Title 粗い間隔でアラミド繊維補強を施したRC柱の曲げせん断 性状

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粗い間隔でアラミド繊維補強を施したRC柱の曲げせん断
性状
花井, 伸明; 西, 健太郎; 日比野, 陽; 市之瀬, 敏勝
コンクリート工学年次論文集 = Proceedings of the Japan
Concrete Institute, 29(3): 1531-1536
2007
http://repo.lib.nitech.ac.jp/handle/123456789/20417
(C) 日本コンクリート工学会
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論文 粗い間隔でアラミド繊維補強を施した RC 柱の曲げせん断性状
花井 伸明 *1・西 健太郎 *2・日比野 陽 *3・市之瀬 敏勝 *4
要旨:壁付き RC 柱に対する耐震補強工法として,アラミド繊維帯を連続的かつ粗い間隔
で巻きつける工法を提案し,その効果について検討した。その結果,高軸力下においても,
強度・変形性能の改善に効果があることが確認できた。また,付着割裂破壊を抑制し,所
定のせん断強度が期待できることが分かった。しかし,極短柱においては,アラミド繊維
帯がカバーコンクリートに食い込み,帯の間でせん断すべりが発生して,変形性能に関し
ては補強効果が十分に得られなかった。
キーワード:アラミド繊維,せん断補強,壁付き柱,極短柱,靱性指標,付着割裂破壊
1. はじめに
アラミド繊維を用いた RC 柱の耐震補強は,
250
200
250
202
[email protected]
250
壁付き柱に適用することが困難である。壁付き
柱に対するアラミド繊維補強方法としては,た
80
60
トを用いて壁に固定する工法 1) が挙げられるが,
[email protected]
8-D10
400
とえば繊維シートの端部を定着プレートとボル
繊維シートと壁の定着部分が弱点となる危険性
があり,好ましい補強方法とはいえない。
(a) 高軸力試験体
360
以上を鑑みて,筆者らはこれまで,図-1に
示すように,帯状のアラミド繊維を用いた継手
を設けない補強方法を提案し,せん断強度およ
び変形性能に関して検討を行ってきた 2),3)。
本稿では,地震時に変動軸力を受け高軸力と
80
(c) 短柱試験体
なりやすい低層階の隅柱を想定して,軸力比
0.33 という高軸力下での変形性能について実験
0
25
60
80
120
繊維帯
[email protected]
10-D16
20
50
300
貫通孔
繊維カバー
250
198
250
5
62
1000
߭ߕߺ
ࠥ࡯ࠫ
15
0
(単位:mm)
(a) 想定する柱 (b) 試験体 (b) 付着試験体 図-1 アラミド繊維補強方法
図-2 試験体形状
*1 九州産業大学 工学部建築学科講師 博士(工) (正会員)
*2 (株)竹中工務店 修士(工) (正会員)
*3 名古屋大学大学院 環境学研究科研究員 博士(工) (正会員)
*4 名古屋工業大学 建築・デザイン工学科教授 工博 (正会員)
的に検討した(以下,高軸力実験と称す)。また,
付着割裂破壊に対する補強効果およびせん断破
壊を生じやすい極短柱に対する補強効果につい
ても検討した(以下,付着実験,短柱実験と称
す)。
表-1 試験体一覧
試験体
主筋
横補強筋
コンクリート強度(N/mm2)
軸力比
形式
高軸力
8-D13
付着
短柱
10-D16
8-D10
φ 4 @120
24.3(圧縮試験時の材齢 41 日)
0.33
0.20
片持ち
逆対称
表-2 鉄筋の材料特性(N/mm2)
2. 実験方法
2.1 試験体形状
縮 尺 は 1/2.5 を 想 定 し た。 試 験 体 形 状 を 図
種別
φ 4
D10
D13
D16
降伏強度
451
380
381
855
引張強度
492
394
401
1002
弾性係数
1.95 × 105
1.99 × 105
1.90 × 105
1.98 × 105
-2に,試験体一覧を表-1に示す。横補強
筋 に は 丸 鋼(SS400) を 用 い, φ 4 @120 と し
た。コンクリートは普通コンクリートを用い,
20 N/mm2 を目標として,全試験体とも同バッチ
のコンクリートを打設した。実験時の材齢は 45
表-3 アラミド繊維材の材料特性(N/mm2)
種別
帯状
AK90
シート状
AK16
引張強度
2710
2500
3010
弾性係数 設計厚さ(mm)
0.331
1.28 × 105
0.331
1.09 × 105
0.054
1.30 × 105
~ 74 日であった。壁は省略した。鉄筋の材料
表-4 補強パターンおよび準備計算結果
特性を表-2に示す。
試験体
なお,各実験の試験体を高軸力試験体,付着
試験体,短柱試験体と称することとする。
(1) 高軸力試験体
No.1
高軸力 No.2
No.3
No.1
付着 No.2
No.3
短柱
片持ち形式として 3 体計画した。無補強の状
補強パターン
終局強度算定値(kN)付着せん断 実験値
繊維帯 繊維カバー 式 (1) 式 (2) 曲げ強度 耐力(kN) (kN)
無
139 96
-
100
無
AK90 全周 179 250
202
-
198
AK90 × 6
AK16
170 204
-
221
無
120 84
107
122
無
AK90 全周 159 245
401
144
179
AK90 × 6
AK16
150 198
137
178
AK90 × 6
AK16
205 231
259
-
257
態でせん断破壊先行・補強後に曲げ降伏先行型
として,横補強筋と同じ高さ位置に 120 mm ピッ
と な る よ う に 計 画 し, 主 筋 を 8-D13(SD295)
チで 6 重に連続して巻き付け,端部は 250 mm
とした。本試験体のみ片持ち形式としたのは既
ラップさせた。短柱試験体は,No.3 と同様の補
報 と比較しやすくするためである。
強を施した。
(2) 付着試験体
せん断終局強度 Q su は荒川 mean 式(式 (1))
逆対称形式として 3 体計画した。付着割裂破
および文献 4) による式 (2) により算定した。
壊先行型となるように計画し,主筋を 10-D16
Qsu = ⎪⎨ 0.068 pt (17.6 + σ B ) + 0.845
⎩⎪ ( M Qd ) + 0.12
3)
(SD785 相当)とした。
(3) 短柱試験体
⎧
Qsu = bjt pwσ wy cot φ +
逆対称形式として 1 体計画した。せん断破
壊 先 行 型 と な る よ う に 計 画 し, 主 筋 を 8-D10
(SD295)とした。
pt:引張鉄筋比
⎫⎪
pwσ wy + 0.1σ 0 ⎬ bj
⎭⎪
tan θ (1 − β ) bDνσ B
(1)
(2)
2
σB:コンクリート強度
M/Qd:シアスパン比 σ0:軸応力度
2.2 補強方法および準備計算
b:柱幅
j:応力中心間距離
補強に使用したアラミド繊維材の材料特性を
jt:主筋間距離
D:柱せい
表-3に,補強パターンを表-4に示す。高軸
φ :トラス機構のコンクリート圧縮束の角度
力・付着試験体のそれぞれ No.1 は無補強とし,
θ:アーチ機構のコンクリート圧縮束の角度
No.2 は AK90 を全面に 1 層で閉鎖形に巻き付
ν:コンクリート圧縮強度有効係数
け,端部は 250 mm ラップさせた。No.3 は 1 層
こ こ で,p w σ wy は ア ラ ミ ド 繊 維 補 強 量 を 横 補
の AK16 を繊維カバーとして壁のない部分に貼
強筋に換算して累加したものであり,全面補
り付け,その上から幅 20 mm の AK90 を繊維帯
強と 120 mm ピッチ補強の格差を考慮するた
150
㜞ゲജ
᳓ᐔ⩄㊀
kN
᳓ᐔ⩄㊀
kN
100
50
ታ㛎⚳ੌ
-50
ૐゲജ
200
ૐゲജ
㜞ゲജ
200
100
᳓ᐔ⩄㊀
kN
㜞ゲജ
-100
ૐゲജ
100
-100
-100
-150
-15
ૐゲജ
㜞ゲജ
-10
-5
0
5
10
ૐゲജ
㜞ゲജ
-200
-30
15
-20
-10
0
10
20
30
-30
ో૕ᄌᒻ
mm
ో૕ᄌᒻ
mm
ૐゲജ
㜞ゲജ
-200
-20
-10
0
10
20
30
ో૕ᄌᒻ
mm
(a) 高軸力 No.1(無補強) (b) 高軸力 No.2(全面補強)
(c) 高軸力 No.3(帯 + カバー)
図-3 高軸力実験の荷重-変形関係
70
70
center
side
fiber strain
60
߭ߕߺࠥ࡯ࠫ
਄Ბ
ਅᲑ
50
-3
※変位計は片側のみ表記
߭ߕߺ
˜10-3
߭ߕߺ
˜10 ౝㇱ߭ߕߺ᷹ቯ↪ᄌ૏⸘
side
center
side
40
30
center
20
center
side
fiber strain
60
50
40
center
30
20
side
10 side
0
-30
図-4 内部ひずみ測定方法
10
-20
-10
0
10
20
0
-30
ో૕
ᄌᒻ
mm
-20
-10
0
10
20
ో૕
ᄌᒻ
mm
(a) 高軸力 No.2(全面補強)
(b) 高軸力 No.3(帯 + カバー)
め,アラミド繊維補強量分に
図-5 高軸力実験の内部ひずみ-変形関係
(1 - s/D)(s = 100 mm: 繊 維
帯のあき間隔)を乗じた。
2.3 載荷方法
p σ = p σ + ⎛1 − s ⎞ p σ w wy
ws wys
wf wyf
⎜
D ⎟⎠
⎝
pws:横補強筋比
(3)
載荷は一定軸力下における正負交番漸増繰
り返し載荷とした。軸力は,高軸力実験では
σwys:横補強筋強度
500 kN( 軸 力 比 0.33), 付 着・ 短 柱 実 験 で は
pwf:アラミド繊維材のせん断補強比
304 kN(同 0.20)とした。高軸力実験では 2 基
σwyf:アラミド繊維材のせん断設計用強度
の油圧ジャッキにより水平力と軸力を加えた。
σ wyf = min ⎡⎣0.007 E f , ( 2 3) σ f ⎤⎦ Ef:アラミド繊維材の弾性係数
(4)
付着・短柱実験では 2 基の鉛直ジャッキを変位
制御することで上下スタブの平行を保ちながら
σf:アラミド繊維材の引張強度
軸力を加え,1 基の水平ジャッキにより水平力
付着割裂強度は文献 5) による式を準用し,せ
を加えた。
ん断終局強度算定式と同様にアラミド繊維負担
分に(1 - s/D)を考慮した。
τ wf
3. 高軸力実験の実験結果
⎞ ⎫⎪
⎞ ⎧⎪ ⎛ (1 − s D ) pwf
1 ⎛ Ewf
= ⎜
+ 0.5 ⎟ ⎨1 − ⎜
− 1⎟ ⎬ σ B
⎜ 0.0035
⎟
6 ⎝ E0
⎠ ⎪⎩ ⎝
⎠ ⎭⎪
2
(5)
3.1 荷重-変形関係
荷重-変形関係を図-3に示す。図中矢印は
τwf:付着割裂強度のアラミド繊維負担分
最大耐力点を示す。正側と負側で先に最大耐力
Ewf:アラミド繊維材の弾性係数
の 80 % 以下まで耐力低下したサイクルのピー
E0 = 2.30 × 10 N/mm
クを耐力低下点と定義し○印で示す。また,軸
なお,No.3 の繊維カバーは強度算定上は無視
力比を 0.2 として行った実験結果 3)(以下,低
した。
軸力実験と称す)も併記する。なお,いずれも
5
2
300
150
㤥Ⴃ㧦ᑼ(1)
⊕ᛮ㧦ᑼ(2)
✂ដ㧦ઃ⌕ߖࠎᢿ⠴ജ
200
150
100
ઃ⌕No.1
ઃ⌕No.2
ઃ⌕No.3
⍴ᩇ
50
0
0
50
100
150
ઃ⌕߭߮ഀࠇ⊒↢
100
᳓ᐔ ⩄㊀(kN)
ታ㛎୯
kN
250
200
250
50
0
-50
-100
-150
-200
-15
300
-10
図-6 せん断強度算定値と実験値の対応
200
高軸力実験においては,低軸力実験と比較し
150
することにより無補強試験体に対して約 2 倍の
10
15
50
0
-50
-100
耐力向上が確認された。
-150
3.2 内部ひずみ
-200
-40 -30 -20 -10
図-4のように柱脚から 2,3 本目のアラミ
ド繊維の両フランジ部に変位計を取り付け,対
5
100
᳓ᐔ ⩄㊀(kN)
下も急激であったが,低軸力実験と同様に補強
0
(a) 付着 No.1(無補強)
P-δ 効果を考慮している。
て変形性能は劣っており,最大耐力後の耐力低
-5
ో૕ᄌᒻ(mm)
▚ቯ୯
kN
0
10
20
30
40
30
40
ో૕ᄌᒻ(mm)
(b) 付着 No.2(全面補強)
面する変位計の出力を合計してはらみ出し量を
測定した。これを断面せい 250 mm で除して内
200
部ひずみとした。また,アラミド繊維に貼付し
150
を測定した。
上段の内部ひずみおよび繊維ひずみ-変形関
100
᳓ᐔ ⩄㊀(kN)
たひずみゲージにより,アラミド繊維のひずみ
50
-50
係を図-5に示す。図中○印は高軸力実験,△
-100
印は低軸力実験の耐力低下点を示す。アラミド
-150
-200
-40 -30 -20 -10
補強した試験体に共通して center 位置でのひず
みが卓越していることが分かる。これは,コン
0
10
20
ో૕ᄌᒻ(mm)
(c) 付着 No.3(帯 + カバー)
クリート内部のひび割れが拡大して断面が樽形
に膨らみ,アラミド繊維を押し出しているため
300
である。また,繊維ひずみは内部ひずみと比べ
200
᳓ᐔ
⩄㊀
kN
て小さく,変形が進行してもあまり増加しない。
耐力低下点における内部ひずみの値は,高軸
力・低軸力実験ともほぼ同程度であるが,その
ときの変形を見ると,高軸力実験では低軸力実
100
-100
-200
験の約半分である。言い換えれば,変形が小
-300
-15
-10
-5
0
5
さい範囲で大きな内部ひずみが生じている。こ
Ꮺߩ
㘩޿ㄟߺ
れが高軸力実験では低軸力実験より変形性能が
(d) 短柱試験体(帯 + カバー)
劣った原因といえる。
10
15
ో૕ᄌᒻ
mm
図-7 ひび割れ図および荷重-変形関係
4. 付着・短柱実験の実験結果
40
4.1 荷重-変形関係
35
体 3 体については付着せん断耐
力の計算値との比較も併記す
25
20
15
10
10
5
5
る。これら 3 体は付着割裂破壊
0
-40 -30 -20 -10
先行型として計画したが,付着
割裂破壊に対し安全側となっ
߭ߕߺ
˜10-3
比較を図-6に示す。付着試験
center
side
fiber strain
30
߭ߕߺ
˜10-3
せん断強度算定値と実験値の
15
center
side
fiber strain
0
10
20
30
40
0
-10
-5
0
5
10
ో૕
ᄌᒻ
mm
ో૕
ᄌᒻ
mm
(a) 付着 No.3(帯 + カバー) (b) 短柱試験体(帯 + カバー)
た。
図-8 付着・短柱実験の内部ひずみ-変形関係
載荷終了後のひび割れ図およ
び荷重-変形関係を図-7に示す。図中矢印は
と,隅角部で帯がカバーコンクリートに食い込
最大耐力点,○印は耐力低下点を示す。いずれ
んでいた(図-7(d) ひび割れ図○印および写
も P-δ 効果を考慮している。なお,No.2,No.3
真)。これは,短柱試験体のようにせん断応力
のひび割れ図は載荷終了後にアラミド繊維を剥
度の大きな柱に帯状の補強を施すと,帯が健全
がして内部のひび割れ状況を観察したものであ
であっても,帯の食い込みにより拘束効果が減
る。
少しせん断補強効果が期待できなくなってせん
付着実験では,すべての試験体において主筋
断破壊に至る可能性を示唆している。
位置に沿って付着ひび割れが生じた。無補強と
4.3 主筋とコンクリートの付着
した No.1 では +3 サイクルの途中で顕著な付
付着実験について,主筋の上下危険断面位置
着ひび割れが生じるとともに急激に耐力が低下
でのひずみを図-9に示す。図中矢印は最大耐
し,以降正方向の耐力の上昇は見られなかった。
力点を示す。図-9(b) より,補強試験体では
No.2,No.3 では無補強の場合と比べ,耐力低下
最大耐力点付近以降,徐々に主筋とコンクリー
が緩やかとなった。しかし,帯 + カバー補強と
トの付着が減少し,載荷終了時には最大耐力点
した No.3 の耐力低下の程度は全面補強とした
の 1/3 ~ 1/4 程度まで付着力が減少した。一方,
No.2 より大きく,早く耐力低下している。
図-9(a) の無補強試験体では,特に正側サイ
短柱実験では,−3 サイクル途中でひび割れが
クルにおいて付着がほとんど失われている。つ
急激に成長し,帯の間でせん断すべりが発生し,
まり,帯状の補強でも付着性状の改善が確認さ
変位制御ができなくなり終局に至った。
れたといえる。
4.2 内部ひずみ
高軸力実験と同様に内部ひずみを測定した。
5. 靱性指標
下段の内部ひずみおよび繊維ひずみ-変形関係
高軸力・短柱実験について靱性指標 F6) を算
を図-8に示す。図中○印は耐力低下点を示す。
定した。曲げ強度算定値がせん断強度算定値よ
付着・短柱実験においても,内部ひずみは
り小さい試験体は曲げ柱とみなして,式 (6) に
side 位置より center 位置において卓越しており,
よった。
樽形に膨らんでいることが分かる。
F =
付着実験での耐力低下点における内部ひずみ
2 Rmu
−1
1 150
⎛ 0.05Rmu
0.75 ⎜1 +
1 150
⎝
⎞ (6)
⎟
⎠
を高軸力実験と比較すると,やや小さな内部ひ
ここで,R mu は柱の曲げ終局層間変形角であり,
ずみで耐力低下点に達していることが分かる。
式 (7) によった。
短柱実験の載荷終了後に試験体を観察する
2
2
਄ෂ㒾ᢿ㕙
ਅෂ㒾ᢿ㕙
3.5
1.5
1
0.5
0
-0.5
-1
0.5
0
-10
-5
0
5
10
15
2.5
2
1.5
-0.5
1
-1
-1.5
-15
㤥Ⴃ㧦ᑼ(1)‫⊕ޓޓ‬ᛮ㧦ᑼ(2)
㜞ゲജNo.1㧘⍴ᩇߪᑼ(1)ߣᑼ(2)߇
㊀ߥߞߡ޿ࠆ‫ޕ‬
3
1
ታ㛎୯
ਥ╭߭ߕߺ㧔˜10-3㧕
ਥ╭߭ߕߺ㧔˜10-3㧕
1.5
4
਄ෂ㒾ᢿ㕙
ਅෂ㒾ᢿ㕙
-1.5
-40 -30 -20 -10
ో૕ᄌᒻ㧔mm㧕
㜞ゲ
ജNo.1
㜞ゲ
ജNo.2
㜞ゲ
ജNo.3
⍴ᩇ
0.5
0
10
20
30
0
40
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
▚ቯ୯
ో૕ᄌᒻ㧔mm㧕
(a) 付着 No.1(無補強) (b) 付着 No.3(帯 + カバー)
図- 10 靱性指標 F 算定値と
図-9 主筋ひずみ-変形関係
実験値の対応
R
mu
=
⎞ 1
⎛Q
1
+ 10 ⎜ su − 1.1⎟
150
Q
⎠ 150
⎝ mu
(7)
(3) 提案した補強方法は,極短柱の変形性能に対
せん断強度算定値が曲げ強度算定値より小さい
試験体はせん断柱とみなして,式 (8) によった。
F = 1 + 0.27
Rsu − (1 250 )
(1 150 ) − (1 250 )
なった。
(8)
しては十分な効果が得られなかった。
(4) いずれの補強試験体においても,中央付近の
内部ひずみが卓越しアラミド繊維が押し出
されて,断面が樽形に変形していた。
ここで,Rsu は柱のせん断終局層間変形角であり,
参考文献
式 (9) によった。
Rsu
(Q
= su
Qmu ) − 0.3
0.7
Rmy
(9)
R my:曲げ降伏層間変形角(高軸力試験体では 1/150,短柱試験体では 1/250)
1) 岡本直,石橋一彦,谷垣正治,伊吹英昭:腰壁によっ
て短柱化した柱のアラミド繊維シートによる補強
効果,日本建築学会大会学術講演梗概集,C-2,pp.
93-94,1999.9
2) 伊藤陽祐,花井伸明,市之瀬敏勝,小杉一正:壁を
また,最大耐力が曲げ強度算定値より大きい
想定した鉄筋コンクリート柱のアラミド繊維補強,
試験体を曲げ柱,小さい試験体をせん断柱とし
コンクリート工学年次論文集,Vol. 27,No. 2,pp.
て,F 値の実験値を算出した。なお,曲げ柱の
1069-1074,2005.6
R mu には耐力低下点の変形角,せん断柱の R su に
は最大耐力点の変形角を用いた。
F 値の実験値と算定値の比較を図- 10 に示
3) 西健太郎,伊藤陽祐,花井伸明,市之瀬敏勝:粗い
間隔でアラミド繊維補強を施した RC 柱の変形性能,
コンクリート工学年次論文集,Vol. 28,No. 2,pp.
1429-1434,2006.7
す。荒川 mean 式(式 (1))を用いると実験値が
4) AF 工法研究会:AF 工法設計・施工指針,1997
算定値を大きく上回り,実験値を過小評価する
5) 松野一成,角徹三,田村冬樹:連続繊維シートで補
こととなるが,文献 4) による式(式 (2))を用
いると,実験値が算定値をやや上回り,安全側
で良好な評価となった。
強された RC 部材の付着割裂破壊時のせん断耐力,
コンクリート工学年次論文集,Vol. 24,No. 2,pp.
1255-1260,2002.6
6) 日本建築防災協会:既存鉄筋コンクリート造建物の
耐震診断基準・同解説,2001
6. まとめ
謝辞 ファイベックス株式会社・小杉一正氏,三井住友
(1) 高軸力下においても,強度・変形性能の改善
建設株式会社・谷垣正治博士には貴重なご助言を賜りま
が確認できた。また,強度算定式も実験結
した。矢作建設工業株式会社には実験施設の提供等,多
果とよく整合した。
(2) 付 着 割 裂 破 壊 に 対 し て も 安 全 側 の 結 果 と
大なるご協力を頂きました。名古屋工業大学学生・青木
裕哉氏・三吉怜氏には,実験全般にわたり協力を得まし
た。ここに記して謝意を表します。