コンクリート工学年次論文集 Vol.24 - 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.24,No.2,2002
論文 アラミド繊維ベルトによりプレストレスを導入した極短柱の
耐震・応急補強法
玉寄 幸直 * 1・山川 哲雄 * 2・佐藤 元 * 3
要旨:せん断スパン比が 1.0 の極短柱で,せん断補強筋比が 0.08% と少なく,脆性的なせん
断破壊を起こしやすい柱に,アラミド繊維ベルトを外帯筋状に周回させ,カプラ−を介して
プレストレスを導入して耐震補強加力実験を行った。高軸力下の曲げ挙動やせん断挙動,さ
らには応急補強に関しての実験結果について取りまとめると共に,
これらの解析も合わせて
行い,本補強法の有効性を検証した。
キーワード:アラミド繊維ベルト,プレストレス,極短柱,耐震補強,応急補強,靭性
1.序
は主筋が座屈しやすい高軸力下においても,本
山川らは既存RC柱の四隅に配置したコーナー
耐震補強法が靭性改善に有効であるかどうかに
ブロックを介して,アラミド繊維ベルト(以下ア
ついても検証する。
ラミドベルト)を周回させ,カプラ−で連結しプ
レストレスを導入する耐震補強法を文献 1) で発
2.実験計画
表した。この補強法は重機を必要としない簡便
本実験に用いた鉄筋及びアラミドベルト( 幅
なドライ工法であるので,地震被災後の余震対
17mm, 厚さ 0.612mm)の力学特性を Table 1 に,
策や2次災害を防ぐための応急補強法としても
補強 RC 柱試験体の一覧を Table 2 に示す。柱試
利用できることについて言及し,一部加力実験
験体の寸法は 250 × 250 × 500mm であり,せん
結果を呈示した。
Table 1 Mechanical properties of material
a
σu,σy εu,εy
E
(mm2) (MPa) (%) (GPa)
一方,本補強法は従来のせん断補強効果と受
動的横拘束効果に加え,能動的横拘束効果を利
用することで,大きな補強効果を得ることがで
Aramid fiber belt
Rebar(D10)
きる。しかし,アラミドベルトは帯筋のように主
Hoop(3.7φ)
10.4
2065
1.75
118.0
71.0
371
0.20
185.5
11.0
390
0.19
205.0
σu/εu=fracture strength/strain of belt,
σy/εy=yield strength/strain of steel, a=cross section area.
筋を直接拘束していないため,座屈防止の役割
を果たしていないと考えられる。そこで,本論で
Table 2 Column specimen
ER01S-A65
Specimen
M/(VD)=1.0
Aramid belt
Prestress
Axial force ratio
σB
R01S-A65
R01S-A65Nm
R01S-A65m
R01S-A65h
R01S-Aw65h
500
7000µ(826MPa)
[email protected]
Non
0.2
13.6MPa
[email protected]
7000µ(826MPa)
0.6
0.4
17.1MPa
Common details Rebar: 12-D10(pg=1.38%) Hoop: [email protected](pw=0.08%)
*1 琉球大学大学院 理工学研究科 環境建設工学専攻 (正会員)
*2 琉球大学教授 工学部 環境建設工学科 工博 (正会員)
*3 横浜ゴム(株) MB 事業開発部 (正会員)
-1261-
unit : mm
断スパン比 1.0 の極短柱となっている。柱試験体
ER01S-A65 は応急補強試験体である。補強前
の主筋比は Pg=1.36% で,帯筋比は Pw=0.08% で
の基準試験体をせん断破壊させた後,時間をお
ある。極短柱で,しかもせん断補強量が極めて少
いて応急補強を施し,再度加力実験を行った。こ
なく,耐震補強を施さなければ既存 RC 柱として
の応急補強によって回復した柱の水平耐力がど
脆性的なせん断破壊を起こす試験体である。
の程度であるかを把握するために,恒久的耐震
応急補強や耐震補強に用いたアラミドベルト
補強として健全なRC柱試験体に最初から補強し
の幅は 17mm(ダブル幅ベルトは 17 × 2=34mm)
た R01S-A65 を用意した。
である。なお,ベルトはアラミド繊維シートの端
高軸力の試験体は4体で,その内2体は軸力
部どうしを接着して輪を作り,重ねた状態で柱
比0.4のもとでシングルベルトにプレストレスを
の四隅に配置したコーナーブロック(内法寸法50
導入した R01S-A65m と,ノンプレストレスの
× 50mm で厚さ 20mm)を介して柱の外側に周回
R01S-A65Nm である。軸力比 0.6 のもとではシン
させた。この際,緊張力が均一になるように, グルベルトを用いた R01S-A65h と,ダブル幅ベ
コーナーブロックの外側面に 20mm の曲率半径を
ルトを用いた R01S-Aw65h の2体である。
設け,かつフィルムを貼付した。輪になったベル
載荷は建研式加力装置を用いて行った。加力
トを重ねてできた両端を柱試験体の柱幅面(水平
は部材角 R を 0.5% ずつ増加させ,同一振幅で3
力と直交する面)に配置したカプラ−で連結し閉
サイクルずつ繰り返し,3.0% まで行った。また,
鎖形にした上で,ボルトとナットを用いてプレ
部材角が 3.0% まで至っても,実験の継続が可能
ストレスを導入した(Fig. 1参照)。それに伴うベ
であれば,部材角 4% 及び 5% で正負1回繰り返
ルトのひずみは,破断ひずみの約4割に相当す
し,耐震性能の確認を行った。
る 7000µ(応力度に換算して 826MPa で,シング
ルベルト1本当たり17.2kN)前後であり,両柱せ
3.実験結果と考察
い面(水平力と平行な面)のベルトに貼付したひ
試験体のせん断力Vと部材角Rに関する履歴曲
ずみゲージによって緊張力を管理した。
線,及び柱の平均伸縮ひずみ εv と部材角 R の関
Coupler
Coupler
Aramid belt
係を Fig. 2 に示す。応急補強試験体 ER01S-A65
の履歴曲線に関して,黒色は補強前を示し,灰色
は補強後を示す。なお,V-R 曲線中の点線は多段
配筋柱の曲げ強度略算式に,P-δ 効果を考慮した
Aramid belt
Corner block
ものである。
Bolt
Nut
応急補強を施す前の柱試験体 ER01S-A65 は,
Fig. 1 Detail of seismic retrofit tecnique
部材角が正側のR=0.2%前後で比較的大きなせん
ベルトピッチはすべて 65mm である。また,コ
断ひび割れが発生し,耐力が急激に低下すると
ンクリートのはらみ出しを抑えるために柱表面
ともに変形が一気に R=0.5% 近くまで進行した。
(コーナーブロックの間)に4面とも厚さ3mmの
次いで負側では R=0.45% で大きなせん断ひび割
アクリル板(140 × 480mm)を,ベルトとアクリ
れ(最大ひび割れ幅 2.5mm)が発生し,耐力が大
ル板の間には木片(140×17×17mm)をそれぞれ
幅に低下するとともに変形が一気にR=0.9%まで
設置する。その結果,コンクリートがはらみ出せ
進展した。その後,R=0.5% で正負2回繰り返し
ばアクリル板を介して木片が外に押し出され, た後,R=1% で正負1回繰り返した。その結果,
アラミドベルトに横分布力が作用する。この分
せん断ひび割れ幅が正負とも約 4mm に拡大し
布力はアラミドベルトに引張力を増加させ,受
た。そこで,水平力を零にもどすと損傷した RC
動的横拘束効果がさらに期待できる。
柱試験体の部材角が R=-0.77% 残留した。この残
-1262-
留変形を残したまま,軸力を軸力比にして 0.2 の
-325µ程度になり,元に戻る傾向があった。即ち,
まま約 25 時間載荷し続けた。その間の変動は柱
損傷した柱にプレストレスを導入して応急補強
中心軸上の平均伸縮ひずみが圧縮側に 50µ 程度
を施すと,開いたひび割れが閉じて,復元力と鉛
増加し,1230µ の圧縮ひずみが生じていた。しか
直支持能力がかなり回復することを意味する。
し,残留水平変位に関しては変動は見られな
上記の状況を確認後,応急補強を施したまま
かった。その後,アラミドベルト(幅 17mm のシ
軸力を加力装置の自重である 60.3kN(軸力比で
ングル)を 65mm 間隔で巻き付け,プレストレス
0.07)まで戻した。それから約 15 時間後に応急補
導入に伴うひずみを約 7000µ にして応急補強を
強柱試験体 ER01S-A65として,軸力比0.2まで再
施した。この時点で残留変形が R=-0.1% 前後に
載荷し,プレストレス導入に伴うアラミドベル
戻るとともに,柱中心軸上の平均伸縮ひずみも
トのひずみを7000µに再調整し,加力実験を行っ
εv-R
V-R
0.8 εv(%)
応急補強によって耐震性能がかなり回復してい
0.4
ることがわかる。しかし,せん断破壊によってか
0
なり損傷した柱試験体にドライ応急補強(ひび割
0
-100
れ面にエポキシ樹脂等を一切注入していない)を
-200
-0.4
施しているので,水平耐力が曲げ強度略算値に
200
0.8
達していない。これを検証するために,損傷のな
0.4
い柱試験体に恒久的な耐震補強として,同一の
0
耐震補強を施した R01S-A65 の V-R 曲線と εv-R
100
0
-100
-0.4
300
200
100
0
-100
-200
-300
0
R01S-A65m
-200
300
200
100
0
-100
-200
-300
300
200
100
0
-100
-200
-300
R01S-Aw65h
V(kN)
100
R01S-A65h
R01S-A65Nm
R01S-A65
ER01S-A65
200
た。この結果得られたV-R 曲線とεv-R 曲線から,
300
200
100
0
-100
-200
-300
曲線を Fig. 2 に示す。これらの図によると,水平
耐力の実験値は曲げ強度略算値に到達し,εv-R
曲線はシャープな形状になり,伸びひずみ εv が
-1
部材角 R の増大とともに大きく立ち上がってい
-2
る。ER01S-A65とR01S-A65 に見られるこれらの
-3
差異は,耐震補強前の柱試験体の損傷の有無に
0
よるものである。両者にこの程度の差異しかな
−1
いことから,本論で提案する応急補強が地震被
災直後の損傷建築物に十分適用可能であると判
−2
断できる。ただし,応急補強が適用できる損傷限
−3
界や,エポキシ樹脂等の注入によるひび割れ面
0
の修復後の恒久補強に関しては,まだ十分な検
-1
討が必要であり,今後の研究課題である。
-2
高軸力シリーズではプレストレスを導入して
-3
いない柱試験体 R01S-A65Nm は,R=0.2% 前後で
柱せい面に顕著なせん断ひび割れが入り,水平
0
耐力の増大に歯止めがかかった。せん断ひび割
-1
れが生じると,柱が膨張しアラミドベルトの横
-2
R(%)
-4 -2
0
2
4
補強効果を期待できる。正負繰り返し回数と部
-3
R(%)
-4 -2
Fig. 2 Measured V-R and εv-R
0
2
4
材角の増大に伴い,せん断ひび割れ幅や数が拡
大し,柱の損傷が一段と進展した。しかし,アラ
-1263-
ミドベルトによる横補強効果のため,水平耐力
アラミドベルトの繊維方向におけるひずみ
の低下は緩やかである。軸力比が 0.4 と大きく, ゲージの測定結果をFig. 3に示す。ER01S-A65で
柱の損傷も大きいので柱中心軸上での平均伸縮
は,応急補強を施した柱試験体が既に損傷して
ひずみは圧縮ひずみが進行している。
いるので,補強後に再度加力実験を行うと,ベル
一方,プレストレスを導入した補強 RC 柱試験
トがいったん少しゆるむ。しかし,部材角が増大
体 R01S-A65m においては,水平耐力が R=0.5%
してくると,ベルトのひずみも初期ひずみの
で曲げ強度略算値に到達している。R=1.0% で柱
7000µ を少し超えるようになる。一方,健全な柱
せい面に×印のせん断ひび割れが目立ちはじめ, に恒久的な補強を施した R01S-A65 は,柱頭でア
R=1.5% から水平耐力が下降に転じた。R=3% ま
ラミドベルトが補強効果を発揮している。
で水平耐力は少しずつ下降していったが,R=4%
一方,高軸力シリーズに関してプレストレス
と5%では目立つような水平耐力の低下は観察さ
を導入していない R01S-A65Nm は,部材角の増
れなかった。また,柱中心軸上の伸縮ひずみの進
Top belt
のように柱試験体 R01S-A65Nm と比較して,プ
レストレスの効果は明白である。
軸力比を 0.6 に上げた補強 RC 柱試験体 R01S-
ER01S-A65
行も小さく,耐震性能の改善は明らかである。こ
Middle belt
ε(%)
1
ε (%)
0.7
0.5
A65h は,高軸力に見あったアラミドベルト補強
能であった。高軸力のため,P-δ 効果による耐力
低下も大きく,また R=1.5% 前後から曲げ圧縮破
1
R01S-A65
量不足のため,大変形域までの加力実験が不可
0.7
0.5
上記の実験結果を受けて,ベルト幅をダブル
幅にしてプレストレスを前回同様に 7000µ 導入
した柱試験体R01S-Aw65hの加力実験結果をFig.
2 に示す。軸力比 0.6という高軸力下にあっても,
R01S-A65Nm
壊の傾向も顕著になり,主筋の座屈も始まった。
5%では,アクリル板が 4面ともすべて破損した。
これは,コーナーブロックで押えた以外の領域
で,高軸力のためコンクリートがはらみ出し,そ
R01S-A65m
高い耐震性能を確保している。大変形域のR=4∼
トは初期プレストレスが大きいので,部材角が
小さい範囲では効果的であるが,いったんひび
割れが生じ,柱の損傷が拡大してくると膜剛性
が比較的小さいので,横補強材としての伸縮剛
性に依存する受動的横拘束効果を大きくは期待
R01S-A65h
ずみの進行も大きくなっている。アラミドベル
1
0.7
1
0.7
1
0.7
R(%)
0
-4
できない。この点では,軸剛性の大きい PC 鋼棒
がやや有利である。
0
0
R01S-Aw65h
ると,柱中心軸上の伸縮ひずみにおける圧縮ひ
0.5
0
の圧力でたわみが大きくなりアクリル板が破損
したものと推定される。また,部材角が大きくな
1
-2
0
2
4
R(%)
-4
-2
0
2
4
Fig. 3 Measured strain of aramid fiber belt of column
specimens
-1264-
大とともにアラミドベルトの引張りひずみが着
ラミドベルトに導入されたプレストレスのひず
実に増大している。しかも,アラミドベルトの配
みレベルが R00S-A65h/2 は約 8000µ に対して,
置位置とは無関係にほぼ一様にひずみが増大し
R01S-A65m は約 7000µ である。Fig. 4 に R00S-
ている。しかし,他の3体は柱頭部近傍のひずみ
A65h/2 の V-R 曲線と εv-R 曲線を,文献 1) から転
が柱中央部のそれより大きく,柱頭部の横補強
記する。Fig. 2 の R01S-A65m と比較すれば,ア
が重要であることを示唆している。これは,軸圧
クリル板の配置により横拘束効果が増大し,V-R
縮力が大きいので柱頭が曲げ降伏後主筋が座屈
曲線やεv-R曲線が改善されていることがわかる。
し始め,曲げ圧縮破壊の傾向が強くなってきた
このことは,Fig. 5に示したスケルトンカーブの
ためと考えられる。
比較からも靭性の改善が見られる。
4.2000 年度の実験結果との比較
5.解析的検討
本年度(2001 年)の試験体の特色はアラミド
崎野・孫式 2) にプレストレスによる能動的横拘
ベルトによる横拘束効果の増大をはかるために, 束圧として,Richart3) らの静水圧に基づくコンク
コーナーブロック間の隙間(480 ×140mm)に厚さ
リート強度の増大効果をファイバーモデルに適
3mmのアクリル板を配置し,さらにアクリル板と
用して計算したN-M相関曲線をFig. 6に示す。N-
アラミドベルトとの間に木片を挿入したことで
M 相関曲線中に示した各点は実験で得られた最
ある。これはコーナーブロックの厚さが本試験
大水平耐力値である。軸力比が大きくなるほど
体では,前年度と同様に 20mm もあるため,その
横拘束効果の影響が大きいことがわかる。
上を周回するアラミドベルトと柱表面との間に
AIJ 靭性設計指針式 4) に基づき,せん断破壊時
20mm の隙間ができるので,ベルトがコンクリー
と付着割裂破壊時のせん断強度 Vu と Vbu を計算
トのはらみ出しを直接押さえることができず, した。また,曲げ強度は多段配筋柱の略算式 Vf
主筋の座屈防止に寄与していないからである。
と,前述の構成則を適用したファイバーモデル
比較する補強RC柱試験体はアクリル板を用い
の2通りで計算した(Fig. 7 参照)。その結果,耐
ていないR00S-A65h/2と,アクリル板を4面とも
震補強前の応急補強試験体 ER01S-A65 は,せん
用いた R01S-A65m の2体である。両試験体の軸
断強度 Vu と実験結果がほぼ一致している。応急
力比は共に 0.4 であるが,コンクリート強度が
補強後はファイバーモデルによる曲げ強度と実
19.8MPa と 17.1MPa である。それ以外の配筋,形
験値が一致するようにコンクリート強度をおき
状,補強法などはすべて同一である。ただし,ア
かえて計算したところ,6.5MPa で一致した。た
V(kN)
V-R
200
100
0
-100
-200
-300 -4 -2
εv-R
0 εv(%)
-1
0
R(%) -3
2 4
-4
V(kN)
200
R01S-A65 においても同様である。また,高軸力
-2
0
0
Single belt (prestress)
Double belts (prestress)
Single belt (non prestress)
R01S-A65Nm
R01S-A65m
Test
R01S-A65h
R01S-Aw65h
R(%)
2 4
}
2.5 N(MN)
2
R00S-A65h/2
1.5
150
50
式 5) )が計算上最も小さい。これは,柱試験体
-2
Fig. 4 Measured V-R and εv-R of R00S-A65h/2
100
だし,付着割裂時のせん断強度 Vbu(小谷・前田
R01S-A65m
1 N/(bD σB)=0.6
0.5
N/(bD σB)=0.4
R(%)
1
2
3
4
5
Fig. 5 Measured skeleton curve
0
-1265-
10
20
30 40 50 60
Fig. 6 N-M curve
70 M(kN・m)
シリーズにおいても曲げ降伏が先行した試験体
結果がほぼ一致している。しかし,軸力が高く,
はすべてファイバーモデルによる計算値と実験
横拘束効果が大きいほど曲げ強度略算値とファ
Vf=flexural strength by the simplified equation
Vu=shear strength by AIJ design guideline4)
Vbu=bond strength by Otani & Maeda Eq.5)
V(kN) ER01S-A65
200
イバーモデルとの差異が大きくなっていること
は,N-M相関曲線と同じである。R01S-A65Nmの
ように,プレストレスが導入されないと付着劣
Before retrofit (σ B =13.6MPa)
化を起こし,耐力が増大しないこともFig. 7から
Vf
わかる。しかし,アラミドベルトのおかげで変形
fiber model
100
0
Vu
が進んでも耐力の低下はほとんどない。
Vbu
experimental skeleton curve
ER01S-A65
6.結論
After retrofit (σ B =6.5MPa)
200
1)本補強法は応急補強法としても活用できる
見通しを得た。しかし,応急補強可能な損傷限界
100
や,エポキシ樹脂等を損傷ひび割れ面に注入後
の本補強法の適用に関しては,さらなる検討が
0
R01S-A65
必要である。
( σ B =13.6MPa)
200
2)本補強法は,コンクリートのはらみ出しをア
クリル板と木片の利用により防止することで,
100
高軸力下においても主筋の座屈を防止し,有効
に活用できる見通しを得た。
0
300 R01S-A65Nm
3)高軸力下ではアラミドベルトにプレストレ
(σB=17.1MPa)
スを導入したほうがはるかに有利である。
200
4)AIJの靭性型設計指針式で破壊形式をほぼ予
100
測できそうである。
0
300
謝辞:本研究は平成13年度科学研究費補助金(基盤研
R01S-A65m
究(B) 研究代表者 山川哲雄)を受けた。
(σB=17.1MPa)
参考文献
200
1)佐藤元,山川哲雄,稲葉はるか,Koorosh N. Nesheli:
100
アラミドベルトとコーナーブロックを用いたRC柱の
プレストレッシング耐震・応急補強法,コンクリート
0
300
R01S-A65h
工学年次論文集,Vol. 23, No. 1, pp. 919-924, 2001.7
(σB=17.1MPa)
2)崎野健治,孫玉平:直線型横補強材により拘束され
たコンクリートの応力ひずみ関係,
日本建築学会構造
200
系論文集,No. 461, pp. 95-104, 1994.7
100
3)Richart, F.E. et al.:A study of the Failure of Concrete under
Compressive Stress, University of Illinois, Engineering Ex-
0
R01S-Aw65h
300
perimental Station Bulletin, No. 185, 1928
(σB=17.1MPa)
4)
日本建築学会:鉄筋コンクリート造の靭性保証型耐
震設計指針・同解説,日本建築学会,1999.8
200
5)小谷俊介,前田匡樹:異形鉄筋とコンクリートの付
100
着応力伝達機構に基づいた付着割裂強度式(その1,2),
0
1
2
3
4
5 R(%)
Fig. 7 Measured skeleton curve and calculated strength
日本建築学会大会学術講演梗概集,C構造II, pp. 655658,1994.9
-1266-