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1 構造工学論文集 Vol.56B (21 年 3 月 ) 日本建築学会 袖壁補強柱の耐震性能評価に関する研究 EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC PERFORMANCE EVALUATION OF SEISMIC RETROFITTED RC COLUMN BY WING WALLS 中村聡宏 *, 勅使川原正臣 **, 日比野陽 ***, 井上芳生 ****, 太田勤 *****, 田尻清太郎 ****** Akihiro NAKAMURA, Masaomi TESHIGAWARA, Yo HIBINO, Yoshio INOUE, Tsutomu OHTA and Seitaro TAJIRI The purpose of this study is to clarify the method of evaluating the seismic performance of the retrofitted existing column by wing walls connected by post-installed anchors. An experiment that had three types of specimens, individual column, wing walls and the column with wing walls, was conducted. The experimental variables were anchor ratio at vertical joint and web reinforcement ratio of the column and wing wall. The shear strength of the seismic retrofitted column by wing walls connected by enough strength anchors was evaluated as the monolithic column with wing walls. The method to calculate the required post-installed anchor ratio between column and wing walls to ensure the monolithic behavior at the joint was obtained. The criterion to separate two types of failure mode, shear failure of whole element and slip failure along the vertical joint, was proposed. Keywords: Reinforced Concrete Column, Seismic Retrofit, Column with Wing Walls, Shear Strength RC 柱, 耐震補強, 袖壁付柱, せん断強度 B1. はじめに増設袖壁による補強 ( 図 1) は, 既存建物の柱に耐震壁としては扱えない程度の二次壁 ( 袖壁 ) を増設して袖壁付柱とし, 柱の強度を改善する強度抵抗型の耐震補強工法である 本補強工法は, 他の既存柱に対する補強工法に比べて補強効果が大きく ( 図 2), また, 増設袖壁をプレキャスト ( 以下,PCa) とすることが可能であり, 短工期であり大掛かりな工事を必要としないため, 鉄筋コンクリート造 ( 以下,RC 造 ) 中高層集合住宅等に適した補強工法である しかし,1978 年宮城県沖地震や 1995 年兵庫県南部地震などで, 二次壁の取り付く部材の脆性的破壊による被害が報告されたため, 二次壁は躯体から構造スリットにより分離される傾向にある また, 強度や変形性能の評価方法や接合部の設計方法も明確でないため, 増設耐震壁や鉄骨ブレースに比べて普及が進んでいないのが現状で 増設袖壁 既存柱 図 1 袖壁補強概要 上部梁 鉛直接合部 水平接合部 下部梁 Q cqu 鋼板巻き 既存柱 袖壁補強 炭素繊維巻き 層間変形 1) 図 2 他の補強工法との比較 ある 1) 袖壁補強柱を対象とした研究としては, 過去に数例報告されている 東ら 2)3) は PCa 袖壁を付加し壁筋を既存部鉄筋に溶接した単独柱の加力を行い, 一体打と同程度の強度を保有していることを示している 大久保ら 4) は, 被災した RC 短柱に袖壁を付加した単独柱の加力を行い, 初めから一体打した袖壁付柱と同等の補強効果が得られることを示している 加藤ら 5)6)7) は PCa 袖壁をアンカー筋によって接合した片側袖壁補強柱の実験を行い, 接合方法と挙動の関係や, 接合面で滑りが生じる条件について検討をしている また, 本多ら 8) は袖壁補強柱のせん断耐力評価方法について検討している いずれの研究おいても, 柱と増設袖壁に十分な接合を施して一体性を確保することで, 柱と袖壁を一体打した場合と同等の強度を有することが示されている しかし, 実験例が非常に少なく, 柱や袖壁の配筋等に関して多くの検討項目が残されている また, 袖壁補強柱の一体性を確保するための, 接合部の設計方法が明確に示されていない そこで本研究では, 袖壁補強柱の耐震性能評価法を実験的に明らかにすることを目的とする RC 造集合住宅基準階中柱を対象とした両側袖壁補強柱の静的水平載荷実験を行い, 袖壁の増設による補強効果や, 柱 袖壁の配筋, 鉛直接合筋が袖壁補強柱の性能に与える影響を明らかにする また, 袖壁補強柱が一体性を確保するための, 鉛直接合部の設計方法についても言及する * 名古屋大学大学院環境学研究科大学院生 Graduate Student, Graduate School of Environmental Studies, Nagoya University ** 名古屋大学大学院環境学研究科教授 工博 Prof., Graduate School of Environmental Studies, Nagoya University, Dr. Eng. ( 独立行政法人建築研究所客員研究員 ) (Visiting Research Engineer, Building Research Institute) *** 東京工業大学応用セラミックス研究所助教 博士 ( 工学 ) Assist. Prof., Materials and Structures Lab., Tokyo Institute of Technology, Dr. Eng. **** UR リンケージ Urban Renaissance Linkage Co. Ltd. ***** 堀江建築工学研究所 Horie Engineering and Architecture Research Institute Co. Ltd. ****** 独立行政法人建築研究所研究員博士 ( 工学 ) Research Engineer, Building Research Institute, Dr. Eng.

2 表 1 試験体配筋一覧柱引張鉄筋柱帯筋袖壁縦筋袖壁横筋鉛直接合筋導入軸力試験体名水平接合筋 ( 引張鉄筋比 ) ( 帯筋比 ) ( 縦筋比 ) ( 横筋比 ) ( 鉛直接合筋比 ) ( 軸力比 ) CO CO-S 4-D16 (.7%) 2-D6@1 (.23%) kN (.1) AW-JL 8-D1 2-D6@8 1-D1 (.59%) 3-D13 AW - - 変動軸力 AW-JN (1.7%) (.67%) - (3-D13) SW-CL-WL-JL 2-D6@1 2-D6@225 (.24%) 1-D1 SW-CL-WH-JL (.23%) 352 kn 2-D13, 2-D1 8-D1 (.59%) 3-D13 SW SW-CH-WH-JL 2-D6@8 (.15) (.35%) 2-D6@4 (1.7%) SW-CH-WH-JH (.67%) 13-D1 (.77%) (.57%) SW-CH-WH-JI (2-D6@8) (8-D1) 235kN (.1) [ 共通要因 ] 柱断面 b D=28 4mm 袖壁断面 t L w =12 28mm 内法高さ h =1mm [ 試験体名のルール ] ( シリーズ名 )-( 柱帯筋比 )-( 袖壁横筋比 ) ( 鉛直接合筋 ) 柱帯筋比 CL :.23% CH :.57% 袖壁横筋比 WL :.24% WH :.67% 鉛直接合筋 JN : 接合筋なし JL : 1-D1 (.59%) JH : 13-D1 (.77%) JI : 一体打 ( 袖壁横筋が貫通 ) 鋼板 SS4 (PL9) 柱帯筋 D6(SD295A) 袖壁縦筋 D1(SD345) 柱主筋 4-D1(SD345) 8-D13(SD345) 埋込長さ 7d 袖壁のみ (AW-JL) 鉛直ジャッキ (2kN) 水平ジャッキ (1kN) 袖壁横筋 D6 (SD295A) 埋込長さ 2d( 頭付 ) 袖壁補強柱 (SW-CL-WH-JL) 正 (+) 負 (-) 鉛直接合筋水平接合筋 D1(SD345) D13(SD345) 試験体 AW (AW-JL) 試験体 SW (SW-CL-WH-JL) (a) 配筋図 AW-JL (b) 配筋図 SW-CL-WH-JL (c) 試験体断面図 図 3 試験体配筋図 柱頭部抜け出し変位 ( 柱端部, 袖壁端部 ) 区間変位 (5 区間, 柱 袖壁両側 ) 柱脚部抜け出し変位 ( 柱端部, 袖壁端部 ) 図 5 接合筋の施工状況図 6 計測位置図 ( 変位計 ) 2. 実験概要 (1) 試験体概要対象建物は 15 階建 SRC 造集合住宅であり,12 階中柱 (RC 造 ) をモデルに試験体を設計した 試験体の縮尺は 1/2 とする 試験体は既存柱試験体 ( 以下, 試験体 CO) を1 体, 袖壁試験体 ( 以下, 試験体 AW) を 2 体, 袖壁補強柱試験体 ( 以下, 試験体 SW) を 5 体 ( うち,1 体は一体打試験体 ) の計 8 体とした 試験体の配筋一覧を表 1 に, 試験体の配筋の一例を図 3 に示す 各試験体の共通要因として, 柱寸法 b D を 28mm 4mm, 袖壁寸法 t L w を 12mm 28mm, 内法高さ h を 1mm とした 使用した鉄筋, コンクリートの材料特性を表 2 及び表 3 に示す 試験体 CO は既存柱のせん断終局強度を確認するために, 主筋を増やしてせん断破壊型とした 試験体 AW は袖壁のみでの抵抗機構を把握するための試験体であり, 鉛直接合筋の有無をパラメータとした 柱部分は PL9 の鋼板により代用した 試験体 AW の鉛直接合筋は異型鉄筋とし, 埋め込み長さは 2d(d: 鉄筋径 ) 頭付 袖壁一体打柱 (SW-CH-WH-JI) 図 4 試験体セットアップ図 表 2 使用鉄筋の材料特性 鉄筋 降伏強度破断強度ヤング率降伏歪 [N/mm 2 ] [N/mm 2 ] [ 1 5 N/mm 2 ] [μ] D6(SD295A) D1(SD345) D13(SD345) D16(SD49) 表 3 使用コンクリートの材料特性 コンクリート 圧縮強度 ( 平均 ) ヤング率引張強度 ( 平均 ) [N/mm 2 ] [ 1 4 N/mm 2 ] [N/mm 2 ] 柱部 袖壁部 ( 後打 ) きとした 鉛直接合筋と柱部分の鋼板の間には特別な処置を施していない また, 試験体 AW-JN における水平接合筋は袖壁の崩落を防ぐために入れたものであり, 充分な定着長さをとっていない 試験体 SW はパラメータとして, 柱帯筋比を.23%,.57% の 2 水準, 袖壁横筋比を.24%,.67% の 2 水準, 鉛直接合筋比を.59%,.77% の 2 水準, 施工方法として後打ちと一体打ちの 2 水準設けた 既存柱はいずれも曲げ破壊型である 後打ちの場合は既存柱部分を打設後, 接合面に目荒しを施し, 接着系アンカーを打ち込 1) み袖壁部分を打設した ( 図 5) アンカーの配置は耐震改修指針 に示される構造規定を満たすものとし, 埋込み長さは既存部で 7d, 増設部で 2d( 頭付き ) とした また, 袖壁横筋は閉鎖形配筋とした 一体打ちの場合は, 袖壁横筋を柱コア内に貫通させ, 縦筋はスタブに定着した (2) 加力方法試験体のセットアップ図を図 4 に示す 加力は逆対称形式の正負交番繰返載荷とした 容量 2kN 鉛直ジャッキにより所定軸力導入後, 容量 1kN 水平ジャッキにより載荷する ジャッキ

3 の押し側を正, 引き側を負とする 加力は水平変形角 ( 水平変位 / 内法高さ ) 制御とし, 所定のサイクル (R=1/8,1/4,1/2,1/1, 1/5,1/33,1/25) をそれぞれ最大 2 回繰り返した 導入軸力は, 試験体 CO,SW-CH-WH-JI で 235kN( 柱断面に対する軸力比 η=.1), その他の試験体 SW で 352kN(η=.15) とした 試験体 AW は袖壁のみであるため, 本来は軸力を導入しないが, 水平接合筋による曲げ抵抗力が小さいため, 初期軸力を σ B : コンクリート圧縮強度 eq + - max, e Q max : 最大耐力 ( 正方向, 負方向 ) er + - max, e R max : 最大耐力時変形角 ( 正方向, 負方向 ) Q mu : 耐震改修指針 1) の曲げ終局強度時せん断力 (φ=.8) 2 M u N atσ (1) y Qmu = φ Mu = (.9 + β) atσ yd+.5nd 1 + 2β + 1 h' α ebdfc1 N Q su : 耐震改修指針 1) のせん断終局強度式 (φ=.8).23.53pte ( Fc + 18) (2) Qsu = φ +.85 pweσwy +.1σ e be je M / Qde +.12 記号は文献 1) を参照のこと 2kN として, 水平変形に比例した軸力を導入した 変形角 R=1/5 時の軸力は試験体 AW-JN で 4kN,AW-JL で 55kN である 変位計の計測位置図を図 6 に示す 既存柱や袖壁の変形を把握するために, 柱及び袖壁の圧縮側 引張側の両側で, 抜け出し変位 ( 柱頭 柱脚 ) 及び中間区間の変位 ( 全 5 区間 ) を計測した 3. 実験結果 表 4 実験結果一覧 試験体名 σ B [N/mm 2 ] 最大耐力 ( 正 ) 最大耐力 ( 負 ) 計算終局強度との比較破壊形式柱部袖壁 e Q max +[kn] e R max +[rad] e Q max -[kn] e R max -[rad] Q mu [kn] e Q max /Q su Q su [kn] e Q max /Q su CO-S / /115 せん断 AW-JL / /88 圧壊 - - AW-JN / /5 圧壊 - - SW-CL-WL-JL / /152 せん断 SW-CL-WH-JL / /119 せん断 SW-CH-WH-JL / /14 接合部 SW-CH-WH-JH / /1 接合部 SW-CH-WH-JI / /1 接合部 (315) * (2.4) * (358) * (1.8) * * SW-CH-WH-JI は一体打であるため, 式 (1)(2) による終局強度計算値は () とした 8 Qmax+ =555kN 6 Qsuk=426kN Qsu=385kN 4-1/25-1/33-1/5-1/12 1/1 1/ Qmax- =-59kN -8 SW-CL-WL-JL 3 cqsu=261kn Qmax+ =27kN 2 1-1/5-1/1 1/1 1/ Qmax- =-27kN -3 CO-S AW-JL 8 Qmax+ =537kN 6 Qsuk=476kN Qsu=417kN -1/25-1/33-1/5-1/ /1 1/ Qmax- =-523kN -8 SW-CL-WH-JL Qmax+ =94kN 2 1 AW-JN AW-JL 2 Qmax+ =182kN 1 8 Qmax+ =64kN Qsuk=515kN 6 Qsu=469kN 4 SW-CH-WH-JL -1/5-1/1 1/1 1/5-1 Qmax- =-11kN -2-1/5-1/1 1/1 1/5-1 Qmax- =-18kN -2-1/25-1/33-1/5-1/1 2 1/1 1/ Qmax- =-69kN -8 Qmax+ =644kN Qsuk=554kN Qsu=448kN SW-CH-WH-JI 8 Qmax+ =632kN Qsuk=515kN 6 Qsu=469kN 4 SW-CH-WH-JH -1/25-1/33-1/5-1/1 2-1/25-1/33-1/5-1/12 1/1 1/ Qmax- =-624kN 1/1 1/ Qmax- =-573kN -8 図 7 各試験体の水平荷重 水平変形角関係及び最終破壊状況

4 実験結果及び計算終局強度との比較結果を表 4 に示す 各試験体の水平荷重 変形角関係及び最終破壊状況を図 7 に示す (1) 試験体 CO 1/4 サイクルで柱頭 柱脚部に初期曲げひび割れが発生した 1/2 サイクルで中央部に初期せん断ひび割れが発生した 変形角 -1/115( 水平変位 -8.6mm) でせん断破壊し, 最大耐力 -27kN となった その後, 耐力が低下し,1/4 サイクルでは最大耐力の 5% 程度まで低下した (2) 試験体 AW AW-JN は,1/2 サイクルで袖壁端部引張側が浮き上がり, 鉛直接合部に 1mm 程度のずれが生じた 1/1 サイクルで 2.5mm, 1/5 サイクルで 4mm 程度までずれが広がり, 変形角 +1/5 で各袖壁端部が圧壊し, 最大耐力 +94kN となった このときの軸力は 4kN であった ひび割れは端部に集中しており, 試験体中央部では観測されなかった AW-JL は 1/1 サイクルで鉛直接合筋に沿ったひび割れが生じ, 鉛直接合部に 1mm 程度のずれが生じた 1/5 サイクルでは鉛直接合筋位置から袖壁端部に向けたせん断ひび割れが生じ, 変形角 +1/55 で袖壁端部が圧壊し, 最大耐力 +182kN となった このときの軸力は 56kN であった (3) 試験体 SW 全試験体において,1/8 サイクルで袖壁端部に初期曲げひび割れが生じ,1/4 サイクルで柱と袖壁に初期せん断ひび割れが生じた 1/2 サイクルで, 鉛直接合部中央付近で鉛直接合面に沿ったひび割れが生じた SW-CL-WL-JL は,1/1 サイクルで袖壁端部をつなぐようなせん断ひび割れ, 袖壁端部の圧壊が生じ, 変形角 +1/123( 水平変位 +8.1mm) で最大耐力 +555kN を迎えた その後, 耐力は著しく低下した SW-CL-WH-JL は,1/1 サイクルで袖壁端部をつなぐようなせん断ひび割れ, 袖壁端部の圧壊が生じ, 変形角 +1/119( 水平変位 +8.4mm) で最大耐力 +537kN を迎えた その後, 耐力が低下し, 1/4 サイクルで最大耐力の 15% 程度まで低下した SW-CH-WH-JL は,1/1 サイクルで柱や袖壁に多くのせん断ひび割れ, 袖壁端部の圧壊が生じ, 変形角 +1/18( 水平変位 +9.3mm) で最大耐力 +64kN を迎えた このとき, 鉛直接合部中央で 1mm 程度のずれが確認された その後, 接合部のずれは増大していき, 1/5 サイクルでは 5mm 程度となった 耐力低下は比較的緩やかであったが,1/33 で柱が独立してせん断破壊する様子が確認され, 耐力低下がやや急になった SW-CH-WH-JH は,1/1 サイクルで柱や袖壁に多くのせん断ひび割れ, 袖壁端部の圧壊が生じ, 変形角 +1/15( 水平変位 +9.5mm) で最大耐力 +632kN となった このとき, 鉛直接合部にずれが確認された 1/5 サイクルでは 1mm 程度までずれが増大し, それに伴って鉛直接合部側袖壁端部にも圧壊が確認された 1/25 サイクルにおいて, 柱のせん断ひび割れはやや肥大化したが, 比較的高い耐力を維持していた SW-CH-WH-JI は変形角 +1/119( 水平変位 +8.4mm) で袖壁端部が圧壊し, 最大耐力 +644kN を迎えた 1/5 サイクルで接合部に大きなずれが確認された その後, 柱端部の圧壊, 柱せん断ひび 割れの肥大化に伴って耐力が徐々に低下し,1/25 サイクルでは最大耐力の 33% 程度まで耐力が低下した 4. 試験体 SW のせん断終局強度評価表 4 より, 耐震改修指針 1) に示されるせん断終局強度評価式 ( 以後, 改修指針式 ) を用いた場合, 本実験はかなり安全側に評価される ( 実験値 / 計算値 =1.6~1.8) また, 本実験では袖壁補強柱試験体 (SW-CH-WH-JL, SW-CH-WH-JH ) が一体打試験体 (SW-CH-WH-JI) と同等程度の耐力を示しており, 柱と袖壁を一体として評価できると考えられる そこで, 袖壁付柱を対象とした既往のせん断終局評価式を用いて, 袖壁補強柱のせん断終局強度を評価し実験値と比較する 適用するせん断終局強度評価式としては, 耐震診断指針 9) に示される袖壁付柱のせん断終局強度式 ( 以後, 耐震診断式 ),27 年度版建築物の構造関係技術基準解説書 1) に示される袖壁付柱のせん断終局強度式 ( 以後, 技術基準式 ), 壁谷澤ら 11) の提案する評価式 ( 以後, 壁谷澤式 ) とする 耐震診断式及び技術基準式は, 袖壁付柱の異形断面を等価な矩形断面を持つ柱部材として評価する式であるが, 耐震診断式では引張側の袖壁を無視して評価することとしている また, 改修指針式は技術基準式に低減係数 φを乗じた形となっており, 耐震改修指針 1) では低減係数 φを.8 としている 壁谷澤式は, 袖壁付柱の異形断面を柱 袖壁部分, 柱残り部分に分解し, それぞれのせん断終局強度を荒川 min 式により評価した上で, それらを累加する式である 袖壁付柱のせん断終局強度を両側袖壁付柱で 1% 程度, 片側袖壁付柱で 25% 程度の安全率をもって評価できることが示されている 11)12) 対象とする袖壁補強柱の一覧を表 5 に示す 対象とする袖壁補強柱は, 本実験の試験体 SW(4 体 ) 及び既往の文献 2)3)5)6)7) における袖壁補強柱試験体のうち, 補強袖壁をあと施工アンカーにより接合した試験体 (8 体 ) の計 12 体とした 全試験体の主要パラメータは, 壁厚比が.27~.47, 張出比が.7~2., 柱引張鉄筋比 p t が.23~.85%, 柱帯筋比 p w が.17~.57%, 鉛直接合筋比 p a が.59~1.5% である せん断終局強度の計算値と実験値の一覧を表 6 に示す また, 計算値と実験値を比較した結果を図 8 に示す ただし, 試験体のスケールが異なるため, 実験値及び計算値を水平全断面積で除した平均せん断応力度で比較するものとした また, 片側袖壁補強柱 5)6)7) に関しては袖壁が圧縮側となる方向の最大耐力を採用した また, 袖壁付柱の終局強度評価式を用いる場合には, 袖壁横筋比の項は鉛直接合筋比に読み替えることとしている 技術基準式 ( 図中の三角印 ) や耐震診断式 ( 図中の菱形印 ) を用いた場合, 両側袖壁補強柱ではかなり安全側に評価するが, 片側袖壁補強柱ではやや危険側に評価される傾向が見られ, 耐震診断式のほうが比較的精度が良い 改修指針式 ( 図中の丸印 ) では評価精度がばらついており, 適切に評価しているとは言い難い また, 壁谷澤式 ( 図中の四角印 ) を用いた場合には概ね安全側に評価することが可能であり, 既往の文献 11)12) に示される袖壁付柱と同等の安全率を有している 文献 3) の両側袖壁補強柱試験体 PA7,PA8( 図中の点線部 ) は他の両側袖壁補強柱試験体に比べ, 危険側に評価される傾向にある

5 PA7 57 PA8 63 RCSW1 264 RCSW2 318 RCSW3 253 RCSW 実験値 τeq [N/mm 2 ] 表 6 せん断終局強度一覧 試験体名 実験値改修指針式技術基準式耐震診断式壁谷澤式 e Q su [kn] Q *1 su [kn] Q *2 sut [kn] Q *3 sue [kn] Q *4 suk [kn] SW-CL-WL-JL (Q su1 ) 412 SW-CL-WH-JL (Q su1 ) 461 SW-CH-WH-JL (Q su1 ) 5 SW-CH-WH-JH (Q su1 ) 5 B (Q su1 ) 116 B (Q su1 ) (Q su1 ) (Q su1 ) 167 τeq/τsu = 1.2 試験体 SW 両側袖壁 ( 既往 ) 片側袖壁 ( 既往 ) τeq/τsu =.8 改修指針技術基準耐震診断壁谷澤式 計算値 τ su [N/mm 2 ] 表 5 既往の袖壁補強柱試験体一覧 文献試験体名補強面袖壁工法鉛直接合筋, 接合部水平接合筋, 接合部幅厚比張出比 p t (%) p w (%) M/QD p a (%) SW-CL-WL-JL.23 SW-CL-WH-JL.59 本論文両側後打ち接着系アンカー, 接合面目荒し接着系アンカー, 接合面目荒し SW-CH-WH-JL.57 SW-CH-WH-JH.77 2) B1 後打ち 両側壁横筋を柱帯筋に溶接腰壁筋に溶接 ) B2 PCa ) PA7 両側 PCa 金属系アンカー, モルタル充填金属系アンカー, モルタル充填 ) PA8 5) RCSW1 後打ち接着系アンカー接着系アンカー ) RCSW2 PCa 金属系アンカー, 外付け金属系アンカー, 外付け 1.51 片側 ) RCSW3 PCa 接着系アンカー金属系アンカー, 外付け ) RCSW4 PCa 接着系アンカー, 接合面目荒し金属系アンカー, 外付け.68 * 幅厚比 : ( 袖壁厚さ t) / ( 柱幅 b) 張出比 : ( 片側袖壁長さ L w ) / ( 柱せい D) p t : 柱引張鉄筋比 p w : 柱帯筋比 M/QD : 柱のせん断スパン比 p a : 鉛直接合筋比 =( 鉛直接合筋断面積 )/( 接合面面積 ) *1 改修指針式下記の技術基準式に低減係数 φ=.8 を乗じる *2 技術基準式.23.53pte ( Fc + 18) Qsut = +.85 pweσwy +.1σ e be je M / Qde +.12 記号は文献 1) を参照のこと *3 耐震診断式 Qsue = max { Qsu1, Qsu 2, Qsu 3, Qsu 4}.23.53pt ( 18 + Fc) Qsu1 = +.85 pweσ wy be je +.1N M / Qde +.12 Qsu2 : 柱を等価な壁厚とした耐震壁として算定 Qsu3 : 袖壁を無視した独立壁として算定 Qsu4 : 柱を無視した雑壁として算定記号は文献 9) を参照のこと *4 壁谷澤式 Qsuk = Qsuw + Qsuc +.1N.23.53ptwe ( Fc + 18) Qsuw = +.85 pwhσ why t jw M / Qdw +.12 Q.23.53ptce ( Fc + 18) = +.85 p σ b M / Qdce +.12 j 記号は文献 11) を参照のこと suc cwe cwy ce ce τ eq, τ su : 実験値又は計算値を水平全断面積で除した平均せん断応力度 =( 実験値又は計算値 ) / ( 柱断面積 + 袖壁断面積 ) (3) 柱の引張鉄筋のみ考慮等価断面 βd 柱のみ考慮 引張側は無視 βd D (4) D (5) Qc Qw Qc de de βd 等価断面 βd b be b be 図 8 実験値と計算値の比較これは, 幅厚比が比較的小さく, 張出比が比較的大きいために接合部に応力が集中し, 柱と袖壁の一体性が失われたためだと考えられる よって, 袖壁補強柱のせん断終局強度は, 既往の袖壁付柱のせん断終局強度評価式を用いて同様に評価可能であるが, 一体性が確保されているかどうかの判断が必要である 5. 袖壁補強柱の一体性の確保袖壁補強柱が十分に強度を発揮するためには, 種々の設計条件に応じて鉛直接合部を適切に設計し, 袖壁補強柱の一体性を確保する必要がある そこで, 袖壁補強柱の一体性と鉛直接合筋量の関係を検討する 一体性と鉛直接合筋量の関係を検討するにあたり, 袖壁補強柱のせん断抵抗機構についての仮定条件を設ける 袖壁補強柱のせん断耐力 Q は, 壁板 ( 柱 袖壁共通部分 ) で負担するせん断力と, 柱残り部分で負担するせん断力の和として評価できると仮定する 柱 袖壁共通部分の抵抗機構の仮定を図 9 に示す 柱 袖壁部分は, 柱 袖壁共通部分全体で形成されるアーチ機構 (Q war, 図 9(a)), 柱 袖壁部分のうち, 柱部分で形成されるアーチ機構 (Q car, 図 9(b)), 鉛直接合筋により形成されるトラス機構 Q tr により抵抗するものと仮定する この時, 鉛直接合筋により形成されるトラス機構 Q tr が優先的に形成されるものとする ただし, 上記のアーチ トラス機構が発揮された場合には, それに伴う圧縮反力が材端に生ずる そこで, アーチ機構の負担せん断力は, 圧縮反力に比例するものとした 以上より, 袖壁補強柱のせん断耐力 Q は次式で表される Q = Q + Q + Q + Q c war tr car ( ) = Q + N + T Q cotφ tanθ + Q cotφ + N tan θ ' c a w tr t r ここで,Q c : 柱負担せん断力,Q w : 壁板負担せん断力,Q war : 壁板 (6)

6 (D+2Lw)/2 D/2 ( γ ), N = 1 ( T + T + T + N) (1) r c c m w Qwar Qcar θ h h θ θ θ (a) 壁板全体のアーチ機構 (b) 壁板の柱部分のアーチ機構図 9 壁板の抵抗機構の概要全体のアーチ機構による負担せん断力,Q car : 壁板の柱部分のアーチ機構負担せん断力,Q tr : 壁板のトラス機構負担せん断力,Na: 壁板全体のアーチ機構に寄与する圧縮反力,N r : 壁板の柱部分のアーチ機構に寄与する圧縮反力,T w : 壁板水平接合筋の引張抵抗力,Q t : 鉛直接合筋の引張抵抗力,φ: トラス機構の作用角度,θ: 壁板全体のアーチ機構の作用角度,θ : 壁板の柱部分のアーチ機構の作用角度である (6) 式において, トラス作用角度 φは 45 (cotφ=1.) とし, アーチ作用角度の tan 成分に関しては靱性保証指針 13) に従うものとした また, 柱残り部分の負担せん断力 Q c は, 壁谷澤式に従い,(5) 式の Q suc と同様とした 壁板の柱頭 柱脚部水平断面内の応力状態は図 1 のように表される ただし, 壁板全体のアーチ機構に寄与する圧縮反力 N a は壁板端部に作用し, 壁板の柱部分のアーチ機構に寄与する圧縮反力 N r は柱圧縮縁から d c の位置に作用するものする この時, 水平断面内の軸方向力の釣合, 柱心周りのモーメントの釣合からそれぞれ次式が導かれる (9),(1) 式及び (6) 式を (8) 式に代入することで,N a と N r の比率 γが算出される さらに,(6) 式に再代入することで, 袖壁補強柱のせん断耐力 Q を算出することができる 一方, 袖壁補強柱がせん断抵抗している時の, 既存柱部分の応力状態は図 11 と仮定する 既存柱部分には, 壁板のアーチ機構による曲げモーメント, 柱残り部分のせん断抵抗によるモーメント, 壁板の柱部分でのアーチ機構による曲げモーメントが生ずると考えられる これらの曲げモーメントは, 接合面のずれ変形を助長する方向に働くものである この作用曲げモーメントに対して, 鉛直接合面の摩擦抵抗力, 柱引張鉄筋の引張抵抗力, 壁板の柱部分のアーチ機構に伴う圧縮反力が抵抗する この時, 図 11 の応力状態が成り立つための条件式は次式で表される ( 2 ) ( 2 ) μq D+ T D d + N D d w c c r c 1 Qwar h+ Qc h+ Nr tan θ ' h 2 (11) (11) 式の条件を満たさない場合, ずれ変形を抑制することが出来ないため, 既存柱と袖壁が分離抵抗するものと考えられる よって,(11) 式を満たさない場合には, 袖壁補強柱が一体性を失うと考えられ,(11) 式は一体性が確保された袖壁補強柱を設計する際の条件式として用いることができる Nr Qc Tc b t Lw D Lw N + N T T T = N (7) a r c c, m w h D D D D Lw Q N a L w N r d c T c d c T (8) = w ここで,T c,m : 柱中間筋の引張抵抗力,N: 作用軸力,h: 内法高さ, D: 柱せい,L w : 袖壁長さ,d c : 引張鉄筋位置である ここで, 圧縮反力 N a と N r の比を γ:(1 γ) とおくと,(7) 式より,N a,n r はそれぞれ次式で表される Qwar Nr Qc Tc N = γ ( T + T + T + N) (9) a c c, m w 1/2h Qw μ Na Nr Tc Tw Qwar b t Lw D Lw 図 1 水平断面の応力状態 Qc Tc Nr 図 11 既存柱部分の応力状態の仮定

7 表 7 計算結果一覧 試験体 γ Q c Q war Q tr Q car [-] [kn] [kn] [kn] [kn] SW-CL-*-JL SW-CH-*-JL SW-CH-*-JH 実験値 eqmax [kn] % SW-CH-*-JL γ=.43 +1% SW-CL-*-JL γ=.34-1% 計算値 Q [kn] 図 12 提案手法による計算値と実験値の比較 SW-CH-*-JH γ=.57-2% 上記, 提案手法を試験体 SW に適用する 袖壁横筋の影響は考慮していないため, 試験体 SW に適用する場合には, 柱帯筋比及び鉛直接合筋比がパラメータとなる 提案手法を試験体 SWに適用した場合の, 主要諸元の計算結果の一覧を表 7に示す また, 提案手法による計算せん断耐力 Q と実験時最大耐力 eqmax を比較した結果を図 12 に示す ただし, 摩擦係数 μは文献 14) より, 1. とした 計算値は実験値とほぼ同等であり, 評価精度は非常に良い また, いずれの試験体も一体性の条件式 (11) 式を満たすため, 本実験における試験体は, 一体性が確保されており, 接合部は充分な配筋が施されていたと判断される 6. 破壊形式判定クライテリア本実験では試験体 SW で, 袖壁端部から柱を貫通するような大きなせん断ひび割れが発生して最大耐力となる破壊形式 ( 以下, 全体せん断破壊 ) と, せん断ひび割れの発生と同時に鉛直接合面がスリップして最大耐力となる破壊形式 ( 以下, 接合部破壊 ) が確認された 柱帯筋比の少ない試験体 (SW-CL-*) は全体せん断破壊, 柱帯筋比の多い試験体 (SW-CH-*) は接合部破壊となった これらの破壊形式は既往の袖壁付柱の実験においても確認されている 15) しかし, 現状の設計方法ではいずれもせん断破壊と判定され, 二種の破壊形式を分類する方法は存在しない 試験体 SW の正方向加力時での水平荷重 変形角関係の包絡線を図 13 に示す 図中の白抜印は全体せん断破壊した試験体を, 黒塗印は接合部破壊した試験体を表す 柱の帯筋比の違いによる最大耐力の差異が見られるが, 概ね最大耐力までは同様の挙動を示している 最大耐力以降は, 全体せん断破壊では耐力低下が著しいのに対し, 接合部破壊では耐力低下は緩やかであり, 比較的高 い耐力を維持している 接合部破壊の場合は, 柱と袖壁が分離するために, 独立柱の曲げ強度程度の耐力が維持される また, 損傷後の補修も比較的容易になると考えられる よって, これらの破壊形式を分離することは非常に有効である そこで, 破壊形式を判定するクライテリアを提案する 接合部破壊は袖壁端部からのせん断ひび割れから始まり, せん断ひび割れが接合部に達した際に, 柱がせん断破壊型の場合は全体せん断破壊に, 曲げ破壊型の場合には接合部破壊になると考える 試験体 SW の既存柱はいずれも曲げ破壊型ではあるが, 袖壁が取り付くことによる影響を考慮しなくてはならない 袖壁補強柱がせん断抵抗する場合, 袖壁端部からの壁板のアーチ機構が形成される ( 図 9) この壁板のアーチ機構による圧縮束は, 柱端部を拘束すると考えられる ( 図 15) 柱端部の拘束により, 見かけのせん断スパン比が減少するため, 柱のせん断余裕度が低下し, 既存柱が曲げ破壊型であっても全体せん断破壊型となる可能性がある 柱断面及び袖壁補強柱断面で平面保持が成り立っていると仮定し, 柱側面及び袖壁側面で計測した変位 ( 図 6) 差から求めた, 柱及び全体の曲率分布を図 14 に示す 上下端付近 ( 端部から 6mm の位置 ) では, 柱の曲率と全体の曲率に差異が見られないが, 中央部付近では柱の曲率が比較的高く出ている これは, 端部では柱と袖壁がある程度一体的に挙動していることを示しており, 柱端部が拘束されていると考えられる また, 柱部分には拘束領域以外に配された鉛直接合筋のせん断抵抗 aq に伴って付加的なモーメント 3) が発生すると考えられる ( 図 15) 柱に付加モーメントが作用した場合, 図 16 に示すように, 既存柱に曲げ強度時のせん断耐力 cq mu ( 図 16 中の点線 ) 以上のせん断力が生ずる そこで, この付加モーメントを加味したせん断力 cq mu を柱の曲げ強度時せん断力とし, 独立柱のせん断強度 cq su と比較することで柱の破壊形式を判定するものとする 以上を踏まえ, 袖壁補強柱の破壊形式を判定するクライテリアを図 16 に示す 拘束領域の範囲については今後の検討課題であるが, 本論文では図 15 を参考に, 拘束領域の範囲を柱端部から 14mm( 袖壁長さの半分 ) と仮定した また, 付加モーメントを作用させる鉛直接合筋のせん断抵抗力 aq は, 拘束領域を除く接合面中央部付近の接合筋のみを考慮し, 対象とする鉛直接合筋は全てせん断抵抗した場合の総和とした 試験体 SW に本クライテリアを適用した結果を表 8 に示す 本クライテリアにより判定さ SW-CL-WL-JL SW-CL-WH-JL SW-CH-WH-JL SW-CH-WH-JH SW-CH-WH-JI 1/2 1/1 1/5 水平部材角 [rad] 図 13 試験体 SW の正加力時の包絡線

8 1 1 Q 高さ [mm] 1/4 1/ /2 1/2 最大強度 最大強度 曲率 [ 1-6 /mm] 曲率 [ 1-6 /mm] 図 14 曲率分布 ( 試験体 SW-CH-WH-JH) ( 左 : 柱, 右 : 全体 ) 拘束域を考慮した強度算定 Yes 75 5 全体せん断破壊 cqmu/cqsu 1.? Yes No 鉛直接合筋せん断応力による付加モーメントを考慮 (cqmu )/cqsu 1.? No 接合部破壊 高さ [mm] 図 17 破壊形式判定クライテリア 75 5 有効高さ h 圧縮束による拘束図 15 柱端部の拘束 Q 三角形分布 付加モーメント 図 16 付加モーメント 表 8 評価結果一覧 柱強度 ( 拘束考慮 ) 判定 付加力付加力考慮 判定 試験体名 *1 cq mu *2 cq su cq mu / c Q su a Q *3 cq mu ' *4 cq mu '/ c Q su 破壊 実験 kn kn 1.? kn kn 1.? 形式 結果 SW-CL-WL-JL No Yes せん断 せん断 SW-CL-WH-JL No Yes せん断 せん断 SW-CH-WH-JL No No 接合部 接合部 SW-CH-WH-JH No No 接合部 接合部 *1 N 2 cm u.68 p.23 t Fc + 18 cmu =.8atσ yd+.5nd 1 cqmu = cqsu = +.85 pwσ y +.1σ bj bdfc h' M / Qd +.12 記号は文献 1) による記号は文献 1) による *3 a Q : 拘束領域を除く中央部鉛直接合筋のせん断強度の総和 *4 Q ' = Q + Q D/ h *2 ( ) c mu c mu a れた破壊形式は, 実験結果と一致しており, 本クライテリアは概ね有効である 今後は, 他の条件や片側袖壁補強柱の場合も検討し, 本クライテリアの妥当性や適用範囲を明確にする必要がある また, 拘束領域についても検討する必要がある 7. まとめ本研究では, 両側袖壁補強柱の静的水平載荷実験を行い, 以下の知見を得た (1) 鉛直接合部に充分な接合筋が配された両側袖壁補強柱の終局強度は, 既往の袖壁補強柱の終局強度評価式ではかなり安全側に評価される また, 袖壁付柱の終局強度評価式を用いた場合には概ね適切に評価することができる (2) 袖壁補強柱のせん断抵抗時の応力状態を仮定し, 力の釣り合いから, 全体の強度の評価する式を導出し, 本実験の試験体では評価精度が良好であることを確認した また, 既存柱部分の応力状態から, 袖壁補強柱の一体性を確保するための条件式を提案し, 本実験の試験体は一体性が確保されていたことを確認した (3) 全体が一体となってせん断破壊するせん断破壊と, 柱と袖壁が分離する接合部破壊といった破壊形式を確認し, 破壊形式による挙動の差異を明らかにした 壁板の伝達せん断力に伴う圧縮束による柱端部の拘束, 鉛直接合筋のせん断抵抗による付加モーメントを考慮し, 上記の破壊形式を判断するクライテリアを提案し, 本実験においては概ね適用可能であることを示した 5B 参考文献 1) 日本建築防災協会 :21 年改訂版既存鉄筋コンクリート造建築物の耐震改修設計指針 同解説,21 2) 東洋一, 大久保全陸, 藤又康 : 鉄筋コンクリート袖壁付き柱の逆対称繰返し加力実験 ( その 2: 壁厚の異なる場合, 袖壁を付加して補強する場合 ), 日本建築学会大会学術講演梗概集,pp ,1974 3) 東洋一, 大久保全陸, 藤又康 : 鉄筋コンクリート建物の補強方法に関する実験的研究 ( その 3 プレキャスト袖壁付加補強柱の剛性と強度 ), 日本建築学会大会学術講演梗概集,pp ,1976 4) 大久保全陸, 大橋弘一, 重松和憲 : 被災した柱に袖壁を付加して復旧させた場合の復旧効果, コンクリート工学年次講演会論文集,Vol. 7, pp ,1985 5) 加藤大介, 大塚祐二 :RC 造増設袖壁付き柱の静加力実験, コンクリート工学年次論文集,Vol.25,No.2,pp ,23 6) 本多良政, 加藤大介, 本間敬, 南部昌隆 :PCa 袖壁で簡略補強された既存 RC 柱に関する実験, コンクリート工学年次論文集,Vol.26,No.2, pp ,24 7) 加藤大介, 本多良政, 田中寛徳 : 接着系鋼板を用いた RC 造増設袖壁付き柱の静加力実験, コンクリート工学年次論文集,Vol.27,No.2, pp ,25 8) 本多良政, 加藤大介, 南部昌隆, 本間敬 : 増設袖壁で補強された RC 造柱のせん断耐力評価法, コンクリート工学年次論文集,Vol.27,No.2, pp ,25 9) 日本建築防災協会 :21 年改訂版既存鉄筋コンクリート造建築物の耐震診断基準 同解説,21 1) 日本建築センター :27 年度版建築物の構造関係技術基準解説書,27 11) 壁谷澤寿成, 壁谷澤寿海, 東條有希子, 壁谷澤寿一 : せん断破壊型袖壁付き柱に関する実験的研究, コンクリート工学年次論文集,Vol.3,N.3, pp.15-12,28 12) 裵根國, 壁谷澤寿海, 金裕錫, 壁谷澤寿一 : 片側袖壁付き柱と両側袖壁付き柱のせん断耐力算定法の比較, コンクリート工学年次論文集,Vol.31, No.2,pp ,29 13) 日本建築学会 : 鉄筋コンクリート造建物の靱性保証型耐震設計指針 ( 案 ) 同解説, ) プレハブ建築協会 : プレキャスト建築技術集成第一編プレキャスト建築総論,23 15) 田尻清太郎, 澤井謙彰, 磯雅人 : 鉄筋コンクリート造袖壁付き柱のせん断性状に関する実験的研究, コンクリート工学年次論文集,Vol.31,No.2, pp ,29 謝辞本研究は, 科学研究費補助金 ( 基盤研究 B, 課題番号 既存鉄筋コンクリート造柱の袖壁補強による連成抵抗機構の評価に関する研究, 代表勅使川原正臣 ) により行われた