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るるみいさやま
5 years ago
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1 段差付き一方向アンボンドスラブの曲げ載荷実験段差付き一方向アンボンドスラブの曲げ載荷実験 Flexurl Lodding Tests of One-wy Unbonded Prestressed Concrete Slb With Step Portion 江頭寛 HIROSHI EGASHIRA 山中久幸 HISAYUKI YAMANAKA 鈴木亨 TORU SUZUKI 小坂英之 HIDEYUKI KOSAKA 新上浩 HIROSHI SHINJO 鈴木俊哉 TOSHIYA SUZUKI 超高層集合住宅のバリアフリーや大スパン空間を満足させる床工法として, 段差付きスラブの開発を行った本研究では段差付きスラブにアンボンド PC 工法を適用した一方向スラブの曲げ載荷実験を実施し, 構造性能の把握を行ったその結果, 本工法は主筋降伏後も耐力が上昇するアンボンド工法特有の終局性状を有することを確認したまた,の最適配置の検討では, 反曲点を適所に設けることで段差部に生じる偏心モーメントが低減され, モーメント分布の不連続性を解消できることが判明したキーワード : 大スパン, アンボンド PC 工法, 中空スラブ, 偏心モーメント, 反曲点 To stisfy the disbled ccess requirements nd lrge spn spce of super high-rise housing, the one-wy unbonded prestressed concrete slb with step hs been the proposed solution. Within this frmework, flexurl loding tests of the slb were executed, s well s exmintion of the optiml rrngement for PC-strnds. The following findings were obtined; ) Test results showed tht the yield strength of the slb incresed fter the yield of steel brs, s well s the behvior of the usul unbonded PC structure, 2) the discontinuity of moment distribution could be cnceled by the proper rrngement of strnds t the step portion. Key Words: Long Spn, Unbonded Prestressed Concrete, Void Slb, Eccentric Moment, Inflection Point. はじめに 2. 実験概要近年の超高層集合住宅では, 段差のないバリアフリー床, 柱の少ない大スパン空間など建築計画の自由度の高い構造が求められているこうした要求を満足させる一つの方法として, 各方面で段差付き大スパン床工法の開発が行われている大スパン床工法において最も重要なことは, 軽量化と剛性の確保であり, たわみやひび割れを効率よく制御するためにもプレストレスの導入が効果的である段差スラブにこれを適用する場合, 段差部を含めて全長に亘るの配線方法には, その形状と導入プレストレス力のみならず, 段差部に必然的に生じる偶力を含め検討課題が多いそこで本研究では段差付きスラブにアンボンド PC 工法を適用した一方向スラブの曲げ載荷実験 ) を実施し, その構造性能の把握と PC 鋼線の効果的な配線方法に関する検討を行った () 試験体試験体の諸元を表に示す試験体は, 約 /.6 縮尺の段差付きの一方向スラブ 3 体である各試験体の構造性能を比較するために, スラブ形状, 配筋量, 材料強度およびプレストレス導入量は同一とし, 床工法の違いをパラメータとしたはデッキプレート型枠工法を想定し, ボイド型枠に厚さ.6mm の薄肉角形鋼管を使用した中空スラブ, はハーフ PC 床版上に発泡ポリスチレン製ボイド型枠を使用した合成中空スラブ, は中空スラブに代わるものとして軽量コンクリートを使用し, 材料による軽量化と施工性の向上を図った無垢断面のスラブである試験体全体図を図に, 配筋詳細図を図 -2に示すスラブの寸法は, スパン L が 6,9mm, 厚さが22mm, 幅 99

2 三井住友建設技術研究所報告第 2 号左端 G G2 75 3,35 加力点 (P/2) 中央加力点 (P/2) 右端 G3 G4 G5 G6 G7 G8 G9 G G ひずみケーシ記号 G2, ,45 75 緊張端固定端荷重計 DH 荷重計 DH-2 変位計 DV DV-2 DV-3 DV-4 DV-5 DV-6 DV-7 DV-8 DV-9 DV DV, ,5,4,35 4 L= 6, 放物線ライス =8mm 7,2mm 図試験体全体図表試験体の諸元両端のレヘル差 e=mm 配置図試験体記号種類テッキフレート型枠床ハーフPC 合成床テッキフレート型枠床工法ホイト型枠薄肉角形鋼管発泡ホリスチレンなし中空率 * 84% - 設計荷重自重仕上げ積載 23.3kN,N/ m2,8n/ m2 フレストレス総導入量 6kN キャンセル率 ** 4% コンクリート 44.4N/mm N/mm N/mm 2 σ B (PC 版 :37.2N/mm 2 ) 軽量コンクリート材料強度鉄筋トラス筋 D:σy=352N/mm 2 (のPC 版内 :422N/mm 2 ) 降伏荷重 :56kN/ 本 (σpy=,58n/mm 2 ) トッフ筋 9φ:45N/mm 2 下端筋 6φ:354N/mm 2 コンクリート N/mm N/mm N/mm 2 ヤンク係数 (PC 版 : N/mm 2 ) 軽量コンクリート鉄筋 D:.88 5 N/mm 2 (のPC 版内 :.94 5 N/mm 2 ) トラス筋サイズトッフ筋 9φ 下端筋 6φ:2.3 5 N/mm 2 厚さ22mm 幅 75mm 内法スハン6,9mm 段差 mm 部位中央端部断面主筋上端筋 6-D 2-D 下端筋 6-D 6-D SWPR7B2.7φ 2 本 *( 中空部をスラフ全長に均したときの平均中空断面積 )/( スラフ全断面積 ) ** 設計荷重に対しフレストレスの吊上げ力がキャンセルする割合が75mmであるスラブ段差は mm であり, スパン中央から左端寄りに3mmの位置にあるアンボンド PC 鋼線は, ライズが 8mm の放物線配線とした段差部分の配筋は, 在来スラブで一般に用いられる段差配筋に斜め補強筋を付加したものである 22 トラス筋薄肉鋼管 22 発泡ホリスチレンハーフPC 版 ( 軽量コンクリート ) 斜め補強筋 6-D ホイト型枠 4d 斜め補強筋 6-D 4d ホイト型枠 L 形補強筋 6-D 斜め補強筋 6-D 75 端部断面 4d 4d 3d 4d 4d ハーフ PC 版 2-D D 6-D D D 6-D (2) 加力測定方法実験状況を図 -3に示す加力方法は, 図 -4に示す油圧ジャッキを用いた 2 点載荷による一方向漸増繰返し加力である折返しのピーク値は, 荷重 P で +,+2,+5kN とした後, たわみスパン比 δ/lで +/2,+/75,+/5とした加力終了後には, のプレストレス力を除荷して再度加力し, RC 部材としての最大耐力を確認したまた, 各加力サイクルの除荷後に砂袋落下による自由振動実験を行い, 破壊に至るまでの固有振動数の変化 4d 4d 軽量コンクリート 22 段差部分図 -2 試験体配筋図を測定した図にスラブの変位, 主筋のひずみ度の測定位置と, のプレストレス力を測定した荷重計の位置を示す

段差付き一方向アンボンドスラブの曲げ載荷実験表 -2 最大荷重一覧試験体最大荷重 * 2フレストレス除荷後 (RC 部材 ) 負担率 (kn) (kn) (-2)/ 5..7 2 88.3.

3 段差付き一方向アンボンドスラブの曲げ載荷実験表 -2 最大荷重一覧試験体最大荷重 * 2フレストレス除荷後 (RC 部材 ) 負担率 (kn) (kn) (-2)/ * 自重は含まない図 -3 実験状況 ( ) 5 δ/l=/2 /75 /5 右端上端筋降伏 (G2) 左端上端筋降伏 (G) フレストレス除荷後 (RC 部材 ) 2,3 2,3 2,3 PC 鋼棒試験体反力床試験体 3. 実験結果加速度計 P L= 6,9 曲げ載荷実験油圧シャッキ加力ヒーム砂袋落下自由振動実験 2,65 5 3,75 図 -4 加力方法終局荷重 ( 計算値 ) 98.2kN 中央部下端筋降伏 (G7) クラック発生設計荷重 5 5 変位 δ (mm) 5 5 δ/l=/2 /75 /5 右端上端筋降伏 (G2) 左端上端筋降伏 (G) * 中央部下端筋 (G7) は未収録フレストレス除荷後 (RC 部材 ) 終局荷重 ( 計算値 ) 2kN () 荷重 - 変位関係最大荷重の一覧を表 -2に, 荷重 P とスラブ中央部の変位 δ( DV-7 ) の関係を図 -5に示す δ /L=/75 程度までは各試験体とも同様な曲線を描き, 同等な構造性能を有することが判明した設計荷重時にはひび割れは観察されず, その 2 倍程度の荷重で端部上端および中央部下端に.mm 程度のひび割れが発生した δ /L=/3 ~ /2 では, 端部上端, 中央部下端の主筋が降伏した,2は主筋降伏後もプレストレス力が増加し, 加力終了まで耐力が漸増したが, はδ /L=/75 付近で中央上端のかぶりコンクリート部分に小さな圧壊を生じ, 耐力がやや低下した段差部分の最終破壊状況を図 -6に示す各試験体とも段差部分に大きな損傷は見られず, 両端部の上端と中央部の下端で曲げひび割れが進行する 3ヒンジの破壊モードを示したプレストレス除荷後の荷重 - 変位曲線を図 -5に, 最大荷重を表 -2に併記すると RC 部材との荷重負担割合は各試験体とも 2 : 8 程度となっている 5 クラック発生設計荷重 5 5 変位 δ (mm) 5 δ/l=/2 /75 /5 左端上端筋降伏 (G) フレストレス除荷後右端上端筋降伏 (G2)(RC 部材 ) 終局荷重 ( 計算値 ) 98.2kN 中央部下端筋降伏 (G7) クラック発生設計荷重 5 5 変位 δ (mm) 印 : 自由振動測定時の経験最大変位図 -5 荷重 - 変位曲線

4 三井住友建設技術研究所報告第 2 号 (2) 固有振動数図 -7に固有振動数の推移を示す図の横軸は, 図 -5 中に印で示す各加力サイクルで経験した最大変位である加力前の固有振動数はが4.4Hz, が 4.2Hz, が3.2Hzであり, 軽量コンクリートのは割程度低くなっている加力後の固有振動数は各試験体とも同様な傾向を示し, 加力前の固有振動数に対してδ /L=/5 後で約 98%,δ /L=/2 後で約 9%,δ /L=/5 後で7% となっている図 -6 段差部破壊状況固有振動数 (Hz) 2 5 δ/l=/5 載荷前 /2 /5 5 2 経験最大変位 (mm) 図 -7 経験変位と固有振動数の関係 (3) 終局荷重の検討図 -8に終局荷重 Pu の実験値と計算値との対応を示すここで, 実験値は最大荷重とし, 計算値は, 実験結果に基づきスラブの崩壊形を3ヒンジモデルとして, 式 (), (2) 2) によるヒンジ発生部位の終局モーメント Mu から算出したものである M u 7 T 8 ここに, M u : 断面の終局曲げモーメント d: 引張鉄筋有効せい d p :有効せい T y : 引張鉄筋の引張合力 ( 降伏と仮定 ) T p : 終局モーメント時の引張合力 p :断面積 y d Г T d d 8 T.758 Г. 258 p p σ pe :有効引張応力度 σ py :規格降伏点応力度 p pe 式 (), (2) より算定される終局モーメント Mu において, RC 部分 ( 式 () 第項 ) の負担率は68%, PC 鋼線 ( 同第 2 項 ) は32% であった図 -8より終局荷重 Pu の実験値は, 何れの試験体も計算値の.25 ~.35 倍となり, 計算値は安全側の評価となった RC 部分の負担荷重の割合は, 計算値の68% に対し実験値は77~83% であった実験値が計算値に比べて大きいのは, プレストレスにより導入されたスラブの圧縮軸力の影響等が考えられる p py () (2) フレストレス力 (kn) 5 5 6kN( 初期 ) RC 部材終局荷重 PRC 67kN 99kN(Tp 値 ) 29kN 62kN( 初期 ) RC 部材終局荷重 PRC 67kN RC 部材終局荷重 PRC プレストレス力 (kn) 荷重 Pu(kN) 実験値計算値 kN(Tp 値 ) 99kN(Tp 値 ) 変位 δ(mm) * スラブ自重は荷重に含まない 29kN 3 3 図 -8 終局荷重の比較 3 6kN( 初期 ) 図 -9 荷重 - プレストレス力関係 δ/l=/ kN 図変位 - プレストレス力関係 2 /75 RC 部材負担負担 99kN(Tp 値 ) /5 (4) 終局時のプレストレス力の挙動荷重 P とプレストレス力 (緊張側定着部での測定値 ) の関係を図 -9に, スラブ中央の変位 δとの関係を図に示す加力開始直後は初期導入量からの応力増分は小さくアンボンド特有の性状を示している 25kN 2

5 段差付き一方向アンボンドスラブの曲げ載荷実験プレストレス力は RC 部分の終局荷重を超えるδ/L =/2 以上で上昇しており, が終局時の荷重負担に有効に機能することを確認した最大耐力時のプレストレス力は, 同図に示すように, 式 (2) の Tp の計算値 ( アンボンド引張合力 :99kN) に近い値を示している 4.の最適配置方法の検討 () 応力分布状態への影響主筋のひずみ分布を図に示す縦軸は降伏ひずみに対する比であるひずみ分布は, 天井面の段差部 () で小さく, 床上の段差部 (b) およびスラブ中央部で大きい不連続な分布形状を示している図 2の実験値 ( ) は, の P=kN 時におけるひずみ分布より求めた曲げモーメントであるひずみ分布と同様に曲げモーメントは段差部で不連続であり, 段差から右側のスラブ部分で曲げモーメントが大きくなっているこの分布形状は図 3() に示すように 2プレストレス軸力による偏心モーメントの影響を考慮することで説明できるこれを考慮した曲げモーメントの計算値は, 図 - 2の計算値に示すように実験値とおおむね対応している通常のアンボンドPC 工法では, スラブの曲げモーメントはのプレストレスによる吊上げ効果のみで評価するが, スラブに入るプレストレス軸力が大きい場合は,両端の偏心距離 e によって生じる偏心モーメントの影響を考慮する必要があるものと考える (2) に反曲点を設けた配線方法の提案プレストレス軸力による偏心モーメントの影響を緩和する方法として, 図 3(2) の提案法に示すの配線法を検討したこの配線法は, プレストレス軸力による偏心モーメントに対して逆向きのモーメントを発生させるために, 段差部付近でに反曲点を設けたものである e = e 2 にすることにより, 図の5 に示すような曲げモーメントの不連続を解消することができるさらに, 結果としてのライズが大きく取れることとなり, より大きな吊上げ力も期待できることとなった (3) 配置の解析検討本提案法によるの最適配線形状を解析的に検討した解析モデルを図 4に, 検討ケースを表 -3に示す本解析では, の下部反曲点の位置 b( 配線検討 ) と段差部分の位置 L( 配線検討 2 ) をパラメータとし, 各々の最適位置を検討した圧 ε/εy 引引 ε/εy 圧圧 ε/εy 引圧 ε/εy 引引 ε/εy 圧モーメント (kn.m) G G2 G3 G4 G5G6G7G8 G9 G G G2 P=kN P=5kN P=9kN b 上端筋段差部 P=kN P=5kN P=9kN * 下端筋テータは未収録下端筋上端筋上端筋下端筋左端 -2 中央 2 右端ひずみゲージ位置 (mm) -2 G4 G5 G6 G7 G8 ひずみゲージ段差部 () 計算値 ( 図 33) -6 実験値提案法 () ( 図 -8 5 検討印 ) 2 左端 -3-2 中央 2 3 右端位置 (mm) + 段差部 () 試験体のモーメント図 (2) 提案法設計荷重 + 吊上げ力によるモーメント 2 フレストレス軸力による偏心モーメント M=.e 偏心距離 e 3 長期荷重時モーメント (+2) 段差部の主筋ひずみ測定位置図主筋ひずみ分布図 2 長期モーメント比較 4の反曲点によるモーメント反曲点 P's 反曲点 P's( 合力 ) 段差部 (b) 段差部 M'=P'e2 P's e 長期荷重時モーメント図 3 設計モーメント図中央反曲点 ( プレストレス ) 3

6 三井住友建設技術研究所報告第 2 号解析結果を図 5 に示す最適位置は同図に定義するモーメント量 ( M TL ) が最小となる位置であるモーメント量 M TL は各パラメータによって変動し, 下部反曲点位置 b が反曲点のレベル差 ed の 5 倍付近 (b/ed=5), 段差部位置 L がスラブ中央付近 (L/L=.5) の場合に PC 鋼線の配線が最適となることが分かるこの最適配線時の曲げモーメント分布の解析結果を, 図 2 の提案法に示すプレストレス軸力による偏心モーメントがキャンセルされて吊上げ力のみが有効に作用し, 曲げモーメント分布は, 中央部の偏心モーメントの影響が減少して放物線形状となっている 5. まとめ段差付き一方向アンボンドスラブの曲げ載荷実験を行い, 本工法の構造特性の把握との最適配線方法の検討を行ったその結果, 以下の知見が得られた ) 床工法の異なる 3 体の試験体は, 何れも十分な構造性能を有することが確認された 2) 本工法の終局耐力は既往の略算式 2) で安全側に評価できることが確認された 3) 段差スラブに PC 工法を採用すると, スラブの軸力負担が大きい場合には, 段差部に偏心モーメントが発生し, 曲げモーメントが不連続となった 4) 偏心モーメントの影響は, の反曲点を適所に設けることで緩和できることが分かったしかしながら段差スラブの形状は多様であり, これらに対して一般性のある最適配線方法の解明までには至らず, 検討課題を残した今後は実大スラブにて長期たわみ性状の検証実験を行うとともに, 残された課題に対してさらなる検討を行い, 本工法の実用化を図る所存である謝辞 : 本研究に当たり, ものつくり大学の河谷史郎先生から貴重な資料のご提供とご指導を頂きましたここに感謝の意を表します参考文献 ) 江頭ほか : 段差付き一方向アンボンドスラブの曲げ載荷実験その~その2, 日本建築学会大会学術講演梗概集 C-2,pp.6366, ) プレストレスト鉄筋コンクリート ( Ⅲ 種 PC) 構造設計施工指針同解説, 日本建築学会,pp.63-67, 23.2 配線検討配線検討 2 の配線検討の配線検討 2 パラメータ下部反曲点の位置段差部の位置 b/ed=2.6~2. L/L=.34~.66 固定値 L=2,9mm b=5mm 共通事項鋼線ライズ=5mm 反曲点のレベル差 ed=mm プレストレス軸力の偏心距離 e=mm スパンL=6,9mm サイズ設計荷重プレストレスは試験体と同じ解析条件等荷重 : 等分布荷重支持条件 : 固定 - 回転固定水平ローラー ML MTL(kN.m) MTL(kN.m) L=2, L 段差部シフト下部反曲点の最適位置 b=,5mm 2 b/ed の配線検討 ( 下部反曲点位置 / 反曲点レヘル差 ) 段差部分の最適位置 2 L=3,45mm L/L( 段差部位置 / スパン ) MC b b=5 図 4 解析モデル表 -3 解析ケ - ス MR モーメント図 ed 下部反曲点シフト ed L=6,9mm の配線検討 2 図 5 解析結果 e e MTL=mx(ML,MR)+MC 端部モーメントの大きい方 4

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PowerPoint プレゼンテーション材料実験演習第 6 回 2017.05.16 スケジュール回月 / 日標題内容授業種別時限実験レポート評価講義演習 6,7 5 月 16 日 8 5 月 23 日 5 月 30 日講義曲げモーメントを受ける鉄筋コンクリート(RC) 梁の挙動その1 構造力学の基本事項その2 RC 梁の特徴演習曲げを受ける梁の挙動実験鉄筋コンクリート梁の載荷実験レポート鉄筋コンクリート梁実験レポート作成