コンクリート工学年次論文集 Vol.33 - 日本コンクリート工学協会

コンクリート工学年次論文集,Vol.33,No.2,2011
論文
直交梁が偏心して付帯した RC 造外柱の構造性能に関する実験的研
究
杉山
智昭*1・松崎
育弘*2・中野
克彦*3
要旨:過去の地震では,直交梁が偏心接合する外柱において柱頭部から柱梁接合部に連続したせん断破壊が
報告されている。本研究は,この様な直交部材が偏心して接合する RC 造柱のせん断挙動を明確にした設計
手法の構築を目的としている。本論文では,主としてピロティ階を対象に,直交梁と構面内の梁(面内梁)が接
合する外柱の実験を実施し,直交梁と面内梁の接合位置によって,梁が接合する区間における柱の負担せん
断力が変化し,上記のせん断破壊が誘発されることを示した。さらに,このせん断破壊に対しては,面内梁
主筋の定着部近傍および柱頭位置にせん断補強筋を配置することが効果的であることを示した。
キーワード:鉄筋コンクリート,柱,柱梁接合部,直交梁,偏心,せん断
1. はじめに
置によって,柱部材のクリアスパンが変化(短柱化)する
柱・梁で構成される架構型の鉄筋コンクリート(RC)
事を指摘し,構造検討の必要性を示している4),5)。
本論文は,主にピロティ階を対象に,直交梁と同時に
造建物において,外柱に直交する部材は,建築計画上建
物の外側または内側に偏心させて接合する場合がある。
構面内の梁が接合する外柱の構造性能の把握し,そのせ
その接合区間には,直交部材が接合しない『出隅』の部
ん断補強手法について検討することを目的とする。
位が,中柱の場合よりも大きい見付面積で存在する。
一般的な構造設計では,柱部材と柱梁接合部は明確に
区別し,各々について構造検討がされる。そのため,柱
2. 実験概要
2.1 試験体
梁接合部のせん断設計は,コンクリートのみがせん断力
図-1に試験体形状・配筋図,表-1に試験体一覧を
を負担するものとして,部材一般部よりもせん断補強筋
示す。試験体は,主としてピロティ階の外柱を想定し,
1)
,2)
。そして,柱梁接合部
直交梁と同時に構面内の梁(加力方向に接合)が接合する
に接合する,柱部材,直交する梁・壁等の影響は,柱梁
設定である。試験区間の上下は剛強なスタブを設け,上
接合部のせん断設計で一部考慮がされているものの,そ
部スタブは上層階の連層耐震壁を想定した。また,面内
の存在を無視した評価がなされることが多い。さらに,
梁は,上部をスタブと剛接させ,曲げ抵抗の一部として,
たれ壁・腰壁が接合した場合や,壁梁(ウォールガーダー)
引張縁における主筋の引張力,または,圧縮縁における
が接合した場合,また,集合住宅等で多く見られる構面
コンクリート圧縮力が柱に作用する状態を想定した。試
内の梁と直交梁が段差して接合する場合(段差梁)では,
験体の形状は,実大の約 1/3~1/2 程度の大きさで,各部
部材一般部に直交部材が付帯することになり,部材と柱
寸法・配筋は,既報4)と概ね同様の設定とした。
量が少なくされる場合が多い
共通要因は,柱断面(BC×DC=300×300mm),柱主筋(12-
梁接合部との区分は,十分に明確化されていない。
一方,過去の地震では,直交梁が偏心接合したピロテ
D13),面内梁断面(BBi×DBi=200×300mm),面内梁せん断
ィ外柱において,柱頭部から柱梁接合部へ連続するひび
補強筋,直交梁配筋およびコンクリート設計基準強度
割れが大きく口開いたせん断破壊も報告されている3)。
(Fc=27N/mm2)とした。梁接合区間のせん断補強筋比 pjw
本研究は,この様な直交部材が偏心して付帯する RC
は,指針の下限値の 0.30%1)を基準とした。
造外柱のせん断抵抗を明確にした設計手法の構築を目
変動要因は,直交梁の接合位置,直交梁の接合条件(形
指している。これまでに,直交部材が偏心して接合する
状),柱一般区間長さ(一般部せん断補強筋量),面内梁主
柱部材の面外加力実験を実施し,直交部材接合区間のせ
筋の定着方法,面内梁の主筋量,および,梁接合区間せ
ん断補強筋量が部材一般部よりも少ない場合,接合区間
ん断補強筋量の 6 要因とした。直交梁の接合位置は建物
の『出隅』部分に柱部材と同様なせん断破壊が生じるこ
の内側(内偏心)と外側(外偏心)の2水準,直交梁の形状は
とを示している。さらに,直交部材の形状および接合位
一般的な梁と逆梁の2水準(BBo×DBo=150×300mm,200
*1 大成建設(株)
技術センター
博(工)
*2 東京理科大学
名誉教授
*3 千葉工業大学
工学部建築都市環境学科
工博
(正会員)
(正会員)
教授
博(工)
(正会員)
-163-
表-1
試験体一覧
柱
直交梁
せん断補強筋
梁接合区間
柱一般部
(pjw )
(pw)
試験区
断面
間長さ 主筋
BC×DC
h
No.
2-1
2-2
断面
主筋
BBo×DBo
面内梁
せん断
補強筋
[email protected]
SD295A
(1.19%)
900
h0=600
2-4
2-5
3-1
300
×
300
12-D13
SD345
[email protected]
SD295A
(0.78%)
1100
h0=800
3-2
3-3
200×150
(逆梁)
[email protected]
SD295A
(0.30%)
下端筋
定着
方法
内側
150×300
曲げ
上げ
4-D13
SD345
200
×
300
150×300 2-D13 [email protected]
外側
SD345 SD295A
[email protected]+3- D6
SD295A (0.50%)
[email protected]
SD295A (0.30%)
せん断
補強筋
内側
外側
150×300
2-3
偏心 断面
主筋
位置 BBi×DBi
内側
曲げ
下げ
[email protected]
SD295A
2-D13
SD345
曲げ
上げ
4-D13
SD345
300
柱一般区間
梁接合区間 スタブ高さ
650(No.2-1~5)
600(No.2-1~5)
720(No.3-1~3)
300
800(No.3-1~3)
[email protected]
300
No.3-1~3-3
156
直交梁
直交梁
2-D13
[email protected]
面内梁
折曲げ
内法直径
3d=39
直交梁
2-D13
[email protected]
柱
2-D13
[email protected]
面内梁
面内梁
柱
300
余長
12d
=
No.2-1~2-5
水平投影長さ
225
50 200 50
12-D13
柱
柱一般部断面詳細
曲げ上げ
曲げ下げ
182
面内梁下端筋定着詳細
A
[email protected]
4-D13
(No.2-1,4,3-3)
2-D13
直交梁
(No.3-1,2)
150 150
450
[email protected]
(pw=0.30%)
直交梁
150 150
A' A
A
12-D13
[email protected]
(pw=0.30%)
C-C'断面
C'
[email protected]
(pw=1.19%)
12-D13
:正載荷
:負載荷
450
[email protected]
(pw=0.30%)
集中補強筋
3-D6
一般区間
[email protected](pw=0.78%)
内偏心試験体(No.2-1・2-4)
100 200
B' C
B
[email protected]
(pw=1.19%)
[email protected]
直交梁
450
B-B'断面
A-A'断面
A'
4-D13
4-D13 [email protected]
300
[email protected]
35 77 76 7735
300
300
45 70 70 70 45
※コンクリート強度 No.2-1,2-3,2-4:28.7[N/mm2],No. 2-2,2-5:27.8[N/mm2],No. 3-1~3-3:28.2[N/mm2]
鉄筋降伏点強度 No.2-1~No.2-5 柱主筋・梁主筋:380,柱せん断補強筋(D10):364[N/mm2]
柱せん断補強筋(D6):317,梁せん断補強筋(D6):344[N/mm2]
No.3-1~No.3-5 柱主筋・梁主筋:366,柱・梁せん断補強筋(D6):327[N/mm2]
12-D13
内偏心試験体(No.3-1,3-3)
12-D13
内偏心試験体(No.3-2)
図-1
外偏心試験体(No.2-2・2-5)
逆梁試験体(No.2-3)
試験体形状・配筋図
×150mm),また,柱一般区間長さ(柱脚から面内梁下端
2.2 加力方法および計測方法
までの長さ)h0 は,せん断補強筋比 pw を変動させるため
載荷は,建研式加力装置を用いて上下スタブの平行を
600mm と 800mm の 2 水準とし,
そのせん断補強筋比は,
保った一定軸力(530kN,軸力比η=0.2)の正負交番繰
柱一般区間をクリアスパンとした場合のせん断余裕度
り返し漸増載荷とした。加力は,上下スタブに取り付け
が 1.0 以上となる様にそれぞれ 1.19%と 0.78%とした。
た治具より測定した相対変位δにより制御し,層間変形
また,面内梁主筋の定着方法は,曲げ上げ,曲げ下げの
角 R=1/800~1/20 を目標変形角とした。なお,層間変形
2水準,面内梁の主筋量は,4-D13 と 2-D13 の 2 水準と
角 R は,δ/900mm として算出している。
した。なお,梁接合区間のせん断補強筋は,No.3-2 試験
体のみ面内梁の主筋定着部近傍に集中補強筋(3-D6)を付
3. 実験結果
加させ,そのせん断補強効果を確認することとした。上
3.1 破壊状況
記の要因を組み合わせて,総数 8 体の試験体を計画した。
面内梁主筋の定着は,折り曲げ内法直径を 3d(=39mm,
図-2に試験体破壊状況図,表-2に計算値・実験値
一覧を示す。
d:鉄筋径),余長を 12d(=156mm)とし,曲げ上げ定着
内偏心試験体(No.2-1,2-3,2-4,3-1~3-2):正載荷時
の場合,水平投影長さを 3/4・DC(=225mm),曲げ下げ定
は,せん断ひび割れが直交梁下端付近から上部スタブに
着の場合,主筋の折り曲げ起点までの距離を 1/2・DC (水
向かって斜めに発生しており,梁接合区間の損傷は,せ
平投影長さ:182mm)とした。また,直交梁の主筋は,通
ん断補強筋が降伏する程著しい性状であった。特に,逆
し配筋として柱に定着した。
梁の No.2-3 および柱一般区間の長い No.3-1~3-3 では,
-164-
表-2
耐力計算値・実験結果一覧
耐力計算値
実験結果
柱
試験 柱
曲げ耐力 cQmy※1[kN](cQsu/cQmy)
最大耐力※3
区間 内法 一般
部材一般部
正載荷
負載荷
No. 全長 長さ 部
せん断耐力※2
cQmy1
cQmy2
cQmy3
破壊モード※4
h0
pw
h
h'=h
h'=h0+DC/3
h'=h0
cQsu[kN]
Q[kN]
δ[mm]
Q[kN]
δ[mm]
[mm] [mm] [%] 900/1100 mm 700 /900mm h=600/800mm h'=900/1100mm
2-1
239(1.87)
308(1.45)
359(1.24)
446
304.8
8.30
2-2
238(1.84)
306(1.43)
358(1.22)
438
310.2
9.20
2-3 900 600 1.19
239(1.87)
308(1.45)
359(1.24)
446
296.2
8.25
2-4
239(1.87)
308(1.45)
359(1.24)
446
316.0
8.44
2-5
238(1.84)
306(1.43)
358(1.22)
438
329.6
8.60
3-1
197(1.89)
241(1.54)
271(1.37)
372
271.9 13.78
3-2 1100 800 0.78
197(1.89)
241(1.54)
271(1.37)
372
278.3 13.82
3-3
197(1.89)
241(1.54)
271(1.37)
372
278.0 13.53
※1 RC 規準曲げ略算式, ※2 終局強度型耐震設計指針 A 法, ※3 P-δ効果考慮
※4 F-CS:柱曲げ降伏後梁接合区間せん断破壊 F-(S):曲げ破壊(曲げ降伏後柱材部せん断破壊)
No.2-1(内偏心)
R=+1/50rad.
No.2-2(外偏心)
R=+1/50rad.
図-2
No.2-1
No.2-2
1/20
Q [kN]
No.2-1
No.2-4
300
Q [kN]
300
20
30
40
δ[mm]
No.2-1
No.2-3
1/20
No.3-1
No.3-2
300
2-3
1/20
20
30
20
30
200
1/50 1/100
1/33 1/66 100
40
δ[mm]
(b)内側偏心
折り曲げの差異
10
3-2
200
1/50 1/100
1/33 1/66 100
40
δ[mm]
(c)外側偏心
折り曲げの差異
Q [kN]
300
3-3
1/20
200
1/50 1/100
1/33 1/66 100
-40 -30 -20 -10
10
40
δ[mm]
30
-300
2-2
No.3-1
No.3-3
300
20
-100 1/66 1/33
1/20
1/100 1/50
R[rad.]
-200
Q [kN]
-40 -30 -20 -10
10
2-1
2-1
Q [kN]
-40 -30 -20 -10
300
-40 -30 -20 -10
-300
200
1/50 1/100
1/33 1/66 100
Q [kN]
-100 1/66 1/33
1/20
1/100 1/50
R[rad.]
-200
-300
(a)偏心位置の差異
No.3-3(内偏心)
R=+1/33rad.
2-5
1/20
10
-100 1/66 1/33
1/20
1/100 1/50
R[rad.]
-200
2-1
No.2-2
No.2-5
-40 -30 -20 -10
10
No.3-2(内偏心)
R=+1/33rad.
F-CS
F-(S)
F-CS
F-(S)
F-(S)
F-CS
F-CS
F-CS
試験体破壊状況図
200
1/50 1/100
1/33 1/66 100
1/20
-40 -30 -20 -10
-7.87
-7.82
-8.93
-8.90
-9.20
-9.90
-12.91
-13.75
2-4
2-2
200
1/50 1/100
1/33 1/66 100
No.3-1(内偏心)
R=+1/33rad.
No.2-3(内偏心)
R=+1/67rad.
-347.6
-334.0
-343.3
-353.1
-329.9
-309.7
-306.7
-310.6
20
30
40
δ[mm]
10
20
30
40
δ[mm]
-100 1/66 1/33
1/20
1/100 1/50
R[rad.]
-200
-100 1/66 1/33
1/20
1/100 1/50
R[rad.]
-200
-100 1/66 1/33
1/20
1/100 1/50
R[rad.]
-200
-300
-300
-300
(d)逆梁
3-1
図-3
(e)接合部内
せん断補強筋量
3-1
(f)面内梁主筋量
せん断力Q-相対変位δ関係
直交梁下端付近の部材一般部から梁接合区間に連続す
柱一般区間をクリアスパンとする特性が見られた。なお,
るひび割れが大きくなり,地震被害報告と同様なせん断
柱一般区間の短い No.2-1,2-3,2-4 は,そのせん断ひび割れ
破壊が観察されている。一方,負載荷時では,せん断ひ
が顕著であり,部材一般部の損傷が大きい性状であった。
び割れは,柱脚から面内梁下端を結ぶ対角線状に発生し,
外偏心試験体(No.2-2,2-5):正載荷では,梁接合区間に曲
-165-
げせん断ひび割れが生じており,梁接合区間の損傷が認
ある。また,図(c)に見られる様に,外偏心試験体では,
められる。しかし,負載荷では,せん断ひび割れが柱一
梁接合区間の損傷が小さいため,曲げ上げ(No.2-2)・曲げ
般区間に対角線状で発生し,その区間をクリアスパンと
下げ(No.2-5)で変形性状に大きな差異は認められない。
する特性が支配的な傾向であった。
逆梁:図(d)の様に,逆梁の No.2-3 は,1/100rad.以降の
すべての試験体において,R=1/150~1/100rad.において,
正載荷において,梁接合区間の損傷が顕著となり,急激
柱脚と梁(面内梁)下端付近の主筋が引張降伏して曲げ降
な耐力低下を生じ,軸力を保持できない性状に至った。
伏に至った。最終的な破壊モードは,No.2-1 正載荷,
接合部せん断補強筋量:図(e)に示す様に,梁接合区間
No.2-3,No.3-1~No.3-3 が柱部材曲げ降伏後の梁接合区
に集中補強筋を配筋した No.3-2 は,No.3-1 よりも耐力低
間せん断破壊であり,その他が柱部材端部のコンクリー
下が緩やかであり,せん断補強効果が認められる。
ト圧壊を伴う柱曲げ破壊であった。なお,最終的には,
面 内 梁 主 筋 量 : 図 (f) の 様 に , 面 内 梁 主 筋 量 の 多 い
柱一般区間の短い 2-1~2-5 試験体では,柱一般部の損傷
No.3-3(4-D13)は,1/50rad.程度より梁接合区間のせん断破
が著しく,柱部材のせん断破壊も認められた。
壊により急激に耐力低下に至っており,主筋量の少ない
3.2 変形性状
No.3-1(2-D13)よりも変形能の小さい特性であった。
3.3 直交梁・面内梁の影響
図-3にせん断力 Q-相対水平変位δ関係を示す。な
お,せん断力 Q は軸力による付加モーメントを考慮した
図-4に梁接合状況を変動要因としたせん断力 Q-相
値である。全試験体ともに,1/100rad.~1/66rad.にかけて
対変位δ関係包絡線を示す。図中には,本実験と材料強
柱主筋の引張降伏により最大耐力に至り,その後緩やか
度および配筋が同様である,既往実験の矩形柱(柱せん断
に保持せん断力が低下している。
補強筋比 pw=1.19%)
偏心位置:図(a)に示す様に,内偏心の No.2-1 と外偏心
接合区間のせん断補強筋比が小さい試験体(梁接合区間
の No.2-2 は,同様な履歴特性を示した。しかし,梁接合
0.2%・柱一般部 1.19%)4)も示している。なお,既往実
区間のせん断破壊が生じた内偏心の No.2-1 は,R=1/50rad.
験4)では,直交梁は柱脚側に接合させたが,比較のため
以降の耐力低下が大きい性状であった。
柱頭側に接合するものとして記載した。
6)
,および,直交梁のみが接合し梁
図-4(a)は,直交梁が柱引張主筋側(以降,引張側)
梁主筋定着方法:図(b)に示す様に,面内梁主筋を曲げ
上げ定着した No.2-1 に対して,曲げ下げ定着した No.2-4
に接合する場合を示した。最大耐力は,梁が接合しない
は同様な履歴性状を示している。しかし,No.2-4 では,
矩形柱 97-No.36)に対し,直交梁のみ接合した 00-No.44)
梁接合区間におけるせん断ひび割れの口開きが抑制さ
は殆ど変化せず,面内梁がさらに接合した No.2-1 では上
れており,R=1/50rad.以降の耐力低下が緩やかな性状で
昇している。最大耐力以降,同様に耐力低下しているが,
400
Q [kN] (a)直交梁引張側
300
No.2-1 00-No.4 97-No.3
200
150
100
1/50
1/100
1/200 1/66
50
0
5
10
15
20
R [rad.]
1/20
1/33
25
30
35
δ[mm]
40 45
Q [kN] (b)直交梁圧縮側
実験最大(曲げ)耐力 eQmax[kN]
250
0
面内梁引張
面内梁圧縮
cQmy 3(h’=600mm)
平均値
350
cQmy 2(h’=700mm)
300
cQmy 3(h’=700mm)
250
cQmy 2(h’=900mm)
cQmy 1(h’=900mm)
cQmy 1(h’=1100mm)
200
350
150
300
97-3
00-1
00-4
00-6
00-1
00-4
00-6
3-1
2-1 3-2 2-2
2-4 3-3 2-5
直交梁4)
(引張側)
直交梁4)
(圧縮側)
直交梁
(引張側)
+
面内梁
(引張側)
2-2
2-5
3-1
2-1 3-2 00-2
2-4 3-3 00-5
No.2-2 00-No.4 00-No.5
250
200
150
独立柱6)
100
1/50
1/100
1/200 1/66
50
0
0
5
図-4
10
15
20
R [rad.]
1/20
1/33
25
30
35
δ[mm]
40 45
せん断力-相対変位関係包絡線
※下図柱内に記載の線は,
代表的なせん断ひび割れ
直交梁
(圧縮側)
+
面内梁
(引張側)
直交梁
(引張側)
+
面内梁
(圧縮側)
直交梁
(圧縮側)
+
面内梁
(圧縮側)
面内梁
(両側)
:せん断力加力方向(正載荷・負載荷),文献4)は,柱頭側に梁が接合した図として記載
図-5
梁付帯状況と実験最大耐力(曲げ耐力)および曲げ耐力計算値
-166-
Q
Q
Q
My
Q
My
Q
My
Q
100 50 0 -50 -100
直交梁:00-44)
Q
My
Q
100 50 0 -50 -100
面内梁:00-54)
図-6
Q
My
Q
My
Q
Q
100 50 0 -50 -100
100 50 0 -50 -100
100 50 0 -50 -100 100 50 0 -50 -100
直交梁(引)+面内梁:2-1 直交梁(圧)+面内梁:2-2 直交梁(引)+面内梁:3-1 直交梁(引)+面内梁:3-3
柱モーメント分布(単位:kN・m,R=1/400 および 1/150rad.)
εy4) εy
εy
εy
εy
梁下端
▽(No.3)
▽梁下端 ▽梁下端
No.2-1
No.2-2
00-No.44)
独立柱6)
計測
位置
(a)配筋図(No.2-1)
0.1
0.2 ε[%] 0
0.1
2-1
2-1 2-3
0.2 ε[%] 0
0.1
図-7
No.3-2:
柱せん断
補強筋量大
No.3-3:
面内梁
主筋量大
0.1
0.2 ε[%]
2-4
0.2 ε[%]
(d)面内梁定着
(c)逆梁
(b)梁接合位置
No.3-1
No.3-2
No.3-3
計測
位置
No.2-1
No.2-4
No.2-1
No.2-3
2-1 2-2 00-No.4
0
▽梁下端
▽梁下端
0
(e)配筋図(No.3-1)
(f)補強筋量
せん断補強筋歪み分布(R =1/150rad.時)
00-No.4 は 1/33rad.付近で梁接合区間のせん断破壊により
響は,面内梁が同時に接合する場合も同様な傾向である。
急激に低下している。よって,面内梁が引張(以降,引
図中の横線は,クリアスパン h’を変化させた曲げ耐力
張側)となる No.2-1 は,面内梁主筋の引張力により接合
計算値(cQmy)を示している。面内梁が圧縮側,または,両
区間の柱負担せん断力が変化していると推測される。
側に接合する場合の実験値は,見かけの危険断面位置を
図-4(b)は,直交梁が柱圧縮主筋側(以降,圧縮側)
仮定した計算値 cQmy2(h’= h0+DC/3,h0:柱一般区間長さ,
に存在する場合について示している。最大耐力は,両側
DC:柱せい)7),または,cQmy3(h’= h0)と対応する値であ
に面内梁が接合(00-No.54)),直交梁と面内梁が接合(No.
る。面内梁が引張側に接合する場合,耐力は cQmy2 を用
4)
2-2),直交梁のみ接合(00-No4 )の順に大きく,同様の順
いた計算値に近い値であり,見かけ上のクリアスパンも
番で耐力低下が大きい性状であった。この様な接合状態
h’= h0+DC/3 に近い長さと推測される。
図-6は,柱モーメントの高さ方向分布であり,柱モ
では,梁接合区間の損傷が小さく,部材一般部の特性が
ーメントは,主筋歪み度から各断面の歪み度分布を仮定
全体挙動に対して支配的になるといえる。
し,鉄筋とコンクリートの材料特性を考慮して算出した。
4. 考察および検討
直交梁が引張側に接合する No.00-4 の梁接合区間は,
4.1 クリアスパンと部材曲げ耐力
全域でモーメント勾配が一般部と同様であり,この区間
図-5に梁接合状況と最大耐力(曲げ耐力)の関係を示
の柱負担せん断力は一般部と同程度といえる。さらに面
す。図には,材料強度がほぼ同等である既往の実験の結
内梁が接合(No.2-1),また,直交梁が外側(圧縮側)に偏心
果
4),6)
も併せて示し,最大耐力は,直交梁および面内
梁の接合状況別に,正・負載荷を区別して示した。
(No.2-2)することで,一般部と同様なせん断力を負担する
区間が短くなり,梁接合区間全体でモーメント勾配が緩
最大耐力は,1)直交梁が圧縮側,2)面内梁が引張側(面
やかになっている。面内梁主筋に引張力が生じる(面内梁
内梁主筋が引張抵抗),3)面内梁が圧縮側(面内梁コンク
が引張側)No.2-1,2-2,3-1,3-3 の分布は,梁接合区間の
リートが圧縮抵抗),4)面内梁が両側に接合,の順に次第
勾配変化(折れ曲がり)が緩やかであるものの,両側に面
に大きくなっている。直交梁偏心の影響は,直交梁のみ
内梁が接合する(面内梁に圧縮力が生じる) No.00-5 とほ
が柱の圧縮主筋側に接合する場合に耐力上昇が大きく,
ぼ同様な性状である。また,面内梁主筋量が多い No.3-3
柱の引張主筋側に存在する場合の影響は小さい。この影
は,少ない No.3-1 よりも勾配変化が大きい性状である。
-167-
これら柱モーメント分布の変化は,面内梁コンクリー
トの圧縮力,面内梁主筋の引張力,および,直交梁のせ
曲げ上げ
(No.2-1)
直交梁
ε[%]
面内梁 0.2
ん断力(モーメント) 負担により,柱に逆せん断力を与え
0.1
ることで生じたと考えられる5),7)。したがって,梁接合
εy
No.2-4
(曲げ下げ)
1/150rad.
No.2-1
(曲げ上げ)
区間の柱負担せん断力は,直交梁および面内梁の接合位
1/400rad.
柱
置,すなわち,柱に与える逆せん断力の大小により変化
し,これにより柱のクリアスパンも変化するといえる。
4.2 せん断補強筋ひずみ挙動
曲げ下げ せん断ひび
(No.2-4) 割れ位置
図-8
図-7にせん断補強筋の歪み度分布を示す。
図(b)は梁接合位置を変動要因とした図である。歪み
度の大きい区間は,00-No.4,No.2-1,No.2-2 と耐力低下
の急激なほど,梁接合区間の上側 (奥側)に広がり,面内
梁が接合する No2-1,No.2-2 は,梁下端近傍の歪み度が
最も大きい傾向である。これは,前節で示した,梁接合
区間内で柱負担せん断力が一般部と同様である区間と
対応し,この区間のせん断抵抗が限界に達して,柱頭か
に構面内の梁が接合する柱部材の構造性能について,以
下の結論を得た。
1)直交梁および面内梁の接合位置により,梁が負担
するせん断力(柱に与える逆せん断力)が変化する。
これにより,梁接合区間内の柱負担せん断力が変
化し,柱の見かけのクリアスパンも変化する。
が無くせん断補強筋が少ない場合,直交梁下端近傍でせ
2)部材一般部から接合部に連続するせん断破壊は,
ん断破壊を誘発し易いといえる。また,面内梁主筋定着
直交梁が建物内側に偏心し,面内梁に引張力が生
方法に関しては,曲げ上げ(No.2-1),曲げ下げ(No.2-4)で
じる方向にせん断力を受ける場合に生じ易い。
大きな差異は見られない(図(d))。さらに,図(f)の様に,
3)せん断設計では,梁接合区間内で柱負担せん断力
面内梁の主筋定着部近傍にせん断補強筋を集中配筋し
が一般部と同様となる区間を明確化し,その区間,
た No.3-2 は, No.3-1,No.3-2 よりも歪み度が小さく抑え
および,柱負担せん断力が大きく変化する位置に
られ,良好な補強効果が得られている。
対し,せん断補強を行うことが重要である。
面内梁主筋量の多い No.3-3 は,少ない No.3-1 よりも
4)上記の補強は,面内梁の主筋定着部近傍および柱
面内梁主筋の定着部近傍および柱頭位置の歪み度が,大
頭にせん断補強筋を配することが効果的である。
きくなる傾向である。しがたって,面内梁主筋の引張力
~2-5 では,No.3-1~3-3 よりも梁接合区間のせん断ひび
割れの口開きが抑えられていることからも,柱頭位置に
せん断補強筋を配することは効果的と考えられる。
図-8は,面内梁主筋の定着部の歪み分布であり,折
り曲げ部を直線状にして記載している。曲げ下げ定着
(No.2-4)の歪みは,曲げ上げ定着(No.2-1)に比べて柱の中
央部分で大きな歪みが生じている。この位置は,接合区
間へ連続するせん断ひび割れが発生しており,面内梁主
筋がこのひび割れに抵抗していると考えられる。これか
らも面内梁主筋定着部近傍のせん断補強筋は,一般部と
接合区間に連続するせん断破壊の防止に有効といえる。
以上より,せん断設計では,梁接合区間内で柱の負担
せん断力が一般部と同様となる区間を明確化し,その区
間をせん断補強することが重要といえる。特に,柱の負
担せん断力が大きく変化する面内梁の主筋定着部,およ
面内梁主筋歪み分布(黒色:No.2-1 灰色:No.2-4)
主としてピロティ階の外柱を想定した直交梁と同時
と同様に,梁接合区間上側の歪み度が大きく,直交部材
測される。また,柱一般部のせん断補強筋量が多い No.2-1
直交梁幅
5. まとめ
図(c)に示す様に,逆梁である No.2-3 は,上記 00-No.4
さらに増加し,これによりせん断破壊が誘発されたと推
面内梁端
余長部
び,柱頭にせん断補強筋を配することは効果的といえる。
ら接合部へ連続するせん断破壊が生じたと推測される。
が増大するにつれて,その近傍のせん断補強筋の負担も
0
参考文献
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耐震設計指針・同解説,pp.268~270,1999
2) 日本建築学会:鉄筋コンクリート構造計算規準・同解
説,pp.154,2010
3) 例えば,日本建築学会:阪神・淡路大震災と今後の RC
構造設計-特徴的被害の原因と設計への提案-,pp.25,
1998.10
4) 宇野功一,松崎育弘,中野克彦,杉山智昭:腰壁・垂れ壁付
き RC 柱が面外方向に荷重を受けた場合の構造性能に
関する実験研究,コンクリート工学年次論文集
Vol.22,No.3,pp.557~560,2000.9
5) 宇野功一,杉山智昭,中野克彦,松崎育弘:直交部材を付帯
する RC 柱の構造性能に関する研究,日本建築学会大会
学術講演梗概集,C-2pp.511~512,2001.9
6) 片岡隆広, 松崎育弘,中野克彦,荒木伸宏:シート状連続
繊維によりせん断補強された RC 柱の靭性能に関する
実験的研究,コンクリート工学年次学術講演集,
No.2pp.213~218,1997
7) 杉山智昭,松崎育弘,中野克彦:非構造壁を内蔵する鉄筋
コンクリート造架構の構造性能に関する研究, 日本建
築学会構造系論文集,第 551 号 pp.111~pp.118,2002
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