AP 工法 による増設壁補強計算例 (1) 設計フロー RC 耐震改修設計指針に示された 中低層鉄筋コンクリート造建物を対象とした開口付き増設壁に AP 工法 を用いて強度抵抗型補強とする場合の補強壁 ( せん断壁 ) の設計フローを示す 周辺架構から補強壁に期待できる耐力の目安をつけ プロポーション ( 壁厚さ 開口形状 寸法 ) ならびに配筋を仮定する 補強壁架構のせん断耐力を計算する せん断破壊するときのメカニズムは 次の (1) (2) のいずれか小さい耐力とする (1) 壁板と周辺の柱 梁とが一体であるとみなして計算されたせん断耐力 (2) 増設壁板内のり部分のせん断耐力と柱の耐力を変形の状態を考慮して合算した耐力 接合部の設計接合面に配置するあと施工アンカーは 補強壁のせん断破壊するときのメカニズム耐力から 引張側柱のパンチングシア耐力と圧縮側柱の変形の状態を考慮した耐力を考慮差し引いた耐力以上とする 開口補強筋の設計開口補強筋は 補強壁のせん断破壊するときのメカニズム耐力から両側柱の変形の状態を考慮した耐力を差し引いた設計用せん断力に対して 開口廻りに生じる縁張力以上の補強筋とする YES 周辺架構を含む曲げ耐力 を計算し せん断破壊するときの耐力以上であることを確認する YES 周辺架構を含む回転耐力 を計算し せん断破壊するときの耐力以上であることを確認する YES NO NO NO NO END 解図 16-1 AP 工法による補強壁 ( せん断壁 ) の設計フロー (2) 仮定条件 RC 造補強架構部の 全体曲げ降伏型 および 基礎回転破壊型 の耐力は 境界梁 直交梁 基礎などにより左右されるので ここでは これらの破壊モードは生じないものと仮定して補強計算例をすすめる 補強壁のプロモーションは 壁中央部に H16 125 mm の採光窓を設け 地上 1 ~ 階まで連層する 連層壁とする 本計算例では 最下層である 1 階部分についてのみ行う
解図 16-2 既存 RC 架構と AP 工法 による補強壁架構の主要寸法 () 材料強度 () 既存部位コンクリート強度 : F 18 (N/mm 2 ) (b) 補強部位 4 ヤング係数 : E 1 97 (N/mm 2 )New RC 式による 鉄筋降伏点強度 : s 294 (N/mm 2 )SR24 AP モルタル のせん断強度設計 に用いる圧縮強度 : F (N/mm 2 ) 4 ヤング係数 : E 2 2 (N/mm 2 ) 鉄筋降伏点強度 : s 4 (N/mm 2 )SD295A (4) 既存柱の終局耐力ならびにパンチングシア耐力 ( 配筋 ) 主筋 16-22φ Hoop 9φ-@2 F 18 (N/mm 2 ) 軸力 N6 解図 16 柱断面 () 柱の曲げ降伏時せん断耐力 - 4b D F 4 6 6 18 2592 > N6 ( 長期軸力 )
19 t mm 2 (5-22φ) æ N ö C U 8t s D 5N D ç1- è b D F ø 8 19 294 6 52 m C Qmu 2 C U h 2 52 1 5697-6 5 6 6 æ 6 ö ç1 - è 6 6 18 ø (b) せん断耐力 { t ( b D) } { 19 ( 6 6) } 528 ( x b) 127 ( 2 6) 6 ( Q d ) 522 ( 696 55) 1 6 N ( b D) 6 ( 6 6) 2 79 P t % P s (N/mm 2 ) 2 Pt ( 18 + F) ( Q d ) 12 æ 5 ö C QSUç 85 P s 1s 8 b D è ø 2 æ 5 528 6 ö ç 85 6 294 1 2 79 è 1 6 + 12 ø ( 1 11 475 279) 288 58 8 6 6 したがって 既存柱の終局耐力は Q C U 58 ( せん断破壊型 ) となる () パンチングシア耐力 ( 52 D) ( 52 1 ) 4 ( b D) ( 6 6) 169 K 4 + min 4 + Pg g s 68 N ( b D) ( 6 6) 2 79 6 (N/mm 2 ) s s + P g s 169 294 + 2 797 76 (N/mm 2 ) F - 2 75 19 < s < 66F 11 88 (N/mm 2 ) より t 22F + 49s 22 18 49 7 767 76 (N/mm 2 ) P Q C K t b D min - 4 7 76 6 6 1117
(d) 既存柱の強度寄与係数 せん断柱の終局時変形角 R : 柱の強度寄与係数 7 ( R 1 ) ( ) R m 7 R 25 R m S SU ここで R m ( h H ) Rm ( 1 5 ) 1 187 1 74 1 25 ( 1 187, h D1 5 62 5) R m 7 [( 1 25) ( 1 25) ] 1 Q 1 697 () mu R 25 1 R SU 697 > 58 より 25 Q SU 解図 よって 増設壁に取付く既存せん断柱の強度寄与係数は 1 S である (5) 補強壁架構のメカニズム時耐力の算定 う 接合部のすべり破壊が生じないものと仮定して 下記 2 つのメカニズム時耐力の算定を行 () 増設壁板と周辺の柱 梁とが一体であるとみなして計算されたせん断耐力 (b) 増設壁板内法部分のせん断耐力と柱の変形の状態を考慮した耐力を合算 なお 増設壁板の厚さならびに配筋を次のように仮定する 増設壁板の厚さ :2mm 増設壁板の配筋 : タテ ヨコ共 D1-@2( ダブル ) () のメカニズム耐力 Q Q 2 Pt ( 18 + F) ( Q L) 12 æ ö ç 5 85 P s + s b j g w w 1 e è ø P A 68 18 8 (%) t g å w ( Q L) 6 P h ( P L) 6 8 ( 66) 1 15 beå Aw L18 6627mm P w { w ( x be )} s w { 254 ( 2 27) } 4 1 6 s 1s 1 6 2 18 112 2 æ 5 8 48 ç 85 è 1 15 12 ö 1 6 112 27 6 g ø ( 1 56 + 1 8 112) 168 458 g ここで g 1 -h h ( 1 6 1 25) ( 6 4 ) 29 ( 1-29) 21 4
(b) のメカニズム耐力 Q Q + 2 Q 1 Q P w w w w s t L g ( 2 2) 65 P w 254 ws 4 (N/mm 2 ) t 2 w mm L w 54 mm g 71 65 4 2 54 71 Q 1 ( F 2 P s ) t L g Q 5 2 w + w w w w ( 2 5 65 4) 2 54 71 1985 > 167 Q Q 1985 2 Q 1 167 Q 1985 + 2 1 58 61 <() のメカニズム耐力 よって 補強壁のメカニズム時耐力は (b) の ある Q + 2 Q で決定され 61 で (6) 接合部の設計 補強壁架構メカニズム時耐力を設計用せん断力 Q として 接合部のすべり破壊が生じない ように配慮する Q 61 p Q + Q j + Q D Q j 61 - pq - Q 61-1117 -1 58146 あと施工アンカーのせん断耐力 ( 接合筋 D19(SD45) を用いる ) 鋼材で決まる耐力 : q 7 s 1 e 7 4 287-68 9 / 本 支圧で決まる耐力 : q 4 E s q 68 4 2 e B e 4 4 1 97 18 287-68 4 / 本 D 必要本数 n は n Q j q 146 68 4 2 6 21本接着系アンカー D19 シングル配置した場合のピッチ X は X L n ( 54 2 ) 21 - < 両側はしあき寸法を考慮した L とする> 247mm 2mm ピッチとする 接合部がすべり破壊するときの架構耐力は
j ( L X ) q ( 52 2) 68 41778 Q INT INT Q Q + Q + Q p j 1117 + 1778 + 1 58 4 > QD 61 よって 接合部破壊は生じない (7) 開口補強筋の設計 補強壁架構メカニズム時耐力から 両側既存柱の耐力を差し引いたものを 開口補強筋設計用せん断力とする Q Q - 2 Q D w 61-2 1 58 1985 開口高さ : h 125 mm 開口長さ : 16 mm 階高 : H4 mm スパン長 : L6 mm 鉛直縁張力 h 125 T 1985 282 ( L - ) 2( 6-16) V Q D 2 水平縁張力 H 16 4 T 1985 85 6 ( H - h ) L 2( 4-125) H Q D 2 付加斜張力 h + 125 + 16 TD Q D 1985 4 2 2 L 2 2 6 タテ筋 ヨコ筋 tv T V s 282 4 82 mm 2 設計 4-D19( 1148 mm 2 ) th T H s 85 4112 mm 2 設計 4-D19( 1148 mm 2 ) 付加斜張力に対する補強筋に算入できる開口周辺の鉛直及び水平方向補強筋の有効 断面積 ( t V th ) 2 + 1264mm 2 ( 2 D1) 894 t t 1148-254 mm 2 V H - td TD s - 4 4-1264 t t 解図 16-5
マイナス値 ( 必要なし ) 参考までに 本例題における補強壁架構の 全体曲げ耐力 と 回転耐力 を算定し メ カニズム時耐力が せん断破壊型 であることを確認する ( 仮定条件 ) 境界梁ならびに直交梁の耐力を解図 61-6 のように仮定する 壁の外力 1 階柱中間よりフーチング下端までの重量 N F は 294 とする 分布を等分布と仮定する 基礎形式は杭基礎とする 浮き上がり時の杭の引抜き抵抗を 1569 とする < 建築基礎構造設計指針 ( 日本建築学会 ) により 杭の極限引抜き力を採用する > 1 階柱軸方向力 ( 長期 ) は N6 とする () 全体曲げ耐力 1 階壁脚曲げ降伏時の耐力とする 外力によるモーメント( ) ( 11 4 + 7 6 + 8) P < 等分布 > 22 8P 1 階壁脚曲げ耐力 ( U ) U t 解図 16-6 周辺架構耐力の仮定 ( T n) 5 s Lw + 5å Lw N L w
ここで 壁タテ筋の項目 5 ( T n) L は あと打ち壁であることを考慮して脚部 å w 樹脂アンカー 19φ@2( シングル ) の引抜き耐力以下とする アンカー 1 本あたりの引抜き耐力は T 1 s 4 287 98 4 T 976A 2 2 s B AC C @ 2 mm Le 8d d 19 mm として 2 2 2 { p - p ( q 9) + SIN 2q } ( Le + d 2) - ( p 4 d 2) - ( p 4 d ) 976 976 516 5 4 / 本 T s 21 p d L B e 18 21 14 19 7 19 7 5 t/ 本 コーン状破壊で決まり T 5 4 / 本 アンカー本数 n は n INT ( L @) INT ( 52 2) 27 本 ( 16 8) 294 6 5 ( 5 4 27) 6 5 6 2 6 U 725 + 482 + 66 284 m 境界梁の曲げ戻し効果( å ) å x ( 485 ) + ( 267 ) + ( 126 ) 6 1455 + 81 + 2268 4524 m 直交梁の曲げ戻し効果( åq ) åq 17 411 モーメントの釣合い 外力によるモーメント ( する å x + åq L U 22 8P284 + 4524 + 411 6 22 8P278 P1221 x 1 階壁脚曲げ降伏時せん断耐力 Q mu P 1221 66 > Q 61 (b) 回転耐力 x ) と内力のモーメントとの釣合いより 曲げ耐力を算定 回転耐力は 引張側が浮き上がる時だけを考慮して耐力を算定する
外力によるモーメント( ) フーチング底面を基点として算定する ( 1 2 + 9 4 + 5 6) P < 等分布 > 28 2P 境界梁の曲げ戻しモーメント( å ) å x ( 485 + 472) + ( 267 + 472) + ( 126 + 157) 6 1927 + 127 + 264 m 直交梁の曲げ戻し効果( åq ) å Q 17 + 26617 浮き上がり抵抗力 ( N F ) N F ( 長期軸力 )+( フーチング自重 )+( 杭の引抜き力 ) 6 + 294 + 1569 2869 モーメントの釣合い 外力によるモーメント ( する ( Q + N F ) Lx + ( 617 + 2869) 6 å x + å 28 2P64 28 2P2726 P969 x ) と内力のモーメントとの釣合いより 回転耐力を算定 基礎浮き上がり時の回転耐力 Q RU P 969297 < Q 61 よって 補強壁架構のメカニズム時耐力は基礎回転型で決定されるが せん断耐力に対す る比は 15 であることから F1 となる
解図 16-7 補強詳細図例