工事報告

特集 : 建築特集

歴史的レンガ組積造プレストレス補強法の開発— 清泉女子大学本館耐震改修 —ウサレム

ハッサン＊1・宮内靖昌＊2・北嶋裕＊3・根津定満＊4

本論では，東京に大正時代に建てられたレンガ造建物（清泉女子大学本館）の耐震改修に関する方法の開発について紹介する。歴史的な建物であり，耐震改修において建物外観・内観等を損なうことなく，建物空間を減少させず，かつ建物内部での人間活動を妨げることがない改修方法とするため，レンガ組積造プレストレス補強法を採用した。レンガ壁内部に屋根から基礎まで空冷無水ボーリングでコア抜きを行い，縦にプレストレス鋼材を挿入し，レンガ壁にプレストレス力により均等に圧縮応力を導入し，レンガ壁の強度や剛性および建物の耐震性能を増大した。2011 年の東北地方太平洋沖地震に遭っても，改修された建物は被害を免れた。その補強方法を活用するにあたっては，事前に性能確認実験を実施し，レンガ造の材料特性やレンガ壁の挙動，ボーリングによる振動・騒音の影響，既存のレンガと仕上げ材への損傷などについて検討した。
キーワード：歴史的建築物，無補強組積造，レンガ，耐震改修，内蔵プレストレス
大正時代（1915 ～ 1919 年）に東京に建てられた清泉女

1．は じ め に子大学本館の耐震改修が 2009 年に実施された。歴史的な世界中で，都市化は文化や時代の背景があり，もっともレンガ造建物であり，耐震改修において建物外観・内観等

未来の世代に豊かな街や美しい環境を任せることを考慮にを損なうことなく，建物空間を減少させず，かつ建物内部入れることが，都市政策における重要課題として取り上げでの人間活動を妨げることがない改修方法とするため，レられている。このような課題に対して，歴史・文化的建築

ンガ組積造プレストレス補強法を採用した。レンガ壁内部物の保存・活用は有効な処方箋である。その建物の中でレに屋根から基礎まで空冷無水ボーリングでコア抜きを行

ンガ組積造は，もっとも最近に建てられたもので 20 世紀

い，縦方向にプレストレス鋼材を挿入し，基礎部で固定し初めであるが，地震災害による被害例が多いことも事実でたうえでプレストレス鋼材を締め付けることで，レンガ壁ある。そのため，さまざまな補強方法 1 ） が提案されていにプレストレス力により均等に圧縮応力を導入し，レンガるが，活用される方法は実建物の条件に関係し，採用する目地部のせん断強度を増大させ，レンガ壁の強度や剛性お方式の選択肢が非常に少ない。レンガ造の補強としては，よび面内・面外方向共に建物の耐震性能を増大させた。

免震や制振などの地震力を減らす方法 2 ） と，炭素繊維織2011 年の東北地方太平洋沖地震に遭っても，改修されたシート補強，RC 耐震壁の増設，鉄骨耐震フレームを設置

レンガ造建物は被害を免れた。その補強方法を活用するにする方法 1 ），また，レンガ壁内部に鋼材を挿入する方法 1 ，3 ）

あたっては，事前に性能確認実験を実施し，レンガ造の材などの 3 種類に大別される。この方法のなかで，内蔵プレ料特性やレンガ壁の挙動，ボーリングによる振動・騒音のストレスによる補強のメリットが大きく，とくに歴史的な影響，既存のレンガと仕上げ材への損傷などについて検討

建物で条件を満たす 4 ～ 6 ）。歴史的建造物の耐震補強の検した。
本論では，以上に紹介された建物の耐震改修に関する方討に際しては，外観を損なうことなく，文化的価値が失わ法の開発について紹介する。

れないような補強方法が求められている 7 ）。

＊1

Hassane OUSALEM㈱ 竹中工務店 技術研究所

Vol.54, No.4, July. 2012

＊2

＊3

Yasuyoshi MIYAUCHI㈱ 竹中工務店 東京本店

Hiroshi KITAJIMA㈱ 竹中工務店 東京本店

33

＊4

Sadamitsu NEZU㈱ 三菱地所設計 構造設計部

特集／工事報告2．改 修 建 物
2.1

建物概要

本建物は，東京都品川区東五反田に旧島津公爵邸として大正 4 年に竣工した。創建時設計者は，鹿鳴館や三菱一号館を設計したイギリス人建築家ジョサイア・コンドルで，彼の晩年の力作の一つに数えられている。建物は昭和に入り日本銀行に売却されたのち，途中 GHQ にて接収されるも，1961 年大学が土地と建物を購入，現在に至っている。
建 物 規 模 は 地 上 2 階， 地 下 1 階， 建 物 の 延 床 面 積 は1 794 m2 であり，図 - 1 に建物の 1 階平面を示す。建物外
写真 - 2

観はイタリアルネッサンス様式のデザインで，外装はレン中庭側西面外観

ガ壁にタイル貼りである（写真 - 1，2）。内部は，壁 ・天井とも漆喰仕上げで，一部腰壁を板張りとしており，建築的に価値の高いレリーフが随所に施されている（写真- 3，4）。なお，各階床は木軸床で非剛床である。

厨房
食料品庫
倉庫

料理人室
使用
人室

事務室
食堂

配膳室

写真 - 3

大階段
聖堂（バンケットホール） 中央ホール
玄関ホール
大客間 応接室

書斎

礼拝堂（旧バンケットルーム）

玄関
車寄せ

待合室 クローク

ベランダ

図- 1

建物の 1 階平面

写真 - 4

1 階ホール大階段などの大掛かりな改修が必要となる。これらを実施するた
めには，工事期間中本館を閉鎖しなければならないという制約も生じる。これらの問題は今回の大学側の要求に対して現実的でなく，ニーズにそぐわないものとなっている。
大学のニーズは，歴史的価値の保存（創立 60 周年記念事業），夏休みも居室利用，休暇終了後授業再開，かぎられ
写真 - 1

外観・ベランダ南側

た事業予算であった。このような背景のもと，今回の補強提案に至った。

2.2

補強上の問題点

3．建物の耐震補強の概要

この補強案での問題点としては，補強壁の増設に伴い，

3.1

内部仕上げの解体撤去・復旧工事が必須となり，その手間プレストレス補強方法の原理と費用が膨大なものとなる。各階床が剛床ではないため，通常のレンガ造の場合，図 - 2 のように，地震時の水補強壁に地震力を負担させるための床ブレースを設置する

平力に対しては，目地部での付着力が切れ，形状を保持で34

プレストレストコンクリート

特集 / 工事報告
きない，面外・せん断破壊で全体崩壊へと至る。これに対し，プレストレス補強は，レンガ壁内にプレストレス鋼材（鋼棒，ストランドなど）を縦に導入し，基礎部で固定したうえでプレストレス鋼材を締め付けることで，目地のせん断強度が上がり，壁のじん性を高め，壁耐力の向上が図られるものである。したがって，地震時に壁が面外・面内方向で安定し，曲げひび割れが発生しても地震後に密着し，形状を保持できる。
プレストレス補強レンガ壁

一般のレンガ壁

地震時水平力 プレストレス鋼棒

地震時水平力レンガ壁

レンガ壁

地震時水平力仮設屋根の下での補強工事

地震時水平力レンガ壁

レンガ壁

図- 23.2

写真 - 5

締付け
圧縮力

プレストレス補強の原理

施工手順および課題

レンガ壁孔開けから PC 鋼棒緊張までの作業手順は図- 3，および写真 - 5 ～ 8 に示す要領である。これにより，
写真 - 6

既存のレイアウトと内装を生かすことが可能となり，屋根無水方式によるレンガ壁削孔作業

裏と基礎に作業を集約し，作業エリアを居室階から分離させることで，工事中の居室利用を可能とする，完全居ながらの改修工事が進められた。また，既存の内外装材の撤去・復旧費用を削減し，その作業にかかわる工期を短縮できる条件が整えられた。
しかし，これらを実現するためには，以下の課題の解決しなければならない。
・実績の無い新しい補強工法のため，その効果を検証するための，性能確認実験が必要である。
・貴重な室内仕上げを傷めず，居ながらの改修工事を実現するためには，在来方式による水を使ったコア抜きでは不可能であり，水以外の冷却方式によるコア抜き技術の
写真 - 7開発が必要となる。

基礎定着部コア抜き作業

・図面の無い現地の実情と設計内容を整合させるために，素屋根屋根裏での作業

居室階の使用1 階床下での作業①
レンガコア抜き

②
PC 鋼棒
挿入

③
基礎定着部
配筋

④
基礎 CON打設

⑤
PC 鋼棒
緊張

⑥
緊張端防錆処理

プレストレス補強の施工手順

図- 3Vol.54, No.4, July. 2012

施工概要断面

プレストレス補強の施工概要

35

特集／工事報告
棒はダボ効果が生じることを防ぐためにレンガ内には挿入せず，部材の外側 2 方向から締め付ける計画とした。PC鋼棒はφ11 mm（SPBR 1080/1230）を使用し，表 - 2 に示す緊張力を与えて所定のプレストレス力を得た。
表- 2試験体

小型試験体一覧

W×L×H（mm3）σ（N/mm2）

105 × 431 × 215

0.4

BM-1BM-2

写真 - 8本数 - 径0.0BM-3

PC 鋼棒の挿入作業

PC 鋼材
T（kN）
0.00
2 本 - φ110.8

4.438.86

W，L，H：試験体のそれぞれ幅と長さと高さ，σ：プレストレス力，T：PC 鋼材 1 本により緊張力改修工事と同時進行のフレキシブルで速やかな設計バックアップ体制と，高精度な施工管理，およびリスクの無⑵い施工が必要である。

面内せん断試験の実施要領を図 - 4 に示す。試験は，試験方法

インストロン万能材料試験機（最大載荷能力 100 kN）を4．性能確認試験用いて，載荷速度 0.3 mm/min にて中央のレンガ 3 枚を載

本研究では，プレストレス補強したレンガ造の構造性能荷した。試験体の載荷面，支持面および側面の鋼製プレーおよび工法の妥当性を確認するため，レンガと目地モルタ

トと接する部分は石膏で平滑面とした。試験体の下面中央

ルにより作製した組積部材を用いて実験を行った。最初には変位計を設置し，変位を測定した。2 本の PC 鋼棒のに，プレストレス導入による目地せん断強度への影響を把

中央にはひずみゲージを貼り，プレストレス導入時のひず握するために，小型部材試験体による面内せん断試験，まみを管理するとともに，試験時のひずみ量を記録した。プ

た，実施工を想定した大型部材試験体による性能確認実験

レストレス補強効果により破壊後も耐力が増す試験体につを実施した結果について報告する。

いては載荷を続け，試験機の最大能力に達する段階で載荷使用材料を終了した。せん断応力τは，破壊時の荷重を P，試験体試験体に使用するレンガ，目地モルタルおよび鋼材の物

側面の見付面積を A として，下式より算出した。

性を表 - 1 に示す。レンガとモルタル材料の選定にあたっては，実施工を想定し，明治期に使用されていた材料

Pτ＝——，A ＝ W・H2A8）となるべく仕様を近づけるよう配慮し，レンガは市場より長さ 215 mm ×幅 105 mm ×厚み 53 mm
38.7 N/mm2（変動係数 0.417）

吸水率

静置吸水率 8.6 ％，飽和吸水率 11.0 ％配合

セメント：砂＝ 1：3（重量比）

種類

125250215

寸法
圧縮強度＊

目地モル
圧縮強度 #タル
弾性係数
鋼材

PC 鋼棒

使用材料の種類と物性

ひずみゲージ

鋼製プレート

変位計

43.3 N/mm2（変動係数 0.007）

53 7＋10 6＝431

20.3 kN/mm2（変動係数 0.014）

載荷面105205

C 種 - SBPR 1080/1230

耐力

1 080 N/mm2 以上

引張強さ

1 230 N/mm2 以上

ヤング係数

196 200 N/mm2

205105

レンガ25 155 25載荷調達可能なものを採用した。
表- 1⑴1254.1

PC 鋼棒（φ11mm）ひずみゲージ

半ます試験体の圧縮強度（N ＝ 3 の平均値）（JIS R 1 250 普通れんが 準拠），#
φ 50 × 100 mm 試験体（封緘養生）の 4 週圧縮強度（N ＝ 3 の平均値）＊

図- 4

試験体および載荷方法

4.2

小型部材試験体による面内せん断試験

⑶

⑴

試験体概要

面内せん断試験の結果を表 - 3 に示す。せん断応力の実験結果

レンガ 7 段を目地幅 10 mm として半枚積みで積んだ部

平 均 値 は，BM-1：0.25 N/mm2，BM-2：0.87 N/mm2，材で，導入するプレストレスの程度を 0.0 N/mm （無補BM-3：1.17 N/mm2 であった。プレストレス導入により，強），0.4 N/mm2，0.8 N/mm2 の 3 段階に変えた試験体（表

せん断耐力が増すとともに，試験体によるばらつき（変動- 2）を各 3 体製作し，面内方向での静的押抜きせん断力係数）が小さくなっていった。

2破壊性状は，すべての試験体が写真 - 9 に示すような載荷を行う。本実験ではプレストレス導入に際し，PC 鋼

36

プレストレストコンクリート

特集 / 工事報告

試験体

BM-1

BM-2

BM-3

面内せん断試験結果

破壊荷重（kN）

せん断応力 平均値
変動係数（N/mm2） （N/mm2）

No.1

11.54

0.26

No.2

5.01

0.11

No.3

17.42

0.39

No.1

39.22

0.87

No.2

30.10

0.67

No.3

47.92

1.06

No.1

52.80

1.17No.2

46.06

1.02

No.3

59.11

1.31

0.250.87BM‑12.5
せん断応力（N/mm2）

表- 30.550.2321.51No.2
No.30.5001.170.12

せん断応力（N/mm2）

地モルタルの割れを伴うものはなかった。ただし，破壊後の性状については，図 - 5 に示すように，BM-1 が明確な降伏点を示したのに対し，BM-2，BM-3 では明確な降伏点を示さず，破壊後も剛性がほとんど変わることなく耐力が増していった。PC 鋼棒のひずみが破壊後に増加してい21.5
1No.1No.2
No.30.5ることからも明らかなように，試験体の変形に伴いプレス0トレスがさらに導入されたことが要因と考えられる。ただ0し，BM-1 の No.1 は，変位計測ミスのため，図 - 5 にはグラフを示していない。

1.5
1No.1No.2
No.30.50

図- 51.52

試験体破壊状況（BM-3 No.3）

図 - 6 にプレストレス力σとせん断応力τの関係を示

0.51変位（㎜）BM‑32.5

せん断応力（N/mm2）

写真 - 91.5

BM‑22.5

レンガと目地モルタルの界面での破壊であり，レンガや目

0.5
1変位（㎜）

00.51変位（㎜）1.5

せん断応力 - 変位曲線（→は試験体破壊時を示す）

す。本実験で得た値を線形近似してσとτの関係を求めると，τ＝ 1.144σ＋ 0.303（R 2 ＝ 0.859）となり，摩擦係数

1.54.3大型部材試験体による面内せん断試験⑴

試験体概要

せん断応力τ
（N/mm2）はおおむね 1 と捉えることができる。

表 - 4 に試験体の一覧を示す。試験体は 2 体で，PC 鋼棒によるプレストレス力を変化させた。試験体は壁脚部付近を想定しており，試験体 BW-1 に導入したプレストレ1.20.9
τ = 1.144 σ + 0.303
R 2= 0.859

0.60.3ス力（σ＝ 0.2 N/mm ）は長期軸力相当である。これに対20して，補強試験体 BW-2 は，長期軸力と補強のためのプ

00.2

図- 6

プレストレス力とせん断応力の関係

レストレスをあわせて，σ＝ 1.0 N/mm のプレストレスを2導入した。

0.4
0.60.8
プレストレス力σ（N/mm2）1

図 - 7 に試験体のレンガ壁部分を示す。レンガ壁の大きさは，幅 440 mm ×長さ 2 475 mm ×高さ 1 024 mm としPC 鋼棒の挿入後，コア内には無収縮モルタル等はグラウた。レンガはイギリス積みとし，平面図 - 7 ⒜および図トしていない。
⑵- 7 ⒝に示す段を交互に積んだ 2 枚積である。

試験方法

プレストレスの導入は，レンガを所定の大きさに組積し

写真 - 10 に加力状況を示す。写真に示すように，レンた後，図 - 7 に示す 6 箇所にφ50 mm のコアを鉛直方向

ガ壁の上下には，試験体固定用（基礎を想定）および水平に削孔し，φ23 mm の PC 鋼棒（SPBR 1080/1230）を挿入

力加力用に RC 造スタブを設けており，スタブも貫通してして行った。PC 鋼棒 1 本あたりの緊張力を表 - 4 に示す。

コアを削孔し，プレストレストを導入している。加力は，Vol.54, No.4, July. 201237

想定し，脚角に回転する，脚角から全ての PC 鋼棒（n 本）の反力のモーメントを利用し，下式より算出した。

4408050180 50 80
105 230 105

特集／工事報告liΣi
Q f ＝σ・A・———⑷n・h
終局曲げ強度（圧壊）時せん断力 Qmu は，遂次法で等価

長方形圧縮応力ブロックにおける中立軸を算出し，モーメ

440

80 50 180 5080
105 230 105（a）平面図（偶数段）

ント M u を評価し，下式より算出した。そのため，ストレスブロックの有効高さは中立軸の高さの 80 %，圧縮強度（b）平面図（奇数段）の低減係数は 0.75，レンガ壁の圧縮強度，ヤング係数，終局ひずみはそれぞれ 15 N/mm2，10 000 N/mm2，0.0015 とした。なお，各アンボンド鋼棒の位置において鋼棒ひずみ1 024を壁の上に想定した変形で算出した。
MuQ mu ＝——h⑶

173 50198989.5
1 039.5

50
2 475

989.5
1 039.5

実験結果

レンガ壁のせん断応力の計算値と実験値を比較して表50 173198- 5 に示す。また，両試験体の水平荷重 Q と部材角 R の関係を図 - 8，9 および図 - 10 に示す。図の縦軸は水平（c）立面図

図- 7（5）

試験体の形状・寸法と PC 鋼棒用のコア穴の位置

荷重をレンガ壁の断面積で割ったせん断力 Q を，横軸は加力スタブの高さ中心における水平変位δを加力高さで割

表- 4
試験体

大型試験体一覧

W×L×H（mm3）σ（N/mm2）

BW-1
440 × 2 475 × 1 024
BW-20.24（0.2 ＊）1.15（1.0 ＊）った部材角 R である。
PC 鋼材本数 - 径6 本 - φ23

表- 5T（kN）

せん断応力の計算値と実験値の比較（単位：kN）

試験体

BW-1

BW-242.3（36.3 ＊）Qo205.7（181.5 ＊）Qf231.9

Qs272.3

707.9

Qmu

1 270.0

1 605.0

Qtest 1374.1（-372.6）

777.6（-763.9）

Qtest，max609.9（-739.4）

1 804.3（-1 759.2）

W，L，H：試験体のそれぞれ幅と長さと高さ，σ：プレストレス力，
T：PC 鋼材 1 本により緊張力，＊：予定値

163.4
1 159.7

Q test，1，Q test，max：ひび割れ発生時と最大せん断力の実験値

1 200

水平荷重 Q（kN）

900

写真 - 10大型試験体の加力状況

600

Q+δ

300
0‑300

BW‑1‑600

ひび割れ発生BW‑2‑900‑1 200‑0.5 ‑0.4 ‑0.3 ‑0.2 ‑0.1

静的水平力を漸増変位により正負繰り返して行った。

00.1

0.2

0.3

0.40.5部材角 R（1/1 000 rad.）加力位置は加力スタブの中心とし，高さはレンガ壁の脚
図- 8部から h ＝ 1 224 mm である。

せん断応力 - 部材角曲線（初期部分の拡大）

現地調査による仮定した目地せん断耐力 Q 0 は目地せん
試験体 BW-1（σ＝ 0.2 N/mm2）および試験体 BW-2（σ断強度τ0 ＝ 0.15 N/mm2 として，下式より算出した。
Q 0 ＝τ0・A，A ＝ W・L＝ 1.0 N/mm2）ともに，脚部の目地に沿ったひび割れが発⑵

せん断耐力 Q s は，プレストレスによる圧縮応力σおよ生したが，最終的には曲げ破壊の様相を示した。
試験体 BW-1 の初ひび割れは，Q ＝ -372.6 kN で発生しびクーロン摩擦係数（μ＝ 0.5）により支配することを想た。その直後の正荷重時τ＝ 374.1 kN で，目地部に少し定し，下式より算出した。
Q s ＝ Q 0 ＋μ・σ・Aずれが生じ，水平変位が進んだ。しかしながら，その後は，⑶曲げ強度時せん断力 Q f は，レンガ壁を剛体ブロックと水平変位の増大に伴う PC 鋼棒のひずみの増大により，水38

プレストレストコンクリート

2 0001 600
1 200800
4000‑400‑800‑1 200‑1 600‑2 000Q+

δQs
Qo

Qo

Qf
Qs

変位比

水平荷重 Q（kN）

特集 / 工事報告

Qf

ひび割れ発生突然すべり‑6 ‑5‑4‑3‑2‑10123456

10.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.10+

Q

‑6 ‑5‑4‑3δ

Qf
Qs

変位比

水平荷重 Q（kN）

図 - 11+

Qo

ひび割れ発生‑3‑2‑10123‑1012345645610.9
0.8
0.7
0.6
0.50.4 Q
0.30.20.10‑6 ‑5水平変位の分担の推移（BW-1）

すべりδb
すべりδb +せん断δs+δs
δb‑4‑3‑2‑10123456部材角 R（1/1 000 rad.）部材角 R（1/1 000 rad.）図 - 10‑2部材角 R（1/1 000 rad.）全体せん断応力－部材角曲線（BW-1）

2000
1600
Q
1200
800
400
0Qo‑400Qs‑800
Qf‑1 200‑1 600‑2 000‑6 ‑5 ‑4すべりδb +せん断δsδb

部材角 R（1/1 000 rad.）図- 9

すべりδbδs

全体せん断応力－部材角曲線（BW-2）

図 - 12

水平変位の分担の推移（BW-2）

その原理は，－20 ～－25 度の冷気を筒内に送り込み，平荷重は若干増大し，最終的に Q ＝ -739.4 kN で最大荷重刃先を冷やし，壁内部を掘り進む。そして，削孔時に発生に達し，壁脚部が目地部ですべり破壊した。
補強試験体 BW-2 の初ひび割れは，Q ＝ 777.6 kN で発した粉塵とともに，冷却後の空気を回収することで，作業生 し た。 そ の 後 も 水 平 荷 重 は 増 大 し， 最 終 的 に Q ＝に伴う埃も居室内に殆ど噴出することなく，削孔を進める

1 804.3 kN まで達し，試験体 BW-1 の約 2.4 倍以上の水平ことができるものである（図 - 13）。

荷重を発揮し，耐力低下する前に実験を終了した。表 - 2にせん断応力の計算値と実験値を比較して示す。

冷気

図 - 9 および図 - 10 に，両試験体の全体水平変位δに対する壁脚部のすべり変位δb および壁のせん断変形によ集塵パット集塵機へる水平変位δs の割合を示す。せん断変形は，図中に示すように，対角線方向の変位計測値より求めた。両試験体とも目地部のひび割れ発生位置の影響を受け，正荷重時と負荷重時で分担率の推移状況が異なるが，正荷重時に着目す

先端ビットると，試験体 BW-1 は，R ＝ 1.5/1 000 rad 付近からすべり変位が急増し，試験体 BW-2 ではすべり変位，せん断変
図 - 13形および曲げ変形の比率が最終までほぼ一定となった。

5．無水削孔工法の開発

無水コア抜き工法の概略図

ただ，この空冷式レンガ無水削孔は，世界初の技術故に今回のレンガ造建物に対して，従来方式の水を使ったコ10 m を超える実績は無く，また，鉛直方向の施工精度や，ア抜き工法を用いた場合，冷却後の汚水がレンガ目地から1 日に掘り進むことができるスピードといった歩留まりに流出し，貴重な内外装仕上げ材を汚すこととなる。そこでついてなど，未知数な点が数多くあるのも事実であった。

今回，レンガ壁のための水を使わない空冷式無水コア抜き

そこで，当社技術研究所にて 5 m の試験体（写真 - 11）工法を開発し，これを採用することとした。

を制作し，施工実験を行うとともに，現地実物の建物でも空冷式無水コア抜き工法は，もともと原子力発電所の改試験施工を行い，10 m を超える削孔の実績を重ね，鉛直修・解体工事や，汚泥の排出が困難な土木工事などの需要精度，施工スピードに関して検証し，刃先の改良を加えるから開発されたコンクリート切断・コア抜き技術で，今回など，その他の問題点についても事前に確認・解決を図っの補強工法は，これをレンガ壁に応用した新しい試みであている。

る。

Vol.54, No.4, July. 201239

特集／工事報告う目的に対し，厳しい状況下にあった。これらに対しては，下記設計変更や方策により対処している。
・鋼棒の径を変更し，かつ，PC 鋼棒をアンボンドタイプとすることでグラウト工程を省略し，次工程への引渡し時期を前倒しするよう改善を図る。
・削孔精度（鉛直方向）の徹底管理により，既存仕上げを傷める要因を排除し，手戻り工事を無くす。
なお，削孔精度については，削孔ガイドレールの 3 方向管理により，壁厚方向 1/400 以下に抑えることができた。

7．お わ り に
明治中期から大正にかけて多く建設された日本のレンガ造建物は，近年ではその歴史性と意匠性から，歴史的建造物としての保存・再生に対する関心が高まっている。貴重な歴史的レンガ建造物の耐震補強の検討に際しては，創建時の外観・内観等の意匠性を損なうことなく，文化的価値が失われないような補強方法が求められている。
このような背景のもと，既存の室内仕上げには手を加え
写真 - 11

ず，壁自身の性能を改善する「レンガ組積造プレストレス高さ 5 m モデルでの施工実験補強方式」を今回新たに開発し，歴史的価値の高い清泉女子大学本館に適用した。

6．現地未確認内容と要求性能との整合性

補強後の耐震性能は，補強前に比べ性能向上を図ることができた。2011 年の東北地方太平洋沖地震に遭っても，本建物は構造図に相当する情報が一切無いため，着工前改修されたレンガ造建物は被害を免れた。に十分な建物調査を行い，実施設計・施工計画を進めた。
各部位の設計概要は図 - 14 に示す要領となる。しかし，また，外観・内観などの意匠性を損なわない本プレスト

屋根の解体から始まる工事の進捗とともに明らかとなる実レス耐震補強方式は，貴重な歴史的レンガ造建物の保存・際の現場の状況や，もともと図面が無い中で不明解であっ活用のための優れた工法として，一つの礎を築いたといえたさまざまな施工障害により，当初予定していた PC 鋼棒る。それは，あたかも何事も無かったような佇まいを見せ配置が，約 3 割減の 200 本弱にまで減ってしまい，また，ながら､ 今後も永くその命を次世代へと繋ぐことで，さらPC 鋼棒の被覆用に施すグラウト工事についても，万が一，に歴史的価値を深めることとなるであろう。

グラウト材の流出により，既存の仕上げを汚してしまった場合の復旧に要する時間的回復が望めないなど，設計内容

参考文献の確実な実施と，夏期休暇中に補強工事を終わらせるとい

1 ）El-Gawady, M., Lestuzzi, P. and Badoux, M.：A review ofConventional Seismic Retrofitting Techniques for URM, 13th
International brick and block masonry conference, Amsterdam, July

削孔精度：X・Y の傾き＋下振りによる 3 方向精度管理

4-7, 20042 ）Qamaruddin, M.：A State-of-the-Art Review of Seismic Isolation
Scheme for Masonry Buildings, ISET Journal of Earthquake

面外力に対しても抵抗できる効果を持たせるための壁厚方向ダブル配置（2‑M17＠1 000）

Technology, Vol. 35, No.4, paper No.376, pp.77-93, 1998
3 ）多幾山法子，長江拓也，前田春雄，喜多村昌利，吉田亘利，荒木慶一 : ステンレス導入歴史的組積造建造物の耐震改修，その 1
補強レンガ壁の繰り返し面外曲げ実験，日本建築学会構造系論
文集，第 74 巻，第 635 号，pp.167-176，2009

緊張端は荷重分散を図り，鉄骨臥梁を定着金物として配置固定端は既存布基礎を利用し、定着金物設置後高流動コンクリートにて成形

4 ）Ganz, H.R.：Post-Tensioned Masonry Around The World,” ConcreteInternational, pp.65-69, Jan. 2003
5 ）Lissel, S.L., Shrive, N.G. and Page, A.W.：Shear in Plain bed Joint
Reinforced and Post-Tensioned Masonry,” Canadian Journal of Civil

施工障害により実施工は 197 本

Engineering, Vol. 27, pp.1021-1030, 2000
6 ）朴永周，佐藤千香：北海道指定有形文化財旧金森洋物店レンガ壁
補強について，日本建築学会大会学術講演梗概集，pp.1061-

鋼棒径の変更による対応 PC 鋼棒をアンボンドタイプ（土木仕様）とし，グラウト工程を中止

1062，2000
7 ）日本コンクリート工学協会：建築・土木分野における歴史的構
造物の診断・修復研究委員会，報告書，2007
8 ）諸井恆平：レンガ要説，東京博文館，1902

図 - 14断面【2012 年 4 月 27 日受付】

図40

プレストレストコンクリート