コンクリート工学年次論文集，Vol.29，No.3，2007 論文鉄筋コンクリート造長方形断面コア壁の構造性能細矢博*1 要旨：コア壁を採用する建物が多くなりつつあるが，コア壁の変形性能を確保するためにどの程度壁端部を補強すべきか十分な資料が得られていない。このため，長方形断面のコア壁に対して，壁端部の拘束範囲，拘束筋量を因子とした加力実験を行った。その結果，軸力比が0.2では壁厚の2倍程度の範囲を拘束すると十分な変形性能を確保できた。限界変形角は，拘束筋量の増大に伴い向上したが，配筋法によっても影響を受けた。それを考慮した拘束筋指標と限界変形角とには相関関係が認められた。また，偏平な壁でも平面保持の仮定が成り立ち，コンファインド効果を考慮した断面解析では，曲げ強度を8～15％安全側に評価した。キーワード：鉄筋コンクリート，コア壁，構造性能，加力実験 1. はじめに加力方向近年，超高層鉄筋コンクリート(RC)造の建物 4.0 では，中央部に耐震壁(以後，コア壁と記す)を配 6.4m 0.8 4.0 コア壁柱 4.0 置し，外周フレームと組み合わせて架構を形成する事例が多くなりつつある。この様な状況か 0.8 ら，コア壁の構造性能に関して多くの研究が行外周フレームコア壁実験対象部位われてきたが，コア壁の強度や変形性能を確保するために壁端部をどの程度の範囲で拘束すべ図－１実験対象建物の平面のイメージきか，また，どの程度の拘束筋量を配筋すべき倍，No.2では3倍とした。計画段階での拘束筋量か未だ十分な研究データの蓄積がなされていな (pwσwy)は，No.2ではNo.1の1.0倍に，No.3では約いと思われる。このため，それらを実験因子と 1.3倍に，No.4では約2.6倍にした。シアスパン比した加力実験を行い，最大耐力，変形性能などは各試験体とも2.0に設定した。の構造性能について検討した。 2.2 使用材料コンクリートおよび鉄筋の材料試験値を表－ 2. 実験計画２，表－３に示す。コンクリートの設計基準強 2.1 試験体度 (Fc) は 60N/mm2 である。鉄筋は，柱主筋に試験体は，図－１に示すようなセンターコア D10(SD390)，壁筋にD6(SD390相当)，拘束筋に壁形式の超高層建物の中央部に位置する長方形 D4(SD295相当およびSD785相当)を用いた。断面の壁の下層階4層分を対象としたものであ 2.3 加力方法る。試験体の諸元を表－１に，形状･寸法，配筋一定軸力を加力しつつ，試験体頂部に対しての例を図－２，図－３に示す。試験体の縮小率カンチレバー形式で水平方向に，No.1，No.2では実物の約1/6で，試験体数は4体であり，いずれはR=1/800～1/50radの，No.3，No.4では1/800～も曲げ破壊型に計画した。実験因子はコア壁両 1/33の正負交番漸増繰返し加力を行った後，正方側の端部柱拘束範囲および拘束筋量である。拘向へ単調加力した。軸力(N)は1720kNであり，公束範囲(Lc)は，No.1，No.3，No.4では壁厚(D)の2 称軸力比(η=N/(DLFc))は0.2である。 *1 (株)奥村組技術研究所博士(工学) (正会員) -313- 表－１試験体諸元試験体名 No.1 No.2 No.3 No.4 134 壁厚 D(mm) 断面寸法 1070 壁成 L(mm) 内法高さ 1940 h(mm) 加力点高さ 2140 H(mm) 2.0 シアスパン比 H/L 268 (2D) 端部柱拘束範囲 (mm) 268 (2D) 402 (3D) Lc 17-D10 (SD390) 端部柱主筋 16-D10 (SD390) 22-D10 (SD390) 2-D6@57 (SD390) 壁縦筋 2-D6@57 (SD390) 2-D6@56 (SD390) 2-D6@60 (SD390) 壁横筋 2-D4@40 (SD295) 加力平行方向 2-D4@30 (SD295) 2-D4@40 (SD785) 閉鎖型拘束筋 2-D4@40 (SD295) 加力直交方向 2-D4@30 (SD295) 2-D4@40 (SD785) サブ拘束筋加力直交方向 5-D4@40 (SD295) 8-D4@40 (SD295) 5-D4@30 (SD295) 5-D4@40 (SD785) D4@40 (SD295) 中間拘束筋加力平行方向 D4@30 (SD295) D4@40 (SD785) 中間拘束筋中間拘束筋閉鎖型拘束筋閉鎖型拘束筋サブ拘束筋サブ拘束筋 165 P ・本報告では，鉄筋の名称を下図に示すように呼称するが，本文中では閉鎖型拘束筋，中間拘束筋，サブ拘束筋を総じて拘束筋と記している。・拘束筋量 pwσwy は，加力方向，加力直交方向ごとに，それぞれ同一方向の閉鎖型拘束筋，中間拘束筋，サブ拘束筋の pwσwy を積算して求めている。壁縦筋 D6(SD390) @57 閉鎖型拘束筋 D4(SD295)@40 柱主筋 D10(SD390) 1940 17 柱主筋 D10(SD390) 壁横筋 D6(SD390) @60 壁縦筋 D6(SD390)@57 壁横筋 D6(SD390)@60 No.4 中間拘束筋 D4(SD295)@40 サブ拘束筋 D4(SD295)@40 閉鎖型拘束筋 D4(SD785)@40 柱主筋 D10(SD390) 17 拘束筋 D4(SD295) @40 510 壁縦筋 D6(SD390)@57 壁横筋 D6(SD390)@60 No.1 中間拘束筋 D4(SD785)@40 サブ拘束筋 D4(SD785)@40 17 39 〃〃〃〃 39 56 57 〃〃〃〃〃〃 57 56 39 〃〃〃〃 39 17 拘束範囲　268 715 1070 (mm) 50 50 17 No.1 134 1070 N 50 50 17 200 200 165 2140 1720 N(kN) 400 軸力　134 端部柱拘束筋の配筋模式図 534 715 図－２形状･寸法，配筋例（鉛直断面）拘束範囲　268 1070 図－３形状･寸法，配筋例（水平断面）表－３鉄筋材料試験値表－２コンクリート材料試験値圧縮強度圧縮強度時引張強度弾性係数ひずみ度試験体 εc0 σt Ec σB (N/mm2) (×10-6) (N/mm2) (kN/mm2) No.1 63.8 2650 4.25 32.9 No.2 No.3 66.9 2600 4.57 35.7 No.4 セメントには普通ポルトランドセメントを用いた。粗骨材には最大粒径15mmの砕石を用いた。部位呼び名柱主筋壁筋拘束筋柱主筋 No.3 壁筋 No.4 拘束筋 D10 D6 D4 D10 D6 No.1 No.2 D4 降伏強度降伏ひずみ度引張強度 σsy εsy σsu (N/mm2) (×10-6) (N/mm2) 433 2110 581 443 2160 605 353 1720 528 397 1940 612 486 2370 631 357 1740 501 849 4140 933 [破断伸び(%)]　No.1,No.2 D10：24, D6：23, D4：27 No.3,No.4 D10：22, D6：21, D4(SD295)：28, D4(SD785)：12 -314- 3. 実験結果 3.2 せん断力(Q)－頂部変形角(R)関係 Q－R曲線を図－４に示す。曲線には観察され 3.1 破壊経過および破壊状況最終破壊状況を写真－１に示す。No.1～No.4 た主な現象も示している。また，Q－R曲線の包では，R=1/1400～1/1250radで曲げひび割れが発絡線の比較を図－５に示す。拘束範囲が異なる生した。端部柱主筋が1/550～1/420で圧縮降伏し， No.1とNo.2を比較すると，両試験体とも曲線のその後のサイクルの1/290～1/240で引張降伏し形状，破壊に至る経過，限界変形角は似ており, た。No.1～No.3では1/190～1/170で加力直交方向本実験の場合，拘束範囲の違いによる影響は小の拘束筋が降伏，1/95～1/75で加力平行方向の拘さかった。限界変形角(Ru)は1/39～1/37であった。束筋が降伏した。No.4では拘束筋に高強度鉄筋地震応答解析(L2)でのコア壁の最大層間変形角を用いているため降伏が遅く，1/55～1/50で加力＊＊＊＊＊拘束範囲平行方向，直交方向の順に降伏した。1/220～ 1/150でかぶりコンクリートが圧壊し始め，No.1， No.2では1/33のサイクルで脚部コンクリートの圧壊領域が広がり，柱主筋の座屈が進み壁中央囲の違いによる破壊状況の差はさほどみられな [No.2：R=1/33rad 後] [No.1：R=1/33rad 後] も損傷を受けて急激に荷重が低下した。拘束範拘束範囲かった。一方，No.3，No.4では，圧壊領域は壁厚の2倍程度の脚部に限られており，最大荷重に至った後も急激な荷重の低下はなかったが，1/33 のサイクルで柱主筋が座屈，1/20のサイクルで破断し，荷重が低下した。なお，各試験体とも最写真－１最終破壊状況せん断力　Q(kN) [No.1] [No.1] せん断力　Q(kN) Ru 10 20 30 Qmax CCY HITY 40 50 CTY HOTY SCF 0.8Qmax Ru 10 700 600 500 400 300 200 ΔQ=-NR (N=1720kN) 100 0 -100 0 -30 -20 -10 -200 -300 -400 -500 -600 -700 [No.2] [No.2] 変形角　R(×10 -3rad) 700 600 500 400 300 200 ΔQ=-NR (N=1720kN) 100 0 -100 0 -30 -20 -10 -200 -300 -400 -500 -600 -700 [No.3] [No.3] 0.8Qmax 20 30 40 50 Qmax：最大強度，CTY：柱主筋の引張降伏，CCY：柱主筋の圧縮降伏， HOTY：閉鎖型拘束筋(加力直交方 Qmax CTY 向)の引張降伏，HITY：閉鎖型拘束 HOTY 筋 ( 加CCY 力平行方向)の引張降伏， HITY SCF SCF：かぶりコンクリート圧壊開始せん断力　Q(kN) せん断力　Q(kN) 終破壊まで面外方向への損傷は生じなかった。 700 600 500 400 300 200 ΔQ=-NR (N=1720kN) 100 0 -100 0 -30 -20 -10 -200 -300 -400 -500 -600 -700 図－４せん断力－頂部変形角関係 -315- 0.8Qmax Ru 10 20 30 40 50 ※限界変形角 Ru： Q-R 曲線の包絡線上で Qmax CTY CCY HOTY 荷重が最大強度の 80％ HITY SCF に低下した時の変形角変形角　R(×10 -3rad) 700 600 500 400 300 200 ΔQ=-NR (N=1720kN) 100 0 -100 0 -30 -20 -10 -200 -300 -400 -500 -600 -700 [No.4] [No.4] 変形角　R(×10 -3rad) [No.4：R=1/20rad 後] [No.3：R=1/20rad 後] 0.8Qmax Ru 10 20 30 Qmax CCY HITY 変形角　R(×10 -3rad) 40 CTY HOTY SCF 50 (1)拘束範囲による違い -20 Lc=2D せん断力　Q(kN) せん断力　Q(kN) -30 700 600 500 400 300 200 100 0 -100 0 -10 -200 -300 -400 -500 -600 -700 3D 10 20 30 40 50 -30 -20 No.1 No.2 (2)拘束筋量による違い変形角　R(×10 -3rad) 700 600 500 6.84 400 300 pwσwy 3.83 200 =2.84N/mm2 100 0 -100 0 -10 10 20 30 40 50 -200 -300 No.1 -400 No.3 -500 No.4 -600 -700 No.3 は No.4 に比べ拘束筋量 pw σ wy は小さいが，拘束筋のピッチが狭いため，Q-R曲線の包絡線は優っている。変形角　R(×10 -3rad) 図－５Ｑ－Ｒ曲線の包絡線の比較は1/120程度であることから，拘束範囲が2Dでもに与える結果となっている。一方，略算式は3～十分な変形性能を有しているといえる。一方， 13％危険側に評価した。本実験では，せん断余拘束範囲が同一のNo.1とNo.3，No.4を比較する裕度の計算値(広沢式／断面解析)は約1.4であっと，No.3，No.4ではpwσwyの実測値がNo.1比べてたが，せん断破壊には至らなかった。 1.3～2.4倍大きいため，最大強度発生以降も荷重 3.4 拘束筋のひずみ度の低下はほとんどみられず変形性能に富んでい加力直交方向の閉鎖型拘束筋およびサブ拘束た。Ruは1.8～1.9倍に増大し1/22～1/20であり，筋のひずみ度分布の例をNo.3について図－７に拘束筋量の違いによる影響が顕著に認められた。示す。端部から約1.5Dの範囲の拘束筋は1/33まで 3.3 最大強度の実験値と計算値との関係に降伏したが，それより離れた拘束筋は降伏に最大強度の実験値と計算値との関係を表－４至らなかった。本実験では，軸力比が0.2であっに示す。曲げ強度の計算値はファイバーモデルたが，1.5D以遠の拘束筋の効果は小さかったとによる断面解析と脚注に示す略算式 1）から求め考えられる。他の試験体でも同様であった。た。断面解析では，図－６に示す拘束範囲のコ加力平行方向の閉鎖型拘束筋および中間拘束ンクリートに対するコンファインド効果をNew 筋のひずみ度と頂部変形角との関係を図－８に 2) RCモデルにより考慮した。せん断強度は靭性指 3) 1) 示す。拘束範囲が2DのNo.1では，拘束筋は1/67 針式ならびに広沢式により求めた。断面解析～1/50で降伏した。これに対し拘束範囲が3Dの値は実験値を8～15％安全側に評価した。これら No.2では，破壊した1/40でも降伏に至らなかった。のうち，拘束筋のピッチが狭い場合，高強度鉄鉄筋長が長く拘束効果が考慮範囲筋を用いた場合にはより安全側になっており，低下したためと考える。壁 New RCモデルはコンファインド効果を小さめ一方，閉鎖型拘束筋およ＊＊＊＊＊＊＊＊＊表－４最大強度の実験値と計算値との関係図－６コンファインド効果考慮範囲計算値備考拘束筋量曲げ強度せん断強度実験値／計算値断面靭性加力平加力直最大限界 1) 略算式 2) 広沢式行方向交方向強度変形角解析指針 fQmu iQmu idQsu hQsu Qmax Ru Qmax Qmax Qmax pwσwy pwσwy Qmax /fQmu /iQmu /idQsu /hQsu (N/mm2) (N/mm2) (kN) (kN) (kN) (kN) (×10-3rad) (kN) 601 25.5 556 666 837 767 1.08 0.90 0.72 0.78 2.48 2.84 628 27.1 582 723 837 800 1.08 0.87 0.75 0.78 2.48 2.84 647 49.7 666 856 799 1.15 0.97 0.76 0.81 3.35 3.83 561 628 44.8 666 856 799 1.11 0.94 0.73 0.79 5.97 6.84 565 実験値試験体 No.1 No.2 No.3 No.4 曲げ強度略算式： Mwu=at･σy･Lw+0.5aw･σwy･Lw+0.5N･Lw, Lw=0.9L 1) 拘束筋で拘束されている範囲のコンクリートに対しては，応力－ひずみ関係において，New RC モデルによりコンファインド効果を考慮した。また，拘束されていない範囲のコンクリート（プレーンコンクリート）に対しても，pw=0 として，New RC モデルの応力－ひずみ関係を用いた。曲げ強度は，εc= 3000×10-6 のときの値。 2) 柱せん断強度式を適用した。（Rp=0） -316- 8000 R(×10 -3 rad) 1.25 2.5 5 10 15 20 30 40 4000 降伏ひずみ度 εy 2000 -6 6000 ひずみ度　ε(×10 ) -6 ひずみ度　ε(×10 ) 8000 No.1 No.1 No.2 No.2 6000 H9 H10 H11 H12 H9 H10 No.1 4000 H12 H11 εy1,εy2 2000 No.2 H8 (引張側) 図－７閉鎖型，サブ拘束筋のひずみ度分布び中間拘束筋の長手方向の長さを約2/3に短縮し 2枚を掛け渡すように配筋したNo.4と，通常配筋 4000 30 35 H9 H9 H10 H9 H10 H9 H10 40 H10 H9 No.3, 4 H10 εy4 No.1 εy1 2000 εy3 εy1,εy2,εy3,εy4：No.1,2,3,4 の拘束筋の降伏ひずみ度 0 (b) 拘束効果に優れていることがわかった。 25 変形角　R(×10 rad) No.1 No.1 No.3 No.3 No.4 No.4 0 り比較すると，No.4では1.5～2.5倍程度大きく， 20 -3 6000 のNo.1のH9とH10のひずみ度について平均をと 15 5 10 15 20 25 30 35 40 -3 変形角　R(×10 rad) 図－８閉鎖型拘束筋および中間拘束筋のひずみ度と頂部変形角との関係 3.5 鉛直方向のひずみ度の分布鉛直ひずみ度　εv(×10-3 ) 最大強度近傍の1/67での壁脚部の鉛直方向のひずみ度の分布を図－９に示す。No.1では分布の一部に凹凸がみられるが，各試験体とも概ね直線分布している。偏平率が8.0の壁の曲げ強度を平面保持の仮定のもとに断面解析により求めているが，その妥当性が確かめられた。 3.6 曲げ回転角 No.1，No.2，No.4の壁4か所における曲げ回転壁 60 40 20 0 0 -20 -40 -60 [R=1/67rad] 角と頂部変形角との関係を図－10に示す。拘束 No.1 No.2 No.3 No.4 εv1 εv3 εv5 εv7 εv2 εv4 εv6 圧縮加力方向 (圧縮側) 10 1070 (mm) Xc 中立軸：Xc=（0.24～0.31）L Xc/L=(1.28～1.73)σ0/σB εv1 εv2 εv3 引張 H1 5 8000 -6 H7 H5 H6 0 (a) ひずみ度　ε(×10 ) H3 H4 0 ひずみゲージの高さ方向の位置：スタブより 110mm (=0.82D) ひずみゲージ記号 2D H2 D H8 H7 H6 H5 [No.3] H4 H3 H2 H1 0 εv4 εv5 εv6 εv7 柱主筋が座屈し始める層間変形角は1/50以後である。これゆえ，1/67の段階では，柱主筋の抜け出しは生じていないと判断される。図－９鉛直方向のひずみ度の分布範囲は2D，3Dと異なるが，No.1とNo.2では回転角の履歴は概ね一致していた。拘束範囲の違い荷重の低下を伴わないでNo.1の1.4～2.9倍回転はさほど回転角に影響を与えないといえる。一している。拘束範囲を増大するより拘束筋量を方，拘束範囲は同一であるがpwσwyが2.4倍異な増大する方が変形性能の向上が期待できる。拘らびに高さ0.53Lの断面では，No.4は 25 20 15 10 5 0 [No.1] 1.25 2.5 5 10 -3 15 変形角　R(×10 rad) 20 30 25 510 30 -3 θg θeu θel θelo 様な変形性能の向上が認められた。 θeu θelo+θel θel 60 510 35 曲げ回転角　θ(×10 rad) -3 曲げ回転角　θ(×10 rad) 35 束筋のピッチを狭めたNo.3でもNo.4と同 + θg θelo θeu θel θelo θelo 20 35 θg：加力梁の曲げ回転角 L=1070 15 10 5 0 [No.2] 1.25 2.5 5 10 -3 15 変形角　R(×10 rad) 20 -3 Q - 曲げ回転角　θ(×10 rad) るNo.1とNo.4を比べると，脚部近傍な 25 20 15 10 5 0 [No.4] 図－10 曲げ回転角と頂部変形角との関係 -317- θg θeu θel θelo 30 1.25 2.5 5 10 15 変形角　R(×10 -3 rad) 20 30 脚端部のひずみ度の履歴を図－11に示す。拘束筋量が同一で拘束範囲が2DのNo.1と3DのNo.2を比べると，履歴に大差なかった。拘束範囲を2D 程度確保すればそれ以上拡大しても効果は小さいことがわかる。一方，pwσwyがNo.1に比べ1.3 ～2.4倍であったNo.3，No.4では，No.1に比べ圧変位計測区間 60mm 壁 εv7 εv1 圧縮変位計の計測値を計測区間で除して求めた壁 100 80 60 40 20 0 -20 -40 -60 -80 -100 εv1 εv7 引張鉛直ひずみ度　εv(×10-3 ) 3.7 壁脚端部の鉛直方向ひずみ度の履歴 No.1 No.2 No.3 No.4 1.25 2.5 5 10 15 20 30 変形角　R(×10 -3 rad) 図－11 壁脚端部の鉛直方向ひずみ度の履歴性の向上に寄与しているといえる。No.3はNo.4 60 は3/4であったため，等価な効果が生じている。 3.8 限界変形角と拘束筋指標との関係既往の文献4)で，柱の限界変形角は横補強筋量を軸応力度で基準化した値と相関関係があることを示した。本報告ではそれを参考にすると供加力平行方向加力直交方向 50 s：拘束筋ピッチ db：柱主筋径 40 Ru =6.8(pwσwy/σc )/(s/db)2 30 R2 =0.89 Lc’ Dc’ に比べpwσwyは1/1.8であったが，拘束筋のピッチ限界変形角 Ru (×10 -3 rad) 縮方向のひずみ度が増大しており，拘束筋は靭 20 Ru =7.8(pwσwy/σc )/(s/db)2 10 文献5) 0 0.0 屈によりほぼ決定されたので，拘束筋のピッチ 4.0 6.0 8.0 σc=N/(Lc’Dc’) ここでは，pwσ wy を加力方向 10.0 と直交方向の別々に求め，拘束筋指標 (pwσwy/σc ) /(s/db)2 (×10 -3 ) 図示している。に，実験では，コア壁の変形性能は柱主筋の座 2.0 R2 =0.89 軸力負担領域図－12 限界変形角と拘束筋指標との関係が変形性能に与える影響をオイラーの座屈強度式の細長比(L/i)2の項を用いて評価する。限界変には相関関係が認められた。同指標により変形角と，拘束筋量を軸応力度ならびに細長比の形性能を評価できると考えられる。 2 項で基準化した値(pwσwy/σc)/(s/db) （以後，拘束 5) 軸力比0.2では，加力直交方向の拘束筋は1.5D 筋指標と記す）との関係を図－12に示す。限界の範囲で降伏した。2D以上拘束しても変形性変形角と拘束筋指標とには相関関係があること能に対する効果は小さいと考えられる。が認められる。さらに，これに文献5)による実験 6) 偏平率8の壁でも平面保持の仮定が成り立つ。値を図示すると，ほぼ回帰直線上にあることが 7) 拘束範囲を増大するより拘束筋量を増大するわかる。得られた拘束筋指標によりコア壁の変方が曲げ回転性能の向上を期待できる。形性能を概ね評価できると考えられる。 4. まとめ 1) 本実験の条件下では，拘束範囲が2Dと3Dの場謝辞本実験に際しては，(財)日本建築総合試験所益尾潔構造部長はじめ所員の方々に，ご指導，ご協力いただきました。ここに記して謝意を表します。合，その違いによらず破壊経過や破壊状況に参考文献大差なく，Q－R関係は類似した。 1) 日本建築センター：建築物の構造規定，1997年版 2) 建設省総合技術開発プロジェクト：鉄筋コンクリート造建築物の軽量化・超高層化技術の開発，平成4年度New RC研究開発概要報告書，国土開発技術センター，1993年3月 3) 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・同解説，1999年版 4) 細矢博：Fc=70N/mm2級外殻PCa柱の構造特性と外殻PCa柱の変形性能評価，奥村組技術研究年報， No.31，pp.55～62，2005年 5) 田畑卓，西原寛，鈴木英之：板状超高層住宅の開発(その2)，安藤建設技術研究所報，Vol.9，pp.69 ～77，2003年 2) 拘束筋量(pwσwy)の増大，ならびに拘束筋の配筋法(閉鎖型形状)の違いにより変形性能が向上した。 3) New RCモデルによりコンファインド効果を考慮したファイバーモデルによる断面解析では，曲げ強度を8～15％安全側に評価した。 4) 限界変形角と拘束筋指標(pwσwy/σc)/(s/db)2と -318-