23156 日本建築学会大会学術講演梗概集（北海道） 2013 年 8 月既存鉄筋コンクリート造建築物に分散配置された鉄骨枠付きブレースの補強効果に関する実験的研究（その 3 分散配置した場合の鉄骨枠付きブレース架構の破壊形式に関する一考察）正会員勅使川原正臣*2 正会員 ○大西歩*1 1 正会員田子茂* 正会員中村聡宏*3 正会員鈴木史朗*4 鉄骨枠付きブレース柱・梁接合部分散配置耐震補強側及びブレース端が柱・梁接合部に接続されていない場合（2 層ブレース RC 柱側等）の梁へ伝達されるブレースの水平力は 50％とした。結果，全ての試験体において，体の実験結果に基づき，分散配置に補強した場合の鉄骨柱・梁接合部破壊は生じないという判定となった。枠付きブレース架構の破壊形式に関する考察を行った。試験体 L-0.77 の梁主筋が降伏直前（1/500rad.）の梁の 2. 柱・梁接合部の破壊軸歪分布を図 2 に示す。図 2 より，梁に圧縮軸力が作用正載荷において，試験体 L-1.43 と S-1.43 は柱・梁接合する場合（正載荷）では，梁が全断面圧縮となり，引張部破壊を想定していた試験体であったが，柱・梁接合部鉄筋が引張降伏していないことが確認された。破壊は生じなかった。破壊形式が想定と違った原因とし試験体 L-0.77 の変形角 1/500rad.と梁主筋が降伏直前のて，次の 3 つが考えられる。柱と梁の曲率分布を図 3 に示す。③に関して，全ての試 ① 想定していた応力状態と違うこと験体において，図 3 のように梁の曲げ戻しが小さく，柱 ② 実験では梁が全断面圧縮となり，引張鉄筋が引張降伏が通し柱のような挙動を示していることが確認された。していないことこのような挙動を示したのはスタブが梁に対して剛比が ③ 柱・梁接合部付近の梁の曲げモーメント分布が想定と大きく，反曲点が梁側に偏ったことが考えられる。違うこと結果，①の理由より，梁曲げが大きく作用せん断力がそこで，①に関して，柱・梁接合部の応力状態を要素 6）大きいと想定した場合でも柱・梁接合部破壊の判定には実験の結果を用いて仮定し，柱・梁接合部の作用せん断力の再計算を行った。柱・梁接合部の応力図を図 1 に，ならない。加えて，②，③の理由により，柱・梁接合部には大きな曲げモーメントが生じていなかったことが考柱・梁接合部作用せん断力と強度一覧を表 1 に示す。こえられる。今後，柱・梁接合部の作用せん断力の算出にの時，ブレース端が柱・梁接合部に接続されている場合関して再検討を行う必要がある。（1 階ブレース RC 柱側）の梁へ伝達されるブレースの水 3. 柱の破壊形式平力は 33％とし，ブレース端が鉄骨柱に接続されている予備計算では反曲点を階高の中心としていたが，実験 1. はじめに本報（その 3）では，前報（その 2）で報告した 3 試験正載荷引張：正，圧縮：負 1554.5 柱の曲げモーメント 1611.0 柱のせん断力梁の曲げモーメント負載荷 -33.8 梁の曲げモーメント 0.33cQv+0.5tQv 0.5Qv 0.67cQv+0.5tQv 0.5Qv 31.0 -168.6 16.7 -263.3 -20.0 cQv: 圧縮ブレースの水平 315 tQv: 引張ブレースの水平柱のせん断力図2 Qv=cQv+tQv L=85 72 1/500rad.時の柱と梁の軸歪分布(L-0.77) [μ] 柱の曲げモーメント図1 表1 凡例赤色：1/500rad.，青色：ブレース降伏直前（左：1/150rad.，右：1/500rad.） at 4 負載荷正載荷 Qju：柱・梁接合部強度 Qj：柱・梁接合部作用せん断力 dt3=121 dt2=200 L-0.77 L-1.43 S-1.43 252.8 Qju [kN] 248.7 233.4 161.4 183.2 Qj[kN] 50.2 0.20 0.69 0.72 Qj/Qju 凡例 72 at 3 at 2 at 1 柱・梁接合部応力図（要素実験結果）柱・梁接合部作用せん断力と強度 86 dt1=279 図4 柱の曲げ強度再計算時の仮定断面図3 柱と梁の曲率分布(L-0.77) Strengthening effect of staggered placed steel braces for existing reinforced concrete building Part 3 Discussion about failure type of brace frame ― 325 ― -6 0 10 20 10　[1/mm] （正載荷 1 層柱のみ） OHNISHI Ayumi, TESHIGAWARA Masaomi, TAGO Shigeru, NAKAMURA Akihiro and SUZUKI Shiro 表3 表2 柱の強度一覧鉄骨枠を考慮（h0 =615mm） L-0.77 Mu[kN・m] 99.5 Qmu [kN] 161.8 L-1.43 99.5 161.8 35.1 100.2 130.2 99.5 161.8 35.1 100.2 139.2 S-1.43 最大荷重予備計算（h0＝階高/2） Mu[kN・m] Qmu[kN] Qsu[kN] 35.1 100.2 134.0 L-0.77 L-1.43 Mu：曲げ強度，Q mu：曲げ強度時せん断力，Qsu：せん断強度 S-1.43 正載荷 549.8 負載荷 308.9 梁主筋が引張降伏正載荷 557.9 ブレース降伏後，柱がせん断破壊負載荷正載荷負載荷 401.0 403.3 317.4 ブレースと梁主筋が同時降伏ブレース降伏後，柱がせん断破壊ブレース降伏より，反曲点が梁側に偏っていることが確認されたため，柱のせん断強度を算出する際には考慮が必要である。ここでは，スタブから 615mm 上方（または下方）のところを反曲点位置とした。柱の強度を算出する際に，鉄骨枠柱も曲げ強度に影響すると仮定して，曲げ終局強度を算定する。ただし，鉄骨枠柱に引張力が作用する場合（負載荷）では，モルタルは引張力を負担しないため，柱断面のみで計算した柱の強度を用いて架構耐力を算出するものとし，鉄骨枠柱に圧縮力が作用する場合（正載荷）のみ再計算を行う。曲げ強度を算定する仮定断面を図 4 のように仮定する。曲げ終局強度は完全塑性理論 3）による解析法を用い，式（1），式（2）より算出する。中立軸位置を鉄骨枠位置，モルタル中，コンクリート中で場合分けをし，式（2）を用いて計算をおこなった結果，中立軸は鉄骨枠柱位置となった。 M u = ∑ ( ati ⋅ σ yi ⋅ jti ) ∑(a n Acc = i =1 ti 計算値破壊形式間接接合部破壊(せん断柱） 489.9 260.7 424.1 486.1 ブレース降伏（せん断柱）梁主筋が引張降伏間接接合部破壊（せん断柱）ブレース降伏（せん断柱） 394.1 322.6 283.6 間接接合部破壊 1.02 ブレース降伏（せん断柱） 1.25 ブレース降伏 1.12 色つき：4の検討内容を踏まえた変更箇所実験/耐力 1.24 1.12 1.18 1.32 1.15 を再計算した（表 3）。（a）柱の反曲点はスタブから 615mm 上方（または下方）のところとする。（b）鉄骨枠柱に圧縮力が作用する場合，柱のせん断強度に鉄骨枠柱の影響を考慮して算定する。鉄骨枠柱を含めた断面で柱のせん断強度を再計算し，修正後の正載荷の破壊形式及び強度を実験結果と比較すると，L-0.77 は実験で柱がせん断破壊した試験体ではないため破壊形式は評価しきれていない。また，せん断破壊柱となったことで，L-1.43 は柱の破壊形式が一致した。しかし，架構の破壊形式が実験ではブレースが降伏後せん断破壊であったのに対し，計算では間接接合部破壊となり，適切に評価しきれていない。S-1.43 は柱の破壊形式及び架構の破壊形式が実験結果と対応した。架構の破壊形式において，依然として相違があるため，正しく評価し（1） 5. まとめ 1）柱・梁接合部破壊は全試験体で生じなかった。理由と（2）して，①想定している応力状態が違ったこと②梁主筋が ⋅σ y ) σi ブレース降伏耐力 443.1 ていくことが今後の課題である。 n i =1 破壊形式と耐力の再評価実験値破壊形式ここで，ati：引張鉄筋の断面積（引張鉄筋はコンクリートないしモルタルの圧縮域外にある柱の主筋すべてを考慮引張降伏していなかったこと③反曲点位置が柱・梁接合部に偏っていることが考えられ，今後柱・梁接合部の作するが，圧縮域近傍の鉄筋は無視する）σyi：引張鉄筋の用せん断力を再検討する必要があった。降伏強度，Jti：引張鉄筋位置とコンクリート圧縮域の応力 2）柱の反曲点が梁側に偏っていることが確認され，全試中心間距離，Acc：コンクリート圧縮域の面積，σi：鉄骨枠柱の降伏強度，dti：鉄骨枠柱から引張鉄筋位置までの距鉄骨枠柱の影響を考慮した断面で算定した柱の曲げ強度 Mu，Qmu と予備計算時のせん断強度 Qsu，曲げ強度 Mu， Qmu を表 2 に示す。表 2 より，鉄骨枠柱を考慮して柱の曲げ強度を算出すると，柱の曲げ強度が大きく上昇し，柱のせん断強度 Qsu を上回った。これより，柱の破壊形式が曲げ破壊からせん断破壊に変わったものと推定できる。架構の破壊形式ここで，3.より，次の 2 つの仮定を導入して，架構耐力 *1 名古屋大学大学院大学院生 *2 名古屋大学大学院教授工博（（独）建築研究所客員研究員） *3 名古屋大学大学院助教博士（工学） *4（独）都市再生機構を示した。 3）柱の曲げ強度を鉄骨枠柱も含めた仮定断面として算定離である。 4. 験体で梁の曲げ戻しが小さく，柱が通し柱のような挙動し直した結果，正載荷において，曲げ強度が上昇し，せん断破壊形の柱となり，柱の破壊形式は実験結果と一致した。 4）架構の破壊形式は試験体 L-0.77，L-1.43（正載荷）において，実験結果がブレース降伏であったが，計算上では間接接合部破壊のままであり評価しきれなかったが，その差は小さい。今後検討が必要である。参考文献（その 4）にまとめて示す。 *1Graduate Student, Nagoya University *2Professor, Nagoya University, Dr.Eng. (Visiting Research Engineer, Building Research Institute) *3Assistant Professor, Nagoya University , Dr.Eng. *4Urban Renaissance Agency ― 326 ―