高強度異形鉄筋を用いて接合した柱 RC 梁 S 混合構造の加力実験

高強度異形鉄筋を用いて接合した柱ＲＣ梁Ｓ混合構造の加力実験
Loading Tests of Mixed Structures Connecting Steel Beams to RC Columns
Using High Strength Deformed Bars
江頭寛

HIROSHIEGASHIRA

小坂英之

HIDEYUKIKOSAKA松永

健太郎

KENTARO

MATSUNAGA

構造設計ディビジョン

小林知己

TOMOMI

KOBAYASHI

構造設計ディビジョン

土居和雅

KAZUMASA

DOI

建築生産計画部

松井幸一郎

KOICHIRO

MATSUI

本報では RC 柱と鉄骨梁で架構を形成する混合構造の，より施工性の高い接合方法の開発を目的とし，柱梁接合部に配した高強度異形鉄筋を用いて両部材を接合するディテールを対象に加力実験を実施した。梁降伏型の十字形およびト形架構の最大荷重は，いずれも鉄骨梁の全塑性曲げ強度相当の荷重を上回り，荷重-変形関係は良好な履歴性状を示した。柱梁接合部のせん断破壊型架構の実験結果より，本構造の柱梁接合部のせん断強度は，RC 造で用いられている既往の設計式を準用することによっておおむね評価できることが確認された。
キーワード：混合構造，鉄筋コンクリート柱，鉄骨梁，高強度異形鉄筋，柱梁接合部

Loading tests of mixed structures connecting steel beams to RC columns using high strength deformed
bars inside the panel zone were conducted in this paper. Cross-shaped or exterior-shaped frames of weak
beam type showed ultimate strength exceeding full plastic moment of the beam. Experimental results
indicated that shear strength of the beam-column joint was evaluated by assuming the joint to be RCstructures.
Key Words: Mixed Structure, Reinforced Concrete Column, Steel Beam, High Strength Deformed Bar,Beam-Column Joint

１．はじめに鉄筋コンクリート（ RC ）造の柱と鉄骨（ S ）造の梁で架構を形成する混合構造（RCS構造 1) ）は，柱間隔を比較的大きくでき，施工性に優れていることから，商業施設や物流施設などに広く適用されている。異種材料の梁定着筋( 高強度異形鉄筋 )固定プレート
鉛直補強リブ

部材をつなぐ柱梁接合部は，種々のディテールが考案されており，大別すると S 梁をほぼそのままの形で柱梁接S 梁合部に貫通させる梁貫通方式と，柱梁接合部内への S 梁の貫通を避けて RC 柱の連続性を確保する柱貫通方式がある 1) 。本研究は，より施工性の高い柱梁接合部ディテ

直交梁

せん断プレート

RC 柱

水平補強リブ

Yールを開発することを目的とし，図-1に示すように，建X（加力方向）物の水平 2 方向の架構（ X ， Y 方向）のうち， X 方向を柱貫通方式とし， Y 方向を梁貫通方式とするものであ

図-1

柱 梁接合部の概要

る。 X 方向（本実験の加力方向）は，高強度異形鉄筋を長締めボルト 1) ～ 3) の代替として RC 柱に貫通させ， S

85

第 12 号

三井住友建設技術開発センター報告

表-1
試験体

HRCS01

HRCS02

HRCS03

十字形状

梁曲げ降伏
先行

想定破壊形式

設計基準強度

ト字

柱梁接合部
せん断破壊

梁曲げ降伏
先行

試験体

部位

HRCS01
HRCS02
HRCS03柱および柱梁接合部

主筋

Fc36
16-D16（SD390）

せん断補強筋□-D6＠40（SD295A），pw=0.46%

種類

支持点間距離H

2,250mm

軸力N

1,000kN

せいDp×幅Bp(mm)
梁定着筋
柱梁接合 （高強度異形鉄筋）部
せん断プレート
せん断補強筋
H形鋼サイズ
梁固定プレート
加力点間距離L

コンクリートの材料試験結果一覧
圧縮強度×10 N/mm

ポアソン
比

割裂強度

N/mm

64.8
40.0
67.4

3.55
3.03
3.50

0.22
0.20
0.21

3.93
2.963.842

ヤング係数422N/mm

350×350

せいDc×幅Bc(mm)

柱表-2

試 験体一覧

Fc60

426x350418x350Fc60

388x350

上下共6-D16 上下共8-D16 上下共6-D16（USD685） （USD685） （USD685）
通し配筋

表-3

鋼材の材料試験結果一覧
N/mm2×105N/mm2543

3,049712

1.91*15,837952

1.93

柱主筋

444

2,424602

1.91

柱せん断補強筋

367

1,975505

1.87*13,739512

1.95421

2,1905412.05482

2,359

565

2.05

-519

351

1,956

525

2.06

291

1,985

423

2.04

282

1,379

413

2.06

SD490

HRCS02柱主筋

D16

USD685A

共通

梁定着筋

739

D16SD390

HRCS01
HRCS03

D10SD345

HRCS02

SD295A

共通

柱・柱梁
接合部
せん断補強筋338

SN480B

共通

梁
フランジ梁
ウェブ

PL-19

SM490A

HRCS02PL-12

SM490A

PL-12

SS400

HRCS01
HRCS03
HRCS01
HRCS03

PL-9

SS400

共通

PL-6

SM490A共通

D6

D6（SD295A），pw=0.36%
H-350x120
H-350x175
H-350x120※x7x11※x7x11
x7x11（SN490B） （SN490B） （SN490B）
PL-12
PL-19
PL-12（SM490A） （SM490A） （SM490A）

PL-11※H-350x175x7x11のフランジをカットして使用

×10-6

D19

機械式定着(L/2=2,000mm)

降伏ひずみ

N/mm2

試験体PL-6（SM490A)

4,000mm

降伏点

強度種別

PL-7

使用部位

固定プレート
水平補強リブ
鉛直補強リブ
せん断
プレート367421*2*2-

引張強度 ヤング係数

553

*2-

*2-

*1：0.2%ひずみのオフセット値，*2：ミルシート記載値

梁端に設けた固定プレートと高強度異形鉄筋をナット接4)

ん断破壊型である。としている。このように柱梁接合部

加力方向の S 梁は，柱梁接合部を貫通しておらず，柱内に通る梁フランジを 1 方向のみとすることによって，梁接合部内に通し配筋した高強度異形鉄筋（ねじ鉄筋，鉄骨加工量を軽減し，柱梁接合部のコンクリートの充填

D16 （ USD685 ），以下，梁定着筋と記す）を S 梁端フ性を向上させ，柱主筋を配置し易くすることができる。

ランジ部の固定プレートに通し，ナットにより接合して合する柱貫通方式

前報4)では，このようなディテールの基本性状を検討いる。加力方向に直交する架構は梁貫通方式のRCS構造するために，柱梁十字形架構実験と S 梁端部の接合部実を想定し，柱梁接合部に直交梁を設けており，この直交験を実施し，所定の耐力を発揮し得る S 梁端の固定プレ梁のウェブに溶接接合したせん断プレート（厚さート部の補強方法を把握した。本報では，その補強方法

6mm ， SM490A ）と加力方向梁のウェブを高力ボルトを適用した場合の耐力と変形性能を確認するために実施（ 12-M12, F10T ）により摩擦接合している。したがっした梁降伏型の十字形およびト形架構実験，および柱梁て，柱梁接合部における応力抵抗機構としては， S 梁端接合部のせん断強度の評価方法を検討するために実施しの曲げモーメントは固定プレートを介して柱梁接合部のた柱梁接合部せん断破壊型の十字形架構実験について報コンクリートと梁定着筋に伝達され，せん断力は曲げ圧告する。

縮域の固定プレート - コンクリート間の摩擦抵抗とせん
断プレートのせん断抵抗により柱梁接合部に伝達される

２．実験計画ことを想定した。表-2，表-3に，それぞれコンクリートと鋼材の材料試験結果を示す。

（１）試験体表-1に試験体一覧を，図-2に試験体図を示す。試験体（２）加力および計測方法

は，柱を RC 造，梁を S 造とした十字形架構 2 体とト形

図-3に加力装置図を示す。柱上部の油圧ジャッキによ架構 1 体の計 3 体である。試験体は1/2.5程度の縮尺を想り一定軸力 N （=1,000kN）を載荷し，梁の反曲点の想定定したものであり，スパンはL=4,000mm，階高は H=位置に設置した油圧ジャッキにより梁に逆対称のせん断2,250mm ，柱断面は 350 ×350mm，梁は H-350 × 120 ×力 QG を加力した。加力ルールは，折返し変形角 R を±7 ×11（ SN490B ）とした。試験体の想定破壊形式は，1/400, 1/200, 1/100 （ 2 回）,1/75（ 2 回） ,1/50,1/25,

十字形架構の HRCS01 とト字形架構の HRCS03 は梁曲げ1/20rad とした変位制御による正負漸増繰返し加力とし降伏型であり，十字形架構の HRCS02 は柱梁接合部のせた。

86

高強度異形鉄筋を用いて接合した柱 RC 梁 S 混合構造の加力実験

L=4,000(加力点間距離)

230

120

2,000

2,000120

高強度異形鉄筋
6-D16（USD685)

1,125

A

高強度異形鉄筋
6-D16（USD685)

AC

C-C矢視12-M12(F10T)
350

H-350x120x7x11(SN490)
B

1,125125B

H-350x120x7x11(SN490)

230

水平補強リブPL-12（SM490A）

鉛直補強リブPL-9（SM490A）

C

帯筋：D6(SD295A)

固定プレートPL-12（SM490)

Bp=350

固定プレートPL-12（SM490)
210

H=2,250(支持点間距離)

主筋：16-D16(SD390)
帯筋：□-D6@40(SD295A)
コンクリート：Fc60

Dp=426350350120

Bc=350

B-B矢視

1,787

38 Dc=350

38

1,787

A-A矢視

十字形架構（ HRCS01 ）(1)

L/2=2,000
230

1,825

120

高強度異形鉄筋
6-D16（USD685)

CA 高強度異形鉄筋
6-D16（USD685)
12-M12(F10T)
H-350x120x7x11(SN490)
B
125

B

350

1,125AC-C矢視H-350x120x7x11(SN490)

帯筋：D6(SD295A)

固定プレートPL-12（SM490)

水平補強リブPL-12（SM490A）

Dp=388B-B矢視350

固定プレートPL-12（SM490)

Bc=350定着板（プレートナット)

Bp=350210

Dj=327350

鉛直補強リブPL-9（SM490A）

C

Dc=350

38120

1,125

定着板
（プレートナット)

230

H=2,250(支持点間距離)

主筋：16-D16(SD390)
帯筋：□-D6@40(SD295A)
コンクリート：Fc60

1,787

A-A矢視(2)ト形架構（ HRCS03 ）

図 -2

試験体図87

第 12 号

三井住友建設技術開発センター報告

HRCS01
梁定着筋 (B3R2)200▽接合部せん断（靭性指針）JQU=205kN

梁ウェブ (RW)

接合部せん断補強筋 (S3)

Qmax =177.2kN
Qmin=-183.3kN▽梁全塑性曲げBQMU=166kN 梁フランジ (LUF2)
固定プレート (APU1)

100

QG
－

QG＋＋
δG1－

QG (kN)
せん断力Q(kN)

N

δG2

L
R

水平補強リブ (DHR)▽梁短期曲げ(BQMS=105kN)▽梁長期曲げ(BQML=70.3kN)

接合部せん断ひび割れ(中央部 )

0

接合部せん断ひび割れ(直交梁隅角部 )柱梁入隅部ひび割れ

鉛直補強リブ (UVR)-100( G1G2 )せん断プレート (RG1)

L

柱曲げひび割れ

-200

図-3

加力装置

-60

HRCS02Q (kN)

G
せん断力Q(kN)

100-40-20▽梁全塑性曲げBQMU=208kN

固定プレート (APU2)

梁フランジ (RDF1)
接合部せん断補強筋 (S3)
せん断プレート▽梁短期曲げ(BQMS=138kN)(UEG1)

梁定着筋 (B1R2)▽接合部せん断JQU=227kN20002040

梁定着筋 (B1R2)

Qmax=175.0kN
Qmin=-202.0kN

梁ウェブ (RW)

接合部せん断補強筋 (S1)

梁フランジ (RDF2)▽梁全塑性曲げBQMU=166kN

60R(×10-3 rad)(1) HRCS01

HRCS03
Qmax=166.9kN
Qmin=-154.9kN

水平補強リブ(DHR)
固定プレート△接合部せん断(靭性指針)JQU=134kN

100△梁長期曲げ(BQML=91.7kN) 鉛直補強リブ (DVR)

QG (kN)
せん断力Q(kN)

200

最大荷重点
代表的ひび割れ発生点
代表的鋼材降伏点

柱曲げひび割れ0

接合部せん断ひび割れ(中央部，直交梁隅角部 )柱梁入隅部ひび割れ▽梁短期曲げ(BQMS=105kN) (APU1)

せん断プレート▽梁長期曲げ(BQML=70.3kN) (UEG2)
鉛直補強リブ(DVR)

接合部せん断ひび割れ(中央部 )
接合部せん断ひび割れ(直交梁隅角部 )0

柱梁入隅部ひび割れ-100-100-200-200

柱曲げひび割れ最大荷重点
代表的ひび割れ発生点
代表的鋼材降伏点

柱主筋 (DC3)-60-40-20020(2) HRCS02

4060-60R(×10-3 rad)

図-4

最大荷重点
代表的ひび割れ発生点
代表的鋼材降伏点-40-2002040(3) HRCS03

荷重 - 変形角曲線

60R(×10-3 rad)

各油圧ジャッキの荷重はロードセルにより計測した。
正加力
負加力

梁加力位置の変位（図-3の δG1 ， δG2 ）は変位計により計測し，表-1に示す梁加力点間距離 L で除して変形角R を算出した。

＋＋３．実験結果＋＋＋（１）荷重 - 変形角関係および破壊状況
図-4に荷重 - 変形角関係を，図-5に最終ひび割れ状況を示す。
ａ）HRCS01（梁曲げ降伏型十字形架構）
HRCS01 は， R=+1/222rad で梁端のコンクリート部分（柱梁接合部と RC 柱との入隅部）に曲げひび割れが発(1) HRCS01(2) HRCS02
図-5(3) HRCS03

最終ひび割れ状況

生した後， R=+1/100rad で柱梁接合部にせん断ひび割れが発生した。 R=+1/67rad で梁端のフランジが降伏ひずみ当のせん断力計算値 BQMU を上回っている。 S 梁の短期に達して荷重 - 変形角曲線の勾配が緩やかになり始める

許容曲げモーメント相当のせん断力計算値BQMS程度の荷が，その後も荷重は上昇し，梁定着筋が R=+1/43rad で，重では，梁フランジの補強リブ，せん断プレートおよび梁端のウェブが R=+1/29rad で降伏して荷重の上昇が緩慢

固定プレートが局部的に降伏ひずみに達したが，同図にになり， R= ±1/20radで最大荷重を示した。同図に併記見られるように荷重 - 変形角関係はおおむね線形範囲内したように，最大荷重は S 梁の全塑性曲げモーメント相となっている。

88高強度異形鉄筋を用いて接合した柱 RC 梁 S 混合構造の加力実験

εy=5,837 ×10-6

εy=5,837 ×10 -65000

εy=2,190 ×10-6-400

10ひずみ（×10-6）

5000

-200

0200

εy=2,190×10-6-400-200-5000
上フランジ

上フランジ 上フランジ

高強度異形鉄筋：B1

εy=5,837 ×10 -6

5000

5000
ひずみ（×10 -6）

上フランジ(3) HRCS03 （正加力）

εy=5,837 ×10 -6εy=2,190 ×10-6

εy=2,190 ×10 -6-200

0200-400-200-5000

0200

400-5000

高強度異形鉄筋：B1

上フランジ 上フランジ

柱梁接合部中心からの距離 (mm)

高強度異形鉄筋： B1

上フランジ

柱梁接合部中心からの距離 (mm)(2) HRCS01（負加力）(4) HRCS03（負加力）
B1，B2

B1，B2
負負B3B3

正正B4B410032【変形角 R 】● ： ±2.5×10-3rad○ ： ±5.0×10-3rad▲ ： ±10.0×10-3rad△ ： ±13.3×10-3rad■ ： ±20.0×10-3rad□ ： ±25.0×10-3rad400

柱梁接合部中心からの距離 (mm)(1) HRCS01（正加力）

上フランジ

200-5000

高強度異形鉄筋：B1

柱梁接合部中心からの距離 (mm)

-400

075

10010075

図-632100757575

32100

梁定着筋および梁フランジのひずみ分布ｂ）HRCS02（柱梁接合部せん断破壊型十字形架構）

ん断ひび割れが確認された。 R=+1/77rad で梁端のフランHRCS02 は， R=+1/303rad で梁端のコンクリートに曲ジが降伏ひずみに達した後，荷重 - 変形角曲線の勾配がげひび割れが発生した後， R=+1/133rad で柱梁接合部に緩やかになり始め， R=+1/42rad で梁定着筋が，R=+1/37せん断ひび割れが発生した。 R=-1/128rad で柱梁接合部

rad で梁端のウェブが降伏ひずみに達し， R=+1/28rad で内のせん断プレートが部分的に降伏ひずみに達し， R=最大荷重を示した。最大荷重は， S 梁の全塑性曲げモー+1/77rad で柱梁接合部内のせん断補強筋が降伏ひずみにメント相当の BQMU を上回っている。 S 梁のフランジ，達した。 R=+1/59rad で梁端のフランジが降伏ひずみに達ウェブおよび梁定着筋が降伏する荷重 QG は，十字形架した後，荷重 - 変形角曲線の勾配が緩やかになり，R=構の HRCS01 とほぼ同じであり , 梁定着筋の端部に定着+1/37rad で固定プレートが部分的に降伏ひずみに達し，板を設けることによって，定着性能が確保されることがR= ±1/25radで最大荷重を示した。最大荷重を示した後確認された。の加力では，層間変形角の増大に伴い柱梁接合部のせん断ひび割れが顕著となり，図-4に併記した S 梁の全塑性
曲げモーメント相当の BQMU 以下の荷重で耐力低下を生（２）柱梁接合部内の梁定着筋のひずみ分布
梁降伏型架構の場合の柱梁接合部内の梁定着筋 (B1) のじた。最終破壊形式は，柱梁接合部のせん断破壊型であひずみ分布を，十字形架構の HRCS01 と ﾄ 形架構のると判断される。

HRCS03 で比較して図-6に示す。加力とともにひずみがc ）HRCS03（梁曲げ降伏型ト形架構）大きくなるのは，両試験体とも柱フェイス位置の梁定着HRCS03 は， R=+1/100rad で梁端のコンクリートに曲筋となっている。梁フランジの端部が降伏した後，降伏げひび割れが発生した後， R=+1/53rad で柱梁接合部にせ範囲が広がり， R=+1/40rad （□印）では，梁定着筋の柱89

三井住友建設技術開発センター報告

LW

LG2 LG1

第 12 号

RG2

RG1

LW

RW

LG2LG1RG1 RG2RW

RG2

RG1

RW

デ ー タ 欠 損

R=+10.0 × 10-3rad

R=+10.0 × 10-3rad

R=+10.0 × 10-3rad

R=+20.0 × 10-3rad

R=+20.0 × 10-3rad

R=+20.0 × 10-3rad

R=+40.0 × 10-3rad

R=+40.0 × 10-3rad

縮尺
R=+40.0 × 10-3rad 3軸ゲージ

引張（+2000μ）
圧縮（-2000μ）

3軸ｹﾞｰｼﾞLW

LG2138(1)115LG1RG150 50

RG2115RW138

3軸ｹﾞｰｼﾞLW

LG2138(2)HRCS01
図-7LG1115

RG150 50

HRCS02115

RG2

3軸ｹﾞｰｼﾞRW

RG2

RG113850(3)115

RW138HRCS03

せん断プレートおよび梁ウェブの主ひずみ分布（正加力時）

フェイス近傍部は降伏ひずみに達している。柱梁接合部

は梁定着筋ではほとんど抵抗せず，柱梁接合部内のコン内のひずみ分布は，梁定着筋が通し配筋された HRCS01

クリートに伝達されるものと考えられる。

および端部に定着板を設けた HRCS03 ともに , ほぼ直線関係を示しており，梁定着筋 - コンクリート間の付着が（３）せん断プレートのひずみ分布保たれていることが分かる。 HRCS03 の定着板近傍のひ図-7に，正加力時のせん断プレートおよび梁ウェブのずみ（同図 (3) 左端）を見ると，加力が進むとともにひ主ひずみ計測値の推移を示す。主ひずみの赤線は引張ひずみ値が大きくなっており，定着板が機能していたことずみを，青線は圧縮ひずみを示している。柱梁接合部のが伺える。また，曲げ圧縮域のひずみを見ると，フラン中央付近では主ひずみが大きくなっており，圧縮ひずみジ部では圧縮ひずみとなっているのに対し，その近傍のの方向は柱梁接合部隅角部の圧縮域から直交梁のフラン

梁定着筋のひずみは小さな値を示している。したがっジ部を対角に結ぶ方向および図-5のひび割れ方向におおて，固定プレートを介して柱梁接合部に作用する圧縮力むね対応している。したがって，柱梁接合部内には柱・90

高強度異形鉄筋を用いて接合した柱 RC 梁 S 混合構造の加力実験

表-4
架構
試験体形状

Q max

各部の終局強度計算値と梁曲げ強度に対する余裕率余裕率（梁曲げ強度B Q MU 基準）

終局強度計算値（梁せん断力換算値，kN)

実験時
最大荷重

RC柱曲げ(kN)(正加力)

C Q MU

HRCS01 十177

HRCS02 十HRCS03 ト

S梁

せん断

柱梁接合部

曲げ せん断 せん断

Q max

RC柱S梁

柱梁接合部
梁定着筋
付着

B Q MU

曲げ せん断 曲げ せん断 せん断

166

1.07

1.10

1.13

1.00

3.85

1.24

1.00

134

162

0.80

1.15

1.20

1.00

3.07

0.64

0.78

227

155

1.05

2.20

2.26

1.00

3.85

1.37

0.93

CQS

B Q MU

BQS

JQU

182

187

166

639

205

167

239

249

208

639

175

365

376

166

639

〔 RC 柱 （ 記 号 は 文 献 6) 参 照 ） 〕

QτU

せ ん 断 強 度 ： Qsu

N曲 げ 強 度 ： M u 0.5ag y g1 D 0.5 ND 1bDFc〔 柱 梁 接 合 部 （ 記 号 は 文 献 5) 参 照 ）せ ん 断 強 度 ： V ju

梁定着筋付着実験時
最大荷重0.068 pt 0.23 Fc 18M Qd0.120.85 pw wy

0.1 0 bj=426(HRCS01),418(HRCS02),327(HRC03)

Fj b j D j

梁定着筋の付着強度：

u0.7 123B0B

Vju 算 定 時 の 接 合 部 寸 法

梁の曲げ圧縮域を結ぶ柱梁接合部全体の対角方向の圧縮相当の荷重を上回り，荷重 - 変形関係は良好な履歴性状束のほかに，直交梁のフランジ - ウェブ交点部から曲げを示した。柱梁接合部のせん断強度の検討では，直交梁圧縮域に向かう圧縮束も形成されているものと考えられが柱梁接合部コンクリートの有効せん断断面積の拡大にる。

寄与するものとし , 靭性指針 5) により RC 造の両側直交梁付き接合部としてせん断強度を評価した結果，計算値

４．終局強度の検討は実験値と良い対応を示した。

表-4に，各部の終局強度計算値（梁せん断力換算値）と梁の全塑性曲げ強度 BQMU で基準化した各部の余裕率

参考文献1)を示す。ここで , 柱梁接合部のせん断強度 Vj の計算で日本建築学会：鉄筋コンクリート柱・鉄骨梁混合構造の設計と施工， 2001.1

は，直交梁が柱梁接合部の有効せん断断面積の拡大に寄

2)

植松俊幸，西村泰志，南宏一：長締め高力ボルト引与するもとの考え，せん断プレートは無視し，靭性指針張接合による混合構造の柱はり接合部の弾塑性挙

5)動，日本建築学会大会学術講演梗概集， pp.1915-

を準用して RC 造の両側直交梁付き接合部（φ =1.0 ）1916， 1992.8

として評価した。
梁曲げ降伏型の HRCS01 と HRCS03 では， S 梁の曲げ3)

強度 BQMU に対する実験時の最大荷重 Qmax の比率は各々1.07 ， 1.05 となっており，柱梁接合部のせん断強度余裕率は各々 1.24 ， 1.37 ，梁定着筋の付着強度

5)5)ルトを用いた柱 RC ・梁 S 混合構造接合部に関するの研究

その 1

パイロット実験 , 日本建築学会大会

学術講演梗概集， pp.935-936 ， 1995.8の余裕率は各々 1.00 ， 0.93 となっている。

田中剛 , 田淵基嗣，福本昇，石原誠一郎：長締めボ

4)柱梁接合部せん断破壊型の HRCS02 では，柱梁接合部

江頭寛，小坂英之，小林知己，土居和雅，松井幸一郎：鉄骨梁を高強度異形鉄筋で鉄筋コンクリート柱のせん断強度 JQU=134kN に対して実験時の最大荷重はに接合した混合構造の研究 , 三井住友建設技術開発

Qmax=167kN であり，靭性指針による強度計算値に対しセンター報告 , 第11号， pp.81-90 ， 2013.9て 1.25 倍の強度が確認された。

5)

５．まとめ

6)

日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靭性保証
型耐震設計指針・同解説， 1999.8
2007年版建築物の構造関係技術基準解説書， 2007.8

本報では，柱梁接合部に配した高強度異形鉄筋を用いて RC 柱と S 梁を接合する混合構造の十字形およびト形架構の実験結果を報告した。
S 梁の曲げ降伏を想定した十字形架構およびト字形架構の最大荷重は，いずれも S 梁の全塑性曲げ強度計算値

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