試験・研究 幅広扁平梁の復元力特性に及ぼす 梁主筋配置の影響 Effect of Details of Reinforcement on Hysteresis Characteristics on Wide Beam 足立 将人*1、大山 卓也*2、平田 延明*3、中岡 章郎*4 1． はじめに す影響を比較するために,表-1の試験体シリーズを計画 集合住宅などにおいて,架構の耐力や剛性を確保しつ した。これは,中柱架構を想定した十字形試験体6体, つ開放的な空間を実現するため,柱よりも幅が広くかつ 外柱架構を想定したト形試験体2体の計8体で構成され せいを抑えた扁平な梁（以下,幅広扁平梁）を使用する る。試験体は20階規模の建物における下層階を想定し, ことがある。幅広扁平梁の構造的特徴として,通常の梁 約1/2.5の縮尺率とした。代表的な試験体の形状寸法お 断面と比較して梁せいが小さいために剛性が低くなる傾 よび配筋詳細を図-1に示す。 向がある点,柱の外部を通る梁主筋が存在する点が挙げ 十字形試験体では,梁幅比（柱幅に対する梁幅の比） が2であり,柱と梁が偏心して接合された試験体I－2を られる。 既往の実験によると,梁危険断面において,柱の外部 基準試験体とした。これに対し,柱際縦貫通孔の影響の を通る梁主筋の負担する応力が柱内部よりも低い傾向が 確認を目的とした試験体I－3およびI－4,コンクリート 見られ,梁主筋応力が一様ではない点が指摘されている 。 強度および梁主筋鋼種を強度の低いものとした試験体I 梁危険断面における梁主筋の負担応力は,梁の曲げ耐力 －1を計画した。縦貫通孔については,次節で後述する。 および剛性,復元力特性に影響を及ぼすため,梁主筋の 基準試験体I－2に対し,梁幅比を3,柱と梁の偏心を 配置による負担応力への影響について評価を行い,設計 0として梁主筋配置による復元力特性への影響の確認を 式に反映させる必要がある。 目的とした試験体I－5,梁に生じる曲げヒンジのリロ 1) 本研究では,幅広扁平梁柱部分架構の曲げ耐力および 復元力特性を確認するために実施した実験結果に基づ 表-1 試験体一覧 き,梁主筋の配置が,幅広扁平梁の曲げ耐力および梁主 梁主筋 架構 形状 筋のひずみ分布に及ぼす影響について検討を行ってい Fc 1) 鋼種 配筋 梁肋筋 3) 鋼種 配筋(p w ) ﾋﾝｼﾞ領域 る。また,幅広扁平梁の曲げを対象とした長期および短 I－1 期荷重を算定し,同荷重時におけるひび割れ等の損傷状 I－ 3 況についても検討を行っている。本稿では,これらの検 I－ 5 討結果について報告する。 I－6 30 I－2 I－ 4 E－1 E－ 2 SD345 SD295A 4-D6@60 (0.26%) 12-D16 十字 形 無し 2.0 有り 1個 無し 2個 60 ト形 4) ﾋﾝｼﾞ 梁幅 柱梁 縦貫 ﾘﾛｹｰ 比 偏心 通孔 ｼｮﾝ SD490 18-D16 KSS785 6-D6@60 12-D16 (0.26%) +8-D16 3.0 無し 4-D6@60 (0.26%) 2.0 有り 12-D16 無し 有り 1個 無し 2 2． 実験計画 2. 1 実験計画概要 幅広扁平梁の梁主筋配置が曲げ耐力および剛性に及ぼ 1) F c ：コンクリート目標圧縮強度(N/mm ) 2) 梁断面:800×250mm(I-1～I-4，E-1，E-2)，1200×250mm(I-5,I-6) 3) 梁主筋は、上端筋下端筋とも同一配筋とした。 4) 梁肋筋ﾋﾝｼﾞ領域外は75mmピッチ(p w =0.21%) 5) 柱断面:400×400(mm)，柱主筋:16-D16(p g =1.99%)，柱帯筋:4-D6@70(p w =0.45%) 6) 柱軸力比：N /BDF c =0.1 (I－1～6)，=0.03 (E－1, E－2) *1 ADACHI, Masato：（一財）日本建築総合試験所 試験研究センター 構造部 構造試験室 室長代理 博士（工学） *2 OHYAMA, Takuya：（一財）日本建築総合試験所 試験研究センター 構造部 構造試験室 主査 *3 HIRATA, Nobuaki：株式会社長谷工コーポレーション 技術研究所 第三研究開発室 *4 NAKAOKA, Akio：株式会社長谷工コーポレーション 技術研究所 第三研究開発室 室長 24 GBRC Vol.39 No.2 2014.4 ケーションを意図した梁主筋配置とした試験体I－6を計 90°折り曲げ定着とし,他の鉄筋は全て機械式定着とし 画した。 た。 定 着 長 さ は, 最 外 縁 主 筋 で は 投 影 定 着 長 さ ト形試験体では,部分架構形状の違いが梁主筋配置に l d=356mm（=0.89D c, D c：柱せい）とし,他の鉄筋で よる曲げ耐力および剛性に与える影響について確認する は定着長さl=300mm（=0.75 D c）とした。また,梁背 ことを意図し,十字形基準試験体I－2とト形試験体E－ 面には,かぶりコンクリートの剥落の防止を意図した 1を,また十字形試験体I－3とト形試験体E－2を,それ キャップ筋と称する鉄筋を配置した。 ぞれ同じ梁主筋間隔とした。 柱梁接合部近傍の梁に設けた縦貫通孔とは,試験体 2. 2 試験体詳細 I－3, I－4, E－2において,雨樋を配置するために必要 各試験体に共通して,柱横において梁が張り出してい る部位（以下,張出部）では,梁肋筋の代わりにコ形補 な梁の貫通孔を模擬した直径60mmの孔である。この貫 通孔を補強するための開口補強筋は配置していない。 強筋を用いた。コ形補強筋とは,図-1(a)接合部断面図 試験体I－6では,梁に生じる塑性ヒンジ領域を,柱面 に示すように,コ形に折り曲げた鉄筋を張出部の上下梁 から250mm（=1.0D b）離れた位置に発生させることを 主筋に結束し,その先端を柱梁接合部内に直線定着する 意図したヒンジリロケーションを行った。具体的には, ものである。その定着長さは柱面より300mm（=30d b, 図-1(b)で示すように,柱せい400mmおよびその両側 d b：コ形補強筋径）とした。また,コ形補強筋配置箇所 250mm,計900mmの範囲に,曲げ補強筋と称する鉄筋 では,その両端を135°フックとした拘束筋を上下梁主 を8本配置している。これにより上記900mmの範囲は梁 筋間に配置した。 主筋として計20本のD16が配置され,範囲外の領域では 各試験体とも破壊形式は梁曲げ降伏先行型を想定して 12本の梁主筋が配置されることとなる。曲げ補強筋の いる。梁は柱面から375mm（=1.5D b, D b：梁せい）の 両端は180°フックとしている。 範囲をヒンジ領域と設定し,同領域では梁肋筋の配筋を 2. 3 使用材料 領域外よりも密とした。後述するヒンジリロケーション コンクリートおよび鉄筋の材料試験結果を表-2および を 行 っ た 試 験 体I－6で は, ヒ ン ジ 領 域 を 柱 面 か ら 表-3に示す。柱梁主筋に用いた鉄筋は,東京鉄鋼(株)製 250mm離れた位置を起点として375mmの範囲とした。 のネジ節鉄筋（ネジテツコン）であり,ト形部分架構試 ト形試験体においては,図-1(c)に示すように,梁主 験体で用いた機械式定着具は同社製のプレートナットと 筋の定着方法として張り出している最外縁の梁主筋のみ 1050 800 200 6459 64 5757 (a) 試験体 I－1, I－2 200 ヒンジ領域 250 375 (=1.0Db) (=1.5Db) 6-D6@60 6-D6@75 984 900 42 48(3db) 余長80mm(=5.0db) （曲げ補強筋詳細） 200 1050 ヒンジ計画位置 (曲げ補強筋の折曲起点) 2500 400 1050 400 (寸法単位:mm) ヒンジ領域 375(=1.5Db) 拘束筋(D10) キャップ筋(5-D6) コ形補強筋(6-D10) 245 188 42 1450 1050 18(3db) (キャップ筋詳細) 200 200 1450 1050 400 縦貫通孔 300(=Dc×3/4) キャップ筋(5-D6) 128(=8db) 400 400 800 2500 400 200 1200 400 400 1050 800 400 400 200 1050 400 160 160 500 500 4-D6@60 4-D6@75 2500 400 160 ヒンジ領域 375(=1.5Db) 1050 1250 160 250 500 200 500 200 800 1050 主筋:12-D16 梁肋筋:4-D6@60(ヒンジ領域) 1200 2500 400 160 1250 250 500 1050 800 51 73 73 42 63 63 53 73 73 74 57 42 63 160 1250 250 500 コ形補強筋 (D10) 拘束筋 (D10) 200 梁断面 250 40 170 40 柱断面 主筋:16-D16 400 柱帯筋:4-D6@70 63 78 63 35 63 63 35 400 35 202 35 64 64 250 40 17040 接合部断面 800 400 400 300(=30db) 20 した。 最外縁主筋のみ 拘束筋(D10) 主筋(12-D16(SD490)) ld=356 せん断補強筋(6-D6@60) 折曲定着 機械式定着 (投影定着長) コ形補強筋(D10) 曲げ補強筋(8-D16(SD490)) コ形補強筋(6-D10) (b) 試験体 I－6 (c) 試験体 E－2 図-1 試験体の形状寸法および配筋詳細 25 GBRC Vol.39 No.2 2014.4 表-2 材料試験結果（コンクリート） 3． 実験方法 本実験では,図-2に示すように,軸力受け用大梁に設 置した2000kN油圧ジャッキを用いて,柱に一定軸力を 与えた状態で,上下柱の先端部をピン支持し,油圧ジャッ キ（押2000kN,引1000kN）を用いて梁両端部の加力 点変位を逆対称に制御して行った。柱梁が偏心している 試験体においては,梁端加力点で梁断面が回転しないよ 目標 圧縮 強度 載 荷 軸 力 は 十 字 形 部 分 架 構 試 験 体 で はN=0.1 σB･B c･D cと し, ト 形 部 分 架 構 試 験 体 で はN=0.03 εco σt Ec (N/mm ) I-1 32.3 2.12 25.8 2.82 I-2 I-3, I-4 52.7 2.66 31.3 3.93 I-5, I-6 59.2 2.86 33.4 4.56 E-1, E-2 59.7 2.90 30.9 4.51 30 (N/mm2) 60 (N/mm2) う,振れ止め装置を設置した。 σB 使用 試験体 2 -3 2 2 (×10 ) (kN/mm ) (N/mm ) 1)σB ：圧縮強度、εco ：圧縮強度時ひずみ E c ：ヤング係数、σt ：引張強度 σB･B c･D cとした。ここに,σB：コンクリート実圧縮強 2) 各試験値は、I-2～4試験体では各6体、他の試験体 度,B c：柱幅,D c：柱せいであり,載荷軸力Nは,I－1 では各3体の平均値を示す。 では517kN,I－2 ～ I－4では829kN,I－5およびI－6 では947kN,E－1およびE－2では287kNとなる。 載荷履歴は,層間変形角R=2.5×10 radを1回,5.0, 表-3 材料試験結果（鉄筋） -3 10, 20, 30, 50×10 radで2回ずつの正負繰返し加力を -3 行った後,正加力方向に100×10-3radまで加力した。 本実験では,変位計により層間変形角,柱梁接合部周 りの水平および鉛直変位量の測定を,またひずみゲージ により梁主筋および梁肋筋,柱主筋および柱帯筋,コ形 補強筋,拘束筋,曲げ補強筋（I－6のみ）のひずみ測定 を行った。なお,載荷時にはひび割れ発生状況の観察を 行い,各所定変形時およびその除荷時の主要なひび割れ 使用箇所 使用試験体 呼び 名 鋼種 σy σu 2 伸び 2 (N/mm ) (N/mm ) (%) I-1以外 D16 SD490 537 725 19 I-1 D16 SD345 388 567 25 コ形補強筋 拘束筋 I-1以外 D10 KSS785 953 1140 10 I-1 D10 SD295A 365 511 27 柱帯筋 梁肋筋 I-1以外 D6 KSS785 902 1113 12 キャップ筋 E-1,E-2 D6 SD295A 399 537 28 柱梁主筋 I-1 1) σy ：降伏点、σu ：引張強さ 2) 各試験値は、各3本の平均値を示す。 幅をクラックスケールで測定した。 軸力受け用大梁 4. 1 荷重－変形関係 十字形部分架構のQg－R関係を図-3に示す。Qgは梁の 梁幅比（梁幅 / 柱幅）を2.0とした試験体I－1 ～ 4では, B 1軸ピン支承 せん断力であり,同図中には,最大耐力Q gmaxおよび主 な発生現象を併記した（凡例参照）。 （寸法単位：mm） 2000kN油圧ジャッキ (荷重は圧力計で測定) 柱上部支持治具 A A 振れ止め装置 (破線) 押2000kN引1000kN 油圧ジャッキ 試験体 +Qg 1軸 ピン支承 +Qg 柱下部支持治具 ±1000kN ロードセル R=0.2 ～ 0.4×10 radに梁の曲げひび割れ（BFC）が発 -3 生した後,R=6.1 ～ 8.0×10-3radに梁主筋が降伏（BTY） 1250 1250 2500 (a) 立面 して最大耐力Q gmaxに達し,試験体I－2 ～ 4では梁上面 B ポスト開き止め PC鋼棒,φ26 柱上部支持治具 梁端上部支持鋼板 のコンクリートの圧壊（BCF）が確認された。最大耐 力時の層間変形角R maxはI－1でR max=50×10-3rad,I－ 2 ～ 4ではR max=30×10-3rad程度であり,いずれも比較 N 625 625 1250 4． 十字形部分架構の実験結果および考察 梁端上部支持鋼板 振れ止め 装置 試験体 的大きな変形角の時点であった。最大耐力後は緩やかに 耐力が低下し,各試験体とも,最終変形まで,最大耐力 1250 2500 (b) A-A矢視 振れ止め装置 試験体 柱下部支持治具 ±1000kN ロードセル 梁端下部支持治具 押2000kN引1000kN 油圧ジャッキ 1250 の80%まで耐力が低下することはなかった。柱主筋の引 (c) B-B矢視 図-2 実験装置（十字形試験体） 張降伏が確認されたのはI－1のみであり,最大耐力発揮 後であった。また,I－1 ～ 4において柱梁接合部のせん り,各試験体とも破壊形式は梁曲げ破壊であったと判断 断ひび割れ（JSC）はR=5.0 ～ 7.0×10 radで発生した される。 -3 ものの,その後大きく拡大することはなかった。以上よ 26 梁幅比を3.0とした試験体I－5, I－6では,R=0.6 ～ 0.7 GBRC Vol.39 No.2 2014.4 ×10-3radに梁の曲げひび割れが発生した後,R=13.0 ～ 縦貫通孔の有無および数量を実験因子としたI－2 ～ 4 15.0×10 radに梁主筋が降伏し,最大耐力に達した。 について,Qg－R関係の正加力時の包絡線を図-4に示す。 R maxは,I－5で28.9×10 rad,I－6では50.1×10 rad 縦貫通孔を設けたことに起因する初期剛性および最大耐 であった。最大耐力後は,I－1 ～ 4と同様に,緩やかに 力の低下,あるいは最大耐力以降の耐力の急落などは確 耐力が低下し,最終変形まで最大耐力の80%まで耐力が 認されず,Qg－R関係に明確な差異は見られなかった。 低下することはなく,柱の損傷も顕著ではなかった。以 4. 2 破壊状況 -3 -3 -3 上より,I－1 ～ 4と同様に,I－5, I－6においても破壊 形式は梁曲げ破壊であったと判断される。 十字形部分架構について,各部位の最終破壊状況を写 真-1 ～写真-4にそれぞれ示す。写真-1に示すように,各 試験体の梁上面において,梁曲げひび割れおよび柱角か らの斜めひび割れが発生しており,試験体I－1では,他 の試験体と比較して若干ひび割れの発生本数が少ない傾 向が見られるものの,柱際の縦貫通孔の有無,梁幅比（梁 幅 / 柱幅）の違いに係わらず,十字形試験体I－1 ～ 6で は概ね同様のひび割れ発生状況を示した。柱際の縦貫通 孔を有する試験体I－3, I－4では,写真-3に示すように, 柱角からの 斜めひび割れ (a) 試験体：I－1 柱角からの 斜めひび割れ (b) 試験体：I－2 写真-1 各試験体の梁上面（張出部）の最終状況 柱際の梁曲げひび割れの拡大 (b) 梁上面 (a) 柱梁接合部 【梁】 BFC BCF BTY URTY CRTY BRTY ： ： ： ： ： ： 梁の曲げひび割れ 梁のコンクリートの圧壊 梁主筋の引張降伏 コ形補強筋の引張降伏 拘束筋の引張降伏 曲げ補強筋の引張降伏 【柱】 CTY CHTY ： 柱主筋の引張降伏 ： 柱帯筋の引張降伏 【柱梁接合部】 JSC ： せん断ひび割れ 写真-2 柱梁接合部，梁上面の最終状況（試験体I-2） 縦貫通孔付近のコンクリートの損傷 図-3 Qg－R 関係 (a) 試験体：I－3 (b) 試験体：I－4 写真-3 梁上面（縦貫通孔付近）の最終状況 曲げ補強筋の折曲げ定着付近の 梁曲げひび割れの拡大 柱際から梁全幅に沿う 梁曲げひび割れの拡大 図-4 Qg－R 関係の包絡線 (a) 試験体：I－5 (b) 試験体：I－6 写真-4 梁上面の最終状況 27 GBRC Vol.39 No.2 2014.4 柱角から発生した斜めひび割れが縦貫通孔を横切るよう (2) 梁部各断面における梁主筋のひずみ に発生し,その付近のコンクリートが損傷したが,これ I-2試験体の梁部各断面における梁主筋のひずみを図 らのひび割れが顕著に拡大する様子は見られなかった。 -6に示す。同図では,横軸を張出部最外縁からの距離と ヒンジリロケーションを意図し,曲げ補強筋を配置し しており,400 ～ 800mmの範囲が柱範囲となる。なお, た試験体I－6では,写真-4(b)で示すように,曲げ補強 図-6(b)には,柱範囲の梁主筋が引張降伏した時点での 筋の折曲げ部付近で梁全幅に沿う曲げひび割れが発生し 梁主筋ひずみを想定した破線を併示している。 図-6(a)で示す柱フェイスから500mmの距離である断 たものの,顕著に拡大することはなかった。 4. 3 梁主筋のひずみ 面1では,R=10×10-3radまで,張出部最外縁からの距 (1) 梁主筋の梁軸方向ひずみ分布 離に係わらずほぼ同程度のひずみを示した。これに対し, 図-5にI－2試験体の梁主筋梁軸方向ひずみ分布を示 柱フェイス位置である断面2では,R=2.5×10-3radの時 す。同図では,横軸を柱フェイスからの距離としており, 点から,柱範囲内に位置する梁主筋ひずみが張出部位置 柱範囲として示されている部位が柱内を表している。同 のひずみより卓越する傾向が見られ,これは変形が進む 図には梁主筋の降伏ひずみεyを一点鎖線で併示した。 に連れ,顕著となった。また,図-6(b)で示すように, 図-5(b)において,R=20×10 radまでは柱範囲内で 柱フェイスにおける最外縁梁主筋ひずみであるBM3で 曲げ引張側柱フェイスから圧縮側にかけて引張ひずみが は,R=50×10-3radに至っても引張降伏ひずみに達しな 低下しており,柱内を貫通する梁主筋に付着抵抗が作用 かった。 -3 している様子が確認できる。これは図-5(a)の最外縁梁 これらの傾向より,梁曲げ終局耐力および許容曲げ耐 主筋でも同様の傾向が見られることから,柱梁接合部内 力算定時において,柱内と張出部の梁主筋の応力分担を を貫通する梁主筋のみでなく,最外縁梁主筋においても, 適切に評価する必要があると考えられる。 柱せいの長さで付着力が発揮できると考えられる。 3 Hy=2.62 3 1 0 H (㬍10-3) H (㬍10-3) 4 㬍10-3 2 BM7 BM1 ᩇ▸࿐ -1 䇭 Hy=2.62 2 㬍10-3 1 0 -1 BM1 BM29 ᩇ▸࿐ 䇭0 䇭䇭 䇭䇭200 䇭䇭 䇭 䇭400 600 ᒛㇱᦨᄖ✼߆ࠄߩ〒㔌(mm) C ਥ╭ 㧔ᦨᄖ✼ਥ╭㧕 C ᢿ㕙 㧔ᩇࡈࠚࠗࠬ߆ࠄ OO㧕 3 4 Hy 3 R 1 3 (㬍10 rad) BM35 䂾 䂦 ᩇ▸࿐ 䂔 -1 䂺 600 䇭400 200 䇭0䇭䇭 䇭䇭䇭0 200 400 䇭600 㬍 ᩇࡈࠚࠗࠬ߆ࠄߩ〒㔌(mm) 䃂 BM29 2.5 5 10 20 30 50 H (㬍10-3) H (㬍10-3) 2 0 800 R 3 (㬍10 rad) 1 0 䇭 Hy 2 -1 BM38 BM3 ᩇ▸࿐ 600 䇭0 䇭䇭 䇭䇭200䇭䇭 䇭 䇭400 ᒛㇱᦨᄖ✼߆ࠄߩ〒㔌(mm) 800 2.5 5 10 20 30 50 䂾 䂦 䂔 䂺 㬍 䃂 D ᢿ㕙 㧔ᩇࡈࠚࠗࠬ⟎㧕 D ਥ╭ 㧔ᩇᢿ㕙⽾ㅢ⟎ਥ╭㧕 ᢿ㕙 BM38 ਥ╭ BM29 BM30 BM31 BM32 BM33 BM34 BM35 ᢿ㕙 BM29 BM19 ਥ╭ BM1 BM2 BM3 250 250 BM4 200 200 BM5 BM6 250 250 ߺߕ߭ޣ᷹ቯ⟎ޤ 図-5 梁主筋のひずみ分布（梁軸方向） 28 BM7 BM1 BM36 BM31 BM27 BM21 BM15 BM9 BM3 500 200 ߺߕ߭ޣ᷹ቯ⟎ޤ 図-6 各梁断面における梁主筋のひずみ GBRC Vol.39 No.2 2014.4 5． ト形部分架構の実験結果および考察 5. 1 荷重－変形関係 ト形部分架構のQ g－R関係を図-7に,Q g－R関係の正 加力時の包絡線を図-8に示す。Q gは梁のせん断力,Rは 層間変形角であり,同図中には,最大耐力Q gmaxおよび 主な発生現象を併記した（凡例参照）。 試験体E－1では,R=0.3×10-3radに梁の曲げひび割 れ（BFC）が発生した後,R=8.1×10-3radに梁主筋の 【梁】 BFC BTY ： 梁の曲げひび割れ ： 梁主筋の引張降伏 引張降伏（BTY）が発生し,R=50.1×10-3rad時に最大 【柱】 CHTY ： 柱帯筋の引張降伏 【柱梁接合部】 JSC ： せん断ひび割れ 図-7 Qg－R 関係 耐力に達した。その後,緩やかに耐力が低下した。最終 変形R =100×10-3radまで,最大耐力の80%までの耐力 低下が見られず,柱主筋は引張降伏に達しなかった。柱 梁接合部のせん断ひび割れ（JSC）はR =6.6×10-3rad 時に発生したものの,その後大きく拡大することは無 かった。以上から,破壊形式は梁曲げ破壊であったと考 えられる。 試験体E－2では,R=0.4×10-3radに梁の曲げひび割 れ の 発 生,R=7.5×10-3radに 梁 主 筋 の 引 張 降 伏 の 後, 図-8 Qg－R 関係の包絡線 R= 20.1×10 rad時に最大耐力に達した。最大耐力以降 -3 柱角からの 斜めひび割れ は,柱角から縦貫通孔を経て梁張出部の背面に至るひび 柱角からの 斜めひび割れ 割れが拡大し耐力が低下した。E－1と同様,最終変形 まで柱主筋は引張降伏せず,柱梁接合部のせん断ひび割 れはR= 7.1×10-3rad時に発生したが,その後大きく拡 大することは無かった。以上より,E－2では最大耐力 は梁曲げ破壊によって決定し,柱角部から縦貫通孔を経 (a) 試験体：E－1 (b) 試験体：E－2 写真-5 各試験体の梁上面の最終状況 た斜めひび割れの拡大によって,その後の耐力低下が生 柱際の梁曲げひび割れの拡大 じたと考えられる。 5. 2 破壊状況 ト形部分架構について,各部位の損傷状況,最終破壊 状況を写真-5 ～写真-7にそれぞれ示す。 両試験体ともに,梁の曲げひび割れおよび柱角から斜 めに向かうひび割れが発生しており,これらの発生状況 (a) 柱梁接合部 (b) 梁上面 写真-6 E－1柱梁接合部，梁上面の最終状況 に対しては,貫通孔の有無の影響は顕著では無い。梁背 面側では,柱角を起点とする斜めひび割れが,R=30× 10-3rad以降,E－1では3.0mm,E－2では4.0mmと顕著 に拡大した後,R=50×10-3rad以降に写真-7(b)で示すよ 縦貫通孔付近のコン クリートの損傷 うに,ほぼ全ての梁背面かぶりコンクリートが剥落した。 試験体E－2では,写真-7(a)で示すように,柱角から の斜めひび割れが縦貫通孔を横切った後,梁背面に繋 かぶりコンクリートの剥落 (a) 梁上面(縦貫通孔付近) (b) 柱背面側(東面) 写真-7 E－2梁上面（縦貫通孔付近）の最終状況 がっており,縦貫通孔付近のコンクリートの損傷は,縦 貫通孔を有する十字形試験体I－3,I－4よりも顕著で 5. 3 梁主筋のひずみ あった。この損傷が,図-8に示した両試験体の最大耐力 (1) 梁主筋の梁軸方向ひずみ分布 の差,ならびに最大耐力以降の耐力低下の差違の要因と 図-9にE－1試験体の梁主筋梁軸方向ひずみ分布を示 なったと考えられる。 す。同図では,横軸を柱フェイスからの距離としており, 29 GBRC Vol.39 No.2 2014.4 柱範囲として示されている部位が柱内を表している。ま (2) 柱フェイスにおける梁主筋のひずみ た梁主筋の降伏ひずみを一点鎖線で併示した。 E－1試験体の柱フェイスにおける梁主筋梁軸直交方向 十字形試験体と同様に,図-9(a)で示す最外縁梁主筋 ひずみ分布を図-10に示す。同図では,横軸を張出部最外 においても柱範囲内で梁主筋引張ひずみが低下していく 縁からの距離としており,柱範囲の梁主筋が引張降伏し 様子が確認できる。また,図-9(b)で示す主筋2において, た時点での梁主筋ひずみを想定した破線を併示している。 R=50×10 rad時に,機械式定着具直近のひずみ測定位 十字形試験体における図-6(b)と同様に,柱範囲内に 置BM18で,ほぼ引張降伏ひずみに達しており,この定 おける梁主筋ひずみが卓越する傾向が見られ,張出部最 着具が十分な定着性能を発揮したと言える。 外縁に近いBM8,BM21,BM3位置での梁主筋ひずみ -3 はR=50×10-3radまで降伏ひずみに達しなかった。以上 より,ト形試験体でも十字形試験体と同様に,柱内と張 3 H (㬍10-3) 2 㬍10-3 考えられる。 BM5 1 0 出部の梁主筋の応力分担を適切に評価する必要があると Hy=2.62 BM1 -1 600䇭 6． 構造性能の評価 ᩇ▸࿐ 6. 1 曲げ耐力 400 200 䇭0 ᩇࡈࠚࠗࠬ߆ࠄߩ〒㔌(mm) 正加力時の曲げ耐力実験値および計算値一覧を表-4に 示す。実験では,最大耐力時層間変形角が各試験体とも C ਥ╭ 㧔ᦨᄖ✼ਥ╭㧕 3 20 ～ 50×10-3rad程度と大変形時であったため,同表中 Hy の曲げ耐力実験値は,R=20×10-3rad（1/50）時の耐力 H (㬍10-3) 2 R 1 0 BM14 -1 600䇭 2.5 5 10 20 30 50 䂾 䂦 䂔 䂺 㬍 䃂 ᩇ▸࿐ 400 3 (㬍10 rad) BM18 200 䇭0 ᩇࡈࠚࠗࠬ߆ࠄߩ〒㔌(mm) D ਥ╭ 㧔ᩇᢿ㕙⽾ㅢ⟎ਥ╭㧕 BM17 BM18 ਥ╭ ਥ╭ 1/50Qgmaxを採用した。 同表中では,幅広扁平梁全幅を有効として算定した略 算式による曲げ耐力Q fuと,幅広扁平梁主筋の有効範囲 を考慮した曲げ耐力Q fu’を計算値として示した。これ らの値は次式により算定した。 Q fu = M fu Q fu = M fu' BM14 BM15 BM16 BM1 BM2 250 BM3 BM4 BM5 250 125 12055 = l l 0.9 at σy d = l ................................ (1) 0.9 γ at σy d l ............................ (2) at：引張鉄筋断面積，σy：引張鉄筋の降伏強度 d：幅広扁平梁の有効せい ߺߕ߭ޣ᷹ቯ⟎ޤ 図-9 梁主筋のひずみ分布（梁軸方向） γ：幅広扁平梁主筋の有効範囲を考慮した低減係数 γ＝1.0－0.2Ba/Bc（0＜Ba/Bc≦1.0） 4 H (㬍10-3) 3 㬍10-3 1 0 -1 表-4 曲げ耐力一覧 Hy=2.62 2 BM20 BM3 BM21 BM8 ᩇ▸࿐ 䇭䇭䇭 0 䇭䇭䇭䇭䇭200䇭䇭 䇭 䇭400 600 ᒛㇱᦨᄖ✼߆ࠄߩ〒㔌(mm) 800 R BM20 BM19 BM16 BM11 BM23 BM8 BM21 BM3 ߺߕ߭ޣ᷹ቯ⟎ޤ 図-10 柱フェイスにおける梁主筋のひずみ 30 3 (㬍10 rad) 䂾 䂦 䂔 䂺 㬍 䃂 2.5 5 10 20 30 50 計算値 実験値 1/50 Q g max Q fu Q fu ' kN kN kN /Q fu I-1 156 166 133 0.94 1.17 I-2 211 230 184 0.92 1.15 試験体 1/50 Q g max 1/50 Q g max /Q fu ' I-3 207 230 184 0.90 1.12 I-4 208 230 184 0.90 1.13 I-5 321 346 276 0.93 1.16 I-6 293 302 242 0.97 1.21 E-1 215 230 184 0.93 1.17 E-2 204 230 184 0.89 1.11 1/50Q g max：R=1/50時の曲げ耐力実験値 Q fu ：略算式による曲げ耐力計算値 Q fu ' ：扁平梁主筋のひずみ分布を考慮した曲げ耐力計算値 GBRC Vol.39 No.2 2014.4 Ba：柱側面からの梁の出幅，Bc：柱幅 w fについては,写真-8に示すように,梁上面において梁 l：加力点から危険断面までの距離（I－6のみ800mm， の張り出していない側の柱角位置での測定値をw f1,梁 その他は1050mm） の張り出している側の同位置での測定値をw f2,梁端部 なお,幅広扁平梁主筋の有効範囲を考慮した低減係数 での測定値をw f3とし,試験体I－6においては,曲げ補 γは,図-6(b)および図-10において破線で併示した梁主 強筋の終端位置近傍での最大曲げひび割れ幅測定値を 筋ひずみ分布に基づき,曲げ耐力を安全側に評価できる w f4とした。w dおよびw jについては,それぞれの条件に よう定めたものである。 当てはまるひび割れ幅の中で最大のものを採用した。ひ 同表によると,全ての試験体において,曲げ耐力実験 値1/50Q gmaxは略算式による曲げ耐力計算値Q fuを下回り, び割れ幅の測定は,クラックスケール（最小測定幅 0.04mm）を用い,目視にて行った。 その比は0.89 ～ 0.97となり危険側の評価となった。こ (2) 長期荷重時および短期荷重時ひび割れ幅 れに対し,幅広扁平梁主筋のひずみ分布を考慮し,低減 長期荷重時ひび割れ幅および短期荷重時ひび割れ幅一 係数γ を採用した曲げ耐力Q fu’は,各試験体とも曲げ 覧を表-6に示す。ひび割れ幅の測定は,各所定層間変形 耐力実験値を上回り,その比は1.11 ～ 1.21と安全側の 角時に行っており,各荷重時のひび割れ幅は,層間変形 評価となった。 角R aL,R aSの前後に測定した所定時ひび割れ幅から線 本実験ではB a/B cを実験変数としていないため,低減 形補間により算定した。 係数γの妥当性を検証することはできないが,各試験体 同表によると,長期荷重時において,梁危険断面位置 ともB a/B c=1という条件下において,式(2)による曲げ 曲げひび割れ幅の最大値は0.19mmであった。これは, 耐力は安全側の評価となった。 試験体縮尺が1/2.5であることを考慮すると,実大建物 6. 2 長期短期荷重時および除荷時のひび割れ幅 において0.5mm程度のひび割れ幅に相当し,RC規準2) 本節では,幅広扁平梁架構試験体に対し,長期荷重お に示される建物外面における継続使用可能なひび割れ幅 よび短期荷重を定義し,同荷重時の試験体の損傷状況お よび除荷後の残留ひび割れ幅について検討を行う。 6. 2. 1 長期荷重および短期荷重の算定 各荷重Q a（長期荷重Q aL,短期荷重Q aS）は,部分架 制限値0.25mmを上回る結果となった。 短期荷重時の梁危険断面位置曲げひび割れ幅は 1.0mm以下,接合部せん断ひび割れ幅は0.2mm以下で あった。 構形状に係わらず,幅広扁平梁の曲げを対象とし梁せん 断力で表記する。これらの値は,前節に倣い次式で算定 表-5 長期荷重および短期荷重一覧 する。 Qa = M a γ at ft j = l l ........................................ (3) f t：引張鉄筋の許容引張応力度（長期：各試験体とも 試験体 M aL Q aL R aL M aS Q aS R aS kNm kN ×10-3rad kNm kN ×10-3rad I-1 75 72 2.95 121 115 7.79 I-2 75 72 2.25 172 163 10.2 215N/mm2, 短 期：I－1の み345N/mm2, 他 は490N/ I-3 75 72 2.45 172 163 10.8 mm ） I-4 75 72 2.42 172 163 11.0 I-5 113 108 2.74 257 245 11.9 2 j：幅広扁平梁の応力中心間距離（j=7/8･d） 式(3)で算定した長期荷重Q aLおよび短期荷重Q aS,各 荷 重 時 の 層 間 変 形 角R aL,R aSの 一 覧 を 表-5に 示 す。 R aL,R aSは正加力時のQ g－R関係包絡線実験値から, ※ I-6 75 94 2.03 172 215 9.94 E-1 75 72 2.66 172 163 9.89 E-2 75 72 2.80 172 163 10.4 ※危険断面位置が柱フェイスから250mmの位置 各荷重に相当する層間変形角を算定した。 6. 2. 2 梁 曲げひび割れ幅および接合部せん断ひび割 wf1 れ幅 (1) 検討対象ひび割れ 検討対象としたひび割れ幅の測定位置を写真-8に示 す。検討対象ひび割れ幅は,梁危険断面位置に発生した 曲げひび割れ幅wf,梁上面における柱角からの斜めひび 割れ幅w d,柱梁接合部のせん断ひび割れ幅w jとした。 wf1 wf2 wf3 wd wj 梁上面 柱梁接 写真-8 検討対象ひび割れ測定位置（I－1） 31 GBRC Vol.39 No.2 2014.4 表-6 長期荷重時および短期荷重時ひび割れ幅一覧 長期荷重時ひび割れ幅 w L 試験体 (mm) 梁危険断面曲げ 梁上面 接合部 斜め せん断 w f 1L w f 2L w f 3L w f 4L w dL w jL 表-7 短期荷重後除荷時残留ひび割れ幅一覧 短期荷重時ひび割れ幅 w S 短期荷重後除荷時ひび割れ幅 w S 0 (mm) (mm) 梁危険断面曲げ 梁上面 接合部 斜め せん断 w f 1S w f 2S w f 3S w f 4S w dS w jS 試験体 梁危険断面曲げ 梁上面 接合部 斜め せん断 w f 1S 0 w f 2S 0 w f 3S 0 w f 4S 0 w dS 0 w jS 0 I-1 0.19 0.14 0.08 0.10 － 0.83 0.55 0.10 0.26 0.02 I-1 0.20 0.15 0.06 0.10 0.00 I-2 0.09 0.09 0.09 0.06 － 0.72 0.61 0.15 0.31 0.08 I-2 0.15 0.10 0.08 0.08 0.00 I-3 0.10 0.15 0.08 － － 0.99 0.61 0.15 0.22 0.09 I-3 0.15 0.10 0.06 0.06 0.00 I-4 0.10 0.09 － － － 0.76 0.77 0.15 0.17 0.17 I-4 0.10 0.08 0.06 0.06 0.04 I-5 0.11 0.08 － 0.49 0.21 0.24 I-5 0.10 0.08 I-6 0.06 0.06 － 0.45 0.20 0.20 I-6 0.10 0.08 0.04 0.20 0.06 0.08 0.08 E-1 0.12 0.11 0.07 0.04 － 0.79 0.59 0.20 0.34 0.08 E-1 0.15 0.15 0.08 0.10 0.04 E-2 0.10 0.09 0.06 0.07 － 0.66 0.69 0.15 0.28 0.08 E-2 0.10 0.15 0.04 0.08 0.04 -3 （注）斜線は該当ひび割れ幅の測定を行っていないことを示し、 －は長期荷重時に該当ひび割れが発生していないことを示す。 (3) 短期荷重後の残留ひび割れ幅 w S 0：各試験体とも、R =10×10 radからの 除荷時残留ひび割れ測定値とした。 (1) 長期荷重時において,梁危険断面位置曲げひび 表-5によると,各試験体におけるR aSは7.8 ～ 11.9× 割れ幅最大値は0.19mmであった。これは,実大 10 radであった。実験では各所定層間変形角に到達後, 建物において0.5mm程度のひび割れ幅に相当し, Q g=0kNまで除荷した際のひび割れ幅を測定しており, RC規準2)に示される建物外面における継続使用 短期荷重後の同ひび割れ幅w S0をR=10×10-3radからの 可能なひび割れ幅制限値を上回る。 -3 除荷時のひび割れ幅とし,表-7に一覧を示す。同表によ （2）短期荷重除荷時の残留ひび割れ幅は,ひび割れ ると,残留ひび割れ幅はひび割れの種別および発生箇所 の種別および発生箇所に係わらず0.2mm以下と に係わらず0.2mm以下であった。これは実大建物にお なった。これは実大建物において,RC造建物の いて0.5mm程度のひび割れ幅となり,RC造建物の耐震 耐震性能評価指針案3)に示される修復限界状態Ⅰ 性能評価指針案3)で示される容易に修復可能な程度のひ に相当する。 び割れ幅（修復限界状態Ⅰ）に相当する。 【参考文献】 7． まとめ 幅広扁平梁柱十字形およびト形部分架構試験体に対し て行った加力実験より,以下の知見が得られた。 １．部分架構形状に係わらず,各試験体とも破壊形式は 幅広扁平梁の曲げ破壊となった。曲げ耐力実験値 1)中岡章郎ほか：偏平梁架構の構造性能に関する研究，長谷 工技報，No.19，pp.37-43，2002. 2)日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説 2010，6条 許容応力度，pp.53-58，2010.2 3)日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指 針（案）・同解説，7章 耐震性能評価，pp.59-78，2004.1 は,全梁主筋が降伏ひずみに達するとした略算式に よる曲げ耐力計算値を下回った。 【執筆者】 ２．幅広扁平梁主筋のひずみ分布を考慮して定めた低減 係数を採用した曲げ耐力計算値は,各試験体とも曲 げ耐力実験値を上回り,その比が1.11～1.21とな り,安全側の評価となった。 3．各試験体ともに,梁せん断力は,最大耐力以降最終 変形まで,最大耐力の80%以上を保持した。 4．柱際に縦貫通孔を有するト形部分架構試験体では, *1 足立 将人 （ADACHI,Masato） 柱角から縦貫通孔を経た斜めひび割れの拡大によっ て,その後の耐力低下が生じた。 5．幅広扁平梁主筋の有効範囲を考慮した長期および短 期荷重を定義し,ひび割れ幅の検討を行った結果は 以下の通りである。 32 *4 中岡 章郎 （NAKAOKA, Akio） *2 大山 卓也 （OHYAMA,Takuya） *3 平田 延明 （HIRATA,Nobuaki）
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