フジタ技術研究報告第 52 号 2016 年

柱 RC・梁 S からなる混合構造（FSRPC-B 構法）における偏芯接合部のせん断終局耐力評価に関する研究

シング ラヴィ増田概佐々木仁圭司

要

物流施設、事務所ビルやショッピングセンターなどのようなロングスパンの建物は鉄骨造とするのが一般的であったが、鋼材の価格変動などにより、経済性が追求された。そこで、柱を鉄筋コンクリート造、梁を鉄骨造とするハイブリッド構造の FSRPC-B構法が開発された。FSRPC-B 構法は柱頭および柱脚にバンドプレートを配したのが特徴で、柱梁接合部は囲み板形式、横補強筋形式および差し筋形式と 3 種類のディテールより選択できる。しかしながら、FSRPC-B 構法では柱芯と梁芯が同芯のため、例えば、病院においては、平面計画上パイプスペースが柱型内に納まらないことや、物流施設においては、外壁と梁との距離が大きいため、外壁パネルの取り付けに難があるなどの改良が求められた。そこで、より合理的な平面計画や施工性の向上を図るために偏芯接合部ディテールの開発を試みた。
本報では、FSRPC-B 構法における偏芯接合部のせん断終局耐力に対する評価法について、既往の文献調査および実験的な検証により、新たな知見を得たので報告する。

Research on the Evaluation of the Ultimate Shear Strength of Eccentric Beam Column
Joints in Composite Structure with RC Columns/Steel Beams (FSRPC-B Method)
Abstract
Steel beams were mostly used in the construction of buildings with large spans such as, logistics, officebuildings, and shopping malls. But due to the high cost of steel, there’s a concerted effort to reduce theconstruction cost of buildings. Therefore, a hybrid structure with reinforced concrete columns and steelbeams, FSRPC-B method was developed. The FSRPC-B method consists of band plate at the top and thebottom of the columns, and has 3 types of beam column joints, known as cover plate type, lateralreinforcement type and U shaped reinforcement type. But since the beam and the column is concentric,
there are difficulties in fitting the pipe space within the column while designing the floor plan, and due tolarge space between the beam and the exterior wall, installation of exterior walls takes time. Therefore,development of eccentric beam column joints was carried out, for a rational floor design and to improve theconstruction method.
In this paper, an examination of previous specimen and experimental research is being carried out toformulate the shear strength of eccentric beam column joints in FSRPC-B method and the evaluation
method of ultimate shear strength is shown.

キーワード： FSRPC-B 構法、バンドプレート、囲み板、偏芯接合部、せん断耐力－1－－39－フジタ技術研究報告 第 52 号

§１．はじめに§２．ﾊﾞﾝﾄﾞﾌﾟﾚｰﾄのない偏芯接合部の既往の実験

1.1 背景2.1 試験体の概要
FSRPC-B 構法と類似なディテールかつ偏芯接合部を建設ラッシュ当時では、物流施設、事務所ビルやショッピングセンターなどのような中低層かつ柱が少ないロングスパンの建物については、柱および梁は鉄骨造（以下、S 造）と柱梁接合部する構造形式が一般的であった。しかしながら、このような建物を全て S 造とした場合、鋼材の価格変動や加工の手間などに工事費が大きく左右され、経済性が追求された。そこで、上記のような建物の柱を鉄筋コンクリート造（以下、RC造）、梁を S 造とする構造に関する研究が進み 1～3）、ハイブリッド構造の「FSRPC-B 構法※1」が開発された。

S 造梁

FSRPC-B 構法では柱芯と梁芯が同芯となっているため、RC 造柱柱際にあるパイプスペースが柱型内に納まらないことや、外バンドプレート

壁と梁との距離（離れ）が大きく、取り付けが難しいなどが課

図 1 FSRPC-B 構法の概要題として挙げられた。そこで、より合理的な平面計画や施工

バンドプレ性の向上を目的に、柱芯に対して梁芯が偏芯した接合部

トＰＣａ柱（以下、偏芯接合部）ディテールの開発を行った。

バンドプレート
鉄筋継手※ 1 FSRPC-B 構 法 ： Fujita Steel plus Reinforced Precast
Concrete – Band plate method の略称

1.2 FSRPC-B 構法の概要および特徴
鉄骨梁

FSRPC-B 構法は、図 1 に示すように、RC 造の柱に S造の梁が貫通しており、柱頭および柱脚にバンドプレートを配したのが特徴である。また柱梁接合部は、囲み板形式、(a) PCa 造柱一体型接合部

横補強筋形式および差し筋形式と 3 種類のディテールを有している（図 2）。柱頭および柱脚をバンドプレートで拘束することにより柱梁接合部の耐震性能が向上し、各社の類似構法に比べて最もシンプルなディテールとなっている。
FSRPC-B 構法は S 造と同様な 10～18m の大スパンを有し、かつ柱が RC 造のため、鋼材の使用量が削減し、S造に比べると躯体工事費の 10～20%のコストダウンが可能となった。また、図 3 に示すように、柱をプレキャスト造（以下、PCa 造）とした場合、S 造並みの建方が可能となり、工期短縮にも貢献した。RC 造と S 造を合理的に組み合わせることで、居住性の高い大スパンの実現により FSRPC-B 構法は数多くの建物に採用され、物流施設を中心に施工床面積(b) S 造梁一体型柱接合部が 300 万 m2 を超える実績を上げている。

図 3 PCa 造柱および S 造梁の建方概略

バンドプレート
囲み板

バンドプレート
横補強筋

バンドプレート差し筋

図 2 柱梁接合部のディテール－40－柱 RC・梁 S からなる混合構造（FSRPC-B 構法）における偏芯接合部のせん断終局耐力評価に関する研究有する既往の試験体 4～6）の主な諸元を表 1 に示す。なお、数が得られた。

表 1 の試験体は十字形の試験体に対して、加力梁を偏芯さ④せたものである。柱梁接合部は、囲み板により補強され、柱頭および柱脚にはバンドプレートがないものとなっている。

図 5 の関係より求めた′を式(1)に代入して新たにとして整理すると、eVj5 は式(3)のように表現できる。

V j5   ky t k  0.9  Dc
3  2  1.3 e Bc(3a)e

また、いずれの試験体の破壊モードは、偏芯接合部のせん断破壊である。

(3b)

同表より、偏芯接合部の柱幅と梁幅との比 Bc/Bb=2.80～4.00、柱せいと梁せいとの比 Dc/Db=1.09～1.33 およびコン以上より、囲み板により補強されたバンドプレートのないN/mm2 の範囲にある。また、柱幅接合部の終局せん断耐力に偏芯の影響を考慮した場合、クリート強度B=27～45に対して偏芯距離 e/Bc=1/5～1/4 の範囲においては、偏芯接合部の実験の最大耐力（以下、偏芯 Qp）は無偏芯接合部

式(4)のように表すことができる。
eV ju  k V j1  V j 2  eV j 5 (4)の実験の最大耐力（以下、無偏芯 Qp）に比べて約 5%～10%低下していることがわかる。

2.3 ﾊﾞﾝﾄﾞﾌﾟﾚｰﾄのない偏芯接合部のせん断終局耐力の実験値と計算値の比較
文献 4～6)の偏芯接合部の実験の最大耐力 Qp と式(4)2.2 ﾊﾞﾝﾄﾞﾌﾟﾚｰﾄのない偏芯接合部のせん断終局耐力
囲み板による補強されおよびバンドプレートを設けた柱に仮定した偏芯接合部のせん断終局耐力の計算値 eVju と梁接合部のせん断終局耐力 Vju は文献 3)に示すように、の比較を図6 に示す。同図より、eVju に対して Qp の平均値が「接合部鉄骨ウェブパネルのせん断耐力（Vj1）」、「接合部フ1.13、変動係数も 10%以内であり、計算値は実験値と概ねランジ内コンクリートのせん断耐力（Vj2）」、バンドプレートの対応している。よって、偏芯距離 e/Bc=1/5～1/4 の範囲にお効果による「接合部フランジ幅外側コンクリートのせん断耐いては、囲み板により補強されたバンドプレートのない偏芯力（Vj4）」および「囲み板のせん断耐力（Vj5）」を累加した形接合部のせん断終局耐力は式(4)を用いて評価できる。

で評価することができる。

表 1 既往の偏芯接合部試験体

しかしながら、文献 4～6)の試験体においてはバンドプ

諸元

文献4

文献5

文献6

柱幅/梁幅 (B c /B b )

4.00

4.00

2.80

1.33

1.091.17

コンクリート強度  B (N/mm )274533

せん断力に差が生じたため、偏芯接合部のせん断耐力が偏芯距離/柱幅 (e /B c )1/41/41/5低下したと考える。これを踏まえると、偏芯接合部のせん断偏芯Q p /無偏芯Q p

0.940.910.90

レートがないため、Vj4 の項をゼロと仮定した。また Vj5 については、梁が偏芯している側（以下、偏芯側）の囲み板とそれ柱せい/梁せい (D c /D b )の反対側（以下、反対側）の囲み板の負担せん断力の割合2が異なると仮定した。したがって、両サイドの囲み板の負担終局耐力は図 4 のように仮定できる。なお、Vj1 と Vj2 は無偏芯接合部と同様に評価できると考える。
そこで、文献 4～6)の実験結果を用いて Vj5 の項に偏芯の影響を考慮した囲み板のせん断耐力 eVj5 を以下のように誘導した。
文献 3)に示す Vj5 の項に囲み板の負担せん断力の低減係数′を導入し、式(1)のように書き換える。
e②V j5 

1   k  y3 t k  0.9  Dc2(1)1.5偏芯接合部の実験の最大耐力 Qp よりせん断終局耐力計算値の Vj1 と Vj2 を差し引き、eVj5 を逆算した。なお、
文献 4～6)の試験体にはバンドプレートがないため、Vj4 をゼロとした。
e V j 5  Q p  V j1  V j 2③

図 4 偏芯接合部のせん断抵抗機構の仮定

'

①10.5

' = 1 - 1.279e/Bc

0(2)

0

式(2) より求めた eVj5 を式(1)と同置して′を逆算す
ると、偏芯距離（e/Bc）との関係を図 5 のように線形関－41－0.05 0.1 0.15 0.2 0.25e/Bc
図 5 ′と e/Bc との関係

フジタ技術研究報告 第 52 号

§３．ﾊﾞﾝﾄﾞﾌﾟﾚｰﾄを設けた偏芯接合部の実験概要

HNo.1 と比較して示す。なお同図には、文献 3)による柱梁接合部のせん断終局耐力の計算値 Vju を Qc に換算したものも併せて示す。また表 4 には、各試験体の実験の最大耐力

3.1 試験体の諸元

Qp と Vju の耐力比、および偏芯接合部と無偏芯接合部の耐既往の試験体は囲み板により補強されたものの、バンドプレートのない偏芯接合部であった。そこで、囲み板により力比の比較を示す。
図 8 より、偏芯接合部の試験体 HNo.2～HNo.4 は試験補強された偏芯接合部にバンドプレートを設けた場合のせ体 HNo.1 と概ね同様な Qc－Rt 関係を示した。また、偏芯接ん断終局耐力を確認する実験を計画した。
試験体数は 4 体とし、諸元を表 2 に、材料の力学的性質合部の 3 体とも剛性の低下はほとんどなく Rt=±3010-3rad.

を表 3 にそれぞれ示す。また、試験体の形状を、試験体で最大耐力に達し、その後実験終了まで安定した履歴性

HNo.4 を例に、図 7 に示す。試験体は、中間階を想定した状を示した。

十字形部分架構で実大の約 1/2.5 スケールの縮尺モデル

表 2 試験体諸元とした。梁加力点間距離 L=5,000mm、柱支点間距離

試験体

H=2,000mm とし、柱断面および梁断面は全試験体共通と柱断面B c ×D c (mm)した。実験のパラメータは、 偏芯距離 e のみとし、試験体

HNo.1 HNo.2 HNo.3 HNo.4
400×400
2

HNo.1 は標準的な試験体で e=0 とした。試験体 HNo.2 とコンクリート強度F c (N/mm )42

主筋

12-D22 (USD685)

試験体 HNo.3 は加力梁の e/Bc をそれぞれ 1/10 と 1/6 とし、フープ筋

4-K10@70 (KSS785)

試験体 HNo.4 は加力梁とともに直交梁も e/Bc=1/6 偏芯さ軸力比0.2せた。試験体は 4 体とも柱梁接合部のせん断破壊が先行梁断面360×130×12×28 (SM490)するよう計画した。なお、柱梁接合部のせん断終局耐力は、偏芯距離e/B c

0偏芯梁（加力、直交）－無偏芯接合部と見なし、文献 3)に基づいて計算した。
3.2 加力および測定法
加力方法は、試験体を門型加力フレームに設置し、柱に1/10

1/6

加力梁

両梁接合部内ウェブt w (mm)4.5 (SS400)

囲み板t k (mm)3.2 (SS400)

バンドプレートt p ×H p (mm)9×40 (SM490)

一定の軸力を導入後、梁先端（加力点位置）に取り付けた

1/6

表 3 材料の力学的性質（N/mm2）

油圧ジャッキにより正負交番繰り返し載荷を行った。加力は層間変形角 Rt で制御し、加力サイクルは Rt =±2.5､±5（10-3rad.）を各 1 回､±10､±15､±20､±30（10-3rad.）を

コンクリート

HNo.1

HNo.2

HNo.3

HNo.4

B

42.4

42.2

43.6

45.0

2.73

2.94

2.79

2.87

K10D22 PL3.2 PL4.5

PL9PL12 PL28895766312315372417346

1.83

2.03

2.13

2.12

2.11

2.14

2.08

4Ec (×10 )各 2 回､±40､±50（10-3rad）を各 1 回の繰返しとした。

鋼材
y§４．ﾊﾞﾝﾄﾞﾌﾟﾚｰﾄを設けた偏芯接合部の実験結果

5Es (×10 )4.1 柱せん断力－層間変形角関係

軸力

図8 は、偏芯接合部の試験体HNo.2～HNo.4 の柱せん

200065

バンドプレートなし
(負)

1500

100065

断力 Qc－層間変形角 Rt 関係を無偏芯接合部の試験体接合部
バンドプレート(正)

1000

(正)

バンドプレート
加力点
2500

平均値 ：1.13
標準偏差：0.10
変動係数：9.0%500(負)1000

Qp (kN)

囲み板

00500

1000

1500

2000

eVju (kN)

図 6 既往の試験体のせん断耐力の比較

図 7 試験体の形状

－42－

加力点
2500

柱 RC・梁 S からなる混合構造（FSRPC-B 構法）における偏芯接合部のせん断終局耐力評価に関する研究

また表 4 より、e/Bc=1/10 の試験体 HNo.2 は試験体

4.2 偏芯接合部のひび割れ性状および変形

HNo.1 と大差はなく、偏芯 Qp/無偏芯 Qp の平均値が 1.00

実験終了後に囲み板を撤去した偏芯接合部の試験体であった。一方、 e/Bc=1/6 の試験体 HNo.3 は試験体

HNo.2～HNo.4 のひび割れ状況を写真 1 に、試験体HNo.1 に比べて偏芯 Qp/無偏芯 Qp の平均値が 0.97 であHNo.3 を例に、接合部水平せん断力 Qp－接合部せん断った。実験の最大耐力が 3%と若干低下したが、試験体変形角p 関係を図 9 にそれぞれ示す。

HNo.1 と概ね同程度であった。試験体 HNo.4 については、

写真 1 より、偏芯側にひび割れが集中し、コンクリートが偏芯 Qp/無偏芯 Qp の平均値が 1.01 となり、直交梁偏芯の部分的に剥落しているのに対して、反対側のひび割れ度影響は見られなかった。また、偏芯接合部の 3 体は文献 3)合が少ない。特に試験体 HNo.2 と HNo.3 を比較すると、による計算値の Vju に概ね達している。

偏芯距離が大きくなると、偏芯側のひび割れが顕著で、反対側のひび割れが軽減している。また図 9 より、偏芯側の表 4 各試験体の接合部のせん断耐力比
接合部せん断耐力 (kN) HNo.1

HNo.2

HNo.3

HNo.4

Q p /V ju （正）

1.08

1.07

1.03

1.05

Q p /V ju （負）

1.04

1.06

1.00

0.98

1.06

1.06

1.02

1.02

－

0.99

0.97

1.00

偏芯Q p /無偏芯Q p （負）

－

1.01

0.96

0.96

正負平均－

1.00

0.97

0.98

HNo.1
HNo.2
VVuju

Qc (kN)

正負平均
偏芯Q p /無偏芯Q p （正）接合部のせん断変形が大きく、反対側の変形量は小さい。
4.3 偏芯接合部の囲み板のひずみ分布
図 10 は、試験体 HNo.3 を例として、接合部の偏芯側お600400

HNo.2200-60-400-200-200

204060Rt (×10-3rad.)-400

Qc (kN)

HNo.1
HNo.3
VVu
ju

HNo.3-600
600
400
200-400-200-200

204060Rt (×10-3rad.)HNo.4
偏芯側-400

写真 1 接合部のひび割れ性状

-600
600

Qc (kN)

HNo.1
HNo.4
VVu
ju

反対側
偏芯側
Vju
Vu

400-200-200

2000
1500
5000-402500

1000

200-60

反対側

Qp (kN)-60-40204060Rt (×10-3rad.)-30-200-10-500 0-1000

1020-1500-400-2000-600-2500

図 8 各試験体の Qc－Rt 関係

図 9 偏芯接合部の Qp－p 関係－43－30p (×10-3rad.)40

フジタ技術研究報告 第 52 号

よび反対側の囲み板のせん断ひずみ分布を示す。

リート工学年次論文報告集、第 13 巻 2 号、pp.679-684、1991 年

Rt=±1510-3rad.では偏芯側および反対側の囲み板が全

2) 佐々木仁、久保田勤、三瓶昭彦、山本哲夫、狩野芳一：柱 RC・梁てせん断降伏し、両サイドの囲み板が同様にせん断力を負S とする混合構造柱・梁接合部のせん断抵抗機構、日本建築学会
構造系論文集、第 461 号、pp.133-142、1994 年 7 月

担していることが確認できる。また、バンドプレートのない試

3) 佐々木仁、佐藤幸博、高森直樹：バンドプレートおよび囲み板によ験体に比べると、バンドプレートの補強により両サイドの囲り補強された柱 RC・梁 S とする混合構造に関する実験的研究 そみ板が降伏したものと推測する。したがって、文献 3)に示の 1 およびその 2、日本建築学会大会学術講演梗概集、C-1、構すように、バンドプレートの拘束効果によりフランジ幅の外造Ⅲ、pp.1207-1210、2008 年 7 月

側のコンクリートがせん断力を負担するため、偏芯接合部

4) 中江晃彦、早川邦夫、細谷博、船山勇司、平野晋：柱 RC、梁 S か試験体の耐力がほとんど低下しなかったものと考える。

ら成る構造物の部分架構実験 その 5、日本建築学会大会学術講
演梗概集、C-1、構造Ⅲ、pp.1663-1664、1994 年 9 月

4.4 偏芯接合部のせん断耐力の実験値と計算値の対応

5) 荒金直樹、成瀬忠、五十嵐治人、足立将人：柱 RC 梁 S 混合構造

図 11 は、接合部の実験の最大耐力 Qp と文献 3)による柱架構の構造性能 その 4 実験概要、日本建築学会大会学術講演
梗概集、C-1、構造Ⅲ、pp.1467-1468、2013 年 8 月

梁接合部のせん断終局耐力の計算値 Vju との比較を示す。
なお同図には、本実験の偏芯接合部の実験結果（●）およ6) 森貴久、斉藤啓一：RCS 構造におけるふさぎ板形式柱梁接合部

び文献 3)の無偏芯接合部の実験結果（○）を併せて示す。のせん断耐力に関する実験、日本建築学会大会学術講演梗概集、C-1、構造Ⅲ、pp.1099-1100、2006 年 9 月

計算値の Vju に対して偏芯接合部の最大耐力 Qp の平均値が 1.03 であり、変動係数が 3.3%とばらつきも小さい。また、
文献 3)の無偏芯接合部の実験結果と比べると概ね同様な傾向を示した。したがって、e/Bc =0～1/6 の範囲においては、偏芯接合部のせん断終局耐力は文献 3)に示す評価法により評価できる。

§５．まとめ0FSRPC-B 構法における偏芯接合部ディテールの開発

 (%)

0.3を目的に偏芯接合部のせん断破壊が先行する実験を行い、

y0.12） 偏芯接合部の試験体は剛性の低下はほとんどなく、無3000
Qp (kN)4000○：文献3)
平均値 ：1.00
標準偏差：0.04
変動係数：3.6%

2000
●：本実験
平均値 ：1.03
標準偏差：0.03
バンドプレートあり 変動係数：3.3%

10003） バンドプレートの拘束により、偏芯接合部の両サイドの囲み板およびフランジの外側のコンクリートがそれぞれ0せん断力を負担するため、偏芯接合部の耐力はほと0んど低下しなかった。

 （%）

図 10 囲み板のせん断ひずみ分布にあり、実験値の最大耐力が約 5%～10%低下した。

力比も概ね 1.00 であった。

0.3  （%）

0.2Rt(0 rad.)2.55
実線：偏芯側10
破線：反対側150.21） 偏芯接合部の既往の試験体は、e/Bc=1/5～1/4 の範囲

偏芯試験体と比べて概ね同様な履歴性状を示し、耐y-30得られた知見を以下にまとめる。

0.1

1000

2000 3000
Vju (kN)4000

図 11 偏芯接合部のせん断耐力の対応

4） バンドプレートの補強により、偏芯接合部の Vju と Qp とひ と こ との平均値が 1.03 であり、e/Bc=0～1/6 の範囲ではせん

FSRPC-B 構法はこれまでに数多く断終局耐力は文献 3)の評価式により評価できる。の建物に採用され、お客様のニーズに応えてきました。今回の改良により、参考文献

お客様が理想としている平面プランに

1) 佐々木仁、三瓶昭彦、吉野次彦、松戸正士：プレキャストコンクリー

シング ラヴィ

ト柱と鉄骨梁で構成される混合構造工法に関する研究開発、コンク－44－

さらに近づけたかと思います。