淺沼組技術研究報告№21(2009)

1. ひび割れ誘発材を有する RC 耐力壁の加力実験
Loading Tests of RC Shear Walls with Bar Inducing Crack浩二＊

松井 亮夫＊２

池内 昌志＊２

井上 亮輔＊２

森

要 旨
ひび割れ誘発材として太径の異形鉄筋を使用した場合における、RC 耐力壁の構造性能への影響を調べるため、ひび割れ誘発材の有無と壁筋比をパラメータとした RC 耐力壁の加力実験を行った。実験の結果、ひび割れ誘発材の有無による初期剛性や破壊形式の違いは見られず、耐力の低下につながる現象も見られなかった。また、せん断強度式などの各種の設計評価式に対しては、安全側の評価を示しており、RC 耐力壁に対する既存の評価式に基づいた設計が可能であることが確認された。
キーワード：ひび割れ誘発目地／太径異形鉄筋／RC 耐力壁／加力実験
な表面処理を行わないものを使用する。

１．はじめにRC 壁のひび割れ対策の一つに、ひび割れ誘発目地の設

なお、本工法におけるひび割れ誘発目地は、壁縦筋も置が挙げられる。ひび割れ誘発目地は、目地による断面断面欠損材として作用するとみなすため、断面欠損率の欠損により収縮ひび割れを誘発させるものであるが、耐算定は式(1)により行う。

力壁では、壁筋のかぶり厚さとの関係から目地深さを大() twきくすることができないため、ひび割れの誘発に必要な

e R wd = ∑ d j + ∑ d ws + ∑ d t

断面欠損率を確保することが困難である。したがって、

e R wd ：断面欠損率

目地位置に断面欠損材を設置することによって、断面欠∑ d j ：目地深さの総和(mm)(1)∑ d ws ：壁縦筋の径の総和(mm)1)

損率を確保する手法がとられることが多い 。
ひび割れ誘発目地の内部に埋設する断面欠損材は、断∑ d t ：ひび割れ誘発材の径の総和(mm)

面欠損率を確保すると同時に、剛性が高く、かつ、耐力t w ：壁厚(mm)に悪影響を与えないことが要求される。本開発では、上記の条件を満たす材料として、太径の異形鉄筋を採用し、ひび割れ誘発材
D25
シーリング材
外側目地
ひび割れ誘発材
増打ち部
固定ジグ

施工方法の検討と、収縮ひび割れ誘発の効果の検証を行

20ってきた 2)。本報では、ひび割れ誘発材として異形鉄筋を耐力壁に埋設した場合の、耐力、剛性、その他の構造200認するために行った架構実験の結果について述べる。

230

特性が、既存の耐力壁と同様に評価可能であることを確

２．ひび割れ誘発目地の構造
壁横筋 D13た耐力壁の水平断面図を示す。ひび割れ誘発目地部は、壁縦筋 D13目地、壁縦筋、および、ひび割れ誘発材が一列に配置され、壁縦筋とひび割れ誘発材は各材料の断面中心が一直図－１線となるようにジグで固定される。ひび割れ誘発材は、太径の異形鉄筋を用い、断面欠損率が不足する場合には、複数の異形鉄筋を配置して対応する。また、ひび割れ誘発材に使用する異形鉄筋は、通常の鉄筋と同様に、特別＊技術研究所構造研究グループ

10

図－１に、本工法におけるひび割れ誘発目地を設置し＊２

大阪本店建築部技術グループ
1-1

増打ち部
目地

内側

ひび割れ誘発目地の構造（例）淺沼組技術研究報告№21(2009)

2,300
1,700300
50800

300
50300

80800

誘発材D16

誘発材D16
壁縦筋 D6
壁横筋 D6
2,500

100

1,700

300
D10@100300

100250

8-D19

D10@100400

加力位置

400

480
300

8-D19

D6@200W

80

誘発材 D16

12-D13

1,000

D6@100

1,200

8-D22
D16@100

D6@50

425

1,400

D6@200W
誘発材D16425

1,000

12-D13

1,700
2,300

300
550

300

800

800

550

図－２

試験体図（WP40R20）

３．実験概要WP40R00（壁筋比0.4%, 誘発材率0%, 総断面欠損率15%)
壁縦筋 D6

壁横筋 D6183.1 試験体4480

柱スパン 6m の耐力壁に対し、縮尺率 1/3 相当として１18層１スパンの RC 造耐震壁試験体を製作した。コンクリートの設計基準強度（Fc）は 36N/mm2 とし、壁板の内法

200

長さ×高さを 1700mm×1000mm、壁厚を 80mm、柱断面200

WP40R20（壁筋比0.4%, 誘発材率20%, 総断面欠損率35%）を 300mm×300mm、梁断面を 250mm×400mm とした。

壁縦筋 D6

壁横筋 D6 ひび割れ誘発材 D1618 22 22 1880

柱の主筋量は破壊形式がせん断破壊先行となるように定め、梁の主筋量は、壁のせん断耐力に対して梁主筋が引張降伏することのないように定めた。また、柱および梁

2002003)のせん断補強筋量は RC 規準 の規定によった。

WP80R20（壁筋比0.8%, 誘発材率20%, 総断面欠損率35%）

実験のパラメータは、ひび割れ誘発材の有無および壁壁縦筋 D6

壁横筋 D6

ひび割れ誘発材 D1618 22 22 1880筋比とし、ひび割れ誘発材を配置しないものを標準試験体（WP40R00）とし、壁筋比を 0.4%とした。ひび割れ誘発材を配置する試験体は２体（WP40R20、WP80R20）と100100し、誘発材率（構造壁厚に対するひび割れ誘発材径の比）
図－３が 20%となるよう、D16 の異形鉄筋を壁の中央と、両柱試験体壁断面図際近辺の壁縦筋位置（柱際から 50mm）に合わせて配置し、スペーサーで固定した。壁筋は全試験体とも D6 の複筋配置とし、壁筋間隔 200mm（壁筋比 0.4%）を２体（WP40R00、試験体の構造諸元を表－１に、鉄筋とコンクリートのWP40R20）、壁筋間隔 100mm（壁筋比 0.8%）を１体とし力学的性質を表－２に、試験体の形状とひび割れ誘発材た。なお、壁縦筋とひび割れ誘発材との鉄筋あき確保のを図－２、図－３に示す。

ため、壁縦筋を外側とした。

1-2

淺沼組技術研究報告

表－１№21(2009)

試験体諸元(a) 共通事項
部材

断面b×D(mm)

主筋

側柱300×300

12-D13(SD295A)

250×400

8-D19(SD345)

加力梁

表－２pgpw(a) 鉄筋(%)

せん断補強筋(%)

1.69

2-D6@100(SD295A)

0.21

2.29

2-D10@100(SD295A)

0.57

壁厚t(mm)WP40R00
WP40R20
WP80R2080

D6@200W(SD295A)
D6@100W(SD295A)

0

降伏強度 引張強度 ヤング係数σyσtEs

D13D10SD295ASD295A

355
380490517

1.861.85

柱帯筋、壁筋

D6SD295A

371514

2.04

ひび割れ誘発材

D16SD295A

3404941.84

柱主筋
梁あばら筋

総断面
欠損率 *2(%)15(b) コンクリート試験体

0.43-D16

種別(N/mm2) (N/mm2) (×105N/mm2)

壁筋比
ひび割れ 誘発材
壁筋ps
率 *1
誘発材
（縦・横）
(%)
(%)
―呼び径

部位

(b) 試験体一覧
試験体

材料試験結果20350.8

圧縮強度
σB

割裂強度
σt

(N/mm2)(N/mm2) (×104N/mm2)

ヤング係数
Ec

WP40R00

36.7

2.69

2.96

WP40R20
WP80R2037.8
39.4

2.402.502.872.93*1 壁厚に対するひび割れ誘発材の径の比*2 壁厚に対するひび割れ誘発材の径と壁縦筋の径の和の比0.2mm0.3mm(a) WP40R00(b) WP40R20

ひび割れ誘発材位置
0.05mm(c) WP80R20

図－４

収縮ひび割れ発生状況

3.2 収縮ひび割れ発生状況－４(a)）では収縮ひび割れの発生は壁中央１箇所のみで、試験体のコンクリート打設後、材齢３日で脱型し、乾ひび割れ幅は 0.3mm であったのに対し、ひび割れ誘発材燥収縮によるひび割れの発生状況を観察した。材齢 10 日を設置した WP40R20（図－4(b)）ではひび割れ誘発材位で試験体 WP40R20 の壁中央のひび割れ誘発材設置箇所

置 の ２ 箇 所 に 収 縮 ひ び 割 れが 発 生 し 、 ひ び 割 れ 幅 はに縦方向の収縮ひび割れが発生した。その後、材齢 13 日0.2mm であった。一方、ひび割れ誘発材を設置し、壁筋で WP40R00 の壁中央部に、材齢 14 日で WP80R20 の壁比が 0.8%の WP80R20（図－４(c)）では、収縮ひび割れ中央のひび割れ誘発材位置にそれぞれ収縮ひび割れが発は３箇所に発生し、ひび割れ幅は 0.05mm となっており、生した。

ひび割れ誘発材と壁筋によって収縮ひび割れが分散し、載荷直前（材齢６～７週）のひび割れ発生状況を図－

ひび割れ幅が小さくなっていることが確認された。

４に示す。
ひび割れ誘発材を設置していない WP40R00（図1-3淺沼組技術研究報告№21(2009)

反力フレーム油圧ジャッキ反力壁

油圧ジャッキNc

Q/2- +

δH

H

南

油圧ジャッキNc

Q/2- +

北

R
試験体
反力床

図－５

WP40R00
CHYCMY
WVY

1500
1000500w

0Qmu

Q2Q2Qw su1-500-1000w-1500

Qsu2
Qmu

CMYWHYw-2000-20-15-10-5051015WHY
CMY
WVY
WRY
WCR

1500Qw su2
Qw su1WCR

WP40R202000

水平荷重 Q (kN)

2000

水平荷重 Q (kN)

加力装置

201000500
0-500-1000-1500w
w

WP80R20

水平荷重 Q (kN)

1000
500

WCR

Qsu2
Qw mu

-2000
-20-15-1000-1500w

Qmu

-2000
-20-10-505101520

CMY 柱主筋降伏
CHY 柱帯筋降伏
WHY 壁横筋降伏
WVY 壁縦筋降伏
WRY ひび割れ誘発材降伏
WCR 壁せん断ひび割れ発生

WRY

Qmu 終局曲げ強度(センター略算式)w

終局せん断強度(修正広沢mean式)
Qw su2
Qsu1 終局せん断強度(修正荒川min.式)

Qsu2
Qw mu-15

CHYCMY凡例

Qw su2
Qw su1Q2Q2Qw su1ww

変形角 R (1/1000rad)

0-500

Qsu2
Qsu1Q2w

CHYWVYCMY1500

Qmu

Q2
Qsu1

変形角 R (1/1000rad)
2000w

w

CMY

WHY

-10-505

Q21015

短期許容水平せん断力(RC規準)

20

変形角 R (1/1000rad)

図－６

荷重変形関係

3.4 実験経過

3.3 加力方法
加力装置を図－５に示す。試験体両側柱の頂部に一定荷重変形関係を図－６に、最終ひび割れ状況を図－７の軸方向力 Nc（2Nc=784kN、柱軸力比 0.12）を加えた状に、各種強度と耐力計算値の一覧を表－３に示す。試験態で、上部梁の中心軸に試験体両側から水平力を加えた。

体の実験経過はほぼ共通しており、R=0.1～0.3/1000 で壁載荷履歴は図中左方向載荷を正とする正負交番載荷とし、にせん断ひび割れが発生し、R=0.5～1.5/1000 で柱にせん

上部梁中央の水平変位に基づく変形角（R = δH / H、δH：断ひび割れが発生した。R=3～4/1000 で柱主筋の引張降伏

壁脚部に対する加力点位置の水平変形量、H：壁脚部から後、R=7～10/1000 で実験時最大強度となり、その後、壁加力点位置の高さ）に対して、R=±1/1000、±1/400、±横筋に沿ったひび割れが拡大し、耐力が大きく低下した。

1/200、±1/100 の各１回の載荷を行った後、正加力方向にまた、最終破壊モードは壁板のスリップ破壊となった。

1/50 まで単調載荷を行った。

以下に各試験体実験経過の詳細を述べる。
1-4

淺沼組技術研究報告№21(2009)- +- +南北南北(a) WP40R00- +南(b) WP40R20
北ひび割れ誘発材位置(c) WP80R20

初期剛性
試験体

WP40R00
WP40R20
WP80R20

図－７

最終ひび割れ状況

表－３

試験体耐力一覧

ひび割れ荷重

最大荷重

実験値 Kexp(kN/mm)

計算値 Kcal(kN/mm)

実験値
(kN)

Vc
(kN)

Q max(kN)

1498

160
321

431(0.37)
436

1418

1107

1564(0.96)1579

1451(0.70)
1601

204(0.74)442(0.91)

曲げ強度

せん断強度w

Q mu(kN)w

1509

1729(0.82)
1729

842(1.68)
853

Q su2(kN)1047(1.35)
1063

1599(0.87)
1886(1.77)
939(1.42)
1155(0.85)(1.70)(1.38)(0.46)

Q su1(kN)w（）内の数値は計算値に対する実験値の比を表す
Kcal ：弾性剛性計算値、Vc ：せん断ひび割れ強度、w Q mu：終局曲げ強度時せん断力、Q su1：修正荒川 min. 式（式 (2)）、w Q su2：修正広沢 mean 式（式 (3)）
w

修正荒川 min.式⎫⎪⎧⎪ 0.053 p te0.23 (Fc + 18)
Q=+ 0.85 σ wh ⋅ p wh + 0.1σ 0 ⎬ ⋅ t e ⋅ jw su1 ⎨⎪⎭⎪⎩ M (Q ⋅ D ) + 0.12(2)修正広沢 mean 式⎧⎪ 0.068 p 0.23 (F + 18)
tecw Q su 2 = ⎨⎪⎩⎫⎪+ 0.85 σ wh ⋅ p wh + 0.1σ 0 ⎬ ⋅ t e ⋅ jM (Q ⋅ D ) + 0.12
⎪⎭

(3)

、
t e ：等価壁厚(mm)、 D ：耐力壁の全長(mm)、 j ： 7 8 ⋅ d （mm）、 p te ：等価引張鉄筋比（%）

d ： D − Dc 2 （ Dc は圧縮側柱のせい）(mm)、 p wh ：等価水平せん断補強筋比、

σ wh ：水平せん断補強筋の降伏強度 (N/mm2) 、 σ 0 ：全断面積に対する平均軸方向応力度（ N/mm2 ）、M (Q ⋅ D ) ：シアスパン比
その他特記なき記号は技術基準解説書 4)による

1-5

淺沼組技術研究報告№21(2009)

WP40R00（ひび割れ誘発材なし、壁筋比 0.4%）

びコンクリートの剥落が顕著になったほか、壁中央部の変形角 R=0.10/1000 で南側柱頭部付近の壁に 45°方向ひび割れ誘発材に沿ったコンクリートの剥落が観察されのせん断ひび割れが発生し、R=0.88/1000 で梁北側に引張た。最終破壊モードは、柱のせん断破壊および壁板のスひび割れが発生した。R=2.5/1000 までに南側柱にせん断リップ破壊であり、スリップ部周辺でコンクリート剥落ひび割れと曲げひび割れが発生し、壁の対角線方向にせや壁縦筋の局部変形が観察されたほか、中央部ひび割れ

ん断ひび割れが発生し、壁の縦筋が降伏した。変形角誘発材の局部変形とその周辺のコンクリートの剥落が観R=5/1000 までの載荷の過程で、R=3/1000 の時点でスタブ察された。にすべりが生じたため、一旦除荷した後、再載荷を行っ(3)(1)

WP80R20（ひび割れ誘発材有り、壁筋比 0.8%）た。その後、R=4.2/1000 で南側の柱脚部の引張側主筋、

変形角 R=0.12/1000 で南側柱付近の壁に 45°方向のせ柱頭部のせん断補強筋が降伏した。R=7.3/1000 で最大荷ん断ひび割れが発生し、R=0.66/1000 で梁北側に引張ひび

重 と な り 、 R=10/1000 ま で 荷 重 が 徐 々 に 低 下 し た 。

割れが発生した。R=2.5/1000 までに南側柱にせん断ひび

R=10/1000 では壁横筋に沿ったコンクリートの剥離が観割れと曲げひび割れが発生した。R=3～4/1000 で柱主筋、察された。R=10/1000 の繰り返しで壁横筋に沿った壁板の壁縦筋、ひび割れ誘発材が降伏した。R=9.4/1000 で最大ずれ変形とコンクリートの剥落が顕著になり、耐力は大荷重となり、R=10/1000 で壁横筋に沿って 45°方向の細きく低下した。最終破壊モードは柱のせん断破壊およびかいひび割れが多数発生しており、負載荷側で壁横筋に壁板のスリップ破壊であり、スリップ部周辺はコンクリ沿った位置にコンクリートの剥離が観察された。最終破ートが剥落し、壁縦筋の局部変形が観察された。

壊モードは、柱のせん断破壊および壁板のスリップ破壊であり、スリップ部周辺でコンクリート剥落や壁縦筋の(2)WP40R20（ひび割れ誘発材有り、壁筋比 0.4%）

局部変形が観察された。他の試験体とは異なり、壁の対変形角 R=0.26/1000 で壁中央上部に 45°方向のせん断角線方向のひび割れは発生しなかった。

ひび割れが発生し、R=0.88/1000 で梁北側に引張ひび割れが、R=0.99/1000 で南側柱にせん断ひび割れが発生した。

3.5 包絡線

R=2.5/1000 までに壁の対角線方向にせん断ひび割れが、試験体の荷重変形関係の包絡線を図－８に示す。荷重

南側柱に曲げひび割れが発生し、壁筋とひび割れ誘発材は表－３に示した修正広沢 mean 式 4)によるせん断強度計が降伏した。R=8.6/1000 で最大荷重となり、その後荷重算値 wQsu2 によって基準化した。修正荒川 min.式 4)によるが大きく低下した。R=10/1000 では壁横筋に沿ったコンク

せん断強度計算値 wQsu1 に対する wQsu2 の比、wQsu2/wQsu1リートの剥離が観察された。R=10/1000 の負載荷側では標は全試験体で 1.23～1.25 とほぼ一定であり、基準化に用準試験体と同様に、壁横筋に沿った壁板のずれ変形およいるせん断強度計算値として wQsu1 を用いた場合と wQsu2

2.0

水平荷重 Q/wQsu2

WP40R20
WP80R20
Qmax/wQsu2=1.42 Q / Q =1.38max w su2

1.5

WP40R00
WP40R20
WP80R20

1.0
WP40R00
Qmax/wQsu2=1.350.50.0051015

変形角 R (1/1000rad)
図－８

荷重変形関係包絡線

1-62025淺沼組技術研究報告

500Q1K cal300

K exp

200100

ひび割れ発生00500

水平荷重 Q (kN)

0.10.20.30.4

K cal

300

ひび割れ発生K exp

200100-100-0.1

0.50.10.20.30.4

変形角 R (1/1000rad)(a) WP40R00(b) WP40R20WP40R20400

K cal

K exp

200
ひび割れ発生1000.5500

Q13000変形角 R (1/1000rad)

Vc

400

0-100-0.1

Q10水平荷重 Qmod (kN)

-100-0.1Vc400

水平荷重 Q (kN)

水平荷重 Q (kN)

500

Vc

400

№21(2009)

WP80R20300
WP40R00
200
WP40R00
WP40R20
WP80R20

100000.10.20.30.4-100-0.10.5

変形角 R (1/1000rad)

00.10.20.30.40.5

変形角 Rmod (1/1000rad)(c) WP80R20(d) 全試験体の比較

K exp 初期剛性実験値（ひび割れ発生時の割線剛性）
K cal 初期剛性計算値
Q1 許容水平せん断力 (RC 規準改定案 5))
Vc
ひび割れ強度 ( 靭性指針 6))
Rmod, Qmod 軸力導入後を原点として修正した変形角、荷重

図－９

初期剛性を用いた場合で、荷重変形関係の特徴に大きな違いはな

3.6 初期剛性い。

試験体の初期の荷重変形関係を図－９(a)～(c)に示す。

図－８によれば、変形角 R=2.5/1000 までの包絡線形状

図中には、初期剛性計算値 Kcal、初期剛性実験値 Kexp、目はほぼ同一で、ひび割れ誘発材の有無や壁筋比の違いに視によるひび割れ発生点△をあわせて示した。初期剛性よる差がないことがわかる。R=5/1000 付近では標準試験

実験値 Kexp は、各試験体の加力時におけるひび割れ発生体 WP40R00 にスタブのすべりによる追加の除荷載荷が時点での割線剛性としている。また、図中に RC 規準改加わった影響によって、剛性がやや小さくなっているが、

定案 5)による許容水平せん断力 Q1、靭性指針 6)によるひ最大荷重時までの包絡線形状はおおむね相似である。最び割れ強度 Vc を示した。図－９(d)では、各試験体の軸大荷重時の変形角は R=7～10/1000 と若干のばらつきが見力導入後の状態を基に荷重変形関係の原点補正を行ったられるものの、耐力が大きく低下する R=10/1000 まではものを示した。

WP40R20、WP80R20 ともに、標準試験体の WP40R00 のひび割れ発生時の荷重は、いずれも許容水平せん断力荷重を上回っている。これは、壁のスリップ破壊に対しQ1 を下回っており、規準などで仮定されるよりも早期にてひび割れ誘発材がダボとして作用したことに起因するひび割れが生じていることがわかる。また、Q1 に対すると考えられる。

実験値の比は 0.37～0.74、初期剛性の実験値に対する計算

1-7

淺沼組技術研究報告

値の比は 0.70～0.98 と、ひび割れ発生時期とその割線剛性に試験体間のばらつきが見られるが、図－９(d)に見られるように荷重変形関係の形状には差がないため、ひび割れ誘発材や壁筋比の影響ではなく、ひび割れ観察のばらつきによる影響であると考えられる。

４．まとめ
ひび割れ誘発材の有無をパラメータとした RC 造耐力壁についての実験結果から、以下の知見が得られた。
1)

破壊モードは、ひび割れ誘発材の有無によらず、いずれの試験体も壁板のスリップ破壊となった。試験体

WP40R20 では、ひび割れ誘発材の周辺のコンクリートの剥落が生じたが、壁板のスリップ変形に伴うひび割れ誘発材の局部変形によるものであり、破壊モードへの影響は見られない。
2)

最大荷重時せん断力は、いずれの試験体もせん断強度計算値を上回っており、安全側の評価となった。修正
広沢 mean 式に対する実験値の比は、ひび割れ誘発材を有する試験体 WP40R20 では 1.42 と、標準試験体の 1.35 に比べてやや高くなっている。この要因として、ひび割れ誘発材のダボ作用が考えられる。
3)

初期剛性は、いずれの試験体もほぼ一致しており、ひび割れ誘発材の設置による影響は見られない。
これらの知見から、ひび割れ誘発材の設置が耐力壁の性状に与える影響は小さく、一般の RC 造耐力壁と同様の評価が可能であると考えられる。
［参考文献］
1) 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建築物の収縮ひび割れ制御設計・施工指針(案)・同解説、2006
2) 山崎順二、松井亮夫、佐藤尚隆、井上亮輔：鉄筋コンクリート壁のひび割れ誘発目地工法の開発、淺沼組技術研究所報、No.19、pp.51-56、2007
3) 日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説、1999
4) 建築物の構造関係技術基準解説書編集委員会：建築物の構造関係技術基準解説書、2007
5) 日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準の改定について、2008 年度日本建築学会大会構造部門（RC構造）パネルディスカッション資料、2008
6) 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型
耐震設計指針・同解説、1997

1-8№21(2009)