工学院大学建築系学科近藤研究室2000年度卒業論文梗概

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かおりかんざとばる
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置屋根構造は造形面や水勾配からライズのある形状とすることが多く図 1 の例に示すように放射方向をスライド支持として鉛直荷重によるスラストや温度変化による伸縮を逃がすよう設計されるこのために写真 1 後述する図 4 のようにベースプレートの穴を長穴 ( ルーズホール ) としかつベースプレート下にステンレスやテフロンパッドを敷いて滑りが生じるよう設計される一方支承部の被害原因の一つに

1 鉄骨置屋根構造スライド支承部の可動性に関する研究置屋根支承部アンカーボルトテフロンパッド山下哲郎 * 白鳥和希 ** 摩擦係数伏木淳 *** 山口倫我 *** 1. はじめに 2011 年 3 月の東日本大震災においては鉄筋コンクリート構造の上に鉄骨造の大スパン屋根の載ったいわゆる置屋根構造において屋根と鉄筋コンクリート下部構造を繋ぐ接合部 ( 以下支承部 ) の破壊が多発した ( 写真 1) 1,2) 一般的に支承部は露出柱脚と同様コンクリート下部構造に埋め込んだアンカーボルトを屋根構造側のベースプレートに固定する構造であるしかしながら置屋根構造は造形面や水勾配からライズのある形状とすることが多く図 1 の例に示すように放射方向をスライド支持として鉛直荷重によるスラストや温度変化による伸縮を逃がすよう設計されるこのために写真 1 後述する図 4 のようにベースプレートの穴を長穴 ( ルーズホール ) としかつベースプレート下にステンレスやテフロンパッドを敷いて滑りが生じるよう設計される一方支承部の被害原因の一つに従来設計上考慮されていなかった下部鉄筋コンクリート柱の振動 ( 図 2) による大きな慣性力が指摘されている 1,2) 図 1 に示したように支承に可動性があれば柱の揺れをルーズホールの長さ分吸収でき支承部へ入力する慣性力はその分低減されると考えられるが写真 1 のようにルーズホールにスライドした形跡がなくベースモルタルの破壊やアンカーボルトの破断が生じた例が散見された 2012 年度実施した支承部の実験 3,4) でも写真 2 のようにスライドが生じずに引っ掛かり全体回転を生じた試験体があったこのような背景から 2013 年度はスライド支承の可動条件を明らかにすることを目的とした 2 軸加力実験を実施する献 5) などを参考にスライド機構から下のアンカーボルトを固定する架台を鉄骨としベースモルタルも省略した鉄骨と鉄筋コンクリートではアンカーボルトの引抜に対する剛性が異なる 6) が鉄骨架台とすることでアンカーボルト軸力が直接ロードセルで計測可能となる写真 1 支承の被害例 2) 図 1 屋根版の境界条件例 ( 矢印はスライド方向 ) 屋根版の振動重い下部構造の振動を受け止める 2. 実験概要 2.1 実験装置図 3 写真 3 に実験装置の概要を示す 2013 年度はスライドの可動性に注目する実験であるため文図 2 下部構造の振動の影響写真 2 傾斜した試験体 (2012) * : 工学院大学建築学部建築学科准教授, ***: 工学院大学工学部建築学科 **: 工学院大学大学院建築学専攻

試験体上方にレール付スライダーを用いて設置した鉛直加力用ジャッキで一定の鉛直荷重を与えつつ水平加力用ジャッキで繰り返し漸増振幅強制変位を加える鉛直荷重は実験開始直前に所定の荷重を与えその後油圧をロックしてほぼ一定の荷重を与える 2.2 試験体詳細アンカーボルトは転造ねじ ABR400 規格 ( 軸部鋼材 SNR400) の M22( 軸径 20.

100mm) を使用するテフロンシートを圧着した厚さ 9mm の敷プレート ( 写真 4) を設置するテフロンシートと接触するベースプレート裏面には鏡面加工した厚さ 2.

2 試験体上方にレール付スライダーを用いて設置した鉛直加力用ジャッキで一定の鉛直荷重を与えつつ水平加力用ジャッキで繰り返し漸増振幅強制変位を加える鉛直荷重は実験開始直前に所定の荷重を与えその後油圧をロックしてほぼ一定の荷重を与える 2.2 試験体詳細アンカーボルトは転造ねじ ABR400 規格 ( 軸部鋼材 SNR400) の M22( 軸径 20.2mm) を使用する表 1 に材料の機械的性質を示す埋め込み長さに該当する鉄骨架台の天端から定着板までの距離は 503mm( 呼び径の約 23 倍 ) である図 4 にベースプレートまわりの詳細を示すベースプレートのルーズホール長さは穴芯位置で ±50mm ルーズホール幅は 27mm であるルーズホールの抑えには厚さ 12mm のワッシャープレート ( SS400, mm) を使用するテフロンシートを圧着した厚さ 9mm の敷プレート ( 写真 4) を設置するテフロンシートと接触するベースプレート裏面には鏡面加工した厚さ 2.3mm のステンレス板を溶接し摩擦係数を抑えるアンカーボルト以外で大きな変形を生じないようベースプレート厚さは 40mm 偏心曲げを受ける十字プレートの厚さを 32mm とし十分な強度と剛性を確保するリニアスライダー鉛直加力ジャッキ表 1 アンカーボルト鋼材の機械的性質 Spec JIS G3138 SNR400B ロードセル Yield strength (σ y ) N/mm Tensile strength (σ u ) N/mm 水平加力ジャッキワッシャープレートベースプレートアンカーボルトロードセル δ3 δ1, e 278 Yield ratio (YR ) % 70 Elongation % 29 鋼製架台図 3 実験装置全容 ( : 変位計 ) 写真 3 実験装置全容写真 4 テフロンパッド SUS 鏡面仕上 t=2.3 スライディングパッドワッシャー PL-12 90x PL アンカー孔 φ27 ( ベースプレート上面 ) ( ベースプレート裏面 ) 敷プレート ( 別部品 ) ベースプレート 9 40 テフロンパッド敷プレートステンレス板図 4 ベースプレートまわり詳細

3 表 2 に実験条件をまとめて示す架台天端から水平加力芯までの偏心距離 e アンカーボルト初期張力 To 鉛直ジャッキの荷重 PV の 3 条件を変化させて実験を行う e は 271mm と 603mm の 2 種類 To は 1,15,25kN の 3 種類と完全にアンカーボルトを緩めナットとワッシャープレートとの間に 2mm 程度の隙間を設けた 0kN PV は 0,50,100kN の 3 種類であるまたテフロンパッドを 2 枚用意し途中で交換したテフロンパッドの公称摩擦係数は 0.06 である 2.3 加力と計測水平方向に振幅漸増繰返し加力を与える滑りが生じている間はベースプレートの水平変位引っ掛かりが生じてベースプレートの傾斜が生じた後は回転角をモニターしつつ手動で制御するが試験体の挙動を見ながら加力振幅を定めているため全試験体に統一した加力プログラムを与えた訳ではない図 3 に示したようにジャッキの荷重はジャッキ先端のロードセル支承部の変位は機械式変位計で計測するまたセンターホール型ロードセルを用いてアンカーボルトの軸力を直接計測する実験結果の整理に用いるベースプレート水平変位 δbh 支承部回転角 γ を式 (1a)(1b) で定義する 1 2 BH 2 BH 3 h (1a) (1b) δ1~3 は図 3 参照 h はベースプレート厚さの中心から加力芯までの距離で e=271mm の試験体では 238mm e=604mm の試験体では 584mm である 3. 実験結果 3.1 偏心 271mm の試験体図 5(a)-(g) に水平加力ジャッキの荷重 PH とベースプレート水平変位 δbh の関係 PH と支承部回転角 γ の関係および鉛直荷重 PV 4 本のアンカーボルト張力の合計 ΣTi と PV+ΣTi と水平変位 δbh の関係を示す試験体の挙動を以下概説する偏心 271mm の試験体では引っ掛かりは生じず支承はスライドを生じた PH~δBH 曲線はいずれも剛塑性形を示し摩擦が生じていることが推定されるしかしながら例えば同じ PV=100kN を受ける M kN-T15kN-1 と M kN-T1kN-1 試験体を比較すると前者は摺動を生じる PH が約 40kN であるのに対し後者は約 20kN であるまた M kN-T1kN-1 試験体と M kN-T1kN-1 試験体を比較すると PV が約 1/2 となっているにも関わらず摺動を生じる荷重はあまり変化がないアンカーボルト張力の影響が大きいことが覗えるまた M T1kN-1 同 -2 試験体の摺動時の水平荷重は前者が約 20kN であるのに対し後者は 10kN 強でテフロンパッド交換後に摩擦荷重が減少している図 6(a)(b) に M kN-T25kN-2 と M kN-T25kN-2 試験体のアンカーボルト張力の変動を示す偏心の影響で軸力に変動が生じているが変動幅は小さく応力も弾性域にある Pv が作用するとアンカーボルト軸力の変動幅は小さい鉛直荷重で回転が抑制されるためと推定される表 2 実験条件 No. Experiment Teflon Pad Anchor bolt Eccentricity Vertical load Pretension e P V T o mm mm kn kn 1 M kN-T15kN-1 M M kN-T1kN-1 M M kN-T1kN-1 M M kN-T25kN-1 M M kN-T25kN-2 M M kN-T1kN-2 M M kN-T25kN-2 M M kN-T15kN-2 M M kN-T0kN-2 M M kN-T1kN-2 M22 25

4 (a)m kn-t15kn-1 (b)m kn-t1kn-1 (c)m kn-t1kn-1 (d)m kn-t25kn-1 (e)m kn-t25kn-2 (f)m kn-t1kn-2 (g)m kn-t25kn-2 図 5 偏心 271mm 試験体

(a)m22-271-0kn-t25kn-2 図 6 アンカーボルト張力の変動 (b)m22-271-100kn-t25kn-2 (a)m22-604-100kn-t15kn-2 (b)m22-604-100kn-t0kn-2 (c)m22-604-100kn-t1kn-2 図 7 偏心 604mm 試験体の挙動 3.

5 (a)m kn-t25kn-2 図 6 アンカーボルト張力の変動 (b)m kn-t25kn-2 (a)m kn-t15kn-2 (b)m kn-t0kn-2 (c)m kn-t1kn-2 図 7 偏心 604mm 試験体の挙動 3.2 偏心 604mm の試験体図 7(a)-(c) に偏心 604mm 試験体について図 5 と同様のデータを示す試験体計 3 体のうち M kN-T15kN-2 M kN-T1kN-2 では初期から引っ掛かりが生じ回転が生じた ( 写真 5) 写真 6に実験後に抜き出したアンカーボルトを示す大きな曲げ変形が観察されるが回転に伴う大きなアンカーボルト張力によりワッシャープレートとベースプレート上面が固着したと推定される図 8 に M kN-T15kN-2 試験体のアンカーボ写真 5 傾斜した試験体 (M kN-T15kN-2)

ルト張力を示す降伏張力の 99kN 付近に至る張力が生じている正負交番の回転により両側のアンカーボルトに塑性伸びが生じてナットが浮き上がりその後アンカーボルト張力はほぼゼロとなって安定した摺動が生じた一方完全にアンカーボルトを緩めた M22-603-100kN-T0kN-2 試験体は引っ掛かりを生じず水平荷重 6kN 程度で問題なく摺動を生じた 4. 可動性に関する考察 4.

6 ルト張力を示す降伏張力の 99kN 付近に至る張力が生じている正負交番の回転により両側のアンカーボルトに塑性伸びが生じてナットが浮き上がりその後アンカーボルト張力はほぼゼロとなって安定した摺動が生じた一方完全にアンカーボルトを緩めた M kN-T0kN-2 試験体は引っ掛かりを生じず水平荷重 6kN 程度で問題なく摺動を生じた 4. 可動性に関する考察 4.1 摩擦係数引っ掛かりが生じず摺動が生じる場合水平荷重 PH はテフロンシート部の摩擦力およびワッシャープレートとベースプレート上面の間に生じる摩擦力の合計と釣り合う ( 図 9) テフロンシートの摩擦係数を μsl ベースプレート上面とワッシャープレート間の摩擦係数が 4 本のアンカーボルトで等しいと仮定して μw とおくと釣り合い式は式 (2) となる P P H SL V 4 T i W i1 i1 Ti は i 番目のアンカーボルト張力である引っ掛かりを生じた 2 例を除き摺動部である荷重変位曲線平坦部の PH と式 (2) の計算値 ( PV ΣTi は計測値を代入 ) を比較し最小二乗法により摩擦係数 μsl と μw を近似的に同定する同定した摩擦係数 ( 表 3) を用いて計算した PH~δBH 関係を実験結果と重ね合わせたものを図 10 に示す概して同定精度は良好である μsl はテフロンパッド 2 の方が低くほぼ公称値となった μw は μsl より大幅に高く可動性に大きな影響を及ぼす実験順序が後の試験体ほど μw が低い 4 T i (2) ベースプレートとワッシャープレートを交換せず同じ部品を使用し続けたため両者の間の摩擦面が徐々に摩耗して μw が低下したものと推定される今回ベースプレートとワッシャープレートの表面はともに黒皮であるが実際は防錆塗装されるためμ W の値は異なる可能性がある 4.2 引っ掛かるメカニズム当実験の結果からスライド支承が引っ掛かり摺動しなくなるメカニズムを推定する ( 図 11) 1 アンカーボルトの初期張力と回転に伴う張力の増加により摩擦係数の大きいベースプレートとワッシャープレート間で固着が生じる 2 固着が生じると水平荷重 PH と偏心 e によるモーメントが増加する 3 増加したモーメントにより引張側アンカーボルトが伸びる 4 引張側アンカーボルトの伸びにより支承が傾斜しベースプレートの角が敷プレートに直接接触し回転の支点になるこの支点の反力は大きく摺動は生じず後は支点の回転が進行する実験で引っ掛かりに最も大きな影響を与えた因子は偏心距離 e であり e が極力小さくなるよう詳細設計を実施する必要があるまたワッシャープレートとベースプレート上面間の摩擦が引っ掛かりの引き金になるためその間に低摩擦材を挟むなどの工夫や通常の露出柱脚とは逆にアンカーボルトを締め付けない施工管理が必要である上記のメカニズムを定式化し摺動が生じる条件を定量化する必要がある次の課題とする写真 6 実験後のアンカーボルト (M kN-T15kN-2) 図 8 アンカーボルト張力 (M kN-T15kN-2)

Pv PH μwσti μsl (Pv+ΣTi) ΣTi 図 9 水平方向の力の釣合表 3 摩擦係数 No.

0 2 M22-271-100kN-T1kN-1 0.16 0.51 107 7.7 3 M22-271-50kN-T1kN-1 0.17 0.45 56.7 6.8 4 M22-271-0kN-T25kN-1 0.09 0.29 94.3 94.

5 92.2 8 M22-604-100kN-T15kN-2 - - 137.9 41.2 9 M22-604-100kN-T0kN-2 0.07-103.2-10 M22-604-100kN-T1kN-2 - - 115.6 12.

7 Pv PH μwσti μsl (Pv+ΣTi) ΣTi 図 9 水平方向の力の釣合表 3 摩擦係数 No. Experiment Glide μ SL μ W (P v +ΣT i )avr (ΣT i )avr kn kn 1 M kN-T15kN M kN-T1kN M kN-T1kN M kN-T25kN M kN-T25kN M kN-T1kN M kN-T25kN M kN-T15kN M kN-T0kN M kN-T1kN (a)m kn-t15kn-1 (b)m kn-t1kn-1 (c)m kn-t1kn-1 (d)m kn-t25kn-1 (e)m kn-t25kn-2 (f)m kn-t1kn-2 図 10 同定した摩擦係数の精度 (g)m kn-t25kn-2 (h)m kn-t0kn-2 図 11 引っ掛かるメカニズム

8 5. まとめスライド支承が可動する条件を特定定量化することを目的とした実験を実施し以下の結果を得た偏心距離 e が最も可動性に影響するテフロンパッドの摩擦係数は 0.05~0.15 程度であり個体差が大きいルーズホール上のワッシャープレートとベースプレート上面の間の摩擦係数は大きく 0.3~0.5 程度であった引っ掛かりはワッシャープレートとベースプレート上面の間の固着が引き金になると推定される通常の露出柱脚とは逆に施工時にアンカーボルトを締め付けない管理が必要である今後の課題として引っ掛かりのメカニズムを定式化し可動条件を定量化する謝辞本研究の実施にあたり東京工業大学教授竹内徹博士より貴重な助言を得た実験に用いたアンカーボルトは, 2012 年度に引き続きフルサト工業株式会社より提供を受けたジャッキの調整にはオックスジャッキの協力を得た参考文献 1) 建築研究振興協会 : 東日本大震災における鉄骨置屋根構造の被害調査報告 ) 竹内徹 : 学校体育館の被災状況と被災後改修の実例大空間施設の耐震性能を考える東日本大震災を経験して 2012 年度日本建築学会大会 PD 資料 pp /9 3) 竹内良太白鳥和希山下哲郎 : 鉄骨空間構造上屋と下部 RC 躯体をつなぐ支承部の繰り返し加力実験 - その 1 実験概要 - - その 2 繰り返し荷重に対する挙動年度日本建築学会大会梗概集構造 Ⅰ pp.929~ ) 山下哲郎 : 置屋根支承部の実験建築研究開発コンソーシアム鉄骨置屋根構造の耐震性能に関する研究会資料鉄骨置屋根構造の被害分析および耐震診断の進め方 pp ) 山西央朗玉井宏章高松隆夫松尾彰 : 露出柱脚の弾性回転剛性について - アンカーボルト降伏先行型の場合 - 日本建築学会構造系論文集第 73 巻第 624 号 pp ) 鋼構造接合部設計指針日本建築学会 2011

構造力学Ⅰ第１２回

構造力学Ⅰ第１２回第回材の座屈 (0 章 ) p.5~ ( 復習 ) モールの定理 ( 手順 ) 座屈とは荷重により梁に生じた曲げモーメントをで除して仮想荷重と考える座屈荷重偏心荷重 ( 曲げと軸力 ) 断面の核この仮想荷重に対するある点でのせん断力たわみ角に相当する曲げモーメントたわみに相当する ( 例 ) 単純梁の支点のたわみ角 : は図を仮想荷重と考えたときの点の支点反力 B は図を仮想荷重と考えたときのB