鉄筋コンクリート骨組への座屈拘束筋違の接合方法に関する研究
東京工業大学

耐震壁

座屈拘束筋違全体骨組
全体骨組

座屈拘束筋違耐震壁
ラーメン骨組

ラーメン骨組(a)耐震壁(b)座屈拘束筋違

図 1耐震壁と座屈拘束筋違を有する骨組
コッタ―
アンカーボルト

コッタ―筋(a)座屈拘束筋違の配置方法(b)力の伝達機構

70

350

400

高強度グラウト
PC鋼棒(f13)
アンカーボルト(M16)

300

500

図 2座屈拘束筋違の接合方法

270

270×500

350×300

2000

梁断面図

1400

400

1．序
鉄筋コンクリート(以下，RC)骨組の耐震性を高める
上で，耐震壁が有効であることは以前から指摘されている 1)．しかし，耐震壁は最大耐力到達後に急激な耐力低下を起こすため，最大耐力時の変形が異なるラー
メン骨組との組み合わせは設計を複雑にする(図1(a))．一方，損傷制御構造に広く利用されている座屈拘束筋違は弾塑性域で安定した履歴特性を有しており，RC 骨組に適用することができれば耐震性確保に有効である(
図 1(b))．本研究では，座屈拘束筋違を効率的に取り付ける方法を提案し，座屈拘束筋違を取り付けるための接合部(
以下，単に接合部)を含む部分骨組実験から，その力学特性を把握する.
また，座屈拘束筋違を取り付けた RC 骨組の地震応答解析を行い，骨組全体の耐震性を確認するとともに，接合部に要求される性能を把握する．
2.
座屈拘束筋違の RC骨組への接合方法
本研究では，RC 骨組をメガストラクチャーとして捉え，座屈拘束筋違を効率的に適用する方法を提案する(
図 2)．座屈拘束筋違を上下層で左右反転させたワーレントラス形に設置し，柱梁の交差部において 1 つのガセットプレート(以下，G.PL)を用いて上下層の座屈拘束筋違を接続する．上下層の座屈拘束筋違の降伏軸力が同じ場合には水平成分が釣り合うため，梁を省略することができ，接合部は鉛直方向の力を伝達すれば良いこととなる．この鉛直方向力の伝達には柱に設けたコッターに期待する．
また,実際には上下層の座屈拘束筋違の降伏軸力には差があり，慣性力の伝達を含めたこれらの水平力の伝達に対しては,アンカーボルトにより接合部を柱に緊結することで対応する．
3．部分骨組実験
3.
1.
実験計画
【試験体】
試験体形状を図3に，試験体諸元と材料特性を表1，表 2 に示す．試験体は接合部を含む柱梁ト形部分骨組であり，接合部に取り付ける座屈拘束筋違はジャッキにより再現する(以下，単にダンパー)．試験体寸法は実大の約 1/2 スケールを想定した．試験体パラメータは梁断面，コッター内部の補強筋(以下，コッター筋)の量，及び G.PL の締付方法である．梁断面は，断面積をほぼ等しくし，梁せいを 300mm と 500mm に変えた 2 種類を用意した．コッタ―筋は，柱フェイスを横切る鉄筋 4×5 列を基準とし，その量を半分とした 2×5 列も用意した．アンカーボルトには普通鋼(M16)，もしくは PC 鋼棒(f13)を用い，それぞれ 30kN，60kNの張力を導入した．試験体はこれらのパラメータを組み合わせた 4 体である．

野々山昌峰

400

軸力導入用
アンボンド
PC鋼棒(f17)

4×5列

2×5列

コッタ―断面図

図 3試験体形状【載荷・計測】セットアップを図 4 に示す．実験は試験体の梁先端部をピンローラー支持，柱脚部をピン支持し，柱頭と梁先端部に水平ジャッキを，接合部に斜めに 2 本のジャッキを接続して行う．上下層の階高，スパン中央に相当する位置を反曲点位置として再現した．載荷は柱頭に接続した水平ジャッキにより試験体に層間変形dを与え，この変形から求めたダンパー軸変形に基づきダンパー軸力 PDU ,PDL を与える．なお，接合部軸変形の計測値djU ,djL をダンパー軸変形のロスとして差し引いて制御を行った．ダンパーは降伏層間変形角を1/750rad とする完全弾塑性型を想定した．上下ダンパーの降伏軸力はそれぞれ 300kN,350kN とし，PC 鋼棒試験体では軸力差を大きくして100kN,300kNとした．
また，上下ダンパー軸力の水平成分の差分 PB は梁先端部に接続した水平ジャッキにより与える．また，±1/33rad のサイクルを行った後,上下ダンパーの降伏軸力を 480kN に変え，接合部耐力の余裕度を確認した.

層間変形角 R は試験体の柱頭，柱脚部に接続したゲージホルダーにより計測した．接合部軸変形は，ゲージホルダーの上下ダンパーの作用線交点とジャッキ先端部の相対変形として計測した．
3.
2.
実験結果と考察【全体挙動】
まず柱梁架構の全体挙動を考察する．荷重 QF層間変形角 R の関係を図 5 に示す．いずれの試験体も梁に損傷が集中しており，R=±1/100rad 時に梁主筋 1 段目，2 段目がともに降伏し，その後に梁小試験体を除く全試験体で接合部のせん断補強筋が降伏した．梁主筋の降伏時耐力は，曲げ耐力計算値と良い対応を示している．上下ダンパーの軸力差により，梁には軸力が生じるため,引張軸力が生じる負側よりも圧縮軸力が生じる正側の方が高い耐力を示している．特に，PC 鋼棒試
験体は上下ダンパーの軸力差が大きいため，他の試験
表 1試験体諸元
試験体名

梁小梁大コッター弱b ×D [mm]主筋

12-D19(SD490) P t =1.08%

補強筋

D10@70(SD295A) P w =1.01%

軸力[kN]

梁

500 (軸力比; 0.063)

層間変形ジャッキ

b ×D [mm]350×300

270×500

主筋

4-D19(SD390)
P t =1.09%

6-D19(SD390)
P t =1.28%-ダンパージャッキ

QF +VDUD10@70(SD295A)
補強筋

P w =0.58%

P w =0.75%

QDU

コッター性状

4×5列

G.PL接合方法

アンカーボルト(M16)PC鋼棒(f13)

ダンパー降伏 上層
軸力[kN]
下層

300

100350

300

2×5列

4×5列

PB

表 2材料特性
柱主筋
D19

鉄筋s y [N/mm ]2s u [N/mm ]22

E s [N/mm ]梁主筋
D195191.84×10629
51.93×10

PC鋼棒

補強筋
D10438671

PDU

5PDL

RBs B [N/mm ]58.2482s t [N/mm ]3.5252E c [N/mm ]QF[kN]
300

板ピンピン

346

3.3×10123

QDL

5.94L=1400(sy : 降伏応力, su : 引張応力, Es : 鉄筋のヤング係数, sB : 圧縮強度, st : 割裂強度, Ec : コンクリー
トのヤング係数)
QF[kN]300

リニアウェイ

図 4セットアップ
QF[kN]
300

cal Qby+

QF[kN]
300

cal Qby+

耐力時計算値R [rad]0.04

cal Qby+梁曲げ
calQby± :cal Qby+

-0.04

VDL

コンクリート グラウト
2

1.79×1035°

H=2000柱PC鋼棒

400×400

体と比べて正負の耐力差が顕著に現れている．
【層せん断力の分離】
上層の層せん断力を，梁の曲げ，偏心曲げ，ダンパーの負担分に分離して図 6 に示す.
試験体上層の層せん断力は，柱梁架構が負担する層せん断力(以下，フレーム力)
QF と，ダンパー軸力の水平成分 QDU の和である．さらにフレーム力 QF は，梁の曲げが負担するせん断力 QB に加え，上下ダンパーの作用線交点が柱芯から偏心していることによる偏心曲げの影響 QM が生じる．偏心曲げの影響により，梁大試験体は約 30%，梁小試験体は約 75%の耐力増加が確認できた．作用線交点を柱芯から偏心させることでアンカーボルトに対する曲げ引張力の作用を低減できるだけでなく，柱梁架構の層せん断力を増加させる効果があることが分かる．一方，ダンパー軸変形は降伏変形に対して約 20%のロスが生じたが，いずれの試験体もダンパーは安定した履歴を描かすことができ，接合部ひび割れの影響はほとんど見られなかった．
【接合部の挙動】
次いでダンパー接合部軸変形について考察する.
こ-0.04R [rad]R [rad]0.04 -0.04

0.04

R [rad]
-0.04

0.04

cal Qbycal Qby--300

cal Qby--300(a)梁小試験体

cal Qby--300-300(d)PC 鋼棒試験体(c)
コッタ―弱試験体

(b)
梁大試験体

:1段目梁主筋降伏:2段目梁主筋降伏:接合部せん断補強筋降伏

図 5荷重層間変形角関係

Q +Q [kN]
FDU
600

QB[kN]
300

R [rad]-0.040.04-600(a)上層の層せん断力=

QM[kN]
300

R [rad]-0.04

0.04-300+

R [rad]-0.040.04-300(b)
梁の曲げ負担分

QDU[kN]300(c)
偏心曲げ負担分

図 6上層の層せん断力の分離(梁大試験体)+

R [rad]-0.04

0.04-300(d)ダンパー負担分

フレーム力 QF

上層ダンパー軸力 PDU

QF[kN]PDU[kN]

ccbba

R[rad]

R[rad]add

図 7荷重層間変形角関係
QF[kN]
400

P DU[kN]
b400ccddj[mm]-1.5

1.5dj[mm]-1.51.5abad-400-400

図 8接合部軸変形(梁大試験体)
Q [kN]
F400b

P [kN]
DU
400 bcNa[kN]

020c

Na[kN]

a02070a-40070dd-400

図 9アンカーボルト張力(梁大試験体)
Q [kN]
F400d

Q [kN]
F
400bces[m]0ces[m]0800

200bdaa-400-400(b)作用点から離れた位置(a)作用点付近

図10コッター筋のひずみ(梁大試験体)
hQF[kN]
400cCec[m]0-1200

Tb-400pya

図11コッタ―表面のひずみ(梁大試験体)

V DU + VDL
Ec Aeyes[m]2500h/2

V y [kN]

梁大コッター弱772407

図13トラス状の耐荷機構

1/500 yield
1/500 peak
1/100 yield
1/100 peak

370kN(1/33)
550kN(1/33)

00

V DU + VDL
Ec Aeyec [ m]

es[m]

-1200

2500

ec [m]0

VDU + VDL
(a)
梁大試験体

Dd0.85D

こでは上層のダンパー接合部に着目し，図 7 に示す荷重ゼロ(a)降伏(b)除荷開始点(c)-荷重ゼロ(d)の挙動を考察する．上層のダンパー接合部の挙動を図 8 に示す．図の左側はフレーム力 QF，右側は上層ダンパー
軸力 PDU を縦軸として表しており,横軸の変形はゲージホルダーより計測した接合部軸変形d j である．接合部軸変形は，ダンパー軸力による引張力の増加に伴い大きくなっているが，圧縮時にはほとんど変形が生じていない．ダンパー軸力が一定でフレーム力のみが増加する際には,接合部軸変形は減少する傾向にある．
アンカーボルトについても同様にフレーム力，上層ダンパー軸力との関係として，張力の変動を図 9 に示
す．アンカーボルト張力は，柱フェイスより 25mm 離れた位置に貼付したひずみゲージの計測値にアンカーボルトの軸剛性 Es A を乗じて算出した．アンカーボル
ト張力はダンパー軸力の増減に対してはほとんど変化してないが，ダンパー軸力が一定でフレーム力のみが増加する際に離間に至り,張力の増加が見られる．
以上のことから，フレーム力による接合部軸変形の低減はアンカーボルトを介して接合部を曲げ戻すことで生じたものであると考えられる．したがって，接合部軸変形のロスを小さくして，座屈拘束筋違を効率的に機能させるためには，アンカーボルトに初期張力を導入しておくことが効果的である．
【コッターの挙動】
次いでコッターの挙動について考察する．コッター筋のひずみの履歴を図 10 に，コッター表面のコンクリートひずみの履歴を図 11 に示し，それぞれの分布を図12 に示す．コッター筋のひずみは，柱フェイス位置に貼り付けたひずみゲージの計測値である．
ダンパー軸力の作用点(以下，作用点)付近のコッター筋のひずみは,ダンパー軸力の増加に伴って大きくなっているが,ダンパー軸力が一定でフレーム力のみが増加にする際には小さくなっている．一方，作用点から離れた位置のコッター筋はダンパー軸力とは無関係であるが,正側のフレーム力の変動に対応して増減しており，柱のせん断補強筋のように挙動している．
コッター表面のひずみは作用点から離れるにつれて小さくなっており，ダンパー軸力の鉛直成分が柱に伝達している様子が分かる．また，作用点位置のひずみ推定値は，ダンパー軸力の鉛直成分をコッター全断面積を考慮した軸剛性 Ec A で除した値とほぼ一致し，コッターに均一にダンパー軸力の鉛直成分が作用していることが分かる．一方，ダンパー軸力が一定でフレーム力のみが増加する際にもコッター表面のひずみが増加しているが，これは柱の曲げ圧縮の影響であると考えられる．したがって，コッターの耐力がコンクリートの圧縮限界によって決まる場合には，フレーム力による曲げ圧縮を考慮する必要がある．
3.
3.
既往の耐力式との比較
コッター筋のひずみ分布と既往の設計法 2)を比較す
る．文献 2)ではコッター全長の 0.85 倍を有効高さとす
るトラス状の耐荷機構を考えている(
図 13)
．作用点付

0-1200VDU + VDL(b)
コッタ―弱試験体

図12コッタ―のひずみ分布

近の 1 組目のコッター筋が降伏する際の鉛直成分荷重をコッターの降伏耐力 Vy として求め，図中に示した.
コッター筋はダンパー軸力の鉛直成分が約370kNの際は，作用点から 3 組目をゼロとした三角形状に引張力

3830 3580 3530550055005500を負担しており，ダンパー軸力が増加すると作用点から離れた位置にまでその分布が広がることが分かる．
コッター弱試験体では，1 組目のコッター筋が降伏している際に作用点から離れたコッター筋も十分に引張力を負担しており，既往の耐力評価式を用いることでコッターを安全側に設計できることが分かる．
4.
座屈拘束筋違を取り付けた R
C骨組の地震応答解析
最後に座屈拘束筋違を取り付けた RC 骨組の地震応答解析を行うことで，骨組全体の耐震性を確認するとともに，接合部に要求される性能を把握する．解析モ
デルを図 14 に，材料特性を図 15 に，解析パラメータを表 3，各モデルの固有周期を表 4 に示す．検討建物
は文献 3)の 3 層の建物であり，耐震壁を座屈拘束筋違に置き換えて検討を行った．
検討方向は短軸方向とし，対称条件よりラーメン骨組 2 構面，座屈拘束筋違を有する骨組 1 構面を対象とした．
柱梁部材の材料特性 4), 5)
は図 15 に示す履歴特性とし，座屈拘束筋違は完全弾塑性型とした．解析パラメータは，座屈拘束筋違の容量を高さ方向に段違いに変化させた「段違いモデル」と均一に配置した「均一モデル」の 2 種類とした．ここでは地震動に El Centro NS を用い，PGV を 25，50，75cm/sec と基準化した結果を例示する．
まず，接合部を剛として全体骨組の耐震性能を確認するとともに，接合部に要求される性能を考察する．
最大層間変形角を図 16 に，接合部に作用する最大引張力を図 17 に示す．PGV が大きくなるほど最大層間変形角は大きくなるが，ダンパーを適切に配置することで PGV=50cm/sec に対して最大層間変形角を 1/100radに収める設計が可能であることが分かる．一方，接合部に作用する引張力についても，PGV が大きくなるほど大きくなり，どの場合も静的な釣り合い時に比べて大きな引張力が作用している．これは，上下ダンパー軸力の正負が入れ替わる際に生じるものであり，約 1本分のダンパーの降伏軸力に相当する引張力が接合部に作用していることが分かる．このことから，PC 鋼棒に引張力負担分の軸力を導入しておく必要がある．
本実験では降伏変形に対して約20%のダンパー軸変形のロスが生じた．ここでは，接合部軸方向に引張のみに作用するバネを配置し，ダンパー軸変形のロスが及ぼす影響について考察する．接合部剛性は，バネの変形量のダンパー軸方向成分の2倍が降伏軸変形の10,20, 30%となるように設定した(
図 18)．バネの性状を表 5 に示す．最大層間変形角を図 19 に，接合部に作用する最大引張力を図 20 にバネの剛性ごとに比較して示す．接合部が剛の場合と比較して，降伏変形に対するロスが 10～30%では，全体挙動と接合部に作用する引張力にはほとんど影響がないことが分かる．
5.
結
本研究では RC 骨組に座屈拘束筋違を効率的に適用する方法を提案し，座屈拘束筋違の軸力を模擬した部
分骨組実験からその有効性を示した．また，座屈拘束筋違を取り付けた RC 骨組の地震応答解析より，骨組全体の耐震性を確認するとともに，実験より得られた

7000

7000

7000

7000

7000

(a)平面図(b)断面図

図14解析モデル
s [N/mm2]s [N/mm2]

ec=-0.002 f =2.7te

eu =-0.01

sy=345

fu=-4.8efc=-24(a)コンクリート(b)鉄筋

図15各材料の履歴性状
表 3解析パラメータ

表 4固有周期

ダンパー降伏荷重[kN]
1F2F
3F
1500
1000
500
1000
1000
1000

段違い均一

T [sec]0.373
0.3200.325

ダンパー無し段違い均一

Q [kN]

表 5バネの性状

K [kN/mm]
1370
685457d [mm]

KSp1Sp2Sp3(a)バネ設置箇所(b)バネの履歴

図18接合部に導入するバネ層

層

層333222Sp1~3PGV=751PGV=75500500.0125R[rad]250剛110.020.030.04000.01(a)段違いモデル

R[rad]
0.020.030.04

R[rad]00(b)均一モデル

層30.010.015

図19接合部剛性の影響

図16最大層間変形角30.005層層

3剛22PGV=75PGV=752505011251Sp125QG.PL[kN]00500 1000 1500 2000 2500(a)段違いモデル

0QG.PL[kN]
0500 1000 1500 2000 2500(b)均一モデル

図17接合部に作用する最大引張力Sp2,300

QG.PL[kN]

500 1000 1500 2000 2500

図20接合部剛性の影響

接合部挙動を反映することで，接合部に要求される力学性能を把握した．
【参考文献】
1)志賀敏夫，柴田明徳ほか:
鉄筋コンクリート造建物の震害と壁率,
日本建築学会東北支部研究報告集,第12号,pp.29-32,1968.12
2)日本道路協会:
道路橋示方書・同解説(Ⅰ共通編，Ⅲコンクリー
ト橋偏),pp.323-325,2002.3
3)日本建築学会:鉄筋コンクリート構造計算基準・同解説,1999.114) R.Park, T.Paulay: Reinforced Concrete Structures, Wiley,1975.65) Ray W.Clough: Effect of Stiffness Degradation on Earthquake
Ductility Requirements,1966.8