Muroran-IT Academic Resources Archive Title Author(s) Citation Issue Date URL 鉄筋コンクリート部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究荒川, 卓; 米沢, 俊広室蘭工業大学研究報告.理工編 Vol.9 No.1, pp.69-91, 1976 1976-12-18 http://hdl.handle.net/10258/3638 Rights Type Journal Article See also Muroran-IT Academic Resources Archive Copyright Policy Muroran Institute of Technology 鉄筋コンクリート部材のせん断補強j 去の実態とその改善に関する研究 J lI 荒卓・米沢イ変広 A StudyontheActual ConditionsofShearReinforcementPractice inReinforced ConcreteMembersandTheirImprovements TakashiArakawaandToshihiroYonezawa A b s t r a c t 巴i n f o r c e dc o n c r 巴t es t r u c t u r a lmemberss u b j e c t e dt oa l t e r n a t ec y c l i c Toi n s u r et h eh i g hd u c t i l i t yi nr e a r t h q u 北 ef o r c e s，i ti sn e c e s s a r yt op r o v i d et h es p 巴c i a ls h e a rr 巴i n f o r c e m e n t . However，t h er e i n f o r c i n g t r u c t u r e s( 19 7 1 )d o s en o tseemt ob e methods t i p u l a t e di nt h ec u r r e n t] a p a n e s eS t r u c t u r a lS t a n d a r df o rRCS s t r i c t l yf o l l o w e di nt h ef i e l dc o n s t r u c t i o n . Thep r i n c i p a lo b j e c t i v eo ft h i si n v e s t i g a t i o ni st op o i n to u tt h e dworksf o rs h e a rr e i n f o r c i n gmethoda n d manyp r o b l e m sa w a i t i n gbyr e c o g n i z i n gt h ea c t u a lc o n d i t i o n so ff i巴l t r e n g t h，s t i f f n e s sand t os t u d ye x p e r i m e n t a l l yt h ee f f e c t so ft h es h a p eo fr e c t a n g u l a rh o o p sond e f o r m a t i o n，s d u c t i l i t yo fRCc o l u m n s . I nt h i sr e p o r t且r ep r巴s e n t e dt h er e s u l t so ft h ef i e l ds u r v e yf o rs h e a rr e i n f o r c e m e n t p e c i m e n ss u b j e c t 巴dt omany andd i s c u s s e dt h er e s u l t so ft h et e s t swhichwerec a r r i e do u to n2 8RCcolumns a l t e r n a t ec y c l i cl o a d i n g s . Theser e s u l t sa r ecomparedw i t ht h eAI ]c o d eandsomep r o b l 巴mso nd u c t i l it yo fRC c o l u m n sa r ep o i n t e do ut . I 概説鉄筋コンクリート(以下 R Cと略記する)部材の耐震性能の向上を図る上で，せん断補強筋の量と形状の果たす役割が極めて大きいことから，昭和 46年には，従来よりも多量の補強筋を有効に配置するように日本建築学会の RC構造計算規準は改訂された。この規準では，補強筋の効果を十分発揮させるために、特に補強筋末端の定着強度を確保することが重要で，末端のフックを 1 3 5以上に曲げて内部コンクリートに十分定着するか，末端同士を溶接するか，あるいは， 0 エンドレスのらせん筋形式とすることを推奨している。 0 フック形式に比較して，現場施しかし，上記のような補強形式は，従来からの慣習による 9 0 工がやり難く作業能率も低下すること等の理由から，実際に採用されている例は少なし RC構造物の耐震安全性が確保されているか否か憂慮、されている。また，慣習法と学会推奨法による補強形式聞の耐震性能の差異を実験により直接対比した例は少ない。本報では，せん断補強法の実情とその問題点を把握するため，これに関する施工の実態を調査すると同時に，慣用の 9 0 フック付き帯筋柱と学会推奨法による帯筋柱との，耐力と変形能に 0 ( 6 9 ) 70 荒川卓・米沢俊広及ぽす差異を実大 1/2-1/3の RC柱部材模型実験により比較検討する。査 15) I I 調 1 調査建物の概要表 -1 調室建物の内訳 9年北海道内の主要都市において，昭和 4 の 6月に着工された RC建物 1 1 0棟*のうち，同年の 8月中にコンクリート打設が行なわれた 5 1棟卒業(各市約 1 0棟宛)を本調査の対象建物として選定した。この調査建物の用途別内訳は，表 -1に示すように，床面積別・棟数別ともに全体の約 75%はボ: ( 棟舎数関係 )病 ( 棟務数所 )宿 ( 棟場数他 ) ( 学 ( 棟数校 )事 ( 棟数院 )工棟計数 ) キL 晃。函錯 m ' m ' m ' m ' m ' ( 4 ) ( 4 ) ( 1 ) ( 2 ) ( 1 1 ) 5337 7764 事 5813 釧路 J J I 旭 ( 3 ) 2370 4252 ( 2 ) ( 3 ) ( 2 ) ( 2 ) ( 2 ) 8011 1613 5413 4967 7431 ( 4 ) ( 3 ) ( 1 ) ( 1 ) 3686 2574 傘 ( 3 ) ( 4 ) ( 2 ) ( 2 ) 苫小牧 6424 2175 4386 ( 1 3 ) 計 ( 1 自 33549 17539 29417 ( 1 ) ( 1 日 125日 21358 室蘭及び 29230 ( 1 1 ) 694 ( 6 ) 14818 23868 ( 1 ) 690 ( 1 1 ) ( 9 ) 864 ( 1 ) 41660 ( 1 1 ) 27435 14369 ( 6 ) ( 5 1 ) 16753 124319 z e 菅 ( 2 ) ( 7 ) ( 2 ) ( 1 ) ( 1 ) 泊 ( 1 3 ( 1 曲 ( 2 ) ( 1 ) ( 2 ) ( 2 ) ( J n 霊 5 内 114 5 ( 1 ) ( 2 ) ( 1 ) ( 1 ) ( 3 ) ( 8 ) ( 1 ) ( 2 ) ( 1 ) ( 4 ) ( 3 ) ( 2 ) ( 1 ) ( 6 ) / 4が 4階建て以下の低層建物である。数の 3 階数 2 調査方法訳 6 7 の形状と配筋状況の観察に主眼を置いた他， 10503 ( 3 ) 16744 学校・事務所・宿舎等であり，階数別では全調査に際しては，施工中のせん断補強筋 m ' ( 3 ) ( 3 ) 車宿舎併用 1棟を含む。工場他には教会，倉庫併用各 l棟を含む。鉄筋種別と設計用のコンクリート強度 ( F c ) を調査し，併せて当該建物 l階における代表的な内柱と外柱各 l本と，この柱に接続する 2階大ばりについての断面と配筋とを記録し，構造諸因子分析の基礎資料とした。また，実態調査時に入手した 3 6棟分の設計図書に基づき， 1階全柱を対象に，補強筋の径・ ho/2D)，軸方向応力度 σ (。)等の諸国子に間隔・量 (Pw)，引張鉄筋比 (P )，シヤスパン比 ( t ついての頻度分布を調べ，これらの結果を既住の調査結果 1) と比較した。 3 調査結果と考察 A 主筋の使用種別。図 -1( a )に示すように，異形鉄筋の使用率は極めて高く，全体の約 Au'L 91_ 90 司4 内 4 R 5 曹 3EFhd 内 f 明 J Y 3 羽田醐 6 ﹂日圃 Z 図 - 1 材料別による使用状況 . 札幌 39棟，函館 2 7棟，事1路 1 2棟，旭川 1 3棟，室蘭 1 4棟，苫小牧 5棟，合計 1 1 0棟。料各市における年間の建築工事量の統計値に比例するものではない。 ( 7 0 ) ( c ) 補強筋 utお祢 5刊川河川川刈比幽氾筋一主 PElli--iLO) 一・・・・・・・ RJ ・ p!Illi--11d to、 c ︽市川川川川川岨 B F I l l i t 41 内 υ となった。なお，学校建物 1 3棟については，図 6 q c 種に限ら札前者が全体の約 35%，後者が約 65% ( b )コンクリート別別別別 311l﹂世積数積 q-1 i 面棟面・ 2 v h 棟床校校.与野別全全学学行お種崎ハ υ 図 1( b )に示すように， 1 8 0と 210kg/cm2 の 2 目圃.。ハU B コンクリートの設計強度。 M41 内乱U ζ U A υ る。 ( a )主筋 8S 建物を対象に行なった調査結果 2) と類似してい使用率向この傾向は，素木博士が関東地区において RC 100 0 4 E﹄唱団羽 95%(このうち SD30は約 80%)を占めている。鉄筋コンクリ ( a )帯筋 ( b )あばら筋 80 77 100 口全棟数別 (47棟) " ' ) . 全床面積別 (121180，・学校練数別。学校面積別使 60 用率 ( 叫 40 7 1 ト部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究 ( a )筋 97 径 ( b )間隔日 1陪全柱 (36風l102i Y .代費削 ( 49執 196本) ・竿校 1階柱(13棟. . 4 5 1材。学校 2陪ばり ( 1 3梯 52i Y 7 1 。。 2 巴口日目口凹口口あばら筋形状帯筋形状図- 2 補治筋形状の使用状況. 図- 3 補強筋の径と間隔中丸印の如く上記の比率が逆転し， 1 80kg/cm2 の採用率の方が高〈現われている。 C せん断補強筋。 1( c )に示すように，全体の約 90%は S R24の丸鋼である。 ( 1 ) 補強筋の使用種別。図 ( 2 ) 補強筋の形状。 2のように，補強筋末端の片方が 1 3 5 以下，他方が 9 0 。のフック図 0 形式としたものが最も多く，次いで両端 9 0 フック形式となっている。これら両形式の占める割 0 合は，帯筋では 83-84%，あは、ら筋では 95%前後であり，学会規準推奨の両端 1 3 5 または溶接 0 形式の使用率は約 15%以下で非常に低い。 .5dとなったが，調なお，フック余長の実測結果によれば， 3d-lldの範囲内にあり平均で 6 査建物のうち約 7%に相当する現場で 4d以下のものが認められた。 ( 3 ) 補強筋の径と間隔。筋径の使用状況については図 3( a )に示すように，帯筋・あばら筋ともに 9mm筋の使用率が高し全体の過半数を占めている。間隔については図 -3(b)に示す如し帯筋の場合には殆んどが柱全長にわたり 10cmの等間隔に(図 4参照)，また，あばら筋の場合には全体の 90%以上は1O-20cmの間隔に配置されている。 ( 4 ) はり・柱接合部の補強状況。調査建物のうち約 85%(面積別では約 90%)に相当する現場において，端部帝筋の1.5-2.0倍程度の間隔で補強筋が配置きれていた。 ( 5 ) 配筋の実態と問題点。上記のように，補強筋間隔については，計算規準並びに建築基準法の規定が守られていると見てよいが，規準推奨形式の普及率は極的て低い。この推奨形式が採用されている場合には，閉鎖形式の使用を設計図書に明記し，施工管理を特に厳しく行なっている現場に限られている。この場合，柱主筋と帯筋とを組立てるのに，下記に示す方法が採用されている。 a 主筋組立て後に，あらかじめ閉鎖形に加工された帯筋を主筋上部より落し込む方法。 b . 従来からの慣習の工法によって巴形または町形の帯筋を主筋に組込んだ後に，閉鎖形帯筋に再加工する方法。前者では，足場の設置が新たに必要となる他，特に異形鉄筋を多量に使用する場合には，鉄 ( 7 1 ) 72 荒川卓・米沢俊広図-6 あは、ら筋と主筋継手図-4 帯筋の配置状況図- 5 7 ソクの折曲げ状況筋のフシまたは帯筋のフック余長が邪魔になり，落し込む帯筋を所定位置に配筋するのに手聞がか、りすぎる。一方，後者の方法では，特に主筋量が多い場合には帯筋の余長部が主筋にっかえて折曲げ加工ができないこと，また，主筋の継手部分とか筋径 13mm以上の太径の帯筋を使用した場合には，通常のハッカーでは折曲げ加工が困難であると言う。太径の帯筋末端を折曲げるには例えは国 5に示すように，隅主筋を折曲げ軸に利用した油圧ハッカーを用いるのも一つの方法であるが，このハッカーの重量ヵ、作業能率を左右する点は注意を要する。図 -6は，はり主筋の継手部における補強筋の配置状況の一例を示すものである。このような状況は柱の場合にも見られるが，補強筋の効果を十分発揮させるためには，少くとも四隅の主筋継手はカス圧接によって正しい位置に配置される必要がある。上記のように，閉鎖形帯筋を使用する場合には，従来からの慣習の工法に比較して，作業能率の低下・工期延長・工費増となる点で多少の問題はあるが，実施例の如く施工技術的には可能である。正しい配筋が確実に行なわれるためには，伊藤元氏 3) が指摘しているように，設計施工両面にわたる慣習法が改善きれる必要がある。今回改訂された JASS54) では，鉄筋の加工・組立について従来よりも厳しい制限が設けられているが，より健全な RC構造物の生産を図る上で，この種の規定カ、設計・施工・管理の面で十分守られることが必要で、あろう。 D 構造諸国子 ( 1 ) 補強量 PW 。図 -7に示すように，各資料毎に PWの採用率は幾分異なっているが，はり・柱ともに採用されている PW量は比較的小さし全体の約 75%は 02-0.4%の範囲にあ ( 7 2) 鉄筋コンクリー卜部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究 7 3 R59 60! 日代表的 1階牲(目標.200本) ¥ 50 目 1階全柱 (36鳳 1102本) f ¥ i 46¥ 、採用 40 .代表的 2階はり ( 4 9 棟. 196本) 文献 1 ) (1階柱 1 9 2本) 39 率 { 叫 30 単純平均且 3 2 鯵(口・とも) 20 10 。図- 8 引張鉄筋比の分布状況図 - 7 補強筋比の分布状況る。なお，本調査結果(現行規準による設計建物)は既往の分析結果 1) (図中の破線:資料のうち約 80%は旧規準による)よりも図の右側にずれた分布となり，計算規準の違いによる PW採用率の差が明瞭に現われた事を示唆している。 P， (=at !B D)が 0.3-0.49%の ( 2 ) 引張鉄筋比九。柱については図 -8 ( a )に示すように，ものが全体の過半数を， 0.5-0.89%の範囲のものが全体の約 30%を占めている。既往の資料に P，キ0 .5%で最大となっているが，本資料をこれと同一九区分によれば，図中の破線のように採ると一点鎖線のようになり，両者がはゾ一致した分布となる。しかし，はりの材端上端の九 ( =at !bd)については， (b)図のように柱の場合よりも九の高い範囲に広〈分布する結果となった。 ( 3 ) 柱のシヤスノ fン比 h o / 2D . 。腰壁・たれ壁を考慮するが，袖壁及び耐震壁の存在を無視した場合の h o / 2D( h o :柱内のり高さ)は，図 -9のように1.5-2.99の範囲のものが全体の約 75%を占め，既往の分析結果とほゾ類似している。 =N / B D )。 ( 4 ) 軸圧縮応力度 σ 。( 各柱の x.y 両方向の σ。(最大最小値を含む)の分布は図 -10のようになった。図中の一点鎖線は，本資料を既往の資料(破線)と同一 σ。区分に採ったものであるが，図示のように，調査建物は 4階以下の低層建物が主体であるために， 5kg / cm 程度となった。おけるのは比較的小さい範囲に分布し平均 2 2 40 篠周 30 事 ( 吻 20 . 3 8 日代謁拘 l階柱 ( 5 0 風1 9 6 本) 階全柱 ( 3 1 風 9 4 1本) /文献 1 ) (l階柱 200本) 、 .1 32 、旬単純平均日 f 1 13 40 2 . 5 3 E・ 2. 2 9 13 図-9 柱のシヤスパン比の分布状況図 -10 軸圧縮応力度の分布状況 ( 7 3) 1階に 74 荒川 I I I 実験 1 卓・米沢俊広フック形状の遣いによる比較実験 16) 1 実験目的 0 。フック付き帯筋柱前述の調査結果のように，閉鎖形帯筋の採用率が低いことから，慣用の 9 3 5 フック付き帯筋柱との耐力・変形性能に及はす差異を模型実験により比較検討し，補強と1 0 法改善に関する資料を得ることを目的とする。 2 実験計商 A 試験体。を表 2及び図表 -2 試験体の種別 9種目体の概要 1 1に示した。供試体諸元の選定に際しては，前述の調査結果を考慮して通常の l階 0 . 6 1 2 (3一D13) 0.34 内柱を対象に ho/2D( M/Q.仰 (3一DlO) 二を 2，2 . 5， 3の 3種，軸圧縮応力 (本数一任) 2.5 0.96 とし，帯筋量 PWをおおむね 0 . 2 BDは o . 3， 1 ，O .6 1，O .9 6% )につい ~~ ~ ( 0 . 1 8 ) 0.61 (3一D13) 2J ( 0 . 5 0 ) 4J ( 0 . 1 8 ) 8J ( 0 . 3 2 ) 15)3-6φ 削 5 1 4J 3 目。 3 5 情筋 (Pw%) 11)26φ@50 ( 0 . 3 6 ) 1 2J (3- D16) -0.6%の範囲とした。柱断面 ( 2 5 cm角)及び引張鉄筋比九(ニ at ! 2 0 N . o 帝筋 (Pw%) 0 . 6 1 )1 3 ) 6) (3. .! 度σ 。を 2 0，3 5，50kg/cm2の 3種 σo=N/BL 可k g / c m ' ) 軸圧縮応力度 Pt (%) M QD ( 0 . 3 6 ) ~ 1 8J ( 0 . 2 2 ) 5 0 N o 帝筋 (PW%) ~ ど三 10) ( 0 . 5 0 ) / ~ 注) N o .1 3，1 4(3本ては，現在，日本建築センターの短 1組の帯筋)は No. 1 1，1 2(2本 1組の帯筋)と同一 PW量で，帯筋形状の比較用に製作したもの。柱委員会で実施中の総合プロジェク奇数J 匝ト5) に合わせた。なお，PW量の決定倶数 J 拡国 [ [ ! J ] には既往の研究成果 6) を参考に，曲げ 0 1357 ' / ク余長 4d 降伏をせん断破壊に先行させるよう， 90うツク余長 6d I=ho+l5 ' : m 曲げ耐力略算値 CQBU に対するせん図 -11 試験体概要断耐力下限値 Qum 仰の比が 0 . 9となるような幾分少な目の値を採用した。 B 材料及び製作。使用材料の試験成績を表 -3に示した。コンク 1 )ートは重量調合比 C :S :G =1 :3 . 2 1:3 . 6 7， W/C=65% (実際 60%，AE剤使 3 用，スランプ 18cm) とした。柱試験体の製作(容量 0.12m のドラム形ミキサー使用)には， t x20cmのシリン鋼製型枠を用いて水平打ち込みとした。コンクリート強度用試験体は 10cmr ダーで，柱 1体当リ 6本(圧縮・引張各 3本宛)製作した。各試験体ともに，コンクリート打設後 2日又は 3日目に脱型し，約 3週間ポリエチレンシー c トで密封養生を行なった後，試験時(材令 5-6週間)まで実験室内に放置した。試験時の F ( 7 4 ) 鉄筋コンクリー卜部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究 75 表 -3 材料の性質，豆 k g /C) 単容重 ( 1m 砂 (5m m以下) 富岸(海砂) 2.59 1 .8 2 3.55 砂利 ( 1 5 m m以下) 鵡川砂利 2.62 1 .7 3 メ H 材 L乏ンセメ強官寸曲げ ( k g / c m ' ) 新日鉄・普通ポルトンブド比重 7 日 2 8 日 34.2 45.0 6 2 . 3 1 5 0 217 断面 *( c m ' ) !降伏点 ( k g / m m2) 筋 (5:fj:鉄線) 9 φ 6.40 3 B 圧縮( 主失 6 φ I 也産 3 6 9 強度( k g / m m2) イf~ び率(%) 0.227 28.9 46.1 .4 31 0.628 37.5 5 2 . 1 30.5 D10 ( 0 . 7 1 ) 42.2 59.2 27.4 D13 ( 1 .2 7 ) 40.2 5 6 . 9 27.8 D16 ( 1 .9 9 ) 36.6 52.6 24.8 事断面 ( )は公称，その他は 3本の平均。は. 209-246平均 2 31kg/cm2 であった。 C 加力方法。図 1 2に示すように，径 28mmの鋼棒 4本を反力材として. 5 0 t o n電動式油圧ジャッキによりあらかじめ所定の軸方向力を加えた柱試験体を. 2 0 0 t o nアムスラー型試験機上に水平にセット図-12 加力法と計測装置し，大野式逆対称加力法により載荷した。正負の繰返し加力は，各支点の 2連ローラを着脱することにより行なった。繰返し方法*については，前述の短柱委員会で実施中の方法にならい，図 1 3に示すように曲音の変形を中心に，正負 4 8回の多数回の操返しを標準とした。げ降伏変形むの 3- 41 D 計測方法。変形の計測には，図 -12に示したように柱上下端にゲージホルターを固定し，これの半分(柱内のり高さの 1 / 4に相当する)の位置に精度 1 / 1 0 0検長 50mmのダイヤル P 103 1 0 c y c l e s 吟[時一位E 血 1 D = 民Y .P 1α.102 図 -13 繰返し方法 *.次の考えに基づく。(l)激震に対して得られる応答塑性率は大きくとも 3-4程度である。 ( 2 ) 最大応答加速度の 80%程度以上の応答回数は 1 0回程度である。 ( 3 )一定変形での繰返し加力 Fにおける部材の構造性能の変化は司 1 0 61， 81 は，大変形 f 去の変化における減女性 Fにおける崩壊の安全性に関する資料を得るためのものである。サイクル位の操返しの範囲内で明らかになることが多い。なお， P 4，1 に. P91 以後は過大な大変形 ( 7 5 ) 7 6 荒川卓・米沢俊広ゲージを取付け，左右 2個の和の 2倍の値を柱上下端聞の相対変位 Sと見倣した。また，ゲージホルダーの先端(柱内のり高さ hoの 1 / 2位置)には抵抗線式変位変換器 2個を取付け，これらの和をデジタル指示器で読み取ると同時に X Yレコーダーに自記させ，定変位繰返し時のモニター用とした。なお，柱両端の主筋及ぴ材端より約 D /2離れた位置の帯筋(図 -11中O印) には，検長 2mmのストレインゲージを貼付し，ひずみ度の測定を行なって鉄筋降伏の判定用にf 共した。 3 実験結果 A 実験結果の一覧。諸きれつ荷重，降伏荷重，最大荷重，塑性率及び破壊モード等の実験結果を，計算値との比較を含め一括して表 -4に示した。また，荷重・変形曲線(正負繰返し回数中1， 2，1 0回目以外を省略)，きれつの進展並びに破壊状況，主筋及び帯筋のひずみ度等の代表例を夫々図 B 1 4， 1 5， 1 6に示した。諸きれつの定義。表 -4に記した諸きれつは，下記の定義に基づくものである。 ( 1 ) 曲げ初きれつ。載荷初期に柱上下端の付根部分(隅角部)に発生する曲げきれつ。 ( 2 ) 曲げせん断きれつ。材端より柱幅 Dの約 1 /2の位置に生ずる曲げきれつが斜めに進展し，材軸と交わる角度が 6 0。以下になった時の斜めきれつ(荷重:曲り始めの値を採る)。 ( 3 ) せん断きれつ。部材端の約 D /2付近から単独に発生する斜めきれつ，または，上記の曲げせん断きれつ発生後，曲り始めの位置付近で，きれつの伸展方向とは逆向きに斜めきれっとして分岐を始めた時のせん断きれつ。なお，このせん断きれつ近傍で，主筋沿い(引張)に生ずる斜め小きれつを付着割裂と呼ぶ。 C 破壊状況。全試験体とも先ず柱付根部に曲げ初きれつを発生し，次いで曲げせん断とせん断きれつが材端より D-1 .5Dの範閤内に生じ主筋降伏に至る。その後の繰返しにより上記の諸きれつは徐々に伸展し，その幅を拡大すると同時に材端の圧縮域が圧潰し始め，最終時には N o.3と 4の 2体が曲げ圧縮破壊，他の 16体にはせん断圧縮型の破壊を生じた。せん断破壊となったもののうち， N o . 1 1の試験体にあっては， 4むの繰返し中に材端におけるせん断きれつ幅が拡大すると同時に，付着割裂が主筋沿い全長にわたり貫通して破壊に至った。この N o . 1 1 以外の試験体(15体)には，材端よりはゾ D /2の位置における帯筋が降伏ひずみに達するとあい前後して，コンクリートの圧漬と主筋の座屈とを伴ない保持力を失った。なお，終局時にはフック形状の差異にか冶わらず，両形式のフックとも片方のフックが加力方向に伸びて主筋より外れる状態となった。しかし，破壊モードについては， 1 3 5 フック形式の N o . 1 1と 90 フッ 0 0 o .1 2とが幾分異なる以外は，帯筋形状による破壊状況の明確な差異は認められなク形式の N カミっ f こ。 ( 7 6 ) " 、J 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7 I I 1 0 N o . 1 M 0.96 2 . 5 児一平- 35 3 5 2 C 2 0 PW 0.22 0 . 6 1 0.36 0 . 3 6 0.50 0.32 0.18 0.18 0 . 5 0 (%) Fc 242 2 3 6 2 3 2 2 2 6 236 246 2 4 1 2 3 7 2 3 7 2 3 2 2 4 2 2 1 0 2 0 9 210 222 2 3 1 2 : n 245 234 ( k g / c m ' ) 0.96] 1 .0日 0.98 0 . 9 1 0.96 1 .04 1 .05 1.肌) 1叫〕 0.97 0.96 0.96 0.96 0 . 9 9 0.99 1 .03 0.97 0.95 0.98 1 0∞ 1 .04] 1 0 . 1 9 1 .0 7 6.34 1 .0 7 .04 6.20 1 6.67 1 .0 3 6.65 1 .0 3 8.08 1 .06 8.05 1 .05 9.20 1 .0 5 .07 9.43 1 8.45 1 .0 2 8.30 0.99 8.22 0.99 8.30 1 .0 2 9.45 1 .0 1 9.57 1 .0 2 .0 5 6.60 1 6.68 1 .0 5 1 .0 4 計二荷 1 0 . 8 5 1何 1 .ω 1 1 凶 1 .0 9 1 .0 2 .0 6 1 .0 1 6.70 1 6.54 1 .03 0 .98 7.25 1 .08 1 .0 1 7.10 1 .06 0 . 9 9 8.48 1日5 0.98 8.50 1 .05 0 .98 .05 0 .99 9.82 1 .04 0 .98 9.70 1 .02 0 .94 8.72 1 8.72 1口 2 0.94 8.72 1 .02 0 .94 8.75 1 .0 2 0.94 9.95 1 .00 0 .93 9.93 1 .00 0 .93 7.07 1 .06 0 .99 .04 0 .97 6.99 1 1 .04 0 . 9 7 実重 ∞ 1 .ω0.9210.54 1 .1 1 0.95[0.55 - 10.56 ー 10.55 1 .03 0.9210.64 1 .0 1 0.9010.64 1 .07 0.9210.73 1 .06 0.9110.73 1 .08 0.8810.84 1 .07 0.8710.78 1 .00 0.9010.70 1 .00 0.8910.72 1 .0 1 0.9110.71 1 0.9010.70 1 .0 4 0.9010.75 1叫 0.8910.74 I .J O 0.9410.93 1 .0 7 0.9110.95 1 .05 0 . 9 1 せん断耐力(柱 ) 1 ) :Q . 町二 ( 09+σ。/ 2 5 0 ) ・ 10.23仰 .k p( l80+Fc)/(ho/d 十o 23) 十 2.7jP;;二~I 勿。 ( ) y:降伏時の変位。 ( ) o u 限界変位で，一定変位での第 1荷重が CQB ， U の 8 0%以下，又は，繰返し第 1 0回目の荷重が Qmaxの 50%以下に低下するときの変位。塑性率 μニ ( ) O U /( ) y o じん性等級 A:P21 - P91~0.8cQBU B:P21 - P71ミ0 . 7 5CQB ， U C:P21 - PS1ミ0.75cQB C 4 たゾし， C QB I . i= M BU/0.5ho 。，破壊モード記号は，強度・じん性・鋼材変化の 3穫を表わす。 F:曲げ降伏， C 曲げ圧縮破壊， SC:せん断圧縮破壊， L:P71 ~O. 75cQBUのような大変形時に SCとなるもの。 Bu 主筋座屈。 Bo・付着割裂破壊。せん断耐力(下限値) :Qumin= 1 0 . 0 9 2初 .k p( 18 0十 Fc)/(M/Qd十 012)+2.7ρ玉 ; ; : : 0 :Ib j o 級等 3 . 2 3 > 6.0 A 4.39 8.0 A 4.50 8.0 A 4.43 8 . 1 A 2.57 4.0 日 1 .93 ' >3 .0 C 4.42 > 6 . 1 A 4.43 > 6.0 A 5 . 0 4 6.0 B 4.70 6.0 A 2 . 8 0 4.0 B 2.14 3.0 C 2 . 8 1 o 4. 0 B 2.80 4.0 B 3 . 0 0 > 4.0 B 3.00 > 4.0 B 3.72 4.0 B 3.72 3.9 B μ 変位と塑性率実九九 " ，め = ( 00 4 3十1.6 4叩九十 O .0 4 3 a /D十 0 . 3 3 σ。/ F c )・(d/D)2，Ke:弾性剛性計算値降伏時制性:KyニめKe 。，計算値は E関数法による値。略算値は M BU二 0 . 8atσ ' y D十 0 . 5 σobD2 ( 1 σ 。 / F c ) 最大荷重実験値 Qmax せん断きれつ荷重 Q sc 10 . 0 8 5 k c (Fc+500)/(M/Qd 十1 7) + 0 . 1 σ。Ib j 降伏荷重実験値 (Qy) は，引張主筋降伏時の荷重。計算値は ε関数法による値。曲げせん断きれLつ荷重大 l ? ? χ 百可百五五言言二L L : ) 最実￨実験実実 1 8臼 1 .09] 1 8 . 5 6 1 .0 9 11 .34 1 .40 1 1 . 3 6 1 .39 1 0 . 4 4 1 .1 2 1 0 . 3 4 1 .1 1 11 .1 0 1 .1 1 11 .00 1 .1 0 1 0 . 9 9 1 .03 1 2 . 0 6 1 .1 3 1 2 . 0 4 1 .00 11 .6 1 0.96 11 .5 6 0.96 1 1 .7 9 0.98 1 2 . 6 2 0.99 .0 1 1 2 . 8 8 1 .1 1 7.10 1 7 . 0 6 1 .1 1 Q ==0265bd ♂ ，c 十M BC/(M/Q-d/2) 3.50 0.98]6.85 1 .0 1 ]7.50 .0617パ) 0 1 .0517.75 3.75 1 2 . 8 9 1 .0515.25 0.9616.68 2.90 1 .0515.50 0.9916.39 .0714.70 0.9716.00 2 . : 1 5 1 2.10 0.9614.70 0.9815.85 2.700.9615.500.9917.25 2 以) 0.8815.50 0.9817.00 3.35 0.9616.25 0.9717.75 3.40 0.9816.50 1 .0117.50 .0016臥) 2.25 0.97I5.00 1 2.20 0.9515.00 1印) 16.00 2 . ( 泊 0 .8715.00 1 .0 1 16.00 2.00 0.8615.00 0.9916.25 2.55 0.8915.50 0.9916.75 2.80 0.9715.50 0.9917.00 1 .9 5 0.8514.70 0.9916.00 2.25 0.9714.70 0.9716.00 0 . 9 ヨ 0.96 cm) 汗 t iI f ; s ) i t ￨作 ) す ! ? t )吉 I 骨 ( 実￨実験曲げき裂￨曲げせん断￨せん断き裂￨降伏荷重￨降伏時刷性￨宍験実害験実￨実験実!実験曲げきれつ荷重。 Q町三 M BC/0.5ho ，MBC=1.8Fc・Ze十 ND/6，ho:柱のり高さ j 主) 0 . 6 1 0.96 2 . 5 . t 5 J 0.96 0 . 6 1 2 . 5 2 . 5 3 5 0 . 6 1 2 . 5 5 0 2 0 0.61 2 . 5 35 0.34 3 5 0 . 6 1 σ。 ( k g / cぜ) R (%) 2 . 5 QD 表- 4 実験結果の一覧 F.LSC.Bu F.LSC.Bu F.C.Bu F・C.Bu F.LSC.Bu F ・SC.Bu F・LSC.Bu F・LSC・Bu F.LSC.Bu F.LSC.Bu F・LSC(Bo) F・SC.Bu F.LSC・Bu F.LSC・Bu F.LSC.Bu F・LSC・Bu F.LSC.l l u F.LSC.Bu 破壊モード弊冊目U lT 哨ロヰSA伸、﹁堅議録時司)浦田四什命司)四片端わ温斗か事凶 . . . ) . . . ) い¥山可一﹂ 7 8 荒川卓・米沢俊広 Ol c ml 図-14( 1) 荷重・変形曲線 ( 7 8) 7 9 鉄筋コンクリート部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究寸 NO . 1 2 P21 川札 _ j 「「ゐ記 K J ヲ沼/ 手誌ノ」 I ?判LJ 冷却 V 「寸去佳作吋議室日」叫l J ; L fべ叫ん~]防正大川」略図表ζ~報雌こ毛図- 15( 1 ) 破壊状況 80 荒川卓・米沢俊広図-14(2) 荷重・変形曲線(包絡線) 図-15(2) 破壊状況 9 1 1 0 1P N 図-16 鉄筋のひずみ度 ( 8 0 ) 8 1 鉄筋コンクリー卜部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究 4 実験結果の検討 A 実験値と計算値の比較。諸荷重の実験値には，表 4に示したようにフック形状の違いによる差は認められず，各 2種の試験体毎に類似した値となった。これら実験値の計算値に対する比率は，下記の各項に示すように比較的良い一致を示した。 ( 1 ) 諸きれつ発生荷重。曲げ、きれつ荷重:0.85-1 .0 6平均 0 . 9 6。曲げせん断きれつ荷重: 0.96-l .0 5平均 0 . 9 9。せん断きれつ荷重:O .94-l .0 5平均 0 . 9 8 0 ( 2 ) 降伏荷重。実験値と e関数法計算値との比率は， 0.99-1 .0 7で平均1.0 4となった。まに実験値の略算値に対する比率は 0.95-l .0 1で平均 0 . 9 8となり， e関数法計算値に対する比率よりも 6%程度低い値となった。 ( 3 ) 曲げ耐力。 e関数法計算値に対してはl.OO-l .0 9で平均 1 . 0 4 ，学会略算値に対しては 0.93-l .0 2平均 0 . 9 7となって前者より約 7 %低い値となった。 ( 4 ) せん断耐力。既往のせん断強度に関する実験式は，曲げ破壊前にせん断で破壊する場合を対象に誘導されたものであるから，この式の計算値と本実験最大値 Qmaxとを直接対比することは妥当ではない。しかし，曲げ降伏後のート一円一i 崎一戸ト急激な破壊を防止し，十分なじん性の確保に必要な補強量の推算には，両者の比率が参考になるのでその結果を記す。はりの下限値を与える Qumin式計算値に対 1 1.0~↑古川~ドJ ι日;Ll 伽刊にする実験値の比率はl.00-1 .1 1で平均 1 . 0 5，軸圧を考慮した大野博士等 7) の計算値に対して .87-0.95で平均 0 . 9 1となった。は， 0 ( 5 ) 降伏時剛性。 B1~r::::で出丸出実験{直と剛性低下率めを考慮した計算値との比率についても，フック形状の違いによる差は認められず， 0.96-1 .4 0の範囲で平均l.0 9となり，実験値が計算値を幾分上回る結果となった。各々の比率を主筋比の同ニ 0 .34% ーのもの同士について比較すると，P，の場合には平均でl.4 0，P， =0.61%の場合には 1 . 1 0 ，P，ニ 0 .96%では 0 . 9 8となって， P，の少ないものほど実験値が計算値を大きく上回った。 B 繰返しによる耐力低下と変形能。図 1 7には，塑性域における繰返しによる耐力低下の度合いを知るために，縦軸には曲げ耐力略算 ( 8 1 ) 図ー 1 7 繰返いこよる耐力低下荒川 8 2 卓・米沢俊広値に対する保持カの比を，横軸には繰返し回数を採って各試験体毎に図示した。図示のように， N o . 1と 2， 3と 4， 7と 8の 6体は 8Oyの繰返し中に， NO.9と 1 0， 1 5と 1 6及ぴ 1 7の 5体は 6Oyの繰返し中に，主筋の座屈により耐力の低下を生じたが，フック形状の o . 5と 6，1 3と 1 4，1 1と 1 8の 6体は 4Oyで，違いによる差は殆んど認められない。しかし， N N o .1 2のみは 3あの繰返し中に夫々急激な耐力低下となり， 1 3 5。フック形状(図中 O印)のも 0。フック形式(図中・印)の方が，幾分早めに耐力低下を生ずる傾向を示した。のより 9 図 -18は，名試験体の座屈発生時の部材角 RBUと限界変形時の塑性率 μ C 主筋の座屈とを示したものである。 9 0 。フックの方が 1 3 5 'フックのものより両数値とも小さく表われてい o . 6と 1 2の試験体のみで，他の試験体には明確な差は認められない。るのは， N 座屈を生じた主筋 9 6本について，座屈長さを l k，帯筋間隔をふ主筋径をゆとした時の細長 k /i 4l k /ゆ)とら /5の関係を図比 λ(ニ l 二 1 9に示した。既往の研究 8) によれば， 5; ; ; ; 1 0 c mの場合にはらキ Sとなるが， S<10cmの場合にはら / 5は 1以上の値となる事が指摘されている。図示のように本実験値についても，ブック形状の違いにか冶わリなしこの関係はほゾ成立すると見て良い。一方，主筋の早期座屈を防止するには，人三玉 3 2( lk=5のとき S五三 8ゆ)とする事が有効で、あると指摘 8) されているが，図中の破線で示したように，約 14%の実験資料がこの限界値を下回伽 jι~ る結果となった。しかし，これらの資料についてもフック形状の違いによる λの差は認められ ¥ : ¥ ¥ H U¥ I ¥ ¥ ¥ 1¥¥ ト「十 l ll:lit WrlH I IIiI IIi'~ 1 1 J _ _L~ I 廿山μ I μB f . I + I ない。本実験による細長比の最小値はら /5=1の時 λ=18で 5=4.5 < tと計算されることになり，図-18 座屈発生時の部材角と塑性率またら /5=2の場合には λ キ3 0で S二子 3 . 8< tとなって，いずれの場合にも主筋の座屈防止には， 8 0 ミ寸 o × ， 135フソクフプ 9 0 ' . ァyクフープ。 u ペ。~ 0 . 4 : " T 由ト 2 0 0 d l 実Pw 規F い認い日2 一一車一ーす私二一一一性...L"~三笠卜一一一一。 2 3 4νS4 5 35 40 実Mm叫/f，D' 図-20 規準 Pw量と実験 Pw量の比較図-19 細長比 Aとら / s ( 8 2 ) 8 3 鉄筋コンクリート部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究帝筋をかなり密間隔に配置する必要のあることがわかる。 D 規準式の補強量と実験値との比較図 -20は，曲げ耐力時のせん断力に対して学会規準式で求まる帯筋量(規 Pw ，たゾし ft=2400kg/cm2) と実験補強量(実 Pw) との比を，曲げモーメント係数(実 Mmax/bD2) 別に示したもので，図中には既往の資料 9)10) を参考値として .33-0.5倍の比較的少ない範囲にある併記した。図示のように，実験 PW量は規 PWに対して 0 が，このうちフック形状の違いによってじん性上若干の差が認められた実験値は，縦軸の値が 0 . 4以下にプロットされている。この事は，帯筋量が規 PWの約 40%以下のように比較的少なし繰返しによってコンクリートの圧漬を伴うような場合には， 9 0 'フック付きフープでは十分の定着強度が確保されないために，コアコンクリートの拘束や主筋の座屈防止に対する効果が期待でき難し、事を示唆したものである。 W 実験 2 フック形式の帯筋柱と閉鎖形帯筋柱の比較実験 1 実験目的 RC柱のじん性を確保する上で，主筋やコアコンクリートを拘束する連続したスパイラルフープは，フックフープよりも有効で、ある事が指摘 11)-13) されているが，帯筋の拘束効果は，帯筋の形状や配置法等によっても幾分異なるために，適切な補強量を定量的に定め得るまでには至っていない。前章のフックフープの実験において，特l ご帯筋量が比較的少ない場合には帯筋末端のフックの良否によって，じん性上若干の違いを生ずる可能性があったので，本章では前回と同様の試験体に対して，フック無しの角形スパイラルフープと溶接フープ等の閉鎖形を採用し，帯筋フックの有無による差異を比較検討する。 2 実験概要 A 試験体帝筋を，柱全長にわたり等間隔に配置したもの (SWシリーズ， 6体)と，ひぴ割れが顕著となる材端部では密間隔に，材中央部では粗間隔に配置したもの (Aシリーズ， 4体)の 2系列を計画した。 ( 1 ) SWシリーズ:前回の実験で，フック形状の違いによって若干の差が認められた No. 5と 6，1 1と 1 2， 1 7と 1 8の 3種の試験体を比較の対象に選ぶが，帯筋に角形スパイラルフープと溶接フープとを採用した以外は，断面形状や補強量等の諸元は前回の試験体と同一で、ある(表- 5参照)。 ( 2 ) Aシリーズ:材端部の帯筋量が適切で、，付着割裂によるひぴ割れの進展が顕著とならない限り，材中央部の帯筋量低減は可能であり，その方法*が試みられている 14)。本シリーズではこ可1)材端(1. 5Dの範囲)及び材中央(材端1.5 D以外)のせん断強度は，夫々次式で表わされる。端 Qsu= I O.076kukp(Fc十 180)/(M/QD)+ 2.7♂ずつコ言 (5WY : b j ，中 Qsu= I O.073kc(Fc+500)/(M/QD +1 .5 ) +2.7σ 7 7 2 す Ibj ( 2 ) 材端の補強量 P ω は，端 Qsu= CQBuより求める。 ( 3 )中 Qsu; ; ; ; 端 Qsuが成立し，中央部では α・Pω(α<1で帯筋の低減係数)が用いられる。 ( 8 3 ) 8 4 5 並びにの方法を準用して，表図卓・米沢俊広荒川 2 1に示すように，柱両端1.5D 表 -5 試験体の種類ン N o . 部分の帯筋形状を 9 0と1 3 5 。の 0 S5 A1 0 . 6 1 0 . 3 6 0 . 3 8 2-6φ'"9 0 0 . 2 2 0 . 3 8 (3一D1 3 ) 溶接 9 0 ' 7ノク 0 . 6 1 2 . 5 材端 1 5 3 7""j 7 2-6φ"'62.5 0.32 0 0 . 4 7 2 5 (3-D1 3 ) 角スパイラル A3 o-@62.5(PW=0.32%)，材中央 2-6φrg 5 5 角スパ 4ラ1し 3 5 A2 A . 0 . 3 0 (3-D1 6 )溶接 3 . 0 P，ニ 0 .61%，軸方向圧縮応 0 . 1 8 角スパイラル 2 0 S1 7 WI7 。 =25kg/cm2，材端の帯筋 6 力度 σ 0 . 9 6 2 . 5 WII 柱内法高 125cm(M/QD=2.5)，引 2-6φ'"1 1 0 (3-D1 3 ) 溶接 Sll SW Pω サイズ間隔 l") P ω(%J 姐 PW 角スパイラル 2 0 W5 を比較検討する。柱断面は 25cm角，張鉄筋比 0 . 6 1 2 . 5 高戸巾 i k 形人フック形，角スパイラル形及び溶接形の 4種に変化きせ，これらの差異，，。 P (%) σ M QD ( k g / 岬) (本数一任) (中央肘べて叩フク) とし句 2-6φ% 一世 1 2 5 A4 寄ィ I PWニ 0.16 接帯筋は 9 0。フック形 6O一 @125 (Pw=0.16%)で，全て同ーである。表 -6には使用材料の性質を示し cは，た。なお試験時における F sw cm2，Aシリーズでは， 1 98-216平図-21 A シリーズの試験体工勾 207kg/cm2 であった。 B 実験方法表 6表材料の性質加力法，計測法及び繰返し方法等は，上記実験 1と砂 (5棚以下) 砂利(15 酬以下) 3 実験結果とその検討セメント諸荷重の実験値と計算値の比較，塑性率及び破壊モード等を一括して表一 7に示す。表中の記入事項等については前回の実験と同様である。又，図に破壊状況を，図形曲線を示した。 2 2 2 3には荷重・変 r 也材産骨同様とした。 A 実験結果の一覧先L _ っ計 140cm シリーズでは 2 03-222平均 213kg/ 上h 重単容重 ( k g /e) 1 . m 副主(海砂) 2.63 1 .84 3.02 鵡川砂利 2.64 1 .7 4 6.35 キイ ' I I ' " 3 日日 2 8 日新日鉄・普通曲げ ( k g / c m ' ) 3 3 . 1 46.2 7 0 . 3 ポノレトランド圧縮 ( k g / c m ' ) 1 3 0 2 1 6 4 0 2 コンクリート調合 C: S: G~1 :3.42:3.89. W/Cニ 65%，sl=18cm 筋鉄強度断面事 ( c m ' ) 7 降伏凸、(旬/棚') 強度 ( k g / 棚') 伸ぴ率(%) 6φ(5#鉄線) 0.249 28.2 40.0 29.6 9 φ 0.631 36.9 50.5 30.8 D13 ( 1 .2 7) 40.2 56.9 28.2 DI6 ( 1 .9 9 ) 3 6 . 6 52.6 24.8 ( )は公称断面積 B 破壊状況 ( 1 ) S Wシリーズ:主筋が曲げ降伏に達するまでの諸きれつの発生と伸展の状況については，前回のフックフープの場合と同様で、ある。破壊状況については図スパイラルフ 2 2(1)に示したように，角形 7のみは，材端約 D/2位置における帯筋が降伏に達する以ブ使用の試験体 S 1 前に曲げ圧潰して主筋は座屈した。他の試験体にあっては S 5が 4あの初回に， W 5， S 1 1， ( 8 4 ) 85 鉄筋コンクリー卜部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究 NO.S5 ョ Olcml ' 1 RIXlO- NoW5 3 OICmJ 3 RIXlO' J N O . S l l 3 OICmJ ' J RIXlO- / もcmJ 3 ーム一一一一..，--' RIX10-'J 図-22(1) 破壊状況 (SWシリーズ) RIXl O' 1 4 5 dlCmJ ー」←ー十一一」一一一一 RIXlO' 1 図-23(1) 荷重・変形曲線 (SWシリーズ) ( 8 5 ) 8 6 荒川卓・米沢俊広図2 2 ( 2 ) 破壊状況 (Aシリーズ) N o .A l - 4oi Cml 4 3 図2 3 ( 2 ) 荷重・変形曲線 y2 RIX1 ( ) (Aシリーズ j W 1 7は 4Oyの繰返し中に， W 1 1は 6o y の初回に夫々の帯筋が降伏してせん断圧縮形の破壊となり， S 1 1以外の試験体には主筋座屈を伴なった。 ( 2 ) A シリーズ:本シリーズの試験体についても，きれつの発生並びに伸展の状況はこれまで行なってきたものと変りはないが，破壊状況については図一 2 2( 2 )に示したように若干異なる。即ち， 9 0 フック形の試験体 A1は 4むの繰返し中に，コンクリートの圧漬部において帯筋 0 降伏前にフックが伸び，斜きれつ幅の拡大と主筋座屈とを伴ない急激なせん断圧縮破壊を起し 3 5。フック形の A 2は 6oy初回の負加カ時に，材中央部に発生した斜張力きれつがた。一方， 1 急激にその幅を拡大して破壊に至った。これに対し，角スパイラルの A3は 6oyの繰返し時に主筋が座屈し始めたが，その後の繰返しに対しでも良く耐え，曲げ、圧縮破壊となった。また溶接 ( 8 6 ) 鉄筋コンクリート部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究 " - フープの A 4は A 3と同様に 6oy初回正側の目コ時J 繰返し時に座屈を開始したが，コンクリートの圧漬部に片寄りを示したために柱材に摂れを生じ，計測不能の状態となったので途中で昨仁J U に . J 3 U に J 3 2 官事久P 主当以外の試験体はすべて 4oyの繰返し時に帯筋句~ 。 E 長以 d は降伏ひずみに達した。諸きれつ発 u .u .u .u . 国国〈国円守〈守司e 〈円品 a la l同 h 凶 "' " -" '' ドド o 0 ぽ 0 O ザ町 σ 守、 52Z o 0 。。 ~ ) g 包苫ー : 58 ー c c c c c h ド N '" M F ，晶由 0d e かl か， '"か』 ESEES C コ zz由∞ I ~ o o 2 o 0 0 0 I ∞ : ; ; ド司 0 010 : gd s ;~ ー I ~ I ~ cコ o Cコ o ) ~ ， 3 ' ~ c コー雫T ^^^ ロ; z~ : s Cコ o I ~ 0 0 耳目『司 ; 由守ー o 【 h、 ∞ h ~ σ 理~ ~ c o o 2 Cコ o 0 ・ ~I~ 010 g: g )g oo コきさ g g: ド o C トコ古甚 :g l~ 伊圃司・ " . ・ " . ・ "， . ・ F び剛性に関しても，前回の実験 lの場合と同 M柑輔副閏縦揺紙l 違いによる差異は認められない。 D 繰返しによる耐力低下 ∞ 【唱出 ~ qコ ' " 由ド ~ ~ 出図 -24には繰返しに， σ 田ー 4イ 4 鍬器ピ包E ニ樹震@ 2 l t P ; ¥ 記した。図示のように 3むの繰返しまでは角唱曲 ~ ~ o 0 、と君睡臨~~ 一二一キP スパイラルフープ・ j 容接フープともに耐力低宮孟 t W E O 量亡 ) 萄 F ' " コ " o 守 - 昔自耳断。越 S1 7のみは 6Oyにおば主 ) 亡 ~ E28 : g~ ~ ~I~ 。ド o c コ ' " 。， ss ー【 H 8 円 2 円 ~ D ー t - O ー ; s: g 81~ _ . . . . . . . . . . I，ー : 5σ ; :、 2 o - o uコ ' " o ・一ー。 N ∞ ∞ ∞ r - ー r hN I . D ~ s~ I . D < . 0 I . D 。円守、，司司円 . 宅 ;，司 ND D 問 o 0 -2 z 的マヨ幻 g '" N " '" '" '" ' ー同ー由 N '" NNN N 凶 < . 1 : コ : gg : o 818 ~ 目 N 言語 8 C 句 : o 。、 - 1~ 0 0 0 - 10 1 2: a :g ; : 538 : 5g ~ ー 2 号 Z 852 g :g :~ : E， 3 ' g :s ;8 5宮 E 己ー為ー、運 ~ 喧 r、 N ~ N α3 由也。 h ‘ 。 p ‘ 、 8 ~ヨ噌守目的川J 1 3 5 。フックフープと大 F喝・ 5: 5t G 8 : 58 : 山判 ~ 縮と主筋座屈とを伴なったために急激な耐力 t 句、ト口 ~ : 5的 o ・ - 。的 ~ 閃門 h - c コ匂 2 トには Wllと S1 7の試験体以外は，せん断圧【 a l同 N 、。ーー目ー Eg : 5 ~ 232 E 、と下の度合は少ない。しかし. 4Oyの繰返し中 : ; l N 田『ー c 2g 8 8 的 ' " ~円 C 目白【 -，- Cマ~ ~守3・ C守コ~ ~守〉・かA れ』れ』か』目門 N 言語言語長 t 。ん性を示したことは特筆すべき事であるが， ) 同じ角スパイラル形でも，補強間隔が大きくて PW量の少ない史ミ N eq N o 。 o 出 M F 3 J 、 E 聖、 E ミ ~ 。 ζ E 畏也ー σ 岨、由『唱 o o o o 由的 o N N 同 ) 9 0 。フッ呈 ( 87) . 官門的;;: ト持三【ミ N _ c ，、可，由由 ∞;;: ∞;;: 的司 F ー <<<<ト・図示のようにー Ft() 也意を要するコ A シリーズ問唱 D S5及び九の大きい Sl l は， 4Oyの初回より耐力低下が著しい点は注 ( 2 ) 。ー。 . 2 H吋円﹃，喧剖由 d ZE回置さいても著しい耐力低下とならずに優れたじ -1ψl樹刊一匹H 時ベ国師 EgEL町 .濯安時E 誰縦揺@E∞︻却に l ! 0 582 g 事図中には比較のため前回の実験値を破線で併 ss o 4 出山。パ } 戸川 t- 4 C 回コ目 o 三王よる耐力低下(正負平均 )の関係を示すが，守 . 事互 h 曲 O 3hm 止口、 " 董詮 g g 『宮畢 tE 3 E N F、『。似 )~ 主日様であり，帯筋のフックの有無並びに形状の差ない傾向を示した。 J 国国〈由国 Bi 昌喜 o + < 示した。また，降伏荷重，耐力等の略算値及低下を生じ，前回の斗 [L [L [L [L [L [L ーーしたように両シリーズとも比較的良い一致を SWシリーズ。ド事 E 7に記判 U 国コー J U 的、 U 」U 3 トロ」 U l I 割生荷重，降伏荷重及び曲げ耐力等の実験値に ( 1 ) 仁 c c c c 。婚主書封司除荷した。なお，本シリーズ 4休のうち .A1 E ま回コ 5 J LJ ・ t α J 、 .‘ー・・ミミ対する計算値の比率については，表 2 . 国国コ曲コ回コ軍官量 C 実験値と計算値の比較。 87 8 8 荒川卓・米沢俊広ク形の A1は，4oyの繰返し中に急激な耐力低下を起したが(じん性等級 B)，角スパイラル形の A 3は 8oyにおいても顕著な耐力低下とならず，極めてじん性に富んだ性状(等級 A)を示した。これに対し， 1 3 5 "フック形の A 2と溶接形の A 4はほ f 同様の変形性能を示し，じん性等級は Bとなった。 E 帯筋形状の影響以上のように，曲げ時伏に至るまでの諸きれつの発生や伸展状況並びに諸限界荷重の力学的性状には，フックの有無は殆んど影響を及ほ、さないと見て良いが，耐力以後の大変形時には若干の差が現われるようである。表 8は，本報の実験 1と 2における各試験体の破壊モード，限界変形時の繰返し回数とじん性率及び座屈発生時の部材角等をフック形状別に示したものである。表示のように，破壊モードについては殆んどの場合，曲げ降伏後の強制変形時に主筋座屈を伴なうせん断圧縮形の破壊となっているが，角形フープを使用した 4体のうち 2体がじん性に富む曲げ庄漬を生じた事は，主筋やコアコンクリートを拘束するスパイラルフープが，柱の破壊形式を変える上で多少とも効果的である事を示唆したものと考えられる。次に，本実験では大部分の試験体に主筋座屈を伴なっている事から，この時の部材角 RBUの帯筋形状による違いを比較すると次のようになる。 9 0 "フックの場合には平均で 2.04X1 0 -2 ( さ2 . 0/10 0 )， 1 3 5 "フックでは 2.25X10-2 ( キ2 . 3 / . 8 1X1 0 -2 ( キ2 . 8 / 1 0 0 )，溶接フープは 2 . 7 7X1 0 -2 ( キ2 . 8/10 0 ) となっ 1 0 0 )，角スパイラルが 2 て，フック形帯筋柱の方が閉鎖形帯筋柱よりも小さい部材角で早期に主筋座屈を起し易しこれがじん性の大小にも影響を与えている事が判る。主筋の早期座屈を防止するには，前述のよ 25は主筋座屈を生じた本実験値を縦軸にうに帯筋を密間隔に配置することが必要である。図は座屈長んの代りに帯筋間隔 Sを用いて 4 S/ゅの値を採り，横軸には前回同様らゆを採って図表 -8 帯筋形状別破壊状況一覧 9 0 .フ y 1 3 5 .フク y ク溶接フープ角形スパイラ/レ。 σ M R QD k m l o m ' ) V o )( N c 2 . 5 0 . 6 1 2 0 6 2 . 5 0 . 9 6 2 0 1 2 3 0 . 6 1 3 5 1 8 2 . 5 0 . 6 1 2 5 AI 破壊モドR N BU P x!O-') 1 F.SC.B，1 .6 5 6 0 (>30-C) .6 F.SCB，1 5 7 8 (39-B) F.LSCB，2 . 4 2 圧 ) RBo : 座h t l発生時の部付角。 5 5 4 (30-C) . 4 5 FLSCB，2 れ N 7 1 (40-B) 1 1 1 7 A2 破壊モド R(Bu10P2N ) × . 0 5 FLSCB，2 7 1 (40-B) FLSC(B， ) ー 8 0 (40-B) FLSC.B，2. 5 0 8 0 ( 4 . 0 B ) F.LDT 7 1 (>40-B) N o ; :5 Sll S1 7 A3 PN 限界変形時の繰返し同数 . ( )は μ とじん性等級。 ( 8 8 ) 破壊モード RB U Pん 1XIO-') .5 3 FSCB， 1 5 1 (>30-C) FLSC 7 1 (40-B) FCB， 3 . 7 2 9 1 ( 6 . 0 A ) F.CB， 17 1 3. 0 1 (>80-A) N o 破壊モード RB U PN O ' ) (X ! W5 Wll WI7 A4 FLSCB，2 . 0 5 7 1 (40-B) FLSCB，3 . 3 8 7 1 1>40-B) FLSCB，2 . 5 0 7 1 (40-B) FLSC(仮) 3. 1 16 7 (>40-B) 鉄筋コンクリート部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究 i 巨ζ 匿な戸事瓦 = E 89 N x9 0 " hook o 135~hook ド記者官官舎R f i L J 7 二辛口医戸間百竺事時引二品u L ド己主戸一「空空 ihRjr 主三日 Spirα1hoop ，.Weldedhoo ム J : 。図-25 帯筋間隔と座屈長さ図-24 繰返しによる耐力低下示したもので¥図中の曲線は実験 1で求めた細長比 λ=4 l k /ゆが 1 8と 3 0の値を示すものであ 6，即ち，帯筋間隔は少くとも主筋る。図示のように，ら /Sが 2以下の場合には，縦軸の値で 1 径の 4倍以下におさえておくことが，座屈防止上必要のようである。 V 要約 1 せん断補強法の実験調査結果道内における補強法の実情とその問題点を把握するため， 5 1棟の現場において施工の実態を調査したが，その結果は次のように要約される。 (1)せん断補強筋の間隔及び量については，現行の RC構造計算規準及ぴ基準法の規定がほ f 守られていると見て良い。また，補強量については 0.2-0.4%の範囲のものが全体の約 75%を占めている。補強筋種別による使用率は SR24の 9mmか 13mm筋が全体の約 90%であった。 ( 2 ) 補強筋の形状については，口形あるいは日形のフック付き帯筋が大部分を占め，規準推奨の閉鎖形の採用率は 15%程度以下で極めて低い。 ( 3 ) 閉鎖形のような効果的補強法は，上記のような慣習法に比較して施工しにくい点はあるが，技術的には施工可能である。 ( 4 ) 正しい配筋が確実に行なわれるためには，設計・施工両面にわたる慣習法の改善と管理体制の強化が必要のようである。 2 実験結果柱の曲げ耐力 (CQBU)に対して，現行規準式で要求される帯筋量の 0.3-0.5倍の補強量を有柱模型 2 8体を製作し，帯筋形状の違いによる耐力と変形能に及ぼす差する断面 25cm角の RC 異を比較検討した結果は，次のように要約される。 ( 1 ) ひび割れの発生や伸展状況及び諸きれつ荷重や最大荷重等の力学的性状には，フック形 ( 8 9 ) 9 0 荒川卓・米沢俊広状の違いやフックの有無による帯筋形状の差は現われない。 ( 2 ) 曲げ降伏以後の大変形時において，柱が曲げ圧漬またはせん断圧縮形となり同時に主筋座屈を伴う場合には，帯筋形状による影響が現われ，一般にはフック形帯筋柱の方がフック無しの閉鎖形(スパイラル，溶接など)帯筋柱より幾分早期に耐力低下を生じ易い。 ( 3 ) 上記( 2 )で特に帯筋量が規準量の約 40%以下のように少量の場合には， 9 0。ブック形帯筋 0 柱は 135 フック形帯筋柱よりも，じん性に乏しい傾向がある。 ( 4 ) 早期における主筋座屈を防止するには，帯筋間隔を密にする必要があり，少くとも主筋径の 4倍以下とすることが好ましい。 ( 5 ) 十分なじん性(等級でA または B以上)を確保する上で，帯筋を材端部密間隔，材中央粗間隔に配置することは可能で、ある。羽結量五目白以上のように，せん断補強法に関する施工の実態と RC柱の耐震性能に及ぼす帯筋形状の影響とを把握することができた。しかし， 9 0 フックタイプ(慣用法)で帯筋量が特に少ない場合 0 には，じん性上好ましくない実験結果を示したことは，旧規準による既存 RC柱の安全性に疑問を抱かせるものであり，既存 RC建物の耐震性能の実態調査とその補強対策を早急に検討する必要性を痛感する。また，じん性を確保するのに必要な帯筋量は，Q切m inミ ; ;CQBU式より求まる PW量が一つの目安になることは確認できたが，この値が必要かつ十分な条件であるか否か，あるいは，付着割裂破壊時に対する主筋及びコアコンクリートを拘束する閉鎖形帯筋の効果，補強法改善策のーっとして試みた中央帯筋量低減時の帯筋最小間隔制限等については不明の点が残るので，この点に関し今後更に検討したい。本研究は昭和 4 9年度本部省科学研究費補助金によるものである。調査に際しては，本学建築工学科助教授後藤知以，北海道工業大学建築工学科講師武田寛の両氏，各市建築指導課の職員並ぴに現場担当員にご協力をいたずいた。また，実験に際しては新日鉄セメント社から資材のご提供を得た他，本学建築工学科技官吉本康文，昭和 4 9年度卒業論文生，佐々木滋，真柄祥吾，小川修也，鉾井諭，昭和 5 0年度卒業論文生，相馬秀樹，高橋勝美の諸君にご協力をいただいた。こ、に記して深甚の謝意を表します。 (昭和 5 1年 5月 2 2日受理) 参考文献 1)広沢雅也，柳沢延房:日本建築学会大会学術講演梗概集(東北)， P P . 1417-1418 ( 19 7 3 ) 2)素木三郎:日本建築学会大会学術講演梗概集(九州，東北，北陸) 3報(1972-1974) ¥ Y U ) 鉄筋コンクリート部材のせん断補強法の実態とその改善に関する研究 9 1 . l8 9，N o .1 0 8 2 ， pp.611-614 ( 19 7 4 .7) 3)伊藤元.建築雑誌 Vo 1 9 7 5 ) 4)日本建築学会:建築工事標準仕様書・同解説， ]ASS5 鉄筋コンクリート工事， ( 5)東洋一:日本建築学会大会学術講演梗概集(東北)P P . 1413-1414，( 19 7 3 )及び，コンクリート工学 V o l . 1 3， N o . 1( 19 7 5 )P P . 2-18 0 5)東洋一・日本建築学会大会学術講演梗概集(東北) P P . 1413-1414 ，( 1 9 7 3 ) 6)西垣太郎・東洋一・広沢雅也.日本建築学会大会学術講演梗概集(北陸) P P . 1327-1328 、， 1 9 7 4 ) 7)大野和男・柴田拓二・服部高重:日本建築学会論文報告集第 2 0 0号， P P . 35-44 ( 19 7 2 .1 0 ) P . 1329-1330 ，( 19 7 4 ) 8)高橋正利・広沢雅也・柳沢延房:日本建築学会大会学術講演梗概集(北陸) P 9)建設省建築研究所:日本建築センタ -RC短柱委員会資料 N o .1 8 7( 1 9 7 4 ) 1 0 )大井恭二・山口育雄・菅野俊介・東端泰夫・星野信夫:日本建築学会大会(東北)P P . 1389-1390，( 1 9 7 3 ) P . 785-786，( 19 7 1 ) 1 1 )別所佐登志・岡本公夫・吉田新太郎:日本建築学会大会学術講演梗概集(近畿)P 1 2 ) 中山達雄・吉岡研三・武田寿一・小池健仁:日本建築学会大会学術講演梗概集(北陸) P P .1 3 0 7-1308， ( 1 9 7 4 ) P . 1313-1314， ( 19 7 4 ) 1 3 ) 高橋敏夫・大森信次・石井考二・渡辺茂雄:同上(北陸) P 1 4 ) 荒川卓・真柄祥吾:日本建築学会大会学術講演梗概集(関東) P P . 1117-1118， ( 19 7 5 ) 1 5 )荒川卓・後藤知以・武田寛・米沢俊広:日本建築学会大会学術講演梗概集(関東)P P . 1109-1110 ，( 1 9 7 5 . o .4 3，P P . 61-64， ( 1 9 7 5 .1 0 ) 1 0 )。日本建築学会北海道支部研究報告集 N 1 6 )荒川卓・米沢俊広.同上(関東)， P P . 1111-1112 ，( 1 9 7 5 .1 0 )。向上 N o .4 3，P P . 65-68， ( 19 7 5 .1 0 ) ( 91 )