(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
木造構造を構成する柱及び梁を含む接合部において両部材を相互に接合する木造柱梁部材の接合金具であって、
前記梁方向に沿って前記柱内に定着された受圧部材と、前記梁方向に沿って前記柱を貫通し前記梁内に延出する締結部材とを有し、
前記締結部材を緊締することにより前記受圧部材にプレストレスを導入するようにしたことを特徴とする木造柱梁部材の接合金具。
【請求項２】
前記受圧部材は鉄筋もしくは鋼管材により構成され、前記締結部材は棒鋼材により構成され、前記受圧部材にプレストレスとして圧縮荷重が付与されることを特徴とする請求項１に記載の木造柱梁部材の接合金具。
【請求項３】
前記接合部における前記梁の端面に前記受圧部材を当接支持する座金を有することを特徴とする請求項１又は２に記載の木造柱梁部材の接合金具。
【請求項４】
前記梁の端面に１又は複数のほぞを設けると共に、前記柱の両側面に前記ほぞと嵌合するほぞ穴が形成されることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の木造柱梁部材の接合金具。
【請求項５】
前記受圧部材と前記締結部材は、同心二重構造に構成されることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の木造柱梁部材の接合金具。
【請求項６】
木造構造を構成する柱及び梁を含む接合部において両部材を相互に接合する木造柱梁部材の接合方法であって、
前記柱の接合部内部に受圧部材を定着し、前記梁方向に沿って前記柱を貫通する締結部材を緊締することにより、前記受圧部材にプレストレスを導入するようにしたことを特徴とする木造柱梁部材の接合方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は木造構造部材、特にラーメンを構成する柱及び梁の接合部にプレストレスを生じさせて、相互に接合する木造部材の接合方法及びこの方法に好適に用いられる接合金具に関する。
【背景技術】
【０００２】
木造ラーメンに対する期待は大きく、柱と梁の接合部（以下単に、「接合部」という）のモーメント抵抗接合に関する研究が多く行われ、種々の接合方法が提案されている（非特許文献等々）。
【０００３】
【非特許文献１】日本建築学会、「木質構造設計ノート」、Ｐ１８４−Ｐ２２１、１９９６年
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、実用的な範囲では、それらの接合強度を母材の強度に近づけることは難しく、また接合部の変形が架構の全体変形に占める割合が大きくなるため、設計では接合部を半剛接合として煩雑な応力と変形の計算を行っている。
本発明者らは、部材同士の接合部の曲げ耐力を、母材の基準曲げ耐力に効率よく近づける引張接合の方法を研究し、その補強効果を部材の曲げせん断加力の破壊実験で実証している。
【０００５】
本発明は、その方法を利用して接合部に大きなプレストレスを導入することで接合部の回転剛性と耐力を増大させて剛節に近づけることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明による木造柱梁部材の接合金具は、木造構造を構成する柱及び梁を含む接合部において両部材を相互に接合する接合金具であって、前記梁方向に沿って前記柱内に定着された受圧部材と、前記梁方向に沿って前記柱を貫通し前記梁内に延出する締結部材とを有し、前記締結部材を緊締することにより前記受圧部材にプレストレスを導入するようにしたことを特徴とする。
【０００７】
また、本発明による木造柱梁部材の接合方法は、木造構造を構成する柱及び梁を含む接合部において両部材を相互に接合する接合方法であって、前記柱の接合部内部に受圧部材を定着し、前記梁方向に沿って前記柱を貫通する締結部材を緊締することにより、前記受圧部材にプレストレスを導入するようにしたことを特徴とする。
【発明の効果】
【０００８】
本発明によれば、典型的には木造ラーメンの水平剛性と水平耐力が増大する。また、応力・変形の計算において接合部を剛節として計算することができるようになり、これを極めて簡潔かつ的確に行うことができる。
具体的には骨組の層の水平耐力の７０％まで剛節としてラーメンの応力と変形の計算ができた。その接合部の剛節の程度は、ＲＣ架構と同程度まで改善される。
また、プレストレスを導入することにより、接合部の回転剛性は増大し、例えば梁の母材の基準曲げ耐力の約６０％のモーメントまでは有効である等の効果ある。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００９】
以下、図面に基づき、本発明による木造柱梁部材の接合金具及び接合方法の好適な実施の形態を説明する。
接合方法と応力の伝達
ここで先ず、本発明による接合方法（以下、本接合法という）における応力の伝達のしくみについて説明する。
本発明の接合方法は、図１に示される。立体ラーメンヘの応用も想定して柱１と梁２の組み方は柱勝ちとする。
【００１０】
引張接合は、在来工法の引張ボルト接合を改良したものである。図２に示すように梁２の角穴３に深い長溝４を追加し、そこに平鋼をＵ字型に折り曲げた金物５（以下、Ｕ字型金物という）を接着剤６で接着する。そのＵ字型金物５は底部にボルト穴５ａをあけ、脚部５ｂを母材（梁２）にせん断接着する。平鋼のため、脚部５ｂは引張軸断面に対する側面の接着面の割合が極めて大きく、脚部５ｂの長さが短くても容易に接着面積が確保できる。接合部内には後述するように、めり込み防止とプレストレス導入のために鉄筋を挿入して接着剤で定着する。
【００１１】
接合は図１（ｂ）に示すように柱１にＰＣ棒鋼７（締結部材）を挿入して梁２を組み、ナット８を締めてプレストレスを導入する。ナット８とＵ字型金物５の底部の間には角座金９が付設される。本接合法は、ナット８を外すことにより骨組の力学的性能を低下させることなく解体できるので、建物の移設や部材の再利用が容易である。また、大地震時にはＰＣ棒鋼７を降伏させて、地震後はナットを締め戻して耐震性能を初期状態に復活させ、建物の残留変形を戻すことも可能になる。本接合法では積極的に大きなプレストレスを導入すると共に、ＰＣ棒鋼７を降伏させて大変形域でエネルキー吸収量を明確に確保する。
【００１２】
次に、接合部での内力の伝達と力学的効果について説明する。
接合部と梁２の境界面（以下、梁端面という）が部材の分離面となり、この面の補強が必要となる。図３に内力の伝達の模式図を示す。
曲げ引張力pＴは図３（ａ）に示すようにＰＣ棒鋼とＵ字型金物を介して母材の曲げ引張域へ伝達させる。ＰＣ棒鋼は接合部内に定着しないので、左右の梁同士で引き合うことになる。曲げ圧縮力は、梁側では角穴以外の母材残存部とＵ字型金物で、母材の曲げ圧縮域へ伝達させる。接合部では図３（ｂ）に示すように梁の曲げ圧縮力を、角座金１０を介して定着する鉄筋１１（受圧部材）が受けて、接着剤を介して柱のせん断力と釣り合う。
【００１３】
この例では図１あるいは図５等に示すように４本の鉄筋１１を用い、柱１の通し孔１２に挿通する。なお、角座金１０にはＰＣ棒鋼７を挿通させるための通し孔１３が形成されている。
また、梁２の端面にそれぞれ３つのほぞ１４を設けると共に、柱１の両側面にほぞ１４と嵌合するほぞ穴１５を形成する。なお、角座金１０には図５に示すように、ＰＣ棒鋼７を挿通させるための通し孔１６が形成されている。
【００１４】
梁のせん断力は、梁端面に設けるほぞと梁端面の曲げ圧縮域の摩擦力で伝達させる。本接合法では、プレストレスを導入するため、梁断面は全面圧縮になり、初期荷重の段階から摩擦力が大きく、せん断すべりは生じない。
【００１５】
接合部の梁端面の回転剛性は、梁からモーメントを受けてもプレストレスにより梁端面が全面圧縮の状態であれば、接合部内の水平方向の軸剛性によって決まる。そこに定着させる鉄筋量の調整により大きな回転剛性を発揮させる。本接合法によれば、これらにより接合部の回転剛性と曲げ耐力を増大させ、梁に母材の基準曲げ耐力に近い曲げ耐力を発揮させる。
【００１６】
実験概要
本発明に使用する試験体について説明する。
図４及び図５に試験体の形状と寸法を示す。反曲点で柱と梁を切断した十字型骨組であり、縮尺は実大の約２／３とした。この実施形態において試験体は２体である。Ｎｏ．１試験体は、図２（ａ）に示すように引張接合の金物だけを設けたものである。接合部のめり込みで剛性と耐力が決定し、Ｎｏ．２試験体の比較用試験体である。
【００１７】
Ｎｏ．２試験体は、接合部にめり込み防止の高強度鉄筋（４−Ｄ１３）を接着剤で定着し、梁側の梁端面に角座金を接着剤で接着している。めり込みに対して十分な補強を行った。接着剤はエポキシ系を用いた。柱と梁は異等級対称構成集成材Ｅ６５−Ｆ２２５を用いた。金物と座金の材質はＳＳ４００で、Ｕ字型金物は平鋼を冷間折り曲げ加工した。曲げ引張側は、Ｎｏ．２試験体で梁の母材が曲げ引張破壊する以前にＰＣ棒鋼を引張降伏させて、延性的な曲げ性状を示すように設計した。Ｕ字型金物で伝達できる母材面積（５０×１０５ｍｍ2）の曲げ引張耐力wＴby（＝１１６．６ｋＮ）に対して、ＰＣ棒鋼１本の降伏耐力pＴyを９０ｋＮとした。pＴyは、ねじ山で降伏する耐力である。
【００１８】
図６は、加力方法と、梁と柱の曲げせん断変形の測定状況を示している。図６及び図７はこの実施形態における測定装置１００の概略構成を示している。図において、１０１は支持ピン、１０２はオイルジャッキ、１０３は荷重測定用ロードセル、１０４はピン、１０５は鉛直ローラ、１０６はユニバーサルピン、１０７，１０７Ａ，１０７Ｂは変位計である。
【００１９】
柱頭と柱脚をピン支持し、左右の梁の先端に繰り返しの鉛直荷重を作用させた。各加力サイクルの梁の最大変形角を１／６００，１／３００，１／２００，１／１５０，１／１００，１／５０，１／４０，３／１００，４／１００，５／１００ｒａｄ．の順で漸増させた。図７は、接合部の変形の測定状況を示す。変位計Ａにより梁端面の回転角を、変位計Ｂにより接合部のめり込み変形をそれぞれ測定した。
【００２０】
ＰＣ棒鋼へのプレストレスの導入はナットを締めて行い、締め付けのトルク値から、その元張力Ｔoを換算した。換算は別途行ったＰＣ棒鋼のトルク−張力試験の結果を用いた。Ｎｏ．１試験体の元張力Ｔoは１０ｋＮで、降伏耐力pＴyに対する比（以下、Ｔo／pＴyという）は、０．１１であった。Ｎｏ．２試験体では初期加力の段階で、Ｔo／pＴyを０．３３，０．４４，０．９４の３段階に変化させて、各段階で１サイクルの加力を行い、梁端面の回転剛性を調べた。
【００２１】
実験結果
次に、破壊状況と層せん断力−層間変形角関係について説明する。
図８は、層せん断力−層間変形角関係を示している。層せん断力は、左右の梁の先端の鉛直荷重と、上下の柱の水平反力のモーメントの釣り合いより算出した。層間変形角Ｒは柱の曲げせん断変形に、梁による変形成分を加算して求めた。実際の架構の変形状態に合わせて、梁先端が水平移動するとした場合に生じる層間変形とした。層高さＨは２０３４ｍｍである。Ｎｏ．２試験体は、Ｔo／pＴyを０．９４とした以降の関係である。図８のＮｏ．２試験体中にはＮｏ．１試験体の包絡線も破線で示している。
【００２２】
Ｎｏ．１試験体は接合部へ梁端面の梁側の曲げ圧縮域がめり込み、降伏してそれ以降の剛性が決定した。めり込み以外の破壊は生じなかった。プレストレスを導入しているため、初期すべりは全く生じなかった。Ｎｏ．２試験体ではＮｏ．１試験体で生じた接合部へのめり込み変形は、目視では全く確認されなかった。Ｑ−Ｒ関係は最大耐力の約９０％までは、巨視的には直線的なものになっている。それ以降は、左右の梁のプレストレス効果が消滅し、剛性が低下してＲが約±１／５０ｒａｄ．で最大耐力に達している。
【００２３】
次に、層間変形における各変形成分と剛節の程度について説明する。
層間変形は柱、梁、接合部の変形成分に分けられる。図９は、層せん断力と各変形成分の関係を示している。横軸は変形角とし、包絡線で示す。
図９において、−●−は全体の層間変形角Ｒである。破線は柱の変形角成分であり、点線はそれに梁の変形角成分を加算したものである。点線と−●−の変形角の差が、接合部の変形による層間変形角成分である。接合部による層間変形角成分は図７の変位計Ａ（又は図１５）による梁端面の回転角による。回転角は曲げ圧縮変形による成分と曲げ引張変形による成分に分かれる。前者は主に接合部のめり込みであり、後者は主にＰＣ棒鋼の伸びによる抜けだしによる。点線の変形角に曲げ引張変形による層間変形角成分を加算したものを太実線で示す。−●−と太実線が一致すると、接合部のめり込み変形は全く生じないと判断できる。
【００２４】
Ｎｏ．１試験体は全体の層間変形角Ｒが１／１００ｒａｄ．の時を示し、柱の変形の割合は４．２％、梁は１３．１％、接合部の曲げ引張変形は４９．０％、接合部の曲げ圧縮変形は３３．７％であり、接合部としては全体の８２．７％を占めて大きくなった。
Ｎｏ．２試験体はＲが１／１００ｒａｄ．の時を示し、柱の変形の割合は３４．３％、梁は５２．５％、接合部の曲げ引張変形は８．２％、接合部の曲げ圧縮変形は５．０％で、めり込みによる変形は無視でき、接合部としては全体の１３．２％に留まった。
【００２５】
図１１は、柱と梁を剛節として接合部内に剛域を設けて、梁理論により計算した弾性剛性による関係と実験結果を比較して示している。図１０に示すように、計算Ｉは接合部内を全て剛域とした関係、計算IIは剛域を設けなかった関係、計算IIIは鉄筋コンクリート構造（以下、ＲＣという）でよく用いられる剛城までの距離を、部材せいＤの１／４とした関係である。柱と梁のヤング係数は母材の基準値を用いた。
【００２６】
Ｎｏ．１試験体は計算IIよりかなり剛性が小さく、剛節ラーメンとして架構の応力と変形を計算することが不可能であることが確認できる。一方、Ｎｏ．２試験体は最大耐力の７０％までは計算IIIで推定できている。その変形角は１／１２０ｒａｄ．で設計の変形制限の１／１２０ｒａｄ．の範囲内では剛節ラーメンとして応力と変形の計算が可能である。従って、本接合法による接合部において、ＲＣ架構と同程度の剛節が実現されたことになる。
【００２７】
次に、接合部と梁の挙動について説明する。
ここでは、ｍとθを用いて接合部の剛性と耐力を説明する。先ず、ｍとθの定義に関連して、（１）式に示す梁母材の基準曲げ耐力Ｍfbに対する、梁端面（接合部と梁の境界面）の曲げモーメントＭBの比（ＭB／Ｍfb）をｍとする。ＭBは梁先端の鉛直荷重に梁端までの距離（１０７０ｍｍ）を乗じた値とした。
Ｍfb＝Ｚ・Ｆb                                           （１）
ここに、Ｚ：梁母材の断面係数、Ｆb：木材の曲げ基準強度（＝２２．２Ｎ／ｍｍ2）。
【００２８】
ラーメンにおいて接合部の剛節の程度は、接合部内の柱軸に対する梁端面の角度で表される。この角度を梁端面の回転角θと定義する。ここでは、図７と図１５に示す変位計Ａの変形量から算出される回転角を用いた。その回転角には接合部内の変形と、梁端面近傍の一部の梁変形（図１５のＬ2の区間）も含む。
【００２９】
梁端面の回転剛性に寄与するプレストレス効果に関して、プレストレスを段階的に変化させたＮｏ．２試験体の梁端面のｍ−θ関係を、図１２に示す。右側にモーメントの絶対値の補助軸を示し、図の副題として前述したＴo／pＴyとする。剛性が急激に低下する時点を○で示す。これはプレストレス効果が消滅する時点である。原因は、プレストレスにより圧縮状態になった接合部内の鉄筋が、梁のモーメントにより引張状態に転じて抵抗しなくなるためである。
【００３０】
図中にプレストレス効果が消滅するモーメントＭoを水平の一点鎖線で示す。なお、これについては、後述する方法によるものとする。プレストレスの元張力Ｔoを大きくすることにより、大きな剛性を期待できるモーメントの範囲が大きくなることが確認できる。図中にはＮｏ．１試験体の包絡線を点線で示している。Ｔo／pＴyが０．９４でプレストレス効果が消滅する時の回転角で剛性を比較すると、Ｎｏ．２試験体はＮｏ．１試験体の１３倍で、本接合法の有効性が確認できた。
【００３１】
梁端面のモーメント−回転角関係に関して、図１３にｍ−θ関係を示す。Ｎｏ．２試験はプレストレス比Ｔo／pＴyを０．９４とした関係である。Ｎｏ．１試験体又はＮｏ．２試験体の包絡線も点線で示している。
Ｎｏ．１試験体はθが２．０×１０-3ｒａｄ．で降伏するが、その時のｍは５．５％であり、最終変形時でもｍは１５％となりＮｏ．２に較べて極めで小さい。
【００３２】
これに対してＮｏ．２試験体はθが約１３×１０-3ｒａｄ．の時に、左右の梁端の曲げ圧縮域で梁木部の圧縮降伏による膨れが確認された。特に図２４に示すように左梁の正加力時の曲げ圧縮域は顕著であった。この部分は完全に圧縮降伏しており、大変形時には圧縮強度が低下していたものと判断できる状況であった。また負加力時には図１３（ｂ）左梁に▲で示す時点で、図２７に示すような梁の横座屈が確認され始めた。このため図１３（ｂ）左梁の負加力時では、耐力に達する直前のサイクル以降で、各サイクルのループ間に変形の開きが生じている。
【００３３】
Ｎｏ．２試験体の左梁の助力では曲げ耐力に達して、θが８．９×１０-3ｒａｄ．となった以降で耐力低下が生じて回転角の増加も小さくなっている。これは前述したように左梁の曲げ圧縮域の圧縮降伏が顕著であったことによる。耐力低下は、曲げ圧縮特性が劣化して、曲げ圧縮合力と曲げ応力中心間距離ｊが減少したことによると考えられる。図１３（ｂ）の左梁の回転角増分の減少は図１５及び図２５に示すように、変形を測定しているＬ2区間の外側のＬ3区間まで圧縮降伏が拡がり、加力中に制御している梁先端の変形に対応する梁端面近傍の曲げ変形がＬ2とＬ3に分散したためである。図１４にＮｏ．２試験体のｍ−Ｒ関係を示す。図において、Ｒは梁の部材角である。左右の梁では同じ変形角を生じさせている。
【００３４】
図１３（ｂ）のＮｏ．２試験体の正加力側でも曲げ耐力に達してθが１３．９×１０-3ｒａｄ．となった以降では耐力低下が生じているが、前述の左梁の正加力時ほど低下していない。図２６は、実験終了後の左右の梁の曲げ圧縮域を示している。図３（ａ）で示したように、左梁の下端の圧縮合力wＣは上下のＰＣ棒鋼の引張力２・pＴと釣り合うので、曲げ耐力時のwＣが低下すると、右梁の曲げ引張力pＴも低下する。しかし、右梁では曲げ圧縮域はほとんど劣化しなかったので距離ｊが減少しないで、その分だけ曲げ耐力の低下が緩やかになったと考えられる。
【００３５】
本接合法ではＰＣ棒鋼を接合部内に定着しないので、接合部の両側に梁が取り付く十字型骨組では、曲げ圧縮合力はＰＣ棒鋼の降伏耐力の２倍に耐える必要がある。その圧縮合力が低下すると、左右の梁の曲げ耐力に影響を与えることに注意が必要である。しかし、図１３（ｂ）と図１４に観られるように、左右の梁とも負荷力時では最終変形角まで曲げ耐力の低下はほとんど生じていない。このことは、曲げ圧縮降伏する圧縮域の合力wＣyより、上下のＰＣ棒鋼の降伏耐力の合力２・pＴyを小さくなるように設計しておくと、大変形域まで安定した耐力を発揮できることを意味する。当然、梁が片側にしか付かない下型骨組では曲げ圧縮降伏は生じにくく、耐力低下も生じにくくなる。
【００３６】
接合部の梁端面のモーメント−回転角の評価方法
先ず、変形の適合条件について説明する。
図１６に仮定する変形の適合条件と抵抗要素を示す。ここでは、接合部内の柱軸の直線性は保持されているものとする二次元の応力状態を想定すると、その軸線は柱幅方向に連続した中立面と見なせる。その面では平面保持を仮定することになる。その面を柱軸面Ｉとする。一方、プレストレスは、ＰＣ棒鋼７の左右のナット８を締めて導入する。ＰＣ棒鋼７を表す引張バネの変形の適合条件も考慮し、Ｕ字型金物の底部の外面に位置する断面を断面IIとし、その平面性も保持されるものとする。
【００３７】
力学的バネモデルに関して、図１７はバネモデルを示している。左右の断面IIの区間の抵抗機構をモデル化している。接合部内では柱軸面Ｉの左右に圧縮バネを設ける。図１６の右側に示すように高さ方向に、上下の角座金の高さＷの区間ａとそれらの内側の区間ｂに分けて、２種類の圧縮バネを設ける。接合部内では、区間ａにはめり込み補強を表す圧縮バネｋc1を設け、区間ｂは繊維と直交する方向の木部のヤング係数Ｅw1の断面（ＤB×Ｂ）の曲げ断面バネを設ける。梁でも同様に区間ａで繊維方向の木部を表す圧縮バネｋc2を設け、区間ｂは繊維方向のヤング係数Ｅw2の断面（ＤB×Ｂ）の曲げ断面バネを設ける。これらの圧縮バネは引張抵抗に転ずると抵抗しないものとする。一方、引張抵抗するバネは左右の断面IIを結ぶＰＣ棒鋼の引張バネｋpcを設けている。ｋc1，ｋc2，ｋpcの名称はバネの軸剛性も表すことにする。
【００３８】
プレストレス効果が有効な時の曲げ剛性mＫoに関連して、図１８（ａ）にプレストレス導入時の変形状態を示す。左右の断面IIは柱軸面ＩにΔoだけ寄る。図１８（ｂ）のように梁にモーメントＭが作用すると、圧縮バネＫc（ｋc1とｋc2を直列結合したもの）は初期の圧縮変形Δoから減少する。その戻りの変形ΔtがΔoより小さい範囲では、剛性は圧縮バネの剛性Ｋcに従う。
【００３９】
一方、ＰＣ棒鋼の引張バネｋpcは、左右のモーメントが同じであれば、左右の断面IIの変形が柱軸面Ｉに対して逆対称になるため、変形は生じない。必ずしも逆対称にならないが、ここではその状態で近似することになる。この状態のモーメントＭと回転角θの曲げ剛性mＫoに影響を与えるのは圧縮バネＫcだけとなる。mＫoは区間ａの軸剛性Ｋcと区間ｂの曲げ断面性能で表される。これを式で表すと（２）式と（３）式で表される。
【００４０】
Ｍ＝mＫo・θ                                                        （２）
＝Ｋc・ｊr／２・θ・ｊr＋Ｅwb・Ｉb・θ／Ｌ
mＫo＝Ｋc・ｊr2／２＋Ｅwb・Ｉb／Ｌ                                 （３）
【００４１】
ここに、Ｋc＝１／（１／ｋc1＋１／ｋc2），ｋc1＝Ｅws・Ａws／Ｌ1，
ｋc2＝Ｅw2・Ａw2／Ｌ2，Ｅwb＝Ｅw2／（ｎ・Ｌ1／Ｌ＋Ｌ2／Ｌ），
ｎ＝Ｅw2／Ｅw1，Ｌ＝Ｌ1＋Ｌ2，Ｉb＝Ｂ・ＤB3／１２
Ｋc：軸剛性ｋc1とｋc2を直列結合した軸剛性
ｊr：上下のめり込み補強鉄筋の重心間距離
ｋc1：区間ａのめり込み補強鉄筋の軸剛性
Ｅws：めり込み補強鉄筋のヤング係数
Ａws：区間ａのめり込み補強筋の全面積
Ｌ1：柱せいの１／２，Ｌ2：図１４参照
ｋc2：区間ａの木部の軸剛性
Ｅw2：木材の繊維方向のヤング係数，Ａw2：区間ａの木部の断面蹟
Ｅwb：区間ｂの木部を柱軸面Ｉから断面IIまでの範囲を直列結合した場合の見掛けのヤン      グ係数
Ｉb：断面（Ｂ×ＤB）の断面二次モーメント，ＤB：区間ｂのせい
Ｅw1：木部の繊維に直交する方向の木部のヤング係数
【００４２】
次に、プレストレス効果が消滅する時のモーメントＭoについて説明する。
ここでのプレストレス効果は、圧縮バネをすべて圧縮状態にして梁端面の曲げ剛性が鉄筋の軸剛性に依存して増大することである。
プレストレス効果が消滅する時点は、Ｋcのバネがプレストレスを導入する以前の初期形状に戻り、引張状態に転じる時である。これはプレストレス導入時の圧縮バネＫcの軸圧縮変形Δoが、モーメントＭによる引張変形Δtにより打ち消される時である。プレストレスによるＰＣ棒鋼１本あたりの元張力Ｔoは（４）式のように、梁せいの半分の圧縮バネの軸剛性とΔoの積で表される。Δtは（５）式のように回転角θに梁の断面図心から圧縮バネＫcまでの距離ｊr／２の積で表される。ΔoとΔtは絶対量とし、ΔoとΔtを等しくさせるモーメントＭoより、大きなモーメントが作用すると梁端面の回転剛性が減少する。
【００４３】
Ｔo＝（Ｋc＋Ｅwb・（Ｂ・ＤB／２）／Ｌ）・Δo                        （４）
Δt＝θ・ｊr／２                                                   （５）
上式のΔoとΔtを等しくおき、（２）式によるθと（３）式のmＫoを代入してＭoについて整理するとプレストレス効果が消滅する時のモーメントＭoは（６）式と（７）式で表される。
【００４４】
Ｍo＝Ｔo・ｊr・α                                                  （６）
α＝２・（Ｋc・Ｌ・ｊr2＋２・Ｅwb・Ｉb）
／（（２・Ｋc・Ｌ＋Ｅwb・Ｂ・ＤB）・ｊr2）                       （７）    
ここに、Ｋcは前述したものと同じである。
【００４５】
次に、Ｍo以降の接線曲げ剛性mＫ1について説明する。
モーメントが前節のＭoより大きくなると、図１８（ｃ）のように右梁の曲げ引張側の剛性は、ＰＣ棒鋼の軸剛性ｋpcと左側の圧縮バネの軸剛性Ｋcに依存する。右側下の圧縮バネは抵抗しなくなり、無視できる。左梁も同様である。ここでは曲げ圧縮域が小さくなるため、区間ｂの抵抗も無視する。曲げ圧縮側では残る圧縮バネＫcだけが抵抗する。
【００４６】
Ｍoより増加するモーメントの増分をΔＭとし、これにより増加する梁の曲げ引張力の増分をΔＴ、曲げ圧縮合力の増分をΔＣ、断面IIの回転角の増分をΔθとする。ΔＭとΔＴの関係は、圧縮バネ位置まわりのモーメントの釣り合いより（８）式で表される。ΔＣは断面IIに生じる上下のＰＣ棒鋼の引張力の増分ΔＴと水平方向に釣り合うため、（９）式で表される。柱軸面Ｉに対する断面IIの上下のＰＣ棒鋼位置での水平変形Δc，Δtは、
（１０）式と（１１）式で表される。
【００４７】
ΔＭ＝ΔＴ・ｊ                                                      （８）
ΔＣ＝２・ΔＴ                                                      （９）
Δc＝ΔＣ／Ｋc                                                      （１０）
Δt＝ΔＣ／Ｋc＋ΔＴ／ｋpc                                 （１１）
【００４８】
回転角の増分Δθは（１２）式で表される。これに（８）式から（１１）式を整理して代入すると、Ｍo以降の増分のモーメント−回転角関係は（１３）式と（１４）式で表される。
【００４９】
Δθ＝（Δc＋Δt）／ｊ                                              （１２）  
ΔＭ＝mＫ1・Δθ                                                    （１３）
mＫ1＝ｊ2／（４／Ｋc＋１／ｋpc ）                                  （１４）
ここに、ｋpc＝Ｅpc・Ａpc／Ｌpc
Ｋc：５．３節のものと同じ、ｋpc：ＰＣ棒鋼の軸剛性、Ｅpc：ＰＣ棒鋼のヤング係数、Ａpc：ＰＣ鋼の断面積、Ｌpc：左右ナット間の内法長さ、ｊ：めり込み補強の重心位置からＰＣ棒鋼までの応力中心間距離
【００５０】
次に、終局モーメントＭuについて説明する。
本接合法では、前述したようにＵ字型金物の脚部の接着面積は、そのせいＷと梁幅Ｂからなる梁木部の断面積の曲げ引張合力wＴbyを十分伝達できるように確保する。wＴbyは曲げ基準強度Ｆbに断面積（Ｗ×Ｂ）を乗じて評価できる。本接合法ではＰＣ棒鋼の降伏耐力pＴyをそのwＴbyより小さくして、ＰＣ棒鋼の曲げ引張降伏が先行するように設計する。本実施形態の試験体ではpＴy／wＴbyを７８％としている。一方、曲げ圧縮側は、接合部内では鉄筋でめり込み補強が十分なされるので梁側の木部が曲げ圧縮降伏する。
【００５１】
上下のＰＣ棒鋼が引張降伏する時に、梁木部の圧縮合力wＣは図１８（ｄ）に示すように水平方向の力の釣り合いより、降伏耐力pＴyの２倍になる。木部の繊維方向が圧縮降伏する場合は延性的であり、ある程度のひずみまでは降伏応力度を保持できる。簡略的に降伏応力度をＦbとして曲げ圧縮応力分布をせいＸの矩形分布と仮定する。前述したＰＣ棒鋼の設計方針に基づくと、ＸはＷの２倍以下になる。本試験体の場合にはＷの７７％の２倍、即ち１．５４Ｗとなる。本接合法ではＷを梁せいＤの２０％としているので、ＸはＤの約３０％となる。
【００５２】
Ｎｏ．２試験体の実験の状況からＰＣ棒鋼とＵ字型金物が本接合法で想定している形状比であれば、ＰＣ棒鋼が引張降伏した後、梁木部が圧縮降伏して終局モーメントＭuに達すると考えられる。Ｍuは曲げ圧縮合力の重心まわりのモーメントの釣り合いより（１５）式で表される。wＣは（１６）式で表され、pＴyとの関係はカの釣り合いより（１７）式で表される。両式よりＸは（１８）式で表される。これを（１５）式に代入して整理するとＭuは（１９）式で表される。
【００５３】
Ｍu＝pＴy・（ｄ−Ｘ／２）                                          （１５）
wＣ＝Ｆb・Ｘ・Ｂ                                                  （１６）
wＣ＝２・pＴy                                                     （１７）
Ｘ＝２・pＴy／（Ｆb・Ｂ）                                         （１８）
Ｍu＝pＴy・ｄ・（１−ｐt・σy／Ｆb）                              （１９）
ここに、ｐt＝ａt／（Ｂ・ｄ）
pＴy：ＰＣ棒鋼の降伏耐力、ｄ：圧縮縁から引張縁のＰＣ棒鋼までのせい、Ｂ：梁幅、
ｐt：ＰＣ鋼の引張鉄筋比、ａt：ＰＣ棒鋼の一本の断面積、σy：ＰＣ棒鋼の降伏応力度、Ｆb：木部の曲げ基準強度
【００５４】
次に、梁端面のモーメント−回転角関係のモデルについて説明する。
図１９（ａ）は、梁が繰り返しのモーメントを受ける場合のモーメント−回転角関係の履歴モデルを示している。載荷する場合、モーメントが（６）式のＭoまでは（２）式の関係に従い、Ｍoより大きくなると（１３）式の関係に従い、モーメントが（１９）式のＭuに達すると、ＰＣ棒鋼に塑性変形が生じてモーメントが一定で回転角が増加するものとする。この時、梁端面の曲げ圧縮側では接合部内のめり込み変形はほとんど生じないが、梁の曲げ圧縮域が圧縮降伏して塑性変形も増大する。回転角が大きくなると、その圧縮特性が低下してモーメントが低下し始める。そのモーメントがＭuのある比率まで低下する時の回転角を限界回転角と定義する。その回転性能は接合部と関係なく、梁の断面性能が支配する。
【００５５】
一方、除荷時は、図１２で観られたように作用モーメントが小さいＬｅｖｅｌ１，２では、Ｍoより大きいモーメントを受けた後、除荷されても載荷時の経路をほぼ戻る。しかし、作用モーメントが大きいＬｅｖｅｌ３で除荷すると、塑性回転角成分が生じてその経路は載荷時の経路を戻らない。このことを基に図１９（ｂ）のようにモデル化する。曲げ降伏後、塑性回転角が生じて除荷に転じる場合、（１４）式のmＫ1の剛性で戻るものとする。
【００５６】
各サイクルのピーク時にＰＣ棒鋼の引張バネｋpcと、圧縮バネＫcに生じる塑性変形の和Δp（図１８（ｄ））がプレストレス導入時に生じる変形Δoより小さければプレストレス効果は残り、mＫ1の剛性で戻る経路は図１９（ｂ）に示すように初期のＭo以下のＭ−θ関係に合流する。その合流点をＰcとする。しかしながらピーク時に回転角が大きく、ΔpがΔoより大きくなるサイクルでは、合流点Ｐcは現れない。この場合、除荷時のモーメントが零に近づくと、図１９（ｂ）に示すように変形が初期状態に戻る剛性に急変する点が現れる。この点をＰr点とする。このＰr点はＮｏ．１試験体でも生じている。プレストレスの影響と考えられる。ここでは実験結果に基づきＰr点のモーメントを梁断面の基準曲げ耐力の１０％とする。Ｐr点以降の除荷剛性は原点を指向するものとする。
【００５７】
モーメント−回転角の評価方法による評価
Ｎｏ．２試験体の梁端面のモーメント−回転角関係と、層せん断力−層間変形角関係を評価した。
先ず、梁端面のモーメント−回転角関係について説明する。
（ａ）初期剛性とプレストレス効果消滅時のモーメント
前述した図１２のＭ−θ関係に計算による関係を破線で示す。Ｍoまでの剛性は実験結果とよくあっている。プレストレス効果が消滅して剛性が低下するモーメントＭo（水平の一点鎖線のトメント）はＬｅｖｅｌ１とＬｅｖｅｌ２及びＬｅｖｅｌ３の正加力では実験値（図中○の時点）とよくあっている。Ｌｅｖｅｌ３の負加力では実験値が多少小さくなっている。このサイクルではループ内の面積が多少生じており、正加力で材料が塑性化したことが原因と考えられる。Ｍoより大きい範囲の接線剛性mＫ1も実験結果とよくあっている。
【００５８】
（ｂ）梁端面のモーメント−回転角関係
図２０は、計算結果と実験結果を比較して示している。実験は前述したＴo／pＴyを０．９４としたもので、計算でも同じ値としている。計算の各サイクルの最大回転角は実験に合わせている。計算値の終局モーメントは実験値を９％小さく評価した。この原因はＰＣ棒鋼のねじ部の降伏（図２８）による降伏強度のバラツキ、梁の曲げ危険断面位置を梁端面していること、梁の曲げ圧縮の降伏強度を基準値としていることなどが考えられる。
【００５９】
±３サイクルまでは、除荷時や再載荷の剛性、除荷時にプレストレス効果が復活する点Ｐc、再載荷時にプレストレス効果が消滅するモーメントＭoなどの計算結果は実験結果とよくあっている。±４サイクルの除荷時では、計算のＰc点のモーメントはほぼ零で実験値より多少小さくなり、Ｐc点の直前の剛性に多少差が生じている。しかし、±５サイクル以降の除荷時ではＰc点が生じていない。これは、前述したようにＰＣ棒鋼の伸びの塑性変形Δpがプレストレス導入時の軸変形Δoより大きくなったことによる。
【００６０】
±５サイクル以降の除荷時では、原点を指向する剛性に急変するＰr点は発生する。これに対しては、その直前の除荷剛性の計算値は実験値と差が生じてmＫ1より多少小さくする必要がある。ＰＣ棒鋼の伸びの塑性変形ΔpがΔoより大きくなり、Ｐr点が発生した以降の剛性は繰り返しの曲げ解析による必要である。
【００６１】
次に、層せん断力−層間変形角関係について説明する。
図２２は、計算結果と実験結果を比較して示している。図２１は、この計算に用いたモデルを示している。接合部と梁端面の変形は図１９のＭ−θ関係を用い、断面IIから梁の加力先端までは弾性の曲げ変形を計算した。柱は、前述の計算IIIと同様に接合部に剛域を設けて弾性曲げ変形を計算した。
【００６２】
１サイクルでは、最大荷重の計算値cＰmaxの約７０％までの剛性は実験値とよく一致している。負加力の−５サイクル以降で実験の変形角が計算値より大きくなっている。これは図２９に示すように同サイクルで下柱の曲げ危険断面近傍の曲げひび割れが拡大・進展して柱変形が増加したことが原因である。このことを除くと、図２２の計算結果は実験結果を巨視的によく推定していると判断できる。
【００６３】
図中には設計において制限される変形角を二点鎖線で示している。その層間変形角（１／１２０ｒａｄ．）では最大荷重の６５％程度しか発揮されない。降伏する変形角は１／８０ｒａｄ．であり、大変形域でないとＰＣ棒鋼の降伏エネルギーを利用できない。しかし大地震時を想定して建物を倒壊させないで残留変形を抑える観点では、本接合法は耐力が大きく、エネルギー吸収量も確保されるので有効である。
【００６４】
次に、エネルギー吸収と等価粘性減衰定数について説明する。
本接合法ではＰＣ棒鋼を引張降伏させるので、明確なエネルギー吸収量が確保できる。図２２の各サイクルのループ面積がエネルギー吸収量を意味するが、降伏後の層せん断力がＮｏ．１試験体に較べて大きいので吸収量は大きい。図２０の計算のＭ−θ関係から求められる等価粘性減衰定数の変化を実験値と比較して前頁の図２３に示す。横軸は梁端面の回転角θである。図中にはＮｏ．１試験体の実験値も示している。
【００６５】
計算値はＮｏ．２試験体の実験値より多少大きくなっている。これは図１９の除荷時のＰr点のモーメントを小さく設定したことが原因であるが、巨視的にはあっており、本接合法では計算で等価粘性減衰定数を設定できることになる。しかし本接合法はＰＣ棒鋼に圧縮と引張の繰り返しを生じさせないため、変形履歴の影響を受ける。種々の地震波の動的解析による検討が必要である。また、ＰＣ棒鋼の降伏エネルギーを積極的に利用する設計を行うのであれば、ＰＣ棒鋼が引張降伏と圧縮降伏を繰り返す方法も有効である。
【００６６】
上述したように木造ラーメンの剛節を意図して大きなプレストレス力を導入できる接合方法を説明し、その可能性を十字型骨組の加力実験により検証した。そして接合部の回転性能の評価方法を説明した。なお、本接合法は柱勝ちの組み方としている。以下に本実施形態における主要な作用効果等を説明する。
【００６７】
（１）本接合法により骨組の層の水平耐力の７０％まで剛節としてラーメンの応力と変形の計算ができた。その時の骨組の層間変形角は約１／１２０ｒａｄ．で設計の変形制限の範囲では剛節として計算が可能である。その接合部の剛節の程度は、ＲＣ架構と同程度まで改善された。
【００６８】
（２）プレストレスを導入することにより、接合部の回転剛性は増大し、その効果が有効な範囲は、プレストレスの大きさにより異なる。本実施形態のＮｏ．２試験体では梁の母材の基準曲げ耐力の約６０％のモーメントまでは効果が確認された。
【００６９】
（３）梁の曲げ耐力はＰＣ棒鋼が引張降伏して母材の基準曲げ耐力の７０％まで発揮した。この曲げ耐力は梁の部材角で４５×１０-3ｒａｄ．まで保持できた。しかしＰＣ棒鋼を接合部内に定着しないため、梁の曲げ圧縮力がＰＣ棒鋼の降伏耐力の２倍になり、梁が曲げ圧縮降伏して大変形域でその圧縮特性が劣化して曲げ耐力が低下した。これを防ぐためにはＰＣ棒鋼の降伏耐力を抑制するか、ＰＣ棒鋼の接合部内への定着が必要になる。
【００７０】
（４）ＰＣ棒鋼が降伏して耐力に達する変形は、梁の変形角で２４×１０-3ｒａｄ．で骨組の層間変形角では１／８０ｒａｄ．であり、大変形域でないとＰＣ棒鋼の降伏エネルギーを利用できない。しかし本接合法は大きな耐力とエネルギー吸収量が確保されるので、大地震時に対しては建物の倒壊防止もしくは残留変形を抑える観点では有効である。
【００７１】
（５）本実施形態の評価方法で接合部と梁の境界の梁端面のモーメント−回転角関係と降伏後の等価粘性係数をほぼ推定できた。それを用いて計算される骨組の層せん断力−層間変形角関係も実験結果をよく推定できた。
【００７２】
（第２の実施形態）
次に、本発明の第２の実施形態を説明する。図３０及び図３１は、第２の実施形態を示している。この例では柱１に接着剤２２によって定着される鋼管２０を有する。その鋼管２０の内側をＰＣ棒鋼ボルト２１又は一般のボルトを貫通させる。鋼管２０の形状は図３２（ａ）に示すように、鋼管２０の外側面には接着力を増大させるため、ねじ溝などの突起が設けられる。
【００７３】
第２の実施形態において、鋼管２０及びＰＣ棒鋼ボルト２１を同心二重構造とすることで構成を簡素している。定着する複数の異形棒鋼のためにあける柱１の貫通穴と、ＰＣ棒鋼７又は一般のボルトを通す柱の貫通穴を併用し，柱１にあける貫通穴の数を減らして加工の省力化をはかる共に、柱１の欠損を減らし柱の剛性・強度の低下を軽減することができる。
【００７４】
（第３の実施形態）
次に、本発明の第３の実施形態を説明する。図３３及び図３４は、第３の実施形態を示している。この例では柱１に定着する鋼管３０の両端に、図３２（ｂ）又は（ｃ）に示すように雌ねじ３０ａを切り、両端にねじ部３１ａを有するＰＣ棒鋼ボルト３１又は一般のボルトをねじ込む。それらのボルト３１において、ねじ込まれる側の端に対して反対側の端では２個のナット３２，３３を設置する。ナット３２はＰＣ棒鋼ボルト３１にボルト引張のプレストレス力を導入のために締め付ける。この締め付けの後にナット３３を回してＰＣ棒鋼ボルト３１に設置し、金物の受け部３４の間に挿入鋼材３５を挿入する。ナット３３を逆回りさせて戻らせて、挿入鋼板３５に接触させる。これによりＰＣ棒鋼ボルト３１と金物の受け部３４の間に圧縮力を伝達させる。なお、受け部３４は溶接３６によりＵ字型金物５に固定される。
【００７５】
なお上記の場合、鋼管３０のタイプとして、図３２（ｂ）又は（ｃ）のものを用いる。図３２（ｂ）のタイプは鋼管の内側に雌ねじを設けたものであり、図３２（ｃ）のタイプは太径異形鉄筋又は太径ボルトの両端に雌ねじを設けたものである。
更に、ＰＣ棒鋼ボルト３１にはボルト長さ方向の中央の区間の直径が、その他の区間のものより小さくなるようにして、その区間で明確に降伏するようにして両端のねじ部が降伏することを防止する。
【００７６】
第３の実施形態において、大地震時にＰＣ棒鋼ボルト３１又は一般のボルトに引張降伏と圧縮降伏を繰り返し生じさせる。これによりＰＣ棒鋼の塑性エネルギーが増大して、構造物の振動エネルギーを吸収して大地震時の振動を低減することができる。
【００７７】
（第４の実施形態）
更に、本発明の第４の実施形態において、 図３５に示すように柱１と梁２の幅が大きくなった場合として、鋼管４０とＰＣ棒鋼ボルト４１を柱幅方向及び梁幅方向に複数列に平行に配置する。
【００７８】
本発明の第４の実施形態によれば、柱幅や梁幅が大きくなった場合に母材に近い性能を発揮できる。
【００７９】
（第５の実施形態）
また更に、本発明の第５の実施形態において、前述した鋼管３０（図３２参照）の長手方向ほぼ中央部に、所定長さの雌ねじを設ける（なお、図示は省略するものとする）。この雌ねじに対して長手方向両側から、それぞれ両端にねじ部３１ａを有するＰＣ棒鋼ボルト３１又は一般のボルト（図３４（ａ）参照）をねじ込む。なお、その他の基本構成は、第３の実施形態の場合と実質的に同様である。
【００８０】
本発明の第５の実施形態によれば、前述した第３の実施形態の作用効果に加えて、ＰＣ棒鋼ボルト３１等が鋼管３０の内方まで延在することで、プレストレス力による効果を高めて柱梁接合部の剛性を有効に増強することができる。
【００８１】
以上、本発明を実施形態とともに説明したが、本発明はこれらの実施形態にのみ限定されるものではなく、本発明の範囲内で変更等が可能である。
例えば、ＰＣ棒鋼や鉄筋の数量、サイズ等は必要に応じて増減可能である。また、これらの部材の材質等についても、上記実施形態の場合と同等もしくはそれ以上のものであれば適宜使用可能である。
また、Ｕ字型金物の代わりに、厚さの異なる鋼材をＵ字型に組み合わせて溶接で接合した金物を用いることもできる。この場合、金物の各部の厚さを調節することができ、金物に生じる応力に対して各部分で最適な鋼材の厚さを選択できるようになる。これにより鋼材の使用量を少なくすることができると共に、厚い鋼材の折り曲げ加工をしないで済む等の利点がある。
【図面の簡単な説明】
【００８２】
【図１】本発明の接合構造の要部構成を示す図である。
【図２】本発明の比較対象例としての接合構造を示す図である。
【図３】本発明の実施形態における内力の伝達の原理を示す図である。
【図４】本発明の実施形態における木造構造部材の全体構成例を示す図である。
【図５】本発明の実施形態における柱及び梁の接合面の構成例を示す図である。
【図６】本発明の実施形態に係る測定装置の構成例を示す図である。
【図７】本発明の実施形態に係る測定装置の構成例を示す図である。
【図８】本発明の実施形態における層せん断力及び層間変形角の関係を示す図である。
【図９】本発明の実施形態における層せん断力及び層間変形における各変形成分を示す図である。
【図１０】本発明の実施形態における剛節の剛性の評価モデルを示す図である。
【図１１】本発明の実施形態における初期剛性の実験値と計算値の比較例を示す図である。
【図１２】本発明の実施形態における加力サイクルのｍ−θ関係を示す図である。
【図１３】本発明の実施形態におけるＮｏ．２試験体のｍ−θ関係を示す図である。
【図１４】本発明の実施形態におけるＮｏ．２試験体のｍ−Ｒ関係を示す図である。
【図１５】本発明の実施形態における変位計Ａの測定区間例を示す図である。
【図１６】本発明の実施形態における変形適合条件と抵抗要素を示す図である。
【図１７】本発明の実施形態における力学的バネモデル例を示す図である。
【図１８】本発明の実施形態における各時点の変形状態と応力状態を示す図である。
【図１９】本発明の実施形態におけるＭB−θ関係の履歴モデルを示す図である。
【図２０】本発明の実施形態におけるＭB−θ関係の計算結果と実験結果を比較して示す図である。
【図２１】本発明の実施形態におけるＱ−Ｒ関係のモデル例を示す図である。
【図２２】本発明の実施形態におけるＱ−Ｒ関係の計算結果と実験結果を比較して示す図である。
【図２３】本発明の実施形態における等価粘性減衰常数の変化を示す図である。
【図２４】本発明の実施形態における左梁下曲げ圧縮域を示す写真である。
【図２５】本発明の実施形態における左梁下変形測定区間を示す写真である。
【図２６】本発明の実施形態における実験終了後の梁の曲げ圧縮域の状況を示す写真である。
【図２７】本発明の実施形態における左梁の横座屈の状況を示す写真である。
【図２８】本発明の実施形態におけるＰＣ棒鋼のねじ部の降伏状態を示す写真である。
【図２９】本発明の実施形態における柱の曲げひび割れ状況を示す写真である。
【図３０】本発明の第２の実施形態に係る接合構造の要部構成を示す図である。
【図３１】本発明の第２の実施形態に係る接合構造の要部構成を示す図である。
【図３２】本発明の第２の実施形態に係る鋼管の例を示す図である。
【図３３】本発明の第３の実施形態に係る接合構造の要部構成を示す図である。
【図３４】本発明の第３の実施形態に係る接合構造の要部構成を示す図である。
【図３５】本発明の第４の実施形態に係る接合構造の要部構成を示す図である。
【符号の説明】
【００８３】
１  柱
２  梁
３  角穴
４  長溝
５  Ｕ字型金物
６  接着剤
７  ＰＣ棒鋼
８  ナット
９  角座金
１０  角座金
１１  鉄筋
１２  通し孔
１３  通し孔
１４  ほぞ
１５  ほぞ穴
２０,３０，４０  鋼管
２１  ＰＣ棒鋼ボルト
３２，３３  ナット
３４  受け部
３５  挿入鋼材
【図１】
0005071915.tif 000002
【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図３０】
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【図３１】
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【図３２】
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【図３３】
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【図３４】
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【図３５】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
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【図２８】
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【図２９】
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