フジタ技術研究報告第 49 号 2013 年

高強度コンクリートを用いた実大偏芯柱梁接合部の耐震性能に関する実験的研究
高森直樹

有馬増田圭司

シング・ラヴィ

佐々木概仁義人*佐々木 聡要

外周フレームの柱と梁が偏芯して取り付く接合部は、地震時には、せん断力に加え捩れ力が生じるため、接合部のせん断耐力を低下させるとの指摘がある。既往の偏芯接合部架構実験では、試験体寸法 1/2～1/3 縮尺が多く、接合部コンクリート強度
Fc=60N/mm2 以下がほとんどである。本稿では、Fc=70，120N/mm2 の高強度コンクリートを用いた実大寸法に近いプレキャスト偏芯接合部の部分架構実験の結果及び耐震性能に及ぼす偏芯の影響について検討した結果を報告する。実験結果により、偏芯接合部の終局せん断耐力は、偏芯を考慮した有効幅を用いて、コンクリート強度、寸法及び偏芯率に関わらず、フジタ提案式と靭性指針式を用いて評価できること、偏芯接合部のせん断ひび割れ耐力は、せん断力と偏芯による捩りモーメントを考慮す
れば、コンクリート強度、寸法及び偏芯率に関わらず、主応力度式を用いて評価できることが分かった。

Experimental study into the seismic performance of RC eccentric beam-column joints using
full-scale specimen made from High-strength concrete

Abstract
In the seismic design of reinforced concrete high-rise building structure, the beam-column joints areconnected with eccentricity. It is thought that this eccentricity of the beam-column joints degrades seismic
performance of the beam-column joints and of the frames. There have been many previous experimental
studies for the beam-column joints using 1/3 to 2/3 scale model specimens made from nomal-strength
concrete. In this study, a test using full-scale specimens of the eccentric beam-column subassemblages madefrom High-strength concrete (Fc=70N/mm2,120N/mm2) is undertaken, and the influence of eccentricity andscale effect on seismic performance of beam-column joint is measured.
The following conclusions can be made from this study; The ultimate shear strength of beam-column
joint can be estimated by using the formula of AIJ Design Guideline (1999) or the formula proposed by
Fujita Corp., with the effective width considering the eccentricity of shear distortion of the joints.

キーワード： 柱梁接合部、高強度コンクリート、*東京支店

偏芯、寸法効果、せん断耐力－97－フジタ技術研究報告 第 49 号

§１．はじめに

表 1 試験体諸元
試験体

外周フレームの柱と梁が偏芯して取り付く接合部は、地HNO21

HNO22

スパンL×階高H (mm)HNO234,350×2,300

震時には、せん断力に加え捩れ力が生じるため、接合部の断面 bb×Db

せん断耐力を低下させるとの指摘がある 1）～8）。既往の偏芯

主筋（上下とも）

4+4-D29 (SD490)
pt=1.79%

4+4-D29 (SD590)
pt=1.79%
4-S13@90
pw=1.34%梁

接合部架構実験では、試験体寸法 1/2～1/3 縮尺が多く、420×800

接合部コンクリート強度 Fc=60N/mm2 以下がほとんどでああばら筋（KSS785）

4-S10@100
pw=0.85%

Fc (N/mm2)481)～8），11)～23)。本報では、Fc=70，120N/mm2 の高強度コ

断面 bc ×Dc

る主筋

24-D29 (SD490)
pg=3.14%

24-D29，芯筋4-D29 (SD685)
pg=3.67%

帯筋-S10@80(KSS785)
pw=0.51%-U9.0@70 (SBPD1275)
pw=0.52%

Fc (N/mm2)70120

σ0=N/bcDc

0.1･σB (N=3,180 kN，5830kN)

ンクリートを用いた実大寸法に近いプレキャスト偏芯接合部
柱の部分架構実験の結果及び耐震性能に及ぼす偏芯の影響について検討した結果を報告する。

90 （0.129）

偏芯量 e(mm) （偏芯率e／bc）§２．部分架構実験

横補強筋 (KSS785)接合部

2.1 試験体概要
試験体は、実大寸法の 70％縮尺の柱と梁からなる十字形で、変数を接合部コンクリート強度と偏芯の有無とした 3※

60
700×70090 （0.129）

0-S13@60，pw=0.60%

Fc (N/mm2)70

靭性指針式9)
せん断耐 (有効幅補正)
力余裕度※
フジタ平均値式8)

120

1.19

1.57

1.71

1.35

1.45

1.58

せん断耐力余裕度＝接合部の終局せん断耐力／梁曲げ耐力時の接合部入力せん断力体である。試験体諸元を表 1 に、試験体図を図 1 にそれぞれ示す。HNO21 は Fc＝70N/mm2、HNO22 と HNO23

表 2 使用した材料の力学的性質

は Fc＝120N/ mm2 で、HNO21 と HNO22 は偏心有（偏圧縮強度 ヤング係数*1 割裂強度N/mm2
10 4N/mm2 N/mm2コンクリート芯率＝0.129）で HNO23 は無偏芯である。表 2 に使用材

Fc48
Fc60
Fc70

料の力学的性質を示す。試験体は、実施工を模擬し、梁・接合部、上柱及び下柱に分かれたプレキャスト部材とし、47.466.3
64.92.76
3.132.83

降伏点*2 弾性係数
N/mm2 ×105N/mm2

鉄筋

4.024.574.60

D29 SD490
D29 SD590
D29 SD685

Fc120
1194.435.67
S10 KSS785
コンクリート：JIS A 1108、*1：（圧縮強度/3）時 S13 KSS785
U9.0 SBPD1275
鉄筋：JIS A 2241、*2：0.2％ｵﾌｾｯﾄ時

300

300

902.2 実験結果の概要

420

繰返し載荷を行った。

420

一定軸力

偏芯面

主な実験結果の概要一覧を表 3 に示す。偏芯接合部

7090

HNO21No.1
裏面1.871.961.88800化した。加力は柱軸力一定とし、梁反曲点位での正負交番992 *2995 *21349 *29070

ることで一体化し、接合部と上柱とは機械式継手により一体

1.931.982.04480

梁・接合部と下柱とは接合部内のシース管をグラウト注入す

523604707

梁断面4350300

正加力 左梁のせん断ひび割れは、偏芯面の方が裏面に比べて早い段階で発生した。偏芯試験体のひび割れ発生の実験値
は主応力度式の計算値に対し 0.58～1.15 とばらついた。
れる。梁の最大荷重の実験値は AIJ 梁曲げ耐力略算式

420700均値式 8)による計算値 4 は実験値に対し HNO21 では

700

HNO23No.356070

正加力

300

HNO22No.2による計算値に対し 1.12～1.16 であり、十分な耐力を保有していることを確認した。接合部最大耐力時のフジタ平70230042090

このばらつきは、偏芯による捩りモーメントの影響と考えら

偏芯面

No.2，No.3
No.1
HNO21
柱断面HNO22,23
柱断面（上下柱部）

700

図
1 試験体図図１
試験体図

表 3 実験結果一覧
試験体加力

実験値eQbm
左梁

HNO21
HNO22
HNO23

梁最大実験値/計算値1

右梁

左梁

右梁

接合部せん断ひび割れ発生
実験値eQpcr
実験値/計算値2
偏芯面

裏面

偏芯面

裏面

実験値
eQ pm

接合部最大計算値/実験値
計算値3 計算値4

正1063

1037

1.16

1.131588

2129

0.59

0.80

4408

1.03

1.17

負-1029

-1037

1.12

1.13-1540

-2074

0.58

0.79-4337

1.05

1.19

正1225

1201

1.161.142402

4223

0.65

1.1550931.36

1.26

負-1213-1201

1.15

1.14-2589-4051

0.71

1.10-5068

1.37

1.27

正1223

1202

1.16

1.142903

2903

0.78

0.78

5091

1.48

1.37

負-1196

-1200

1.14

1.14-3022-3022

0.81

0.81-5029

1.50

1.39－98－

破壊
モード
FSF
F

eQ bm：梁せん断力(kN)eQ pcr, eQ pm：接合部入力せん断力(ｋN)

計算値1：AIJ曲げ耐力略算式9)
計算値2：主応力度式9）
計算値3：靭性指針式9）(有効幅補正）
計算値4：フジタ平均値式8）
計算値3,4の有効幅bjは下式による
bj＝(bb+bc）/2-e/2
bb：梁幅、bc：柱幅、e：偏芯量

超高強度コンクリートを用いた実大偏芯柱梁接合部架構の耐震性能に関する実験的研究
3000

HNO211.17～1.19 で、HNO22 と 23 では 1.26～1.39 となり、計Ｑｃ (kN)

梁初曲げひび割れ

算値 4／実験値による破壊モードの判別では値が 1.2 以

接合部初せん断ひび割れ

下の HNO21 が梁の曲げ降伏破壊(F 型)、1.2 より大きい

最大荷重

2000

梁主筋初降伏1000

AIJ梁曲げ耐力計算時Qc

HNO22 と 23 が梁曲げ降伏破壊後の接合部せん断破壊0(FS 型)と判定され、実験結果の破壊モードとも符合した。

-60-40-201302040-1000

2.3 荷重-変形関係とひび割れ状況

60

Rt (10-3ｒａｄ)-2000

柱せん断力(Qc)と層間変形角(Rt)の関係履歴曲線を図 2に、Rt＝10×10-3rad.のひび割れ状況と終了時の写真を-3000

図 3 に、層間変形角にしめる各部材の変形割合を図 4 に、3000

HNO22Ｑｃ (kN)

接合部せん断力(Qp)と接合部せん断変形角(Rp)の関係履

2000

歴曲線を図 5 にそれぞれ示す。図 2 より、全試験体とも梁曲1000

げひび割れ、接合部せん断ひび割れ、主筋降伏の順で発生し、Rt ＝30×10-3rad.で最大耐力に至り、Rt ＝40×010-3rad.まで耐力低下が少なく非常に安定した履歴を確認-60-40-20した。図 4 よりいずれの試験体も層間変形角に占める割合020は梁が大きい。図 3 より、接合部の偏芯面で損傷が進んだ

4060

Rt (10-3ｒａｄ)-1000-2000

が、裏面は最大荷重時でもせん断ひび割れが数本発生した程度であった。接合部せん断ひび割れ幅は Rt＝10×-3000
3000

HNO2310-3rad.時において、偏芯なしの HNO23 は表裏面とも同Ｑｃ (kN)

じだが、偏芯有の HNO21 と HNO22 は最大、残留とも偏2000芯側が裏面の幅の 2 倍であり、ひび割れ幅と本数とも偏芯1000面が大きかった。これは、図 5 で偏芯有の HNO21 とHNO22 で接合部のせん断変形が偏芯面に集中することと0-60一致する。偏芯により接合部のひび割れ発生状況や接合-40-20020-1000

部のせん断変形には影響を与える一方で、図 2 の柱せん断力―層間変形角関係において、HNO22 と HNO23 を比4060

Rt (10-3ｒａｄ)-2000較するとほぼ同じ安定した履歴を示しており、偏芯による架-3000構性能への影響はほとんどみられなかった。

HNO21HNO22

図3
各部材の変形割合 (%)

HNO23

接合部せん断ひび割れ幅(mm）

接合部せん断ひび割れ幅(mm）

最大残留

最大残留

最大

残留

偏芯面0.500.06

偏芯面0.300.08

表面0.300.04

裏面0.250.04

裏面0.150.04

裏面0.300.04

接合部せん断ひび割れ幅(mm）Rt＝10×10-3rad.のひび割れ状況とひび割れ幅及び終了時の接合部偏芯面の写真

HNO21正100806040200

図 2 柱せん断力(Qc)と層間変形角(Rt)の関係履歴曲線

HNO21負HNO22負HNO22正HNO23正HNO23負

接合部
柱梁
02040

Rt (10 -3 rad)02040|Rt| (10 -3 rad)02040

Rt (10 -3 rad)02040|Rt| (10 -3 rad)

図 4 層間変形角に占める各部材の変形割合－99－02040
Rt (10 -3 rad)02040|Rt| (10 -3 rad)Qp (kN)

2500
Rp (10-3ｒａｄ)0-60-40-20020-2500

Qp (kN)

3000
0-60-40-20020-3000-6000
6000

Qp (kN)Qp (kN)-20 -10 0-3000-40-2020

Rp (10-3ｒａｄ)

HNO22
裏面

3000

10偏芯有

偏芯有/なし梁断面（梁幅×梁せい） (cm）

18×30～45×90

18×30～60×90

42×80

柱断面（柱幅×柱せい） (cm）

32×28～80×70

32×28～90×87

70×70

接合部コンクリート強度 （N/mm2）

24～164.6

22.2～57.0

64.9, 119

接合部横補強筋量 （％）

0.3～1.51

0.3～0.71

0.6

接合部横補強筋強度 （N/ｍｍ2）

300～1284

334～1276

992

20

裏面

3000
00-60

100-3000

2040
Rp (10-3ｒａｄ)-6000

60 -20 -10 0-3000
-6000

1020

Rp (10-3ｒａｄ)

梁引張主筋比 （％）

1.23～3.04

1.17～2.03

1.79

梁主筋強度 （N/ｍｍ2）

365～775371～710523, 604

柱主筋比 (％)

0.38～0.99

0.54～0.99

0.92

柱引張主筋強度 （N/ｍｍ2）

345～775345～710523, 707

偏芯量 (cm）

05～13.50, 9

偏芯率＝偏芯量／柱幅00.125～0.278

0.129

破壊形式（試験体数）

FS(18）、S（6）FS（17）、S(8)FS(1)、F（2）破壊形式：F（梁曲げ破壊）、FS（梁曲げ破壊後の接合部せん断破壊）、S（接合部せん断破壊）

図 5 接合部せん断力(Qp)と接合部せん断変形角(Rp)の関係○FS（他社、偏芯なし）●FS（他社、偏芯有） □S（他社、偏芯なし） ■S（他社、偏芯有）△FS（フジタ、偏芯なし）▲FS（フジタ、偏芯有）▲FS（本実験、偏芯有）§３．耐震性能に及ぼす偏芯の影響の検討

12000

往の実験結果を基に、接合部パネル及び部分架構の耐震性能について検討した結果を示す。表 4 に検討対象試験

eQpm（kN）

架構実験結果と、実大寸法に近いもしくは偏芯有の既12000

フジタ平均値式
平均値 ：0.94
標準偏差：0.09

8000

4000

4000

0004000

3.1 接合部パネルの終局せん断耐力

8000

012000有効幅 bj は式(1)を用いて算定した。

1.4

1.4

1.2

1.2

1.00.8(1)0.6

ここで、bb は梁幅、bc は柱幅、e は偏芯量とした。

0.4

1.00.80.6
0.40

いずれの計算式とも、計算値と実験値の適合が良く、

50100

150

20001.6（平均値 0.94）、靭性指針式で 0.73～1.37（平均値 1.03）

1.41.4であった。フジタ平均値式の実験値／計算値は、靭性指1.21.2

eQpm/cQpu

0.80.60.40＝0.501√σB）、σ0 は軸圧比とした。

01.41.41.21.2

1.00.80.6

偏芯接合部のせん断ひび割れ発生時の実験値は計算
図60.10.2
偏心率（e/bc）

0.3

100

1.00.80.60.00.10.2
偏心率（e/bc）

接合部パネルの終局せん断耐力の計算値 cQpuと実験値 eQpm の比較－100－5075
柱せい（cm）

0.40.0

断ひび割れ耐力をせん断力と捩りモーメントとの組み合わ

25

靭性指針式（有効幅補正）

フジタ平均値式

0.4

値を全て下回る結果となった。そこで、偏芯接合部のせん0.60.4

100

eQpm/cQpu

eQpm/cQpu

cτpcr の比較を示す。

ここでσｔは引張割裂強度（論文に記述がない場合はσt750.81.61.6値 eτpcr と式(2)に示す主応力度式により求めた計算値(2)502001.0

柱せい（cm）

図 7 に接合部パネルの偏芯側のせん断ひび割れの実験

  t2   t   025150

靭性指針式（有効幅補正）

1.03.2 偏芯接合部パネルのせん断ひび割れ耐力

100

1.6

フジタ平均値式

eQpm/cQpu

及び偏芯率に関わらずばらつきが小さかった。

50

コンクリート強度（N/mm2）

コンクリート強度（N/mm2）

実験値／計算値の範囲は、フジタ平均値式で 0.78～1.19

針式のそれに比べて、コンクリート強度、寸法（柱せい）

12000

靭性指針式（有効幅補正）

フジタ平均値式

eQpm/cQpu

す。両計算式において、偏芯の影響を考慮するために、

eQpm/cQpu

効幅補正による計算値 cQpu と実験値 eQpm とを比較して示

8000

cQpu（kN）
1.61.6

らの提案式（フジタ平均値式）8）及び靭性指針式 9)の有

4000

cQpu（kN）

図 6 に接合部パネルの終局せん断耐力について、筆者

c pcr

靭性指針式(有効幅補正）
平均値 ：1.03
標準偏差：0.15

8000

体の諸元一覧を示す。

bj＝(bb+bc)/2－e/2

本実験

偏芯なし

-6000 Rp (10-3ｒａｄ)
6000
HNO23

3000

既往実験(フジタ1）～7）、他社10）～22））

諸元

040
60 -20 -10 0-3000
Rp (10-3ｒａｄ)

-6000
6000

HＮO23
表面60

表 4 既往実験一覧

HNO21
裏面

3000
0Qp (kN)

-5000
6000

HＮO22
偏芯面40
せん断ひび割れ
コンクリート圧壊横補強筋初降伏
最大梁曲げ耐力計算値時Qp

6000

eQpm（kN）

5000

HＮO21
偏芯面Qp (kN)

フジタ技術研究報告 第 49 号

0.3

超高強度コンクリートを用いた実大偏芯柱梁接合部架構の耐震性能に関する実験的研究せで評価してみる。偏芯側のひび割れ発生時の合成せん●他社、偏芯有る。捩りせん断応力度 eτT を弾性論 10）に基づき、式(4)で算MTe Q pcr  e
 4.73 2e T  4.73 2bc  Dcbc  Dc

64(3)

2(4)

00246cτpcr

ここで eQpcr はせん断ひび割れ発生時の接合部せん断力、
図 7 に捩りモーメントを考慮した合成せん断応力度の実験値 eτ0 と主応力度式による計算値 cτpcr と比較して示す。
コンクリート強度、寸法（柱せい）及び偏芯率に関わらず、実eτｐｃｒ/cτｐｃｒ

Dc は柱せいとした。

810

主応力度式（捩りﾓｰﾒﾝﾄ考慮）
平均値：1.01
標準偏差 ：0.19

108642001.61.61.41.41.21.2

10.80.4501001502000係を、文献 23)より転載して示す。ここで接合部パネルの

1.2

1.2

eτ0/cτｐｃｒ

1.4eτｐｃｒ/cτｐｃｒ

1.4

10.80.62550

75

10001.21.2

eτ0/cτｐｃｒ

1.4eτｐｃｒ/cτｐｃｒ

1.4

10.8

0

偏芯接合部の部分架構実験を行い以下の知見を得た。
図70.10.2
偏芯率 e/bc00.3

偏芯側の接合部パネルの接合部せん断ひび割れ耐本実験△▲

せん断余裕度 τpu/τby大耐力に Rt＝30×10-3rad.で至り、Rt＝40×10-3rad.ま0.10.2
偏芯率 e/bc

10.80.3

裏面の損傷・変形は少なかった。

3) 柱せん断力－層間変形角の関係履歴曲線において、最100力の計算値 cQpu と実験値 eQpm の比較

ひび割れを生じ、損傷が集中し、せん断変形が進んだが、響はほとんどみられなかった。

5075
柱せい （㎝）

0.40.4いてはほぼ同じ履歴であり、偏芯による架構性能への影

HNO23
NO1（偏芯有）

文献4●NO3
HNO22(偏芯有）NO2(偏芯有）HNO21（偏芯有）NO4で耐力低下が少なく安定した荷重変形関係を確認した。
4)最大荷重の実験値は、AIJ 梁曲げ耐力略算式の計算値に限界塑性率

対して 1.12～1.16 倍であり、十分な耐力を保有していμ＝R 95 /R 2

τpu :靭性指針式による接合部せん断耐力
τby ：梁曲げ耐力時の接合部せん断応力度
μ ：最大耐力 95％時の塑性率た。
図8

接合部パネルの接合部せん断ひび割れ耐力の計算値 cQpu と実験値 eQpm の比較

－101－

200

0.60.6は差がみられたが、柱せん断力－層間変形角関係にお25

柱せい (cm)

で、せん断余裕度が大きくなるにつれ限界塑性率が大き2)偏芯と無偏芯を比較すると、ひび割れ発生状況や損傷に150

0.40

高強度コンクリートを用いた実大寸法に近いプレキャスト

1000.60.41.61) 偏芯接合部試験体では、偏芯側は裏面よりも早い段階で50

0.81.6§４．おわりに121

大に近い偏芯接合部は、既往の実験結果と同等の傾向くなり、偏芯の影響は見られなかった。

10コンクリート強度（N/mm2）

図 8 に接合部パネルせん断余裕度と限界塑性率との関に近い偏芯接合部の本実験と文献 4)の結果を示す。実80.61.6

梁曲げ耐力の実験値で除した値を示す。同図中に実大（N/mm2）

11.6幅を用いた靭性指針式による接合部終局せん断耐力を

60.8

コンクリート強度 (N/mm2)

せん断余裕度とは、本報告で行った偏芯を考慮した有効4cτpcr

0.4
03.3 接合部パネルのせん断余裕度と限界塑性率2（N/mm2）

0.6

験値と計算値の適合は良くなった。

▲本実験、偏芯有1212eτ0/cτｐｃｒ

eτ0＝eτpcr+ eτT

主応力度式
平均値：0.62
標準偏差 ：0.148eτｐｃｒ出した。

▲フジタ、偏芯有eτ0＝eτｐｃｒ+eτT （N/mm2）

捩りモーメント MT による捩りせん断応力度 eτT の和で求め10（N/mm2）

断応力度 eτ0 は、式(3)に示すようにせん断応力度 eτpcr と12

フジタ技術研究報告 第 49 号

5）接合部の終局せん断耐力は、偏芯を考慮した有効幅を用

103-110、1999.9.

いて、コンクリート強度、寸法及び偏芯率に関わらず、フひ と こ とジタ提案式と靭性指針式を用いて評価できた。
6)偏芯接合部のせん断ひび割れ耐力は、せん断力と偏芯に超高層 RC 建物の実現に向けて、よる捩りモーメントを考慮すれば、コンクリート強度、寸法技術的課題を誠実にひとつずつ解決

及び偏芯率に関わらず、主応力度式を用いて評価できし、安心、安全、快適で高品質な建物を提供したいと思います。

た。
7) 実大に近い偏芯接合部の接合部せん断余裕度と限界塑
性率の関係は既往実験の検討結果と同等の傾向であった。
参考文献
1) 林 和 也 ら 、 コ ン ク リ ー ト 工 学 年 次 論 文報 告集 13-2 ，pp.507-512，1991.
2) 胡 木 清 人 ら 、 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 、pp.607-608、1991.9.
3) 寺岡勝ら、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp.805－810、2000.9.
4) 高森直樹ら、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp.619－622、2002.8.
5) 高森直樹ら、フジタ技術研究報告，第 40 号，pp.39-44，
2004.
6) 林和也ら、日本建築学会大会学術講演梗概集，pp.43-44，2006.9.
7) 高 森 直 樹 ら 、 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 ，pp.629-630，2007.8.
8) 寺岡勝，フジタ技術研究報告，増刊第 5 号，1997.
9) 日本建築学会：鉄筋コンクリート造の靭性保証型耐震設計
指針・同解説10) 小 野 薫 、 加 藤 渉 ： 応 用 弾 性 学 の 基 礎 、 コ ロ ナ 社 、pp.149-155
11) 鐘 栄 真 ら 、 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 、
pp.1291-1292、1973.10
12) 東京大学梅村研究室、昭和 49 年度報告書、昭和 50 年度報告書、1974-1975．
13) 石 橋 一 彦 ら 、 日 本 建 築 学 会 関 東 支 部 研 究 報 告 集 、
pp.141-144、197514) 伊 東 勝 ら 、 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 、
pp.1717-1718、1981.9．
15) 山 田 敏 夫 ら 、 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 、
pp.181-182、1986. 8．
16) 長 嶋 俊 雄 ら 、 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 、
pp.347-348、1986.8．
17) 長 嶋 俊 雄 ら 、 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 、
pp.347-348、1988.818) 嶋晃平ら、コンクリート工学年次論文報告集、Vol.23-2、pp.349-354、2001.6.
19) 近藤龍哉ら、コンク リー ト工学年次論文集、 vol.24-2 、
pp.367-372、2002.6.
20) 山崎慎介ら、コンク リー ト工学年次論文集、 vol.24-2 、
pp.379-384、2002.6.
21) 東川敬子ら、コンク リー ト工学年次論文集、 vol.25-2 、pp.541-546、2003.7.
22) 松本智夫ら、コンク リー ト工学年次論文集、 vol.31-2 、
pp.283-288、2009.7.
23) 村上秀夫ら、日本建築学会構造系論文集、第 523 号、－102－高森 直樹