンファインドコンクリートの応力下降勾配(2-1)

εp =A･(εi –εmo) +εmo , A=h/Lp>1(2-2)εi ={εp+εmo･(A –1)}/A , εi =(Fcf –σi) /Ecf +εcf

(2-3)

文献 15)
ここで、 Eo = ( 4.3 × 10 −3 ⋅ Fo − 0.6) × 103 × 9.8 文献4)
κ F , κ ε , κ E :材料強度に関する低減係数 ， αβ F , αβ ε , αβ E :断面形状に関する低減係数
p s :横補強筋の面積比 (= 2a s / SD ) ， a s :横補強筋の断面積 ， S :横補強筋ピッチ
D :コアコンクリート幅 ， σ sy :横補強筋の降伏強度(MPa) ， n :サブタイ本数
応力

筆者の提案推定式を誘導する基礎となった実験試験体の大きさは円柱で 150φ×300mm，角柱で 200×200×σ400mm であり，軸ひずみの検長はほぼ試験体高さとしてFFcfcf
σ幅高さ比が 2 以上となる文献 9 で行われた単調単軸圧縮

σi

ひずみ後退領域

ひずみ後退領域

試験体検長hひずみ進展領域
平均化応力下降勾配

載荷実験のデータと比較検討を行った。図－2 に，実験結果との比較を示す。ここではとくに応力下降勾配の性状を確認するため，応力－ひずみをそれぞれ圧縮強度 Fcf，

ひずみ進展領域

ひずみ後退領域Ec

圧縮強度時ひずみ εcf で除している。修正提案式は実験結Ec
εmoεcf

果と概ね良い対応を示している。

εiεp ひずみεε

図－1 コンクリートにおける圧縮強度発現後の模式図

図－3 に，式（2）により修正した，後述する試験体実験データ

破壊領域長さLpいる。以上の仮定を検証するため，試験体高さが大きく，

既往提案式

修正提案式

C60-2

断面350×350×H700mm

0.00.51.01.51.21.00.80.60.40.20.02.0C60-3σ/Fcf

1.2
1.00.80.6
0.40.20.0σ/Fcf

σ/Fcf

Fo60N/mm 2 級

断面350×350×H700mm

0.00.5ε/εcf

1.01.51.2
1.00.8
0.6
0.4
0.2
0.0

2.0C60-5

断面100×100×H300mm

0.00.5ε/εcf

1.0

1.52.0ε/εcf

C120-3断面350×350×H700mm

0.00.51.0ε/εcf

1.5

2.01.2
1.00.80.6
0.4
0.2
0.0C120-4

σ/Fcf

1.2
1.00.80.6
0.4
0.20.0σ/Fcf

σ/Fcf

Fo120N/mm 2級

断面350×350×H700mm

0.00.51.01.51.21.00.80.60.40.20.02.0ε/εcf

図－2 修正提案式の適合性(単軸載荷)-866-

C120-5断面100×100×H300mm

0.00.51.0ε/εcf

1.52.0No.2試験体No.2 の曲げ解析 case1 に用いるコンファインドコンクリ

120
応力 (N/mm 2 )ートの応力－ひずみ関係を例として示す。コンクリ－トの応力－ひずみ関係における，圧縮強度時までの上昇域は同図中に示す曲線10)，圧縮強度以降の応力下降勾配については直線で評価し，設計上，比較的簡便なモデルを

非 拘 束 ｺﾝｸﾘｰﾄ
既往提案式
修正提案式
NewRC式

1008060


上昇域：σ = Ec ⋅ ε 1 −採用することとした。図－3 には New RC 式 11)で評価し40たコンクリ－トの応力－ひずみ曲線も同時に示してい20る。最大圧縮強度については，提案式は New RC 式に比00.000

べて低めの評価となっているが，応力下降勾配は Newn −1 Ec ⋅ ε cf

n=0.005

1  ε n  ε cf Ec ⋅ ε cf − σ cf

0.010

0.015

0.020

ひずみRC 式とほぼ同じになる。

図－3 コンクリートの応力－ひずみ関係(単軸載荷)
170 1010 100 10

3. L 型連層耐震壁の曲げ耐力と変形性能について型断面をした試験体のため，3 体のうち 45°方向加力のNO.1(0°)

加力方向 +P10

図－3 に，本報で解析を行う試験体断面図を示す。L

NO.2(+45°)

2-D6@50(SD345)

NO.3(-45°)

試験体 NO.2 の隅角部が最も厳しい応力状態となる。こ
2-D10@70(SD345)

よび実験結果については，文献 1 に詳しいので参照されたい。

6-D13(USD685相当)
25 70 25120

こでは試験体 NO.2 に着目し，検討を行う。実験概要お本報では，2 章で提案した，単軸載荷に基づくコンク

25 70 70 55 70 70 70 70 55 70 70 25 D6@50720(USD685相当)

リートの応力－ひずみ関係を用いた曲げ解析(以下，

図－4 試験体断面図考慮しない。実験では曲げ変形成分 δexp のみを分離する

750

case1 とする)を行うもので，せん断変形成分については

VN31450HD2

セグメント2300(3)VS3D1VN2

セグメント1160

出し変形も含まれている。
δ exp = ∑ ((δ Li − δ Ri ) / Li ⋅ hi ) ( i = 1,5 )VS4VN1VS2HD1VS1

変形前225

解析には，市販の SNAP Ver5.0（(株)建築ピボット）を600750使用した。図－6 に示すように，解析モデルは脚部を固h1= 1370

セグメント3D2h2= 1140

VN4

水平変位

h3= 840セグメント4め，これに基づき試験体頂部の水平変位 δexp を式(3)により算出した。この変位にはスタブからの壁脚部主筋の抜VS5HD3650

データから各セグメントの曲げ変形による部材角を求VN5300

セグメント540

図－5 に示す位置に設けた変位計で測定した。軸変形のh5= 20
h4= 365

ために，試験体に埋め込んだボルト間の距離の変化を，225定とした片持ち柱の線材としているが，平面的には L 型をしているので，断面の図心位置を線材の節点位置に合150500500

δRiδLi150

変形後変形後わせている。高さ方向については，試験体の軸方向変形Liの測定位置にあわせ，解析モデルも 5 分割した。また，変位計配置図試験体上部のピン治具部分は剛域とし，スタブ部分は弾曲げ変形の仮定

図－5 軸ひずみ計測位置

軸力

δst

水平力

主筋の抜出し非拘束 領域

Mhw

MuMsty
Msty

Ssty

拘束 領域

εsdt

θsty

定着長LbH=2,575m m

300
40160 300 650
750375

水平力
拘束領域xnKθθstyLw

図－6 解析モデル

図－7 ファイバーモデル

図－8 主筋の抜出しによる頂部の付加変形量概要-867-θ

性とした。図－7 に示すように L 型水平断面は小要素にずみ，db は鉄筋の公称直径である。これより，δst は図－分割して，平面保持を仮定したファイバ－モデルとした。

8 に示す関係および，式(5)，式(6)により算出される。

コンクリ－トの応力－ひずみ関係については，横補強筋

θ sty = S sty /( Lw − d t − xn )(5)で拘束された範囲および非拘束部分ともに，図－3 に示

δ st = ( M M sty )θ sty ⋅ hw(6)すモデルを用いた。図－3 における非拘束コンクリート

ここで，Lw は壁投影長さ, dt は引張縁から最外縁引張主の圧縮強度は，本来，表－1 に示すプレーンコンクリー

筋位置までの距離，xn は中立軸高さ，θsty は主筋降伏時にトの圧縮強度 Fo、すなわち部材の実強度である。しかし，おける抜出し回転角，Msty は主筋降伏時の曲げモーメン

ここでは試験体の壁厚が 120mm であるので，寸法効果

BCc:隅角部圧壊BCY:隅角部主筋圧縮降伏 BTY:隅角部主筋引張降伏
CTY:端部主筋引張降伏
WCY:壁筋圧縮降伏 WTY:壁筋引張降伏の影響は無視し，シリンダー強度を採用することとした。
鉄筋の応力－ひずみ関係は完全弾塑性とする。解析モデ
ル頂部に軸力および水平力 P を作用させ，静的漸増載荷-40解析を行った。
1000の曲率分布を設定し，これを積分することにより曲げ変800形 δb を得た。また，壁脚部主筋のスタブからの抜出し変600は曲げ解析によって求められた値を採用した。鉄筋降伏時における主筋の抜出し変形量 Ssty は，稲田ら12)が提案した式(4)に基づき，図－8 に示すように主筋の抜出し変曲げモーメント (kN･m)

た各セグメントの下端位置での M-φ関係から高さ方向転することによる頂部の付加変形量である。中立軸位置-20形量 Ssty を鉄筋のひずみ分布形状を三角形分布と仮定し

④CTY
③BCY
②BCc①WCY

3040200

解析case1終了

0-200-400

①WTY
②BTY

③Mmin=-365KN･m

NO.2(+45°加力)-800

S sty = Lb ⋅ ε s / 2(4)-3.0-2.0-1.0

ここで，Lb は定着長さで 40 db とした。εs は鉄筋の降伏ひ0.0
1.0
部材角(%)

2.03.0

図－9 曲げ解析結果

1400

R=+1/400②
R=+1/200②
R=+1/100②

1000

変位計

R=+1.5/100②(+)

R=+2/100②

800

曲率分布

非 拘 束 コ ン クリー トの圧 縮 強 度 時 ひずみ εo600
400
式 (7)に よ り算 出され る等 価 塑 性 ヒ ンジ長 さhp=386mm

0-7-6-5-4-3-2-1

中立軸高さxn=D0

平均 軸ひずみ(%)
図－10 コンクリートの材軸方向の平均ひずみ分布(No.2)

破壊領域長さhp=H

1200

20020④Mmax=1053KN･m

解析case1
解析case2
実験結果
実験包絡線

400-600て求めた。

図－11 曲げ圧縮を受けるコンクリートの概念図

No.2試験体120
応力 (N/mm 2)

壁脚からの高さ(mm)

水平変位(mm)-100101200

ここでは曲げモーメント分布と解析によって得られ形による変形 δst を加えた。脚部が中立軸位置を中心に回-30

非 拘 束(case1:単軸載荷)100

非 拘 束(case2:曲げ圧縮考慮)

80

xn =346mm,hp=386mm
H/D=1.1260
4020
0R=+1/200 時

0.000

R=+1/100 時

写真－1 曲げ圧縮部の性状(試験体 No.2)

0.005

0.010
ひず み0.0150.020

図－12 曲げ圧縮を考慮したコンクリートの応力―ひずみ関係-868-

ト，hw は壁の高さである。
図－3 に示す単軸載荷に基づくコンクリートの応力－ひずみ関係を用いて曲げ解析（case1）を行った結果と実験との比較を図－9 に示す。解析結果 case1 は，実験で得られた曲げモーメント－部材角（M-R）関係に対して，軸力比が大きい No.2 の正加力において，最大曲げ耐力時の変形が R=1.50%であった。最大曲げ耐力以降は，急激曲げモーメント (kN･m)

1400に耐力が低下し解析が終了し，曲げ耐力および変形とも

NO.2(+45°加力)

1200
1000
800600曲げ変形δb付加変形δst
全体変形δcal

400200に，実験結果よりも小さい結果となった。本解析では，0.0

壁脚部におけるかぶりおよび非拘束とした壁板部コンクリートの最大耐力以降における急激な軟化のために，は健全である(写真－1)。これは図－3 で仮定する非拘束コンクリートの応力－ひずみ関係とは明らかに矛盾している。

曲げモーメント (kN･m)が 0.9%となるが，実験ではこの時点においてかぶり部分

2.5

1000
800600
実験結果
実験包絡線
case1
case2

400
2000

一方，図－10 において，試験体の部材角が大になるほ

0.0E+00

ど，壁脚部のひずみの増大が顕著となっている。津田ら
13)

2.01200

図－10 に示すコンクリートの材軸方向平均ひずみ（試験たもの）分布では，R=＋1/200 で壁脚部においてひずみ1.01.5
部材角(%)

図－13 曲げ解解析 case2 における各変形量大きな力の不釣合いが生じたためと考えられる。しかし，体に埋め込んだボルト間の距離を変位計で測定し求め

0.5

1.0E-05

2.0E-05

3.0E-05

4.0E-05

曲率φ (1/mm)

は，連層耐震壁における等価塑性ヒンジ長さについて，

図－14 曲げモーメント－曲率関係

柱の塑性ヒンジ領域に関する既往研究結果 14)を参考に

中立軸高さを幅 D，破壊領域長さを高さ H として，曲げ既往実験結果と計算結果の終局限界変形の対応を検討

圧縮部の形状寸法 H/D を仮定する。幅高さ比 H/D によるして，式(7)を提案している。

コンクリートの応力－ひずみ関係の影響については，菅hp=0.15(M/Q l )･ l(7)
上式中，hp は等価塑性ヒンジ長さ，M/Q l はシアスパン田 19)が実験によりその推定式(8-1)～(8-3b)を提案してお比， l は両側柱芯々間距離である。式(7)によると，試験の強度・変形特性は上昇する傾向を示す。ここで，破壊体 NO.2 の等価塑性ヒンジ長さ hp は 386mm となり，実領域長さは式(7)により求めた等価塑性ヒンジ長さ hp と験結果と比較的整合している。また，式(1)により算出さした。中立軸高さ xn は曲げ解析によって求めた値であるれる破壊領域長さ Lp は 110mm 程度であり，等価塑性ヒが，コンクリートの応力－ひずみ関係の多少の差異によンジ長さ hp とは異なる。これは，破壊領域長さ Lp は軸って，さほど中立軸高さ xn は変化せず，部材角 R=1.5/100

圧縮載荷に基づく量であるため，曲げ圧縮の場合には破を超えてから，中立軸高さ xn はほぼ一定の値を示すこと壊領域長さが異なるものと推測される。

を確認している。ここでは部材角 R=1.5/100 時点の値（xn曲げ圧縮部におけるコンクリートの応力－ひずみ関り，いずれも幅高さ比 H/D が小さいほど，コンクリート＝346mm）を採用した。

係については，せん断応力，曲げひずみ勾配，および曲FH / D FH / D = 2 = ( 2 /( H / D ))0.4(8-1)

げモーメント勾配などの影響を受け，単軸載荷から得ら

ε H / D ε H / D = 2 = ( 2 /( H / D ))0.6(8-2)

れる応力－ひずみ関係とは異なることが指摘されている

EH / D EH / D = 215)～19)。ただ本実験のような耐震壁部材においては，= 3( H / D − 2 ) ( H / D ≦ 2 )EH / D E H / D = 2 = 1 ( H / D > 2 )(8-3a)(8-3b)

中立軸深さがそれほど浅くはならず，曲げひずみ勾配の図－12 に示す曲げ圧縮部の影響を考慮した非拘束コン影響はほとんど無いものと考えられる。ここでは，曲げクリートの応力－ひずみ関係を用いた曲げ解析（以下，モーメント勾配による端面拘束により，曲げ圧縮部におcase2 とする）を行った結果と実験との比較を図－9 に合ける破壊領域の寸法・形状がコンクリートの応力－ひずわせて示す。case2 の解析結果による最大耐力発現時部材み関係に影響を及ぼしているものと考え，図－3 に示す

角は， No.2 の正加力においては実験結果より小さくな非拘束コンクリートの応力－ひずみ関係モデルのみ修るものの，概ね精度の良い結果が得られた。

正を試みることとする。図－11 に曲げ圧縮を受けるコン

また図－13 に解析 case2 における曲げ変形 δb と付加変クリートの破壊領域における形状寸法の概略図を示す。

形量 δst とを分離した結果を示す。付加変形量 δst は，全-869-

体変形の 30%弱程度を占めている。

pp.93－99, 1998.3.

図－14 に，曲げ解析 case2 で用いたコンクリートの応5)

孫玉平，崎野健治：高強度材料を用いた鉄筋コンクリ－ト力－ひずみ関係と case1 の違いが解析結果にどの程度影

柱の靭性改善に関する実験的研究，コンクリ－ト工学年次

響を及ぼしているかを把握するために，壁脚部における論文報告集，Vol.15,No.2,pp.719－724, 1993.

曲げモーメント－曲率(M－φ)関係を用いて比較するこ

6)ととした。ここで，実験結果における曲率φは，図－5

および力学的特性に関する研究，土木学会論文集 E,Vol.62，に示す位置に設けた変位計のデータから算出した。解析
case2 においては，既往式に比べ，概ね実験結果を終局時

秋山充良ほか：一軸圧縮を受ける高強度 RC 柱の破壊性状
No.3,pp.477－496, 2006.8.

7)まで評価出来ている。

平井圭，中村光ほか：コンクリートの圧縮破壊領域の推定に関する実験的研究，コンクリート工学年次論文報告集
Vol.17，No.2,pp.339－344, 1995.

4. まとめ

8)

既往の単軸圧縮載荷に基づくコンファインドコンク

破壊領域に関する実験的研究，コンクリート工学年次論文

リートの圧縮強度・変形特性推定式において，圧縮破壊領域を考慮し，応力下降勾配特性に係数 η を用いる修正

立松博，中村光ほか：柱基部におけるコンクリートの圧縮
報告集 Vol.19，No.2,pp.897－902, 1997.

9)

熊谷仁志ほか：超高強度鉄筋コンクリート立体耐震壁の曲を行った。修正提案式は実験結果を良好な精度で推定可げ圧縮破壊に関する研究，コンクリート工学論文集 第 16能であることが示された。

巻第 3 号，No.3,pp.59－68, 2005.9.

さらに修正提案式を用いて，L 型連層耐震壁を対象と

10) 日本道路協会:道路橋示方書・同解説 Ⅴ耐震設計編,2002

し，ファイバーモデルを用いて曲げ解析を行った結果，

11) 建設省総合技術開発プロジェクト：鉄筋コンクリ－ト造建

非拘束コンクリートに曲げモーメント勾配の影響を考

築物の超軽量･超高層化技術の開発，平成 4 年度構造性能

慮すれば，実験結果と解析は良好な対応を示すことが確分科会報告書，pp.3.2.79－3.2.88

認できた。

12) 稲田泰夫：原子炉建屋立体耐震壁の復元力特性に関する研

連層耐震壁部材の曲げ靭性能を適切に評価するため

究，日本建築学会構造系論文報告集,No.378, pp.16－26,には，シアスパン比，コンクリート強度，柱型部の主筋

1987.8.

量，壁端部および隅角部におけるコンクリートへの拘束

13) 津田和明ほか：鉄筋コンクリート造連層耐震壁の復元力特力，拘束範囲など様々な要因と，その他に主筋の座屈や性(スケルトンカーブの算定法) 鉄筋コンクリート造連層終局限界点の定義，およびスタブからの抜出し変形量な耐震壁の性能評価手法に関する研究(その 1)，日本建築学

どとあわせて考えていく必要がある。本報で得た知見は

会構造系論文集,No.569, pp.97－104, 2003.7.

試験体数も少なく，今後それらの影響について解明して

14) 吉岡研三，岡田恒男，武田寿一：鉄筋コンクリート柱の変いく。

形性能向上に関する研究，日本建築学会論文報告集,No.282,
pp.37－45, 1979.8.

謝辞15) 中塚佶：コンクリ－トの応力度－ひずみ度特性とコンクリ

本論文の作成に当たり，清水建設の熊谷仁志氏より，－ト曲げ部材の終局域特性に関する基礎的研究，大阪大学貴重なデータをご提供いただきました。ここに記して謝意を表します。

学位論文, 1989.
16) 藤本良，河野進，西山峰広，渡邉史夫:多軸載荷を受ける
RC 柱の履歴特性と損傷評価法に関する研究，コンクリー

参考文献1)

2)

3)

4)

ト工学年次論文報告集 Vol.22，No.3,pp.355－360, 2000.

竹田史郎，阪井由尚ほか：中央コア壁を有する超高層 RC

17) 滝口克己ほか：RC 柱端部コンクリートの圧縮特性に関す造建物の開発 その 1～その 3，日本建築学会大会学術講る基礎実験，
日本建築学会構造系論文報告集,No.442, pp.123

演梗概集(C－2)，pp.387－392，2005.

－131, 1992.12.

中塚佶，阪井由尚ほか：高強度材料による円形コンファイ18) 滝口克己ほか:偏心圧縮を受ける R/C 部材におけるコンク

ンドコンクリ－トの強度変形特性，日本建築学会構造系論

リートの圧縮挙動，日本建築学会構造系論文集,No.464,

文集,No.483, pp.129－138, 1996.5.

pp.109－118, 1994.10.

中塚佶，阪井由尚ほか: コンファインドコンクリ－トにお19) 中川明徳，中塚佶，阿波野昌幸，菅田昌宏：幅と高さ比がける角形横補強筋の拘束機構, 日本建築学会構造系論文

異なるプレーンおよびコンファインドコンクリ－トの強集,No.492，pp.61－68, 1997.2.

度・変形特性，日本建築学会大会学術講演梗概集(C－2)，

中塚佶，阪井由尚ほか：コンファインドコンクリ－トの強pp.15－16，2002

度･変形特性推定式，日本建築学会構造系論文集,No.505，-870-