乾式工法で組積した柵状の控壁付コンクリートブロック塀の面外曲げ載荷実験

荒巻
1.

序と全ボルトに生じる引張及び圧縮応力のつり合い式で筆者らは，資源循環に寄与する建築構造体として，以下のように表される．
𝑚 𝑝{ (2𝑖 − 1) − 𝑥𝑛 }1𝜎 𝑡𝑥 = 𝑛𝜎0 𝑎𝑡 ∑ 22 0 𝑛𝑥𝑛

コンクリートブロックを乾式工法で組積した壁体の開発と提案を行っている．本研究は同構造に関する静力

𝑖=1学特性の把握を目的に行ったものである．

𝑡：壁体の有効厚さ

本論文では，乾式工法で組積した柵状の控壁付コン𝑛：ヤング係数比(=𝐸𝑠 /𝐸𝑏 )クリートブロック塀(以下，控壁付乾式柵状塀)の面外

𝐸𝑠 ：ボルトのヤング係数

方向繰り返し水平載荷実験を行い，その力学性状を調

𝐸𝑏 ：組積体のヤング係数

べ，解析結果との比較を行った．

𝑎𝑡 ：ボルトの有効断面積2.

哲

控壁付乾式柵状塀

𝑚：加力軸上にあるボルトの本数(=2)

本研究室ではこれまでに，リユースやリサイクルな𝑝：ボルトのピッチどの資源循環に寄与する構造体として，摩擦抵抗型乾この式を変形すると以下の(1)式が得られる．𝑥𝑛はこ

式 組 積 構 造 (SRB-DUP 構 造 ： Steel Reinforced Brickの(1)式の解として算定できる．
...(1)

𝑡𝑥𝑛 2 + 2𝑚𝑛𝑎𝑡 𝑥𝑛 − 𝑝𝑚2 𝑛𝑎𝑡 = 0

structure based on Distributed Unbond Prestress theory)を開発し，その力学的特性の解明や設計方法の検討を行

面外曲げを受ける壁も水平力に抵抗するとしたとき，

1)ってきた ．近年，耐震安全性の確保が課題となって圧縮縁からの中立軸距離𝑥𝑛 は同様にして組積体に生いる従来の空洞コンクリートブロックを用いたブロッじる圧縮応力と全ボルトに生じる引張及び圧縮応力のク塀壁体に比べて，乾式ブロック壁は鉛直方向に入るつり合い式で以下のように表される．

補強筋の位置が異なるため，耐震安全性を確保しながら自由な平面，立面形状のブロック塀を構築できる．

1𝑛𝜎0 𝑝3𝜎 𝑡𝑥 ={( − 𝑥𝑛 ) 𝑎𝑡 + ( 𝑝 − 𝑥𝑛 ) 𝐴𝑡 }2 0 𝑛𝑥𝑛 22

提案するブロック塀は図 1 のような形状を想定してお𝐴𝑡：面外壁内のボルトも含めたボルト総断面積(加力り，構成要素であるブロック壁は面内方向の載荷に対方向によって𝑎𝑡 と𝐴𝑡 の位置が入れ替わる)し，高いエネルギー吸収能力を示すとともに，面外方この式を変形すると以下の(2)(3)式が得られる．

向には大変形を与えた後も元の形状に戻る非常に高い復元性が確認されている

正方向加力時2)3)

外の曲げに対して塑性化後も耐力上昇し続け，高い変負方向加力時

4)...(3)

𝑡𝑥𝑛 2 + 12𝑛𝑎𝑡 𝑥𝑛 − 8𝑝𝑛𝑎𝑡 = 0

形能力を有することがわかっている ．
3.

...(2)

𝑡𝑥𝑛 2 + 12𝑛𝑎𝑡 𝑥𝑛 − 16𝑝𝑛𝑎𝑡 = 0．また，ブロック梁も面内(1)式及び(2),(3)式で得られた圧縮縁からの中立軸距

組積体の曲げ圧壊時の水平力算定
以下における算定式に基づいて，コンクリートブロ離𝑥𝑛を用いて，組積体の圧縮力，ボルトの引張力及びックに曲げ破壊が生じるときの水平力を算出する．面

圧縮力は表 1 のようになる．

内壁のみで水平力に抵抗するとした場合の組積体の圧

表 1 の値を使って組積体が曲げ圧壊するときの水平縮縁からの中立軸距離𝑥𝑛は，組積体に生じる圧縮応力力𝑄𝐻𝐵 はモーメントのつり合いから以下で算定できる．
表1

つなぎ梁
控え壁

組積体の圧縮力とボルトの圧縮力及び引張力
面内壁のみで抵抗

面外壁と面内壁で面外壁と面内壁でするとき抵抗するとき(正方向加力)

抵抗するとき(正方向加力)

圧縮力
(組積体)
圧縮力
(ボルト)
引張力
(ボルト)

図1

備考

提案するブロック塀

56-1

曲げ圧壊：𝜎0 = 𝜎正方向加力

𝑡 = 100𝑚𝑚 負方向加力

𝑡=0𝑚𝑚

11.317.7

圧縮強度負 曲げ圧壊 𝑄𝐻𝐵-11.3-29.2

実験概要12070 504.

24012060

試験体(BW1)の構成要素のうち，使用したコンクリ

φ16φ16φ18φ14ートブロックを図 2 に，水平補強鋼板を図 3 に示す．
コンクリートブロックはこのブロック塀に適した形状

60

図2

リートブロックの規格 JIS-A-5406 に準じて製造された
10050 50た 圧 縮 載 荷 実 験で 得 ら れ た 全断 面 圧 縮 強さは 平 均

3050φ15(a) 鋼板 A242.0N/mm であった．つなぎ梁中央に用いるブロック

φ1412050 7060φ16φ14210(d) 標準タイプ(穴あき 2)

コンクリートブロックの形状(単位:mm)

10050 50

もので，同規格中の圧縮強さ試験の方法に従って行っφ16φ14150(c) 標準タイプ(穴あき 1)にプレス成形し製造されたものである．建築用コンク

240
120

φ18φ1490

φ1612060 60

φ1412050 7060

φ14

正 曲げ圧壊 𝑄𝐻𝐵(b) 1/2 タイプ

φ16組積体の(a) 標準タイプ

φ16-55.8

φ1460-22.5

φ14φ1660

負 曲げ圧壊 𝑄𝐻𝐵

φ1412070 50

33.83402201205050100
50 50

22.512050 70

12060 60

正 曲げ圧壊 𝑄𝐻𝐵

φ1612070 50

抵抗するとき

φ16φ14するときブロックの圧縮強度

面内壁のみで抵抗 面外壁と面内壁で12060 6060

水平力10050 50

コンクリート

破壊形式

12070 50

方向算定した水平力(単位:kN)

12060 60

表212050 7060

φ16算定した水平力を表 2 に示す．

加力24012060...(4)60

1𝑝𝑝𝑥𝑛{𝑇 ∙ + 𝐶𝑠 ∙ + 𝐶𝑏 (𝑝 − )}ℎ 𝑠 22312060 60

𝑄𝐻𝐵 =φ1512012050φ15(b) 鋼板 B(c) 鋼板 C820

は，載荷治具を試験体と固定するためのボルト(M16)5010050 50を通すための孔が空けられている．
水平補強鋼板は厚さ 1.6mm の普通鋼製亜鉛メッキ

12012012012012012050

φ15(d) 鋼板 D鋼板を用い，壁部分には水平補強鋼板 A(t1.6×100×
図3100mm)と水平補強鋼板 B(t1.6×220×100mm)をそれぞ

水平補強鋼板の形状(単位:mm)
丸座金,ばね座金,六角ナット

れ約 600mm 間隔で破れ目地状に，つなぎ梁部分には14 層目

水平補強鋼板 A，B，C(t1.6×340×100mm)，D(t1.6×820水平補強鋼板 B,C×100mm)を図 4 のように破れ目地状に挿入した．

水平補強鋼板 A,D鉛直補強要素にはいずれも普通鋼製で M12 の両切

13 層目
丸座金,ばね座金,六角ナット

ボルト，高さ 40mm の高ナット，丸座金及びばね座金を用い，両切りボルトは水平補強鋼板の位置で継ぐの12 層目

丸座金,ばね座金,高ナットに適した長さのものを使用した．
試験体の構成と形状を図 4 及び図 5 に示す．試験体
はコンクリートブロックを 11 層目までは図 4 のように芋目地状に組積し，つなぎ梁部分である 12~14 層目

11 層目

水平補強鋼板 B

10 層目

水平補強鋼板 A

では破れ目地状に，また 1/2 タイプのコンクリートブ

9 層目

ロックをいずれも小口面が外になるように組積して作

8 層目製した．12 層~14 層を構成するつなぎ梁中央を構成す

7 層目

丸座金,ばね座金,高ナット

るブロックの孔に STKR(H100×B100×t9)や t32 の鉄板

6 層目

水平補強鋼板 B
水平補強鋼板 Aで作製した治具をボルトで固定し，ピンジョイントを5 層目介して図 5 に示す黄色矢印の位置より載荷を行った．
また，組積した際にすべてのボルトに 7.0kN/本のプレ4 層目ストレスを与えた．

3 層目

載荷方法については，鉛直方向は無載荷とし，水平2 層目方向に正負交番載荷を行った．加力は変形角を制御し

1 層目

図4て履歴の同一変形段階で 3 回ずつ行った．変形角は小56-2

試験体(BW1)の構成

840

さい方から 0.10×10-2rad.，0.20×10-2rad.，0.33×10-2rad.，

240

A'

182

0.50×10-2rad.，0.75×10-2rad.，1.0×10-2rad.，2.0×10-2rad.，

240

B'

3.3×10-2rad.，5.0×10-2rad.と大きくしていき計 27 サイクルの繰り返し載荷を行った．
実験結果及び考察

1690
1508

5.

本実験の考察では，既往の研究で行った，今回と同様の構成で芋目地状に組積した曲げ変形が卓越するブロック壁試験体(BL1)も比較対象として検討する．図6 に試験体 BW1 及び BL1 の全載荷過程での水平荷重

BA
試験体正面と変形角の関係を示す．図 6 中には算定した組積体に試験体断面(A-A')
120

120

試験体断面(B-B')

曲げ圧壊が発生するときの水平荷重(コンクリートブ
正方向載荷負方向載荷ロックの全断面圧縮強度を使用した算定値)とボルトが曲げ降伏したとき(赤丸)を示している．

＋ －試験体 BW1 は負方向載荷時においては変形の増大‐

0+試験体平面に伴って最大耐力が増大しているが，正方向載荷時は：載荷位置・方向：絶対変位測定位置・方向：相対変位測定位置・方向

組積体の曲げ圧壊の影響もあってか 5.0×10-2rad.の変形では最大耐力が伸びなかった．また，履歴曲線はスリップ型の履歴を示した．BW1 試験体は負方向の載荷で曲げによる圧壊は見られず，面外壁が水平力に抵抗

試験体側面

試験体側面

図5

しない場合の圧壊時水平力±22.5kN を実験値が上回っても圧壊しなかったので面外壁は水平力に

面内壁のみ

50水平荷重 (kN)

降伏した後に水平耐力が伸びているのは，正方向の載荷では降伏したボルト以外の引張に効くボルトがまだ降伏しておらず，負面外壁＋面内壁

4030302020100-10-20

100-10-20方向の載荷では圧縮力を負担するコンクリ-30-30-40-40ートブロックの面積が広いためと考えられ-50-50-60-6.0る．図 6(a)において負方向の載荷ではブロ曲げ圧壊時の水平力算定値

5040

水平荷重 (kN)

抵抗していることが確認できる．ボルトが試験体の形状(単位:mm)-60-4.0-2.00.0

2.04.06.0-6.0-4.0-2.00.0

2.0

変形角(×10-2 rad.)

変形角(×10-2rad.)ック圧壊時水平力算定式は-55.8kN なので，(a) 試験体 BW1(b) 試験体 BL1

ブロックが圧壊するか引張ボルトが破断す

図64.06.0

水平荷重－変形角関係(全載荷過程)ため圧壊が発生しなかったといえる．また，ブロックるまで耐力が上昇すると考えられる．
正方向の載荷では曲げ圧壊が発生し，コンクリート1 個分を高さ方向に積んだ試験体 BL1 に面外曲げを受ブロックの全断面圧縮強度を使用した算定値は概ね実ける壁 2 体とつなぎ梁がついた形となる試験体 BW1

験値と一致した．曲げ圧壊が発生しなかった試験体

だが，同一の変形で約二倍の水平耐力を示した．

BL1 においても水平力算定式を当てはめると実験値が試験体の頂部変形に占める曲げ変形の割合についてブロックの全断面圧縮強度を使った算定値以下だった

実験結果から得られたグラフを図 7 に示す．グラフは

曲げ変形

100%

圧壊した試験体脚部

曲げ変形

100%

その他の変形

100%

90%

90%

90%

80%

80%

80%

70%

70%

70%

60%

60%

60%

50%

50%

50%

40%

40%

40%

30%

30%

30%

20%

20%

20%

10%

10%

10%

0%0%0.10

写真 1

その他の変形

0.20

0.33

0.500.75

変形角(×10-2rad.)1.00(a) 試験体 BW1C
図7

その他の変形

0.20

0.50

0%
0.33

2.00

曲げ変形

0.50

0.75

1.00

2.00

変形角(×10-2rad.)(b) 試験体 BW1R

3.33

5.00

0.100.75(c) 試験体 BW1L

試験体頂部における全水平変位に占める曲げ変形の割合

56-30.33

変形角(×10-2rad.)

1.00

150

BW1C(試験体中央の面内壁),BW1R，140140BW1L(試験体左右の面外壁)について示し130130に占める曲げ変形の割合を変形角ごとに表したものである．試験体 BW1C は変形角+3kN

110100-200動が確認された．の水平荷重 3.0kN ごとの最下層のボルトそれぞれの張力保持率を示している．また，

0

図850-9kN-12kN

110
10020080-400400-2000200400

加力点からのボルト距離(mm)(a) 正方向載荷時が BW1C に比べ小さく，左右非対称の挙-6kN

120

加力点からのボルト距離(mm)BW1R や BW1L は曲げ変形が占める割合(b) 負方向載荷時

載荷中の最下層のボルトの張力変化と位置関係+5kN+10kN+15kN+20kN+25kN+30kN+35kN+40kN-5kN-25kN-10kN-30kN-15kN-35kN-20kN-40kN0-1040

頂部水平変位(mm)

頂部水平変位(mm)における正方向の載荷時と負方向の載荷時-3kN

15090める割合が減っている．一方，試験体について示す．図 8 には載荷 1 サイクル目+12kN

12080-400

0.75×10-2rad.の変形角以降は曲げ変形が占張力変化と加力点からのボルト位置の関係+9kN

90が小さい時から曲げ変形の割合が高く，次に，載荷中における最下層のボルトの+6kN張力保持率(%)

たものであり，試験体各頂部の全水平変位張力保持率(%)

試験体 BW1 の構成要素であるブロック壁

3020-20-30-40-5010-600-500

図 8 中に示しているとびとびの値は，加力-2500250500-70-500-2500250

加力軸からの変位計の距離(mm)加力軸からの変位計の距離(mm)(a) 正方向載荷時(b) 負方向載荷時

図9方向軸上にある加力点から 180mm 離れた
面内曲げを受けるブロックのボルトの張力保持率であ

500

載荷中における試験体頂部水平変位と位置関係

まとめ6.

り，横軸の負の値は図 5 の試験体平面の図において対本研究では，乾式工法で組積した柵状のコンクリー称軸から左側を表しており，正の値は対称軸から右側

トブロック塀の頂部面外方向に正負交番の繰り返し水を表している．図 8 より，各ボルトでばらつきはある平載荷実験を行い，以下の知見が得られた．

が＋の水平力を受けたときに面内曲げを受けるブロッ(1)ク内の加力点(0mm)のボルトの張力が最も大きくな

BL1 に比べ，つなぎ梁や面外壁がついた試験体 BW1 はるが，面外曲げを受けるブロックのボルトの張力も増

約 2 倍の水平耐力を示した．

えているので，少なからず引張力に抵抗していること(2) 組積体曲げ圧壊時の水平荷重算定値は概ね実験値が確認できる．と一致した．また，負方向載荷では圧縮力を負担するブロック 1 個を高さ方向に積んだだけの試験体

また，圧縮力を受けるとき(負方向載荷)と比べて引コンクリートブロックの面積が広いため圧壊せず，正張力を受けるとき(正方向載荷)の方が張力保持率の変方向載荷よりも水平耐力が大きくなることがわかった．

化が大きいのは，圧縮力にはボルトだけでなくコンク(3) 実験では試験体 BW1 の頂部中央に加力したが，リートブロックも抵抗するため，ボルトだけで引張力両側の面外壁の剛性が低いため頂部の水平変位はほぼに抵抗する場合と比べて，ボルトの負担する力が小さ一様に生じていることが確認できた.

くなるためだと考えられる．試験体は加力軸に対して(4) 作製時の試験体のねじれがボルトの張力保持率や左右対称なので図 8 のグラフも左右対称になると考え加力につれての試験体のねじれに影響を与えていたこていたが，実際はそうならなかった．このようになっとがわかった．課題として，ブロック塀の組立時にねた原因の一つに試験体が作製時に捩じれていたことがじれが生じないような施工方法を考える必要がある．

考えられる．図 9 は載荷中の頂部水平変位と加力軸か【謝辞】
本研究の遂行にあたり，文部科学省科学研究費補助金(基盤研究(C)，課題番号：19K04712，研究代表者：山口謙太郎)の助成を受けた．末尾ながら記して謝意を示す．

らの距離の関係を水平荷重 5kN ごとにを表したもので【参考文献】

ある．図 9 より実験では試験体頂部中央に加力したが，両側の壁の剛性が低いため頂部の水平変位はほぼ一様

1) 山口謙太郎：摩擦抵抗型乾式組積構造部材の設計と性能，九州大学博士論文，2005.2
2) 吉田真央，山口謙太郎，石倉大暉，川瀬博：乾式工法で組積したコンクリートブ
ロック壁体の力学特性－芋目地状または破れ目地状に組積した壁体の面内繰り返し水平載荷実験－，都市・建築学研究 九州大学大学院人間環境学研究院紀要，33，pp.63-70，2018.1
3) 緒方智：摩擦抵抗型乾式ブロック造制振壁の開発に関する研究－その３ 乾式工法で組積されたコンクリートブロック壁の面外曲げ載荷実験，日本建築学会九州支部研究報告，2015 年 3 月
4) 窪川祐輔：乾式工法で組積したコンクリートブロック梁の面外および面内曲げに対する力学特性，九州大学修士論文，2020.2に生じていることが確認できる．しかし，水平荷重が大きくなるほど試験体に時計回りのねじれが生じていることがわかった．
56-4