日本建築学会技術報告集 第 22 巻 第 50 号，109-114，2016 年 2 月
AIJ J. Technol. Des. Vol. 22, No.50, 109-114, Feb., 2016
DOI http://doi.org/10.3130/aijt.22.109

パネルゾーンにを用いパネルゾーンに DFRCC
DFRCC を用いた
柱梁接合部の構造性能
た PCa
PCa 柱梁接合部の構造性能

STRUCTURALPERFORMANCE OFOF
STRUCTURAL PERFORMANCE
PRECAST
CONCRETE BEAMPRECAST CONCRETE
BEAM-COLUMNCOLUMNJOINTSJOINTSUSINGUSINGDFRCC IN
DFRCC
IN
PANEL
PANEL

佐野直哉— ———— ＊ 1
八十島 章———— ＊ 3

Naoya SANO———————— ＊ 1
Akira YASOJIMA— ———— ＊ 3

金久保利之— ——— ＊ 2
細矢 博— ———— ＊ 4

佐野 直哉
＊1
金久保利之
＊2
八十島 章
＊3
細矢 博
＊4
キーワード :
プレキャスト，柱梁接合部，繊維補強セメント複合材料，加力実験，
キーワード：
構造性能
プレキャスト，柱梁接合部，繊維補強セメント複合材料，加力実験，構造性能
Keywords:
Precast,Keywords: Beam-column joint, Fiber-reinforced cementitious
composites,
Loading test,
Structuralperformance
Precast, Beam-column
joint,
Fiber-reinforcedcementitious composites,
Loading test, Structural performance

1

はじめに

Naoya SANO
Akira YASOJIMA

Toshiyuki KANAKUBOー ー＊ 2
Hiroshi HOSOYAーーーーーー＊ 4
Toshiyuki KANAKUBO ＊2
Hiroshi HOSOYA
＊4

＊1
＊3

In this study, the loading test of precast concrete beam-column
joints using DFRCC in joint panel is conducted to evaluate effect ofpreventing
crack
widening
and concrete
structural
performanceof jointpanel
In this study, theloading
test of precast
beam-column
joints using
DFRCC
in
with
DFRCC.
The experimentfactorofispreventing
shear reinforcement
joint panel
is conducted
to evaluate effectcrack wideningarrangement
and structural
performanceof joint
DFRCC.
The experimentis shearreinforcement
injoint panel.
Thepaneltestwith
resultsare comparedwithfactor
thoseof conventionalarrangement
in joint panel.
test results
are comparedwith those ofinconventional
concrete
specimen
withThesame
reinforcement
arrangement
previous
concrete specimen
withthesame
reinforcement
arrangement
previous
experiments.
experiments.
From
experimentresults,
it canin berecognizedthat
From the experimentit canperformance
be recognized that
DFRCC improves
shear
DFRCC
improves results,
the shearof precast
concretethe
beamperformance of precast concrete beam-column joints and confinement effect ofcolumn
joints and confinement effect of DFRCC is the same or higher
DFRCC is the same or higher than that of shear reinforcement.
than that of shear reinforcement.

震性能向上効果について検討する。

柱梁接合部のプレキャスト（以下，PCa）化では，施工の合理化が要求されており，既往の研究 1),2),3)において梁主筋の継手を梁端に2実験概要

2.1 試験体設け，運搬性を向上させた PCa 柱梁接合部の研究が行われている。

試験体諸元を表 1 に，試験体の配筋を図 1 に示す。また，DFRCC提案されている PCa 工法は，一体打ち工法と同等の構造性能を有すおよびコンクリートの調合を表 2 に，DFRCC に用いた繊維の諸元No.22mm の長さの短繊維を混入させた高靱性繊維補強セメント複合材料（ Ductile Fiber-Reinforced Cementitious Composites ， 以 下 ，1880方，靱性能を改善する材料として，セメント系材料に数 mm～数十梁断面DFRCC）に関する研究が近年盛んに行われている 4)。DFRCC を梁柱断面DFRCC590

部材に用いた曲げせん断実験では，コンクリートのみの試験体より450707045110 11045

380590

著なスリップ挙動を示し靱性能が乏しいことが確認されている。一300707070454545070 7045110 110 45

では，梁曲げ降伏後にパネルのせん断破壊が生じ，大変形時には顕380200
40 50 5040

ることが確認されているが，パネルせん断余裕度が 1.0 近傍の場合もせん断強度が向上することが確認されている 5) 。本研究ではDFRCC に着目し，PCa 工法の打ち別けできる特徴を活かし，パネルゾーンのみに DFRCC を用いた柱梁接合部の構造実験を行い，耐1275

45038001275

図1

試験体配筋（No.22）

表1

試験体名工法No.153)

一体打ち

No.22
No.23

PCa試験体諸元
柱主筋
横補強筋
配筋
鋼種
配筋鋼種

軸力(kN)

配筋鋼種

16-D193047-D19SD345

パネルゾーン
Fc
横補強筋(MPa) 使用材料
配筋
鋼種
30

普通 RC

4-D6×6 SD295A

DFRCC

-

使用箇所

種類

設計強度(MPa)

パネルゾーン
柱，梁DFRCC
普通 RC

3030-

表2DFRCC およびコンクリートの調合
水

セメント

細骨材

粗骨材

2.0-

380183678355484
814915＊1

筑波大学システム情報工学研究科
助教・博士（工学）筑波大学 システム情報工学研究科
助教 博士（工学）*4㈱奥村組技術研究所 博士（工学）＊4(株)奥村組 技術研究所 博士（工学）
*3

＊3

＊1
*1

横補強筋
配筋
鋼種
4-D6@80 SD785
4-D6@60 SD295A

単位量(kg/m3)

繊維体積
混入率(%)

筑波大学大学院 システム情報工学研究科 大学院生
筑波大学大学院システム情報工学研究科 大学院生（〒305-8573 茨城県つくば市天王台 1-1-1）（〒 305-8573 茨城県つくば市天王台 1-1-1）*2＊ 2 筑波大学
システム情報工学研究科
准教授 博士（工学）筑波大学システム情報工学研究科
准教授・博士（工学）*1SD345 4-D6@60 SD295A

梁
主筋フライアッシュ291-繊維混和剤26-28.3
3.55

Graduate
Student,GSSIE,
Graduate Student,
GSSIE,
Univ.Universityof Tsukuba of Tsukuba

Associate
Professor,
GSSIE,
Universityof Tsukuba, Dr. Eng
Assoc. Prof.,
GSSIE, Univ.
of Tsukuba,
Dr. Eng.
Assistant Prof.,
GSSIE,GSSIE,
Univ. of University
Tsukuba, Dr. ofEng.
Assistant
Professor,
Tsukuba, Dr.Eng*4
Technical Research Institute, Okumura Corporation, Dr. Eng.
＊4
Technical Research Institute, Okumura Corporation, Dr. Eng＊2*2*3＊3109を表 3 に，コンクリートおよび DFRCC の材料試験結果を表 4 に，表3鉄筋の引張試験結果を表 5 に示す。本研究では，高層～超高層建築

繊維物の中層～上層階を対象とし，実部材の約 1/2 スケールの試験体でPVA実験を行った。試験体数は 2 体で，梁断面 300mm×380mm，柱断面 450mm×450mm の十字形試験体であり，既往の研究におけるパネルせん断余裕度が 1.0 近傍で一体打ち工法の試験体 No.153)を基準試験体とした。試験体 No.22 は試験体 No.15 と同配筋でパネルゾーンに DFRCC を用い，靱性能の向上を期待した試験体である。試験体 No.23 は柱と梁の配筋を試験体 No.22 と同一とし，パネルゾーンの横補強筋を除いた試験体であり，鉄筋が過密になりうるパネル繊維長(mm)12.0法の試験体は同等の構造性能であることが確認されていることから，
本試験体ではパネルゾーンの DFRCC のみによる性能向上効果を検討するために，主筋継手やシースは設けていない。
2.2 加力・計測方法
試験体の加力は，柱の反曲点位置を油圧ジャッキで支持し，梁の弾性係数
(GPa)
28

表4コンクリートおよび DFRCC の材料試験結果
圧縮割裂
ヤング使用
強度強度係数
試験体名
使用部材
材料
(MPa)
(MPa)
(GPa)
梁,下柱,35.6
2.5928.4
普通パネルゾーン
No.15
コンク
上柱39.2
2.84
30.6
リート
No.22,No.23
梁,柱40.4
2.94
28.2
DFRCC No.22,No.23 パネルゾーン
53.5
16.1
表5ゾーンの施工性改善を意図した試験体である。既往の研究 1)において主筋継手およびシースを用いた PCa 工法の試験体と一体打ち工

繊維諸元
繊維径
引張強度(mm)
(MPa)
0.10
1200

鉄筋引張試験結果
降伏 引張 ヤング 降伏使用
強度 強度 係数
歪箇所(MPa) (MPa) (GPa) (%)
梁,柱主筋
391564
189 0.207

呼び 試験
名 体名鋼種No.15SD345 D19 No.22梁,柱主筋
No.23SD295A
柱横補強筋
No.15SD785
梁横補強筋
D6No.22SD295A
梁,柱横補強筋
No.23371548

1950.190

3711019504
1217

200
1810.185
0.564

344523

1970.174

反曲点位置に取り付けたアクチュエータで層間変形を制御して加力を行った。加力サイクルは，層間変形角で R=±1/400，±1/200，±1/100，±1/67，±1/50，±1/33，±1/25，±1/20rad を各 2 回ず

3負12負590

よび横補強筋の歪である。

正380

H=1560

力せん断力，柱および梁の各部材変形，各部材の局部変形，主筋お変位計 2590

つ行い，その後 R=1/14rad を 1 回行う正負交番漸増繰り返し載荷である。変位計による計測位置を図 2～図 4 に示す。計測項目は梁入ピン

層間変形角R=(1+2)/L

変位計 1ローラー（リニアブッシュ）

実験結果
1275

3.1 梁せん断力－層間変形角関係および破壊状況

正450

1275

L=3000

各試験体の梁せん断力－層間変形角関係（ Q－R 関係）および

図2

R=1/20rad 時の破壊状況を図 5 に示す。なお，図中の破線は ACI全体変形の計測ストレスブロックを用いた断面解析による計算値である。試験体
No.22，No.23 ともに梁の曲げひび割れ，パネルゾーンのせん断ひ

5655

び割れ，柱の曲げひび割れと順次ひび割れが発生した。その後，梁負250

主筋は梁端部で，柱主筋はパネルゾーン内で降伏し，梁端部で圧壊が発生した後に最大耐力に達した。また，両試験体ともにパネルゾ

正43 変位計
正負655ーンに微細なひび割れが多数発生し，普通コンクリートを用いた試固定点

6

験体 No.15 と比較して，パネルゾーンのせん断ひび割れ幅の拡大が抑制されていた。試験体 No.22 は層間変形角 R=1/20rad 以降に梁主筋の抜け出しによるスリップ性状が若干みられたが，梁端コンクリートの曲げ圧壊が支配的になって破壊に至ったため，最終的な破1370

260

図3

部材変形の計測1370

壊形式は梁曲げ降伏後の梁曲げ破壊（B）と判断した。また，試験変位計

体 No.23 は試験体 No.22 と比較してパネルゾーンのひび割れ幅の拡23120大がみられ，梁主筋の抜け出しによるスリップ性状も顕著になった

17

ため，最終破壊形式は梁曲げ降伏後の梁主筋抜け出し破壊（BS）と判断した。試験体 No.15 の最終破壊形式 は梁曲げ降伏後のパネル37332172503)

せん断破壊（BJ）であったことから，パネルゾーンに DFRCC を用いることで接合部の損傷抑制が可能であることが確認された。最大1339411135279で評価可能であった。また，両試験体ともに最大耐力以降の荷重低11026 10 28121632364012014018542142024になり，両試験体ともに梁の曲げ降伏が先行したことから同等の耐力であり，ACI ストレスブロックを用いた断面解析 6)による計算値

342218383082531120

荷重については，試験体 No.22 が 187kN，試験体 No.23 が 184kN

43191529185140120

図4260

局部変形の計測44

Q (kN)

No.15

No.15200

梁曲げ耐力計算値
bQmu = ±179 (kN)100
実験値
Qmax = 193 (kN)
Qmin = -186 (kN)
-0.050-100

No.22Q (kN)-200

No.22200

梁曲げ耐力計算値
bQmu = ±172 (kN)100
実験値
Qmax = 187 (kN)
Qmin = -187 (kN)
-0.05
0-100Q (kN)

-200

No.23

No.23

-100-200

19222533

梁

43 50

5460
4081 70

67

6460

53 48

44

200

1/400 1/200 1/100 1/67

1/50

1/33

100

1/25 1/20

No.22
パネルゾーン
13 16

181614柱梁

13 131010080

70 68

69

75

7880 8185

200No.23
パネルゾーン

柱梁

11 19222124

28 30

2871 6766717271 697280

60
400.05 R (rad)梁曲げひび割れ
パネルゾーンせん断ひび割れ
柱曲げひび割れ梁主筋降伏
柱主筋降伏
最大耐力梁横補強筋降伏

Q－R 関係および破壊状況

1/400 1/200 1/100 1/67

層間変形角 R (rad)1/501/33

層間変形角 R (rad)図61/25 1/20

変形割合 (%)

変形割合 (%)

806

柱変形割合 (%)

100No.15
パネルゾーン0.05 R (rad)梁曲げひび割れ
パネルゾーンせん断ひび割れ
柱曲げひび割れ
パネルゾーン横補強筋降伏
梁主筋降伏
柱主筋降伏
梁横補強筋降伏最大耐力

200

梁曲げ耐力計算値
bQmu = ±172 (kN)100
実験値
Qmax = 184 (kN)
Qmin = -175 (kN)
-0.050

図50.05 R (rad)梁曲げひび割れ
パネルゾーンせん断ひび割れ
柱曲げひび割れ梁主筋降伏パネルゾーン横補強筋降伏
最大耐力
柱主筋降伏

6040200

1/400 1/200 1/100 1/67

1/50 1/33

1/251/20

層間変形角 R (rad)各部材変形割合111下が小さく，十分な変形性能を有していることが確認され，試験体急激に低下し，最終的に試験体 No.15 と同程度になった。

No.22 の履歴性状は，試験体 No.15 および No.23 よりも靱性能に富c heq んだ紡錘型であった。
3.2 各部材変形量1 1  1  (1)全体変形に対する梁，柱およびパネルゾーンの変形割合を図 6 に

ここで， ：塑性率（= R / Ry）示す。試験体 No.22，No.23 ともに層間変形角 R=1/100rad まではRy ：降伏変形角同様の変形割合を示し，梁の変形割合が支配的であった。試験体
No.22 はパネルゾーンの DFRCC の効果でひび割れの拡大が抑制さ4れていたため，層間変形角 R=1/100rad 以降もパネルゾーンの変形4.1 繊維負担せん断力の導出方法

DFRCC による接合部せん断補強効果

割合は変わらず，梁の変形割合が増大した。試験体 No.23 は梁主筋繊維負担せん断力の導出過程を図 9 に示す。パネルゾーンに発生の抜け出しの発生とパネルゾーンのひび割れ拡大により，層間変形したせん断ひび割れ面では，垂直応力（引張応力）とせん断応力が角 R=1/100rad 以降において梁の変形割合が増大せずにパネルゾー同時に作用する二軸応力状態と考えられるが，簡略的に DFRCC のンの変形割合が大きくなった。試験体 No.15 の変形割合と試験体繊維負担せん断力を導出することを考慮し，本報告ではせん断ずれ

No.22 および No.23 を比較すると，層間変形角 R=1/100rad 以降にを無視し，ひび割れ幅と引張主歪が同じ方向に生じていると仮定しおける梁およびパネルゾーンの変形割合が異なっており，DFRCCて，繊維の引張応力を算出した。また，接合部のひび割れは，主にを用いた試験体はパネルゾーンの変形割合が顕著に小さくなった。

パネルゾーンに設置した対角方向の変位計の計測区間内で発生して3.3 ひび割れ本数およびひび割れ幅おり，対角の変位計測方向と直交する方向（約 45 度方向）に生じ各層間変形角の正側加力 1 回目において，パネルゾーンの変位計
表6測区間内に生じたひび割れ本数を表 6 に示す。また，正側加力における各サイクルのピーク時および Q =0kN に除荷した時の平均ひび割れ幅および最大ひび割れ幅と層間変形角の関係を図 7 に示す。平
均ひび割れ幅はパネルゾーンに設置した対角方向の変位計の測定値を計測区間内に生じたひび割れ本数で除した値であり，最大ひび割れ幅はクラックスケールで計測したひび割れ幅の最大値である。パ

試験体名

パネルゾーンのひび割れ本数
層間変形角 R（rad）

パネルゾーン 1/400 1/200 1/100 1/67 1/50 1/33 1/25 1/20

No.15 普通 RC

2335681010No.2234911131417183481011121417DFRCCNo.23

ネルゾーンに普通コンクリートを用いた試験体 No.15 と DFRCC を用いた試験体 No.22 および No.23 を比較すると，試験体 No.15 は1.5

正加力ピーク時層間変形角の増大に伴い 1 本のひび割れが拡大したが，試験体R=1/50rad 時のひび割れ本数は試験体 No.15 の 2 倍程度になった。
DFRCC を用いた試験体では，ひび割れ発生時に繊維が架橋し，充分な繊維架橋力を発揮したためにひび割れ幅の抑制効果が発揮され，複数ひび割れが発生したと考えられる。また，パネルゾーンに横補強筋を配した試験体 No.22 と横補強筋のない試験体 No.23 では，ひ平均
ひび割れ幅 (mm)No.22 および No.23 は複数の細かなひび割れが発生し，層間変形角

1
最大0.5

No.15
No.22No.23No.15No.22No.23

び割れ本数についてほとんど差はなかった。
3.4 等価粘性減衰定数00.01各試験体の等価粘性減衰定数の推移を図 8 に示す。図中には等価0.020.030.040.050.06

層間変形角 R (rad)線形化法における剛性低下型復元力モデルを用いた等価粘性減衰定数の式（1）による計算値 7)を併記する。なお，降伏変形角は荷重－1.5Q=0kNに除荷した時変形関係をトリリニアモデルと想定して算出した値である 3)。試験R=1/20rad まで計算値を上回り，試験体 No.15 よりも明らかに大きくなっており， DFRCC による靱性能の向上が確かめられた。試験体 No.22 と試験体 No.23 を比較すると，層間変形角 R=1/67rad まで同程度であるが，それ以降の層間変形角では，横補強筋による拘束効果や梁主筋抜け出し発生の違いにより，試験体 No.23 は No.22平均
ひび割れ幅 (mm)

体 No.22 の 2 サイクル目の等価粘性減衰定数は，層間変形角1最大0.5よりも小さくなった。試験体 No.23 の 2 サイクル目の等価粘性減衰定数は，層間変形角 R=1/33rad まで計算値を上回り，層間変形角R=1/25rad まで試験体 No.15 より大きくなったが，層間変形角R=1/25rad 以降においてパネルゾーンのひび割れの拡大および梁主筋の抜け出しによるスリップ性状の影響により等価粘性減衰定数が

112

00.01

0.02

0.03

0.040.05

層間変形角 R (rad)

図7

パネルゾーンのひび割れ幅の推移

0.06

No.15
No.22
No.23
No.15
No.22
No.23

0Ry=0.0120 (rad)1サイクル目
2サイクル目
計算値
0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06
層間変形角R (rad)20

10

Ry=0.0111 (rad)1サイクル目
2サイクル目
計算値

0

図8③⑤②0

ひび割れ幅

1

せん断ずれ
引張主歪の方向④’12
ひび割れ幅（mm）

変位計①～⑤より主歪角度fを算出

歪

引張主応力’40

梁主筋間距離2f y

主歪角度 （度）

xy

3

繊維負担
せん断力Vjf

50

モールの歪円2x0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06
層間変形角R (rad)DFRCCの架橋則8),9)

0

せん断歪

Ry=0.0115 (rad)1サイクル目
2サイクル目
計算値

3

2

①10

等価粘性減衰定数

変位計⑤およびひび割れ本数により平均ひび割れ幅を算出

変位計

No.23
200.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06
層間変形角R (rad)引張応力（MPa）
’10No.22

等価粘性減衰定数heq (%)

等価粘性減衰定数heq (%)

等価粘性減衰定数heq (%)

No.15
20302000.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06DFRCC
引張力T

f

層間変形角R （rad）

主歪角度
柱主筋間距離図9

繊維負担せん断力導出方法ていたことから，対角方向の変位計の値を計測区間内のひび割れ本関係を求めた。

数で除した平均ひび割れ幅を DFRCC のひび割れ 1 本あたりのひび割れ幅とした。さらに，DFRCC のひび割れ幅から繊維の引張応力 ( ) 9)を求めるために，既往の研究で提案された繊維の架橋則 を用いて，

VfAf   Pij ( , ) p xy ( i ) p zx ( j ) p x ( yh , zh )    y  zhij

各層間変形角での平均ひび割れ幅に対する引張応力を算出した。次

ここで，に，繊維の引張応力を引張力に換算するために，引張主歪の角度f

Vf：繊維体積混入率をパネルゾーンに設置した変位計より，モールの歪円（ x：水平方

Af：繊維断面積

：ひび割れ面に対する繊維配向角

向の平均歪，y：鉛直方向の平均歪，xy：対角方向の歪，：変位計の設置角度）に基づいて求め，梁および柱の主筋間領域で繊維の引  ：軸方向に平行な面に対してを投影した配向角

張応力が一様に発揮されていると仮定し，引張応力に引張主歪方向

 Pij ：単繊維の引抜力の断面積を乗じることで引張力を導出した。これより，繊維が負担

pxy, pzx：繊維配向角分布を表す確率密度関数 8)するパネルせん断力を DFRCC の引張力の分力として導出した。
4.2 架橋則
ひび割れを架橋する繊維の引張力の総和とひび割れ幅の関係は架(2)（本研究では，ランダムと仮定）

px：ひび割れ面法線方向の繊維分布を表す確率密度関数（本研究では，ランダムと仮定）

橋則と呼ばれており，PVA などの有機繊維の場合，単繊維の引抜性状に繊維配向角によるスナビング効果や繊維の有効破断強度を考慮して構築されている 8),9)。ひび割れ面を架橋する各単繊維について4.3 主歪角度および繊維負担パネルせん断力パネルゾーンに設置した変位計とモールの歪円より求めた引張主単繊維引抜モデルを適用し，繊維配向角分布に基づいた単繊維の引歪の角度と層間変形角の関係を図 11 に示す。また，前節の方法で抜荷重の総和を次式で求めている。本研究では，DFRCC の繊維の導出した両試験体における DFRCC の繊維が負担するパネルせん断配向性をランダムと仮定して図 10 に示す引張応力とひび割れ幅の力と層間変形角の関係を図 12 に示す。

113

試験体 No.22 および No.23 の主歪角度は，梁主筋が降伏した層間5まとめ

変形角 R=1/100rad まではおおむね 45 度であるが，層間変形が進

本研究では，PCa 工法の打ち別けできる特徴を活かし，ひび割れむにつれて主歪角度が小さくなり，パネルゾーンのせん断ひび割れ抑制効果のある DFRCC をパネルゾーンのみに用いた PCa 柱梁接の拡大がみられた試験体 No.23 では層間変形角 R=1/20rad で 30 度合部の実験を行い，構造性能の向上について検討した。以下に得ら程度になった。試験体 No.23 の繊維負担パネルせん断力は，層間変れた知見を示す。

形角 R=1/67rad 程度から顕著に大きくなり，層間変形角 R=1/33rad（1） パネルゾーンに DFRCC を用いた試験体は，横補強筋の有無時に最大せん断力 450kN 程度に達しており，その後は緩やかに低に関わらず梁曲げ降伏が先行する破壊形式であった。最終破下した。層間変形角 R=1/33rad 時には，柱梁接合部の梁入力せん断壊形式は，パネルゾーンに横補強筋を配した試験体 No.22 は力および等価粘性減衰定数も最大になっており，パネルゾーンの梁曲げ降伏後の梁曲げ破壊（B），パネルゾーンの横補強筋をDFRCC によるひび割れ抑制効果が柱梁接合部の構造性能向上に対除いた試験体 No.23 は梁曲げ降伏後の梁主筋抜け出し破壊して有効に寄与したことがうかがえる。一方，試験体 No.22 の繊維（BS）であった。

負担のパネルせん断力は，層間変形角 R=1/100rad から徐々に増大（2） DFRCC を用いた試験体は，等価粘性減衰定数の改善が期待し，層間変形角 R=1/20rad 時でも 300kN 程度であった。これは，でき，最大耐力以降の荷重低下が小さく，十分な変形性能を横補強筋の拘束によりパネルゾーンのひび割れが抑制され，繊維の有していることが確認された。最大荷重は ACI ストレスブロ架橋効果が最大限に発揮される前に梁端コンクリートの圧壊が生じックを用いた断面解析により安全側に評価可能であった。

たためと考えられ，最大耐力以降も等価粘性減衰定数が顕著に低下（3） DFRCC を用いた試験体のパネルゾーンのひび割れ性状は，してないことを考慮すると，DFRCC が負担できるパネルせん断力

普通コンクリートを用いた試験体よりもひび割れの本数が増には余裕があったと思われる。

大し，複数の細かなひび割れが分散することでパネルゾーンの損傷が抑制されていた。

引張応力（MPa）

3（4） 繊維の負担するパネルせん断力をひび割れ幅，主歪角度，繊維の架橋則に基づいて算出し，DFRCC を用いたパネルゾー2ンはせん断に対して十分に余裕があったことを確認した。

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