コンクリート工学年次論文集，Vol.27，No.2，2005

論文

偏心接合した RC 造袖壁付柱の耐震性能に及ぼす軸力比や部分スリットの影響に関する実験的研究
小室

達也 *1・澤口祐樹 *2・広沢雅也 *3

要旨：柱の両側に袖壁が偏心して付いた袖壁付柱 4 体に対して、柱の帯筋間隔、柱際の部分スリットの有無を変動因子として，大変形に至るまでの一定軸力下(軸力比 0.2)での繰返し水平加力実験を行った。本論文では、2002 年度に行った軸力比 0.1 の試験体 4 体との比較も検討し，耐力低下率，軸力保持性能など，実験結果を中心に記す。実験より，軸力比の相違，部分スリットの有無により，水平変形性能や軸力保持能力の違いがあることを明らかにした。
キーワード：袖壁付柱，帯筋比，部分スリット，軸力比
1. はじめに試験体は，中低層 RC 造建物の外周構面中柱

一般的な共同住宅や学校校舎で見られるよう(縮尺約 1/2.5)を想定したもので，図-1 に試験体な二次壁付部材として柱の両側に長い袖壁の付詳細図を，表-1 に試験体一覧を示す。また，表いた部材がある。そのような部材について軸力-2 に使用したコンクリート及び鉄筋の材料特性比をやや大きく(約 0.2)した場合の耐力や変形性を示す。

能を分析し，さらに柱と袖壁の接合部に部分ス変動因子は 1)帯筋比 pw，2)部分スリットの有リットを設けた場合についてその影響を明らか

無で，1)帯筋比(帯筋間隔 x の相違)はⅠ期(’70 年にすることを目的として，袖壁付柱の大変形に以前)を想定した pw =0.10%(x=100mm)，Ⅱ期(’71至る水平加力実験を行った。なお，本論文では，

表-1 試験体一覧

帯筋比の違い，スリットの有無，及び，2002 年
1)

度実験 (軸力比約 0.1)などと比較・検討した。
2. 実験概要
2.1 試験体概要

240
50 190500

非偏心面側

偏心面側1000【試験体：No．1,2】240
50 190

非偏心面側構造 スリット

30500

480

15 252401200480

偏心面側4802401200【試験体：No．3,4】480

配筋図一例【No．1,3】*1 東京理科大学

理工学部建築学科助手*2 工学院大学大学院*3 工学院大学

図-1 試験体詳細図

No

試験体名

123
401C10EW－
02C10EWS1/2
03C04EW－
04C04EWS1/2

工博

変動因子
スリット
幅(ts)×深さ(td)mm
15×2515×25【共通因子】
柱幅：bc=240mm，柱せい：Dc=240mm
主筋比：pg=1.24%(10-D10)，引張鉄筋比：pt=0.49%(4-D10)
袖壁厚さ：tw=50mm，袖壁部分の長さ：Lw=960mm
袖壁付柱全長：L’=1200mm，内法高さ：h0=1000mm
袖壁縦筋比，横筋比：ps=0.26%(4φ@100 ｼﾝｸﾞﾙ)
幅厚比：α=0.21(tw/Bc)
圧縮，引張側袖壁の柱せいに対する比：βc=2.00，βt=2.00
軸方向力：N=339kN (σ0=N/(bc･Dc )=5.89N/mm2 )柱の軸力比：η=0.21 (η=σ0/σB)【試験体の記号】例） 01 C10 EW －1234
1.通し番号：No.1～No.4
2.帯筋間隔：C10(pw=0.10%,x=100mm)，C04(pw=0.26%,x=40mm)
3.偏心有無：CW(偏心無し)，EW(偏心有り)
4.部分スリット有無：－(無し)，S1/2(td=1/2tw=25mm)

博士(工学)

工学研究科建築学専攻 (正会員)

工学部建築学科教授

帯筋間隔xmm100(pw=0.10%)40(pw=0.26%)(正会員)-253-(正会員)表-2 材料特性年~’80 年)を想定した pw =0.26%(x=40mm)の 2 種

圧縮強度
ヤング係数
σB (N/mm2)
Ec (N/mm2)
Fc2128.42.61×104
降伏強度
引張強度
降伏歪み
鉄筋
σy (N/mm2)
σt (N/mm2)
εy (%)
D10390.4549.00.204φ
301.1370.40.14類，2)柱と壁際にスリット深さ td=25mm の部分

コンクリートスリットを設置したものとしないものの 2 種類とした。
2.2 加力方法
加力装置は，図-2 に示すようにパンタグラフにより上下スタブが回転拘束状態で水平方向の平行移動を保持する建研式柱加力装置を用い，反力梁

鉛直アクチュエーター上部は加力フレームに対鉛直アクチュウエーター
パンタグラフしてローラー支持とした。上下スタブの相対水

水 平アク チュウ エータ ー

平変位を測定し柱の材長で除した値を部材角 R
正加力とした。荷重履歴は，一定軸力下約 339.0kN(η試 験 体=0.21)において，水平アクチュエーターで多数回負加力正負繰返し水平静加力を行った。図－3 に示すように，袖壁付き柱の終局強度の約 70%(約 150kN)を目安に正負方向に加力を行なった後，変位制

図-2 加力装置+δ(mm)30御に切り替え，部材角 R=1/400～1/50 の繰返し加±1/20±1/5020±1/6715力を中心とした。最終的には柱が鉛直方向に±1/100

1030mm 以上潰れるまで水平加力を続け，その時点52.5で強制終了するようにした。

-2.5-5-10+1/10±1/25±1/33±1/200±1/400±150kN-153. 実験結果

-20

図-4 に各試験体のせん断力(Q)と部材角(R)の関係，水平加力終了後軸方向力を除荷した最終破壊状況のひび割れ図を示す。ひび割れ図は，-30-δ(mm)図-3 荷重履歴

いひび割れとなり，急激な崩壊に至った。

柱型の見えない偏心面側，柱型の見える非偏心

一方 No.3(pw =0.26%)では，No.1 と初期段階は面側，側面側から観測したものである。なお，

ほぼ同様な破壊性状を示すが，帯筋が密に入っせん断力は水平アクチュエーターの荷重の値で， ているため壁せん断ひび割れが柱まで伸展せず，軸力による P-δ効果も含まれている。

柱と袖壁の境界部分に小さな斜めせん断ひび割

3.1 崩壊経過れが多数発生することで柱と袖壁が分断された

1) スリット無試験体(No.01，03)

ようになった。その後，柱頭・柱脚で曲げからNo.1(pw =0.10%)では，初期段階で袖壁に曲げ，曲げせん断ひび割れと発生する。壁せん断ひび

せん断ひび割れと順に発生し，その後，柱頭・割れが拡幅するが，柱と袖壁の分離により対角柱脚で曲げから曲げせん断ひび割れが発生する。 線状破壊とならず，柱脚部の曲げせん断ひび割
また，柱側面には，偏心の影響と思われる斜めれに変形及び損傷が集中し，崩壊へと至った。の捩りせん断ひび割れが発生する。そして，偏2) スリット有り試験体(No.2，4)

心面側では，壁せん断ひび割れ部分が拡幅し，初期段階でスリット部分にひび割れが生じ，そのひび割れが柱へと進展する。非偏心面側で柱と袖壁が分離し，別々の部材としての挙動とは，柱頭の曲げせん断ひび割れが拡幅する。最なる。その後，袖壁では，スタブとの境界付近終的に，袖壁と柱に連なったほぼ対角線状に近に曲げひび割れが発生し，袖壁せん断ひび割れ-254-

No.1：01C10EW－(スリット無)300
200No.2：02C10EWS1/2(スリット有)300

Q max= 259.6kN

せん断力Q(kN)200▼ cQu+2・ ｗQu

100100△ cQu

0-100-200-100-200▲cQu+2・ｗQu-3

部材角R(×10 )Q min=- 248.8kN

0.020.0

40.060.0

2000.020.0

40.060.0

Q max= 204.3kN▼cQu+2・ ｗQu

せん断力
Q(kN)

100

△cQu0

△cQu0

▽cQu

-100

▲cQu+2・ ｗQu
Q min=- 274.9kN-300-60.0 -40.0 -20.0

部材角R(×10 -3 )300

Q max= 272.2kN▼cQu+2・ ｗQu

100-200▲cQu+2・ ｗQu
Q min=- 206.6kN

No.4：04C04EWS1/2(スリット有)

300-100▽cQu-300-60.0 -40.0 -20.0

No.3：03C04EW－(スリット無)
せん断力
Q(kN)

△cQu0▽cQu-300-60.0 -40.0 -20.0

200Q max= 218.5kN▼ cQu+2・ ｗQu

せん断力
Q(kN)

-200 ▲cQu+2・ ｗQu

部材角R(×10 -3 )0.0

20.040.0

図-4 せん断力(Q)と部材角(R)の関係
及び最終破壊状況

▽ cQu

-3

Q min=- 200.0kN-300-60.0 -40.0 -20.060.0

部材角R(×10 )

0.0

20.0

40.060.0

注) 点線：独立柱の終局強度計算値（ cQu）
一点鎖線：独立柱と両側袖壁 2 枚分の終局強度（2･ wQu）の単純和丸印：軸力支持限界と柱頭，柱脚の曲げせん断ひび割れが発生する。

300

更に，袖壁の曲げ圧潰が進むと，徐々に壁で負250

は，袖壁が軸力を負担できなくなると同時に，柱脚の曲げせん断ひび割れ部分に変形及び損傷が集中し，急激に鉛直変位が進展し崩壊へと至せん断力 Q (kN)担していた軸力が柱に移る。pw=0.10%の No.2 で

No.1：01C10EW－
No.2：02C10EWS1/2
No.3：03C04EW－

200

No.4：04C04EWS1/2

150
10050った。一方，pw =0.26%の No.4 では，壁が負担し0ていた軸力を柱でも保持でき，その後も安定し0.010.0た挙動を示し，水平耐力が零付近まで維持した。

20.030.0
部材角 R (×10-3rad.)40.0

図－5 正加力時の包絡線

3.2 最大耐力と耐力低下率達した。

図－5 には正加力時の包絡線を，図－6 には加力サイクル毎のせん断力(Qi)を最大耐力(tQmax)で2）スリットがない場合(No.1，3)とスリットが有除した値を示す。これらから以下の事項が明らる場合(No.2，4)を比較すると，スリットを設かとなった。

けたことにより，最大耐力はそれぞれ 0.84，1）各試験体とも，部材角 R=1/200 で最大耐力に0.75 倍に低下した。

-255-3）帯筋比 pw =0.10%(No.1，2)と pw =0.26%(No.3，wδ面外は，R=1/200 でスリット無し(No.1，3)はス4)の違いによる最大耐力への影響は，約 5%リット有り(No.2，4)の約 1.11～1.86 倍，R=1/100前後と少ない。

で約 2.71～4.66 倍となった。

4）最大耐力以降の耐力低下の割合は，帯筋比の水平方向の変形が増すにつれ，偏心面側に変違い及びスリットの有無で大きく影響する。

形が進むことが分かる。また，スリットを設けpw =0.10%(No.1)ではせん断力が R=1/100 で最1.2

大 耐 力 の 30% 以 下 ま で 低 下 す る が ，Qi/t Q m留まっている。しかし，スリットを設けた場合には帯筋比の違いによる影響は小さくな

0.80.6

り，No.2，4 ともに R=1/50 でも最大耐力の0.460%前後のせん断力を維持していた。

0.20.03.3 軸方向変位

No.1:01C10EW－(スリット無)を負としている。また，図中の丸印は軸力支持

鉛直変位 δ v(mm)

鉛直変位 δ v(mm)-5-10
縮み-1515.88 mm-20-25-60-4 0-2002040
水 平変 位 δ h (mm)a)

鉛直変位 δ v(mm)

軸力 保 持 限 界-25-60-40倍となった。

5）各試験体とも初期段階では鉛直変位が正のすべての試験体で面外方向に変形が起きたが，スリットの有無により大きな違いが見られた。

-256-

縮み-15-20

軸 力保 持 限 界26.92mm-3060-60pw=0.26%b)-40-2002040
水 平変 位 δ h (mm)No.1：01C10EW－

No.2：02C10EWS1/2

No.3：03C04EW－

No.4：04C04EWS1/2

袖壁面外変位 wδ面外 (mm)660変位計54120mm

3

偏心面側

側面

210-40正，非偏心面側を負としている。

-10

図-7 水平変位(δh)と鉛直変位(δ v)の関係倍となった。

h)の関係を示す。図の面外方向変位は偏心面側を-2002040
水 平 変位 δ h(mm)0-5-2528.62 ｍ ｍ-30方向(加力直交方向)の変位(wδ面外 )と水平変位(δ60500mm鉛直変位 δ v(mm)

縮み-20

図－8 に各加力サイクルピーク時の袖壁面外-2002040
水 平変 位 δ h (mm)5-15

3.4 袖壁の面外変位-4 0

No.4:04C04EWS1/2(スリット有)-10ているためである。

軸 力保 持 限 界

pw=0.10%-5値を示しているが，これは曲げ挙動が卓越し-20-6004）pw =0.26%の Ru は pw =0.10%の Ru に対して 1.5

縮み-156053）スリット有りの Ru は無しの Ru に対して 2.0

1.03 mm-10-30No.3:03C04EW－(スリット無)pw =0.26%の No.3，4 は徐々に鉛直変位が増加

0-5-25軸 力 保 持限 界

-301）pw =0.10%の No.1，2 は急激に軸方向へ縮むが，倍，スリット有で 4～6 倍となった。

50

これらの図から以下の事項が明らかとなった。

2）Ru は RQmax に対して，スリット無しで 2～3

No.2:02C10EWS1/2(スリット有)5時及び軸力支持限界時部材角(RQmax，Ru)を示す。

している。

(1/50) (1/25)(1/10)

図－6 部材角(R)と耐力低下率(Qi/tQmax)

係を示す。図では軸力(339kN)を受けて縮む方向た直前）を示す。さらに，図－10 には最大耐力(1/33) (1/20)
80kN (1/400) (1/200) (1/100) (1/67)

部材角 R (rad.)

図－7 には，鉛直変位(δ v)と水平変位(δ h)の関機の制御装置により鉛直変位 30mm 以上に達し

No.2 ： 02C10EWS1/2
No.4 ： 04C04EWS1/2

1.0pw =0.26%(No.3)では 80%～50%程度の低下に限界（鉛直方向の柱の崩壊を目視あるいは試験

No.1 ： 01C10EW－
No.3 ： 03C04EW--20-1 02040

部材角R(×10-3 rad.)

図-8 袖壁面外方向変位(wδ面外 )と部材角(R)の関係

ることである程度面外変位が抑えられている。

3500

Ⅰ期の柱(pw=0.10%)

3.5 履歴エネルギー吸収量3000

スリット無し2500

スリット有り（ts=1/2tw）

歴ループの面積を単純和した値(⊿W)を示す。
エネルギー吸収性能はせん断補強筋量が多い，⊿W

図－9 には各試験体の繰り返し載荷による履Ⅱ期の柱(pw=0.26%)

2000
1500またはスリットを有していると高くなる。つま1000

り，No.3／No.1，No.4／No.2 はそれぞれ 2.59 倍，

500

1.18 倍，No,2／No.1，No.4／No.3 はそれぞれ 3.190倍，1.45 倍となった。

1234

試験体番号（No.）

図－9 履歴ループ面積の総和(⊿W)
4. 軸力比の違いによる影響

力度比(τ max/σ B)，最大耐力時及び軸力支持限界時部材角(RQmax，Ru)を示す。せん断応力度比とは，せん断力の最大値(tQmax)を柱の断面積(bc･Dc )で割ったせん断応力度(τ max)をコンクリート強度(σ B)で除した値である。また，’02 年度実験では軸力が支持できなくなるまでの水平加力をしRu

500.18(50>)

(50>)

0.16

4029.960.14

300.12
0.10
0.08

10.00

14.99(15)2020.02 (20>)
100.060.04
0.020.00
試験体番号考にして，軸力支持限界 Ru を推測した(図中の括ηpw
ｽﾘｯﾄ

4.1 最大耐力τmax/σB（2002年度実験）

RQmax

0.20ていないため，Q-δ曲線や軸方向変形などを参弧内の数値)。

τmax/σB（本実験）

4.77
07.49

4.84

5.01

5.14

8.47

5.05

5.14

’02’02’02’02No.2
No.3
No.4
No.1
No.3
No.5
No.7
0.2
0.1 0.2
0.1 0.2
0.1
0.2 0.1
0.10
0.10
0.26
0.26
無有無有

部材角 R (×10-3rad.)(η=0.1)を比較するため，せん断耐力時せん断応

せん断耐力時せん断応力度比 τmax/σB

図－10 では，本実験(η=0.2)と 2002 年度実験

0-10No.1

共通事項：1)柱と袖壁は偏心接合，2)繰り返し加力

軸力が 2 倍になるとせん断応力度比は，約 5%前後上昇していることから，軸力の増加による

図－10 せん断応力度比(τmax/σB)，最大耐力時及び軸力支持限界部材角(RQmax，Ru)の比較耐力の上昇は少ない。また，No.1 はη=0.1 の場の評価式を用いて袖壁付柱の曲げ，せん断の終合の方が 10%弱の耐力上昇が見られた。No.1 は局強度式について実験値との比較検討を行った。

特に脆性的は破壊により急激に耐力低下してい

また，柱部分を独立柱とした時の柱の終局強度るため，耐力のばらつきが大きいと思われる。と袖壁部分を 2 枚の柱型の無い独立壁とした時4.2 軸力支持限界の壁の終局強度の計算値についても検討してい最大耐力時の部材角(RQmax)は，すべての試験る。なお，スリットの有る試験体については壁体で R=1/200～1/100 の範囲となっている。しか厚(tw =50mm)からスリットの厚さ(ts=25mm)を減し，軸力比が小さい方が RQmax は大きい。

じた厚さの均一な壁として終局強度を計算した。

軸力支持限界時部材角(Ru)は，軸力が大きいほ

実験結果は袖壁のせん断破壊後に柱のせん断ど小さい。特に pw=0.26%の場合では，η=0.2 の破壊となっており，せん断終局強度(cw Qsu)と実験

ときの Ru はη=0.1 のときの Ru の半分以下となっ値を比べると，0.98～1.20 と概ね近い値となってている。

いることがいえる。しかし，破壊モードは複雑で，曲げ破壊，せん断破壊或いは袖壁と柱の境

5. 実験値と計算値の比較

界部分の破壊など区別をすることは難しく，評

袖壁付柱の終局強度に関して，文献 2)の既往価式から推測することは容易ではない。

-257-

スリットが有る場合にはスリット部分の破壊べて変形性能が向上する。

により袖壁と柱が別々になり，両側 2 枚の袖壁2） 軸力比の違いが最も影響する柱の性能は，軸のせん断余裕度(Sw )は 1.30 で袖壁は曲げや曲げ力支持限界時の変形性能である。軸力比が大圧壊，柱は柱頭，柱脚の曲げ降伏後のせん断破きくなると最大耐力以降の変形性能が低下壊となり，この場合も破壊モードを評価式からする。しかし，最大耐力や破壊モードについ推測することは難しい。しかし，最大耐力は(2)ては軸力比が 0.2 と 0.1 の場合で大きな違い

式の tw を tw ’に置き換えて，式(5)のように袖壁厚は見られなかった。

さをスリットの厚さとして低減したせん断終局

3） 最大耐力の実験値と計算値の比較では，既往の評価式 2)で概ね良い対応をしている。また，強度で，概ね近い値となった。
tw ' = tw − td ··················································· (5)部分スリットが有る場合には袖壁厚さから

tw：袖壁厚さ，td：部分スリットの切り込み深さ

スリットの深さを減じて均一な壁として略算すると概ね評価できる。

6. まとめ参考文献

偏心接合した袖壁付柱の一定軸力下における

1)

繰り返し水平加力実験により以下の事項が明らかとなった。

2)1） 袖壁付柱の耐震性能は，柱のせん断補強筋量や構造スリットの有無により顕著な影響を受ける。つまり，柱のせん断性能が高いある
いは構造スリットを有している場合，せん断補強が少なくスリットの無い袖壁付柱に比小室，広沢ほか：大変形下における RC 造袖壁付柱の耐震性能に対する帯筋比や構造スリットの影響に関する実験的研究，コンクリート工学論文集，第 15 巻 1 号，
pp69～80，2004 年 1 月
日本建築学会：鉄筋コンクリート終局強度設計に関する資料，1991.3

謝辞
本研究は学術フロンティア研究(5 ヵ年計画の 4 年目)の一環で，東京都立大学芳村研究室との共同研究として実施されたものである。実験では，終始，芳村研究室の中村孝也
助手，大学院生の金紅日君，保木和明君の御協力を得，また広沢研究室の卒論生他に御協力を頂いた。ここに関係者各位に厚く御礼申し上げます。

表-3 実験値と計算値の比較
実験値

No

試験体名

1 01C10EW－
2 02C10EWS1/2
3 03C04EW－
4 04C04EWS1/2

計算値
袖壁付柱
独立柱cwQmu
cwQsu
cQmu
cQsu
Scw
Sc(kN) (kN)(kN) (kN)

実験値/計算値
袖壁(2 枚分)
RQmax
加力 tQmax
破壊wQmu wQsu
S Q / Q Q / Q(kN) (kN) w t max cw mu t max cw su
方向 (kN) (10-3rad.) モード
259.6
4.770 WS→
0.54
1.20
正480.55 215.46 0.45
-4.485 CS（DT）
0.52
1.15
負 -248.8
100.91 1.23218.5
4.835 ST→
0.48
1.18
正456.72 185.78 0.41
0.45
1.11
206.6
-5.005 WB,CS
負82.0971.61 93.12 1.30
272.2
5.040 WS→
0.57
1.15
正480.55 236.29 0.49
CS-2.510
0.57
1.16
負 -274.9
113.59 1.38
204.3
5.050 ST→
0.45
1.00
正456.72 204.08 0.45
-4.980 WFC,CS
0.980.44
負 -200.0

Qmax ：最大耐力実験値
RQmax ：最大耐力(tQmax)時部材角
Qmu ：袖壁付柱の曲げ終局強度(式(1)による)
cwQ su ：袖壁付柱のせん断終局強度(式(2)による)：柱の曲げ終局強度(式(3)による)：柱のせん断終局強度(式(4)による)
cQ mucQ su
wQ mu ：袖壁の曲げ終局強度(式(3)による)
wQ su ：袖壁のせん断終局強度(式(4)による)
Scw：袖壁付柱のせん断余裕度 cwQmu/cwQsu
Sc：独立柱のせん断余裕度 cQmu/cQsu
Sw：袖壁のせん断余裕度 wQmu/wQsu※ 計算式と式中の記号の意味は文献 2)参照
2⎧⎪
⎛ at ⋅ σ y ⎞ ⎪⎫N2cw M u""""(1)⎜1 +⎟ ⎬ → cw Qmu =cw M u = ( 0.9 + β ) at ⋅ σ y ⋅ D + 0.5 N ⋅ D ⎨1 + 2 β −⋅⋅σbDNh0⎠ ⎭⎪eB ⎝⎩⎪注)tcw⎧⎪ 0.092 ku ⋅ k p ( 180 +σB )⎛b⎞⎛ t ⎞ ⎫⎪+ 2.7 pw . sσ w y ⎜ ⎟ + psh . sσ yh ⎜ w ⎟ ⎬ be ⋅ je + 0.1N """(2)cw Qsu = ⎨⋅+/0.12MQdb()e⎝ e⎠⎝ be ⎠ ⎭⎪⎩⎪⎛⎞
2c M uN""""(3)M u = 0.8 at ⋅ σ y ⋅ D + 0.5 N ⋅ D ⎜1 −⎟ →c Qmu =h0⎝ b ⋅ D ⋅σB ⎠⎧⎪ 0.12ku ⋅ k p (180 +σB )⎫⎪+ 2.7 p w ⋅ s σ wy ⎬ b ⋅ j + 0.1N """ (4)cw Qsu = ⎨⎩⎪ M / (Q ⋅ d ) + 0.12⎭⎪c-258-

破壊モード：耐力決定要因→靱性決定要因（ ）：不明確
CS：柱のせん断破壊
DT：対角線状せん断破壊
WS ：袖壁のせん断破壊
WFC ：袖壁の曲げ圧壊
WB ：袖壁の曲げ破壊
ST：スリット破壊