コンクリート工学年次論文集，Vol.27，No.2，2005

論文

アンボンド高強度主筋を用いたＲＣ柱で構成された最下層十字型架構の履歴性状
田中

睦 *1 ・江崎文也 *2 ・小野正行 *3

要旨：塑性後の残留変形をできるだけ小さくするため，付着が生じないように加工した高強度 PC 鋼棒を主筋に用いた RC 柱で構成された最下層十字型架構について，一定軸力下の正負繰り返し水平力載荷実験を行い，その履歴性状について検討した。実験結果によれ
ば，付着のある従来の RC 柱に比べて水平耐力は小さいが，ひび割れが柱頭および柱脚に集中し，部材角が３％程度まで，水平耐力が徐々に増加するとともに，除荷後の残留変形もおよそ半分以下になることがわかった。
キーワード：鉄筋コンクリート十字形骨組架構，アンボンド，PC 鋼棒，残留変形
1.

着となるが，この定着は現実的には難しく，接序

過去の地震により被害を受けた RC 建築物の合部以外で定着せざるをえない。提案している中に，崩壊は免れたが残留変形が生じているた構造では柱主筋の付着がないので部材の取り外めに取り壊さざるを得ない建物が数多く見受けしが比較的簡単であることを考慮すると，プレられた。著者らは，このような事態が起こらなキャスト化が合理的と考えられ，リサイクルやいような RC 建築物の開発を目指し，強地震にリユースを念頭においた RC 構造の開発につなより比較的大きな部材角が生じても残留部材角がる。プレキャスト化すれば鉄骨ラーメン構造が小さくなるRC柱を提案している。すなわち，と同様，梁・柱を接合した十字型架構を工場で強地震で塑性化した RC 柱の残留部材角をでき製作し，現場で柱の中間部や梁の中間部で接合るだけ小さくするように，主筋にアンボンド高することにより架構を組み立てる方法が考えら

強度鉄筋を用いた RC 柱を提案した。提案したれことから，柱の中間部に定着を設けた場合のRC 柱の実験によれば，主筋に付着のない高強柱についても一定軸力下の水平力載荷実験を行

度鉄筋を用いると，水平せん断耐力は小さいがい，その履歴性状について検討を行った ２）。そ部材角が 3% 程度の大変形時まで耐力の低下はの結果，中間定着を設けた柱の履歴性状は，中ほとんどない安定した履歴性状を示すと同時間定着を設けていない場合の履歴性状とほぼ同に，残留変形がかなり小さくなることがわかっ

じ傾向を示したが，コンクリートの曲げひび割た １）。

れ後の水平せん断力の上昇が多少大きくなること

上述した柱を実際の構造物に適用する場合にがわかった。

は，高強度の主筋の定着が問題になる。RC 柱

これらの実験結果を参考に，提案しているのみの実験では上下の加力スタブで定着していRC柱を有する実際の構造物への適用を念頭に，るが，実際の構造物の場合，最下階の柱脚は基最下層の柱を想定した梁・柱接合部を有する十礎部分に定着できるので実験と同じ定着が可能字型架構の実験を計画した。上述したように，である。一方，柱頭部分や中間階の柱について実際の主筋定着位置を考慮して，アンボンド主は，柱・梁の接合部で定着すれば実験と同じ定筋の定着を最下階柱の中間部と上階柱の中間部*1 九州共立大学助手

工学部建築学科 工修 （正会員）*2 福岡大学教授 工学部建築学科 工博 （正会員）*3 近畿大学教授

産業理工学部建築・デザイン学科-283-

博士（工学）（正会員）に設けた場合の実験を計画した。本論は，これいの 1/2 の長さの鋼管を被覆したものを示す。

らの実験計画とその検討結果について述べるもB は，柱のせん断スパン比の値を，また，C は，のである。

柱の軸力比 σ 0/σ B の値をそれぞれ示す。
表−２に，使用した材料の力学的性質を示

２．
実験概要
２．実験概要す。梁の形状（断面 b × D=150mm × 250mm，2.1 試験体

長さ 1,100mm）および配筋（表−１参照）は，試験体は，一般的な中・低層 RC 造事務所建いずれの試験体とも同じである。図−１に示す

築物のラーメン構造における最下層の中柱を想ような最下層柱の柱頭・柱脚の曲げ降伏により定した実物の約 1/3 縮尺モデルの形状とした。

架構の崩壊機構が形成されるように，柱に接合柱として，通常用いられている強度の異形鉄筋される梁の曲げ降伏が柱の曲げ降伏より先行しを用いた場合と主筋にアンボンド PC 鋼棒を用ないように計画にした。図−２に定着部の詳細いた場合を計画し，試験体は合計 3 体である。

を示す。

主筋のアンボンド化と主筋定着方法は，文献

2.2 載荷方法および載荷プログラム２）と同じ方法を採用した。最下層の柱のせん

図−３に示す加力装置を用いて，図−４に示

断スパン比 M/(QD) の値は 2，一定軸力によるす載荷プログラムにより，一定軸力下の漸増変

柱軸応力度 σ 0 のコンクリー ト 圧縮強度 σ B に対位振幅正負交番繰り返し載荷とした。制御部材する比は 0.15 である。表−１に試験体一覧を

角 R は，梁・柱接合部の中心の水平変位 δ を，示す。試験体名は，A − B − C の 3 つの識別記

脚部より梁・柱接合部の中心までの高さ h で除号で示した。A は，それぞれ，+B：柱主筋としした値 R= δ /h である。て付着がある異形鉄筋を用いた試験体，+UB：2.3 測定方法

柱主筋として付着がない高強度鉄筋を用いた試

基礎梁にボルト締めされた測定フレームに取験体，+UBT：+UB 試験体の柱頭・柱脚に柱せり付く変位計にて梁・柱接合部中心の水平変位表−１ 試験体一覧+UB-2-0.15

200

200

6-D13(p g =1.91%)
D6@40(p w =0.80%)

25

250

4-9.2φ(p g =0.65%)
D6@40(p w =0.80%)□-200×200×2.3
主筋：上端筋，下端筋とも3-U12.6 (p t = 1.25%)，あばら筋：D6@75(p w = 0.57%)-284-800
30030 04-9.2φ(p g =0.65%)
D6@40(p w =0.80%)

40 020 025 0524 5 100
100

定着部

51 0 0 245

80 0350
10 0350

800

定着部

30 0主筋
帯筋
被覆鋼管
梁配筋

定着部

2 5 50 5 0 25
150

25 0250

試験体形状

25

定着部

2 5 50 5 0 25
150

400

20 025 025

4 00252 5 50 5 0 25
150

200

200
200

25200

+B-2-0.15

20 025 025

試験体名

寸法単位：mm+UBT-2-0.15

使用材料の力学的性質

429
1263
333
1176
393

522
1346
501
1207
431

19.99.1
21.2
11.4
27.8

鉛直荷重

1．試験体N

2．平行保持装置
3．ロードセル

水平荷重Qピンピン３３１２a：断面積，σy：降伏点，σu：引張強度，ε：伸び(2) コンクリート

ピン

ピン300

σB
各試験体

Q21.7

σB：シリンダー圧縮強度1250

図−３鉛直荷重
PL-2.3ナット

15025

水平荷重

25

曲げ塑性ヒンジ
25
主筋接続用
カップラー

150

架構の崩壊機構

図−２加力装置

R (%)
4321025-1寸法単位；mm

図−１寸法単位；mm1250

定着部詳細-2-3-4

図−４載荷プログラム

および鉛直変位を測定した。また，図−５に示

寸法単位；mm
13 0

す柱頭，柱脚，中間定着部の上下部分およびその間を等分した位置の主筋，および柱頭，柱脚の位置の帯筋にゲージを貼付してひずみを測定

28 0

ゲージ貼付位置
38403840

1 60 1 6 0 8 0 16 0 1 6 0110
60 04090

3.1 主筋のひずみ分布

40160３．
実験結果
３．実験結果2 0060 0より記録した。

90破壊状況は，制御変位で目視によるスケッチに200110を貼付してひずみを測定した。ひび割れおよび4016025 0した。また，柱に接する梁端部の主筋にゲージ300

図−６に梁の主筋のひずみの例を示す。各試

1 80 00.32
1.25
1.270.66
0.28

ε (%)

250 200 250

D6U12.6
D139.2φPL-2.3σy (MPa) σu (MPa)1800

a (cm2)800

種別45 0(1) 鉄筋

800

表−２

験体ともほぼ同じ傾向である。いずれの試験体+ Ｂ試験体の梁主筋とも実験終了時まで弾性範囲にある。

+UB，+UBT 試験体

図−５ 鉄筋のゲージ貼付位置

しかし，引張主筋比が大きく高強度鉄筋のため，接合部での付着抵抗力の不足により引張時および圧縮時とも引張ひずみが生じている。図柱脚のひずみが大きくなっている。これは，図−７に部材角 R=が0.5%~2% での各試験体の柱−８に示すように柱の反曲点位置が柱の中間部主筋のひずみ分布を示す。いずれの試験体ともより上部にあるためと考えられる。図−８は，部材角が小さい範囲から他の位置のひずみより梁の左右のロードセルより得られた反力より柱-285-εs (µ)

2500+B-2-0.15+B-2-0.15h (mm)1500

2000h (mm)1500

+UB-2-0.15+UBT-2-0.15+UB-2-0.15+UBT-2-0.15

D13 降伏点

D13 降伏点

1500

1000

1000

柱・梁接合部

柱・梁接合部

1000
500

500500

主筋定着部

主筋定着部

R (%)
-5-4-3-20-10-5001234ε(µ)

05-5000-2500

0+B-2-0.15-4-3-210.90.80.70.60.50.40.30.20.10-1h (mm)1500

+B-2-0.15+UB-2-0.15+UBT-2-0.15

y1

D13 降伏点-2500

3ε(µ)
05000 -5000

2500

4+B-2-0.15

02500

5000

h (mm)

1500+UB-2-0.15+UBT-2-0.15
D13 降伏点

1000

柱・梁接合部

実験結果

Q (kN)ε(µ)

0-2500+B-2-0.15

h (mm)

1500+UB-2-0.15+UBT-2-0.15

1000

柱・梁接合部R (%)

u
体 +uQ fu (kN)++B-2-0.15 72.3 -73.2 2.44 -2.45 75.6
+UB-2-0.15 58.5 -62.8 2.44 -2.45 68.9+UBT-2-0.15 63.9 -66.8 2.44 -2.45 68.9

験主筋定着部（b）R=1.0% 時

D13 降伏点

試

柱・梁接合部

500

500

R (%)

図−８ 柱反曲点位置と部材角の関係
表−３5000h (mm)

1500

1000

柱・梁接合部

0-500022500

D13 降伏点

主筋定着部

10+UB-2-0.15+UBT-2-0.15

10000-2500（a）R=0.5% 時

図−６ 梁主筋のひずみ+B-2-0.15+UB-2-0.15+UBT-2-0.15

5000 -5000

2500

ε(µ)

0

主筋定着部

500

500ε(µ)0-5000-25000ε(µ)

05000 -5000

2500

主筋定着部

-2500

02500

5000（c）R=2.0% 時

Qu: 水平せん断耐力実験値
Ru:Qu 時の部材角
Qfu: 曲げ耐力による水平せん断耐力計算値

図−７ 柱主筋のひずみ分布の反曲点位置を求め，柱内法高で除した反曲点同じで，主筋は軸方向力のみ抵抗していること

高比 y 1 と R の関係を示したものである。+B 試がわかる。

験体では，R=2% 近傍で水平耐力に達している

3.2 履歴性状が，このときの主筋はほぼ降伏ひずみに達し，表−３に実験結果を示す。図−９に，各試験柱の柱頭および柱脚の曲げ降伏による崩壊機構

体の水平力 Q と部材角 R との関係および梁・柱が形成されている。一方，アンボンド試験体の接合部の中心の鉛直変位 δ v を柱脚部から梁・柱場合は，中間定着より下部では引張側は大きな接合部の中心までの高さhで除した鉛直方向の引張ひずみが生じ，圧縮側には圧縮ひずみが生

平均ひずみ ε v = δ v /h と部材角 R との関係を示じており，柱単独の実験で得られたひずみの場す。図中には架構崩壊機構が形成された場合の合と異なり，圧縮力を負担している。中間定着

水平せん断耐力を破線で示している。崩壊機構より上部ではほぼ同じ引張ひずみが生じておが形成されるときの柱の曲げ強度は，主筋に付り，部材角 R の増大とともに引張ひずみも徐々着がある場合は，（１）と（２）式に示す無筋に大きくなっている。この傾向は，中間定着をコンクリートの耐力と，（３）式〜（５）式を設けていない場合の柱単独のひずみ状況とほぼ結ぶ鉄筋の耐力の単純累加により求めた。ま-286-

た，付着のない試験体では，柱頭部は図−10 には，定着部より上部では降伏ひずみに達してい示すように，主筋は軸力のみ抵抗するものとしないので算定値より低くなっている。て，（１）式と（２）式で示す無筋コンクリーcc

加で求めた。柱脚部は部材角の増大とともに圧縮側主筋も圧縮力を負担しているが，引張側の応力ほど増加していないことから，引張側主筋のみ軸方向力を負担していると仮定し，主筋が軸力と曲げモーメントを負担するとして，（ １）
式と（２）式で示す無筋コンクリートの耐力と（３）式，（７）式，（８）式を結ぶ鉄筋の耐力の単純累加で求めた。アンボンド試験体の場合

100

Q (kN)（１）

N (D − x n )（２）2
ここで， b：柱幅
D：柱せい
x n：圧縮縁から中立軸までの距離
σ B：シリンダー圧縮強度
N=− a⋅ s σ y ， s M = 0（３）sa
⋅ s σ y ⋅ s D （４）sM =s N = 0，2（５）s N = a⋅ s σ y ，sM = 0

トの耐力と（６）式で示す鉄筋の耐力の単純累+B-2-0.15

N = bx nσ B

M = c75.6kN

8060

20-3-2-1-20 0123εv (%)

0.6R (%)

0-40.8+B-2-0.15

400.44-40+B‑2‑0.15

0.2-60-4-100+UB-2-0.15

100R (%)

0-80-75.6kN-3-2-101234-0.2

Q (kN)
68.9kN8060

200-4-3-2-1-20 00.8+UB-2-0.15

4012R (%)

0.6

40.4

3-40+UB‑2‑0.15

0.2-60-80-68.9kNεv (%)

R (%)

0-4-100-3-2-101234-0.2

100+UBT-2-0.15Q (kN)
68.9kN

800.8+UBT-2-0.15

60400.620R (%)

0-4-3-2-1-20 01230.44-60-80

R (%)

0-4-3-2-101234-0.2-100

図−９+UBT‑2‑0.15

0.2-40-68.9kNεv (%)

各試験体の水平荷重 ‑ 部材角履歴曲線 , 鉛直平均ひずみ部材角履歴曲線 , 最終破壊状況-287-

atσyat σ yc

Mr

N=N+2atσyc

MMc

atσy

N=N+atσyc+B-2-0.15

4+UB-2-0.15

3+UBT-2-0.15

2R r (%)

1R 0 (%)

0-4-3-2-1

図− 10 アンボンド RC 柱の主筋応力-101-2234

十字形架構-3-4

ここで，a：鉄筋の全断面積•σy：鉄筋の降伏点s

D：引張側と圧縮側の各主筋重心間距離− a⋅ s σ y ≤ s N ≤ a⋅ s σ y ， s M = 0aa⋅s σ y ⋅s Ds N = − ⋅s σ y ，sM =24s N = 0，sM = 0

R r (%)

4BT-2-0.15

3UBF-2-0.15

2UBFT-2-0.15

1R o (%)

0（６）-4.0-3.0-2.0-1.0（７）

-10.0

1.0

2.0

3.0

4.0-2（８）-3RC 柱単独-4

図− 11 に変位制御時の部材角 R 0 と制御変位

図− 11 制御部材角 R0 と残留部材角 Rr の関係からの除荷後の残留部材角 R r との関係を１回目のサイクルについて示している。アンボンド
高強度鉄筋を用いた場合は，従来の異形鉄筋を２）主筋がアンボンド高強度鉄筋の場合，柱の主筋に用いた場合のおよそ半分以下の残留変形みの場合に比べて十字型骨組になると接合となっていることがわかる。RC 柱のみの実験部や梁の残留変形の影響で残留変形が大きによれば部材角 3% 程度まで残留変形がほとんくなる。

ど生じていない結果となっているが，十字型架

３）層間変形角が 2% 程度まではアンボンド高構では柱のみの場合に比べて残留変形が大き強度鉄筋は弾性範囲にとどまっている。しい。これは，柱・梁接合部にせん断ひび割れにかし，2%を超えると柱脚部は降伏ひずみをよる接合部の変形および梁の残留変形が生じた

超え，残留変形が大きくなった。

ためと思われる。実際の建築物では梁には床スラブは取り付いているので梁の剛性が大きくなること，また，直交方向には接合部に梁が取り

参考文献
１）田中 睦・江﨑文也・小野正行・河本裕行・城戸将
江：塑性時での残留変形を少なくするＲＣ柱の履歴
性状に関する研究 その２，その３，日本建築学会九州支部研究報告，第 43 号，pp. 2004.3

付いているので接合部の拘束が大きくなることなどから，本実験で得られた残留変形よりも小さくなるものと考えている。

２）河本裕行・田中 睦・江﨑文也・小野正行・城戸将
江：塑性時での残留変形を少なくするＲＣ柱の履歴
性状に関する研究 その４，日本建築学会九州支部
研究報告，第 43 号，pp. 2004.3

４．
結論
４．結論

主筋にアンボンド高強度鉄筋を用いたせん断３）河本裕行・田中 睦・江﨑文也・小野正行：塑性時での残留変形を少なくするＲＣ柱の履歴性状に関すスパン比 2 の RC 柱を有する十字型架構についる研究 その２，日本建築学会大会学術講演梗概集（北海道），pp. 2004.8て，一定軸力下の正負繰返し水平力載荷実験を行った結果，以下のことがわかった。

謝辞

１）アンボンドの高強度鉄筋を主筋として用い

本実験は，平成16年度文部科学省科学研究費補助金（基盤研究(C)(2)，課題番号 15560509，研究代表者;江﨑文

ると，残留変形が付着のある場合よりもお也）の援助を受けた。

よそ半分程度となる。

-288-