コンクリート工学年次論文集 Vol.29 - 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.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)
[email protected] (SD390)
壁縦筋
[email protected] (SD390) [email protected] (SD390)
[email protected] (SD390)
壁横筋
[email protected] (SD295)
加力平行方向
[email protected] (SD295) [email protected] (SD785)
閉鎖型拘束筋
[email protected] (SD295)
加力直交方向
[email protected] (SD295) [email protected] (SD785)
サブ拘束筋
加力直交方向 [email protected] (SD295) [email protected] (SD295) [email protected] (SD295) [email protected] (SD785)
[email protected] (SD295)
中間拘束筋
加力平行方向
[email protected] (SD295)
[email protected] (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-5 Q-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-