フジタ技術研究報告㻌第㻡㻡号㻌 㻌 㻞㻜㻝㻥年㻌㻌㻌

アンボンドプレキャスト・プレストレストコンクリート柱の㻌せん断耐力に関する実験的研究㻌㻌㻌
大 庭 㻌 正 俊㻌㻌

佐 々 木 㻌 仁㻌㻌

高 森 㻌 直 樹㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌㻌概㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 要㻌㻌アンボンドプレキャスト・プレストレストコンクリート（以下アンボンド㻼㻯㼍㻼㻯）圧着工法は、シース管内にグラウトを注入しない工法で、プレストレスト力によるひび割れ制御や残留変形がほとんどない高い原点指向性といった構造性能とプレキャスト部材を建設現場で圧着接合してフレームを構築するため工期短縮、生産性が向上するといった特徴を持っている。㻌
高強度コンクリートを用いた圧着接合によるアンボンド㻼㻯㼍㻼㻯柱のせん断性能に関する基礎資料を得ることを目的に、逆対称加力によるせん断破壊実験を行った。実験の結果、各試験体とも斜めにせん断ひび割れが発生し、その後曲げひび割れが生じ、最大耐力に至った。最大耐力後、横補強筋比が大きい試験体ほどひび割れ発生量が少なく破壊した。最大耐力はコンクリート強度、軸応力が大きくなるにつれて大きくなり、横補強筋比は頭打ちの傾向が見られた。主応力度式により得られたせん断ひび割れ耐力の算定式と実験より得られた結果を比較した結果、コンクリートの引張強度を割裂強度から求めた値を用いると精度良く評価でき、  t = 0.33  B 㻌 を用いた場合は安全側に評価できた。せん断終局耐力はトラス㻙アーチ機構によるせん断終局強度算定法のアーチ機構分のみが機能すると考え計算すると、実験値が計算値を上回り安全側の評価となった。㻌
㻌㻌

Experimental study on shear strength of unbonded precast prestressed concrete columns
㻌

Abstract
Unbonded precast prestressed concrete has the following features: it does not inject grout into the sheath
tube; it has structural performance such as high criterion crack control by prestressed force and high origin
directivity with little residual deformation; it is assembled in the factory and at the construction site.
Construction time will be shortened and productivity will be improved.
接合部耐力

Shear fracture experiments were conducted to obtain basic data on the shear performance of unbonded

外周

PCaPC columns.㻌As a result of the experiments, shear cracks occurred diagonally and the maximum yield

外周
外周

strength was achieved.㻌After maximum stress, the specimen with the larger transverse reinforcement ratio外周

had less cracking and failed.㻌The maximum stress increased in line with higher concrete strength and axial

外周stress.㻌As a result of comparing the calculation formula of the shear crack strength and the experimental

接合部耐力

result,㻌using the value obtained from the splitting strength of concrete, it was possible to make evaluates

接合部耐力with a good accuracy level, and when  t = 0.33  B was used, it was evaluated on the safe side.㻌When the接合部耐力

ultimate shear strength was calculated assuming that only the arch mechanism of the ultimate shear
strength calculation functioned, the experimental value exceeded the calculated value and was evaluated on
the safe side.㻌
キーワード：㻌

プレストレス、アンボンド、圧着柱㻌㻌

せん断ひび割れ、せん断耐力㻌㻌 㻌㻌−31−㻌㻌

フジタ技術研究報告 第号§１ 実験概要，，，，

1.1 はじめにアンボンドプレキャスト・プレストレストコンクリート（以下アンボンド PCaPC）圧着工法はシース管内にグラウトを注入しない工法で、プレストレスト力によるひび割れ制御や残留変形がほとんどない高い原点指向性といった構造性能とあらかじめ工場で製作し、建設現場で圧着接合して図試験体配筋フレームを構築するため工期短縮、生産性が向上するといった特徴を持っている。
プレストレスは常時荷重下を考慮して導入されることが多いため梁に関する研究が多く、アンボンド PC 柱部材の負軸力せん断に関する研究はない。そこで、昨年度の曲げ耐力ジャッキスタブに関する実験に引き続き、高強度コンクリートを用いた圧軸力
スタブ

試験体

正着接合によるアンボンド PCaPC 柱のせん断性能に関する正ジャッキ

負基礎資料を得ることを目的に、逆対称加力による曲げせん断実験を行った。
図

載荷装置

ースの内径は30mmとし、シースによる断面欠損は全断面1.2 実験概要積に対して2.31%である。

試験体一覧を表1に示す。実験パラメータは、コンクリー

試験体に用いた各種材料の試験結果を表2および表3

ト強度、横補強筋比、軸圧縮力比である。コンクリート強度
は、Fc＝60N/mm と100N/mm の2種類、横補強筋比はに示す。コンクリートは縮小試験体のため骨材径13㎜の粗0.20、0.41、0.58％の3種類、軸圧縮力比は基本0.25とし、骨材を用いた。各使用材料に用いた材料試験について、

C100-0.6Nのみ0.15として比較した。

コンクリートおよびモルタルの圧縮試験はJIS A 1108、割裂

22

引張試験はJIS A 1113、鉄筋およびPC鋼棒はJIS Z 2241に試験体は、超高層建物の下層階を想定した。図1に示す基づいて行った。

よ う に 1/3 縮 尺 で 、 断 面 が 350×350mm で 内 法 長 さ560mm(M/QD=0.8)の柱とした。スタブ断面は、900×600mm

載荷装置を図2に示す。試験体の両端にジャッキで一定とし、試験体部とスタブ部分を別々に打設した後、20mm厚軸力を加えながら、逆対称加力を正負交番繰返しで行っの高強度無収縮モルタルを介して両者をプレストレスによりた。載荷はスタブ間で計測した柱部材角（Rc）で制御し、Rc圧着接合した。試験区間の組立筋はD10（SD295A）の異が1/2000で1回、1/800、1/400、1/200、1/133、1/100、1/66.7、形普通強度鉄筋、横補強筋はS10(KSS785)の高強度せん1/50で、それぞれ正負各2回、1/33で1回の交番載荷を行っ

断補強筋を使用しPC鋼材はφ17PC鋼棒(C種1号)を4本、た。

定着端間の距離は5760mmとした。目標導入プレストレス力のPC鋼棒規格降伏耐力に対する比率は0.68とした。シ
表

試験体一覧

試験体名
幅 ×せい×

コンクリート基準強度
横補強筋
（）

（）

（）

（）

せん断スパン比・柱内法高さ

φ

組立筋

主筋

有効プレストレスト力
初期軸圧縮力）・

鋼棒本数・径

実
験
時（）

軸応力σ
軸力比σ σ−32−－ －（）（）（）

アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱のせん断耐力に関する実験的研究㻌

表㻞㻌 コンクリートおよび目地モルタルの材料試験結果
圧縮強度
ヤング係数
圧縮強度時歪
ポアソンσ%
×比（）
（1PP）
（1PP）

&





&



&





&1



&



&





&



&



&



&





モルタ &1



&



&





&





コンク
リート

目地
ル

㻌㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻞㻌



材料

'

使用部位

普通強度鉄筋
軸方向筋
（6'）

降伏点 引張強度1PP  1PP 

破断
伸び
（）









高強度せん断
せん断補
6
補強筋
※
強筋
（.66 





φ
3&鋼棒
3&鋼材 ※ （&種号）



㻌㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻠㻌㻌㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻞㻌㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻢㻌㻌㻌㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻢㻺㻌㻌㻌㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻠㻌㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻢㻌

図㻟㻌 最大耐力時ひび割れ状況㻌㻌㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻞㻌表㻟㻌 鋼材の材料試験結果
弾性係数
×
1PP 㻌㻌㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻠㻌㻌㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻞㻌

㻌㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻢㻌㻌㻌㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻢㻺㻌㻌㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻠㻌

㻌㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻢㻌

図㻠㻌 最終ひび割れ状況（柱上面）㻌
㻌
が発生し最大耐力に達した（㻾㼏㻩㻜㻚㻠㻥～㻜㻚㻣㻢㻑）。最大耐力後、軸力比㻜㻚㻞㻡の試験体は部材角㻝㻑超で破壊したのに対＊はオフセットひずみ時の値

して軸力比㻜㻚㻝㻡の試験体は耐力低下が緩やかとなり部材角㻟㻑で実験を終了となった。㻌
㻌㻌
1.3 ひび割れ状況
最大耐力時のひび割れ状況を図㻟に、最終ひび割れ状
況を図㻠にそれぞれ示す。㻌
㻔㻝㻕㻌 横補強筋比㻜㻚㻞㻑の試験体㻌
横補強筋比㻜㻚㻞㻑の試験体㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻞および㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻞は斜め方向にせん断ひび割れが発生（㻾㼏㻩㻜㻚㻞㻝～㻜㻚㻞㻡㻑）し、その後せん断ひび割れが進展、曲げひび割れが発生し最大耐力に達した（㻾㼏㻩㻜㻚㻠㻤～㻜㻚㻡㻜㻑）。最大耐力に達した後せん断ひび割れの本数が増え、ひび割れ幅が大きくなり耐力が低下し軸力を保持できなくなり実験を終了した（㻾㼏㻩㻜㻚㻣㻡～㻝㻚㻜㻑）。㻌
㻔㻞㻕㻌 横補強筋比㻜㻚㻠㻑の試験体㻌
横補強筋比㻜㻚㻠㻑の試験体㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻠および㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻠も斜め方向にせん断ひび割れが発生（㻾㼏㻩㻜㻚㻝㻢～㻜㻚㻟㻞㻑）し、そ§２㻚㻌 せん断ひび割れ耐力㻌㻌
2.1 柱せん断力-部材角関係
図㻡に各試験体のせん断力と部材角関係を示す。○は初せん断ひび割れ発生時、▲は最大耐力を示す。㻌
表㻠に初せん断ひび割れ時せん断力および部材角、表㻡に最大せん断力および最大せん断力時部材角をそれぞれ示す。㻌
部材角が㻜㻚㻝㻟～㻜㻚㻟㻞㻑で初ひび割れが発生し㻜㻚㻠㻤～㻜㻚㻣㻥㻑で最大耐力となった。最大耐力に達した後の耐力の低下は横補強筋比が大きいほど小さくなり、軸力が保持できなくなる部材角も大きくなる傾向が見られた。軸力比の小さい試験体では最大耐力後の耐力の低下が軸力比の大きい試験体に比べ緩やかとなり部材角も大きい。㻌
㻌の後せん断ひび割れが進展、曲げひび割れが発生し最大2.2 せん断ひび割れ耐力（実験値）耐力に達した。最大耐力時の部材角は横補強筋比㻜㻚㻞㻑に比べ若干大きくなった（㻾㼏㻩㻜㻚㻠㻥～㻜㻚㻣㻡㻑）。最大耐力後のひび割れの発生も横補強筋比㻜㻚㻞㻑に比べて少ない。㻌
㻔㻟㻕㻌 横補強筋比㻜㻚㻢㻑の試験体㻌
横補強筋比㻜㻚㻢㻑の試験体㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻢、㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻢㻺および㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻢も斜め方向にせん断ひび割れが発生（㻾㼏㻩㻜㻚㻝㻟～

図㻢に各試験体のせん断ひび割れ耐力を示す。横軸を㻔㼍㻕コンクリート強度、㻔㼎㻕横補強筋比、㻔㼏㻕軸応力として示す。㻌
コンクリート強度が高く、軸応力が大きいほどひび割れ耐力が大きくなることが確認できた。横補強筋量とせん断ひび割れ耐力に相関は見られなかった。㻌
㻌㻜㻚㻞㻡㻑）し、その後せん断ひび割れが進展、曲げひび割れ−33−－㻟－㻌フジタ技術研究報告㻌 第㻡㻡号㻌

-1 000-1 500-916.8-1078.0-2-101
部材角(%)

-5 00

1500

0-5 00-1 500-831.1-10-1 500

01部材角(%)

1500

2-861.8-1205.5-2-10
1部材角(%)

20.60

㻌

-1 500-2-2-101部材角(%)

㻌

試験体㻌 㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻢㻌100

せん断力（N1）
正側
負側

部材角（）
正側
負側



&
&1





&
&
&







㻌

0.2㻔㼏㻕軸応力㻌&
&

&
&1&
&
&

せん断力（N1）
正側
負側













C100-0.6

㻌

0.4

㻌

0.60.8横補強筋比 pw（%）
図㻢㻌 せん断ひび割れ耐力実験結果の断面重心位置でのせん断ひび割れ耐力㻔 Vscr 㻕は、弾性理論から次式で求まる。㻌

2 b  D   t2 +  t   g3(1)











を示し、図㻣に圧縮強度と引張割裂強度の関係を示す。割裂引張強度は概ね 0.33  B ～ 0.51  B の範囲となっ㻌た。㻌
図㻤㻔㼍㻕に実験値㻛計算値の結果を示す。各試験体とも実





験値㻛計算値は㻝㻚㻜よりも大きくなり平均値㻝㻚㻞㻤㻝、変動係数は㻝㻝㻚㻢％となった。㻌
図㻤㻔㼎㻕にコンクリートの引張強度に割裂引張試験結果を用いた場合の実験値㻛計算値の結果を示す。平均値は㻌㻝㻚㻜㻡㻞、変動係数は㻝㻝㻚㻞％となった。㻌

表㻡㻌 最大せん断力および最大せん断力時部材角
試験体㻌

軸応力 σg（N/mm2 ）C100-0.4
C100-0.6N

30

表㻢にコンクリートの圧縮強度と引張割裂強度試験結果

表㻠㻌 初せん断ひび割れ時せん断力および部材角

25

C100-0.2

幅、：部材せい、：軸力、：有効プレストレス力㻌図㻡㻌 せん断力－部材角関係

&

20

C60-0.4

C60-0.6

 N + Pe 
圧縮応力度  、  B ：コンクリート圧縮強度、：部材 bD 㻌

15

C60-0.2

ここで、  t ：コンクリート引張強度（㻩 0.33  B ）、  g ：軸4

㻌ると仮定し得られる主応力度式により算定した。矩形断面2㻌&

0.8

コンクリートの引張強度に達すると斜めひび割れが発生す-1012.3

試験体㻌 㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻢㻺㻌

試験体㻌

0.6

㻔㼎㻕横補強筋比㻌

400

Vscr =02
部材角(%)

0.4

せん断ひび割れ耐力は、ウェブに生じる主引張応力が-818.7-1034.5-40.2

横補強筋比 pw（%）

㻌0-5 00-730.4-1 0000㻌800

0-5 000110

1200

0757.350090

400

㻔㼍㻕コンクリート強度㻌

1010.21000

せん断力(kN)

10.8

270

800

2.3 せん断ひび割れ耐力の計算-1 000試験体㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻢㻌
1500

01部材角(%)

50

圧縮強度 σB（N/mm2 ）

805.5

500

-1 50001060.91000

せん断力(kN)

せん断力(kN)-1 500-115000-1 000㻌

試験体㻌 㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻠㻌

775.7

-5 00

-2

400

0.2-976.9

㻌1278.0500-685.2800

1.20.4-5 00

試験体㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻠㻌
1000

2876.7500-1 000-1220.4-20
1部材角(%)

1035.41000500-1 000-11500

1277.5949.6-2

試験体㻌 㻯㻢㻜㻙㻜㻚㻞㻌

せん断力(kN)

せん断力(kN)

1000-935.5㻌

試験体㻯㻝㻜㻜㻙㻜㻚㻞㻌

1.4-808.1-1 000-1 500

21.6

0

1200

実験値（kN）

-5 00

1.8

808.9

500

実験値（kN）

01200

931.3

1000

実験値（kN）

500

1500

1146.2852.4

せん断力(kN)

せん断力(kN)

1000

実験値/計算値

1500

部材角（）
正側
負側











表㻢㻌 コンクリートの強度試験結果㻌 （㻺㻛㼙㼙㻞）
試験体㻌
σ%
σW
試験体
σ%
σW




&&

&1







&
&

−34−－㻠－㻌
&&



－アンボンドプレキャストプレストレストコンクリート柱のせん断耐力に関する実験的研究㻌

1500

6.04.03.02.01.0

120020406080

100

σB（N/mm2 ）120600



標準偏差：



800

変 動係 数：



600
400

200

C60-0.4

C60-0.6

C100-0.2

C100-0.4

C100-0.6

200

400

600

800

1000

計算値（kN）

800

1200



標準偏差：



変 動係 数：



1200

900
600

C100-0.2

C60-0.2

C100-0.4

C60-0.4

C100-0.6

C60-0.6

900
600
300

30

4050

60

70

C100-0.2

C60-0.2

C100-0.4

C60-0.4

C100-0.6

C60-0.6

他実験80

圧縮強度 σB（N/mm2 ）90100

1100㻌

00.20.4

横補強筋比 pw（%）

0.60.8㻌㻔㼎㻕横補強筋比㻌

900
600

㻌
C100-0.6300

C100-0.6N

400

200

C60-0.2

C60-0.4

C60-0.6

C100-0.2

C100-0.4

C100-0.60.1

600

0.150.2

軸力比 ηN+pe（%）

0.25

0.3

㻌

㻔㼏㻕軸力比㻌図㻝㻜㻌 終局耐力実験結果㻌

C100-0.6N
400

1500

1200

0200

1200

1500

㻌

600

0

他実験

900

㻔㼍㻕コンクリート強度㻌

実験値（kN）

平 均 値 ：

C60-0.6

C100-0.6N

計算値（kN）

1200

0

実験値/計算値

1000

C60-0.4

C100-0.6

他実験（㼍）σ㻌㻩㻌㻜㻚㻟㻟 σ㻌

1200

C60-0.2

C100-0.4

600

1500

C100-0.6N0300

1500

300

C60-0.2

0C100-0.2㻌
図㻥㻌 せん断終局強度の実験値と計算値の比較㻔㻼㻯指針㻕㻌

実験値（kN）

平 均 値 ：実験値（kN）

9000

㻌

実験値/計算値

10000



変 動係 数：実験値（kN）

0

図㻣㻌 圧縮強度と割裂引張強度の関係

0



標準偏差：

300

0.0

実験値（kN）

実験値/計算値
平 均 値 ：

1200

実験値（kN）

σt（N/mm2 ）

5.0

2

800

1000

計算値（kN）

1200=tan 㻌（㼎）割裂強度㻌

図㻤㻌 ひび割れ耐力㻌 実験値㻛計算値㻌 2M 2M㻌 +1 −QD
 QD 㻌 㻔㻞㻕式は第㻝項がトラス機構分、第㻞項がアーチ機構分で㻌ある。㻼㻯性能評価指針㻝㻕によると端部でアンボンド㻼㻯鋼材§３㻚㻌 せん断終局耐力㻌

のみが用いられる部材に対して、トラス㻙アーチ機構による㻌せん断終局強度算定法（㻔㻞㻕式）を用いる場合は、アーチ機3.1 せん断終局耐力の計算構のみ考慮しトラス機構は無視するとされ、トラス機構を無㻝㻕

せん断終局耐力を㻼㻯性能評価指針 㻌 㻔㻼㻯指針㻕に基づき㻔㻞㻕式で計算する。㻌

視する場合は第㻞項の𝑝𝑝𝑤𝑤 は㻜としてよいとされている。よって
アンボンド㻼㻯のせん断終局耐力は㻔㻟㻕式で計算できる。㻌

bD
Qsu = b0 j0 pw w f y + 0 ( 1 B − 2 pw w f y ) tan  㻌2bD
Qsu = 0  1 B tan  㻌2㻔㻞㻕㻌㻔㻟㻕㻌

ここで、 b0 ：重心軸位置での断面幅、 j0 ：圧縮鉄筋と引アーチのみ考慮した場合のせん断終局強度と実験値結張鉄筋の重心間距離、 pw ： b0 を用いた長方形断面に対し果の関係を図㻥に示す。実験値㻛計算値は平均㻝㻚㻞㻜㻢、変動て計算されるせん断補強筋比、 w f y ：せん断補強筋の規格係数㻝㻟㻚㻤㻑となり、コンクリート強度㻢㻜㻺㻛㼙㼙㻞でやや実験値降伏点（ w f y 㻪㻟㻥㻜㻺㻛㼙㼙 のときは w f y 㻩㻟㻥㻜㻺㻛㼙㼙 とする）、が大きくなったもの安全側の評価となった。なお、フジタで

D ：全せい、  B ：コンクリート圧縮強度、㻌行った実験に加え長寿命建築システム普及推進協議会で

  '
= 1  2 Lr 1 + g  㻌 ただし、㻜㻚㻢㻡≦ 1 ≦㻝㻚㻜とする。㻌
 B 

行った実験結果㻞㻕を他実験として評価している。㻌

㻞㻞

 2 = 60  B 㻌 （  2 ≦㻝）、 Lr = M ( 2QD ) 㻌 （ Lr ≦㻝）㻌㻌
3.2 せん断終局耐力（実験値）
図㻝㻜に各試験体のせん断終局耐力を示す。横軸を㻔㼍㻕コ−35−－㻡－㻌フジタ技術研究報告㻌 第㻡㻡号㻌

実験から求めた k1 を図㻝㻞に示す。係数の平均値は㻡㻚㻝㻤

ンクリート強度、㻔㼎㻕横補強筋比、㻔㼏㻕軸力比として示す。㻌
コンクリート強度が高く、軸力比が大きいほど終局耐力がとなりその係数で有効係数を求めてせん断終局強度を計大きくなることが確認できた。また横補強筋比が大きいほど算した。実験値とその計算値の関係を図㻝㻟に示す。実験終局耐力が大きくなる傾向が見られた。㻌

値㻛計算値は平均㻜㻚㻥㻤㻝、変動係数㻠㻚㻠㻑となり、平均値が㻝㻚㻜

各試験体の横補強筋にひずみゲージを貼付した。図㻝㻝に近くなりばらつきも小さくなった。㻌に各試験体の横補強筋の最大耐力時の最大ひずみ度を㻌§４㻚㻌 まとめ㻌示す。最大耐力を示した時点では横補強筋は降伏してい横補強筋比、コンクリート強度、軸圧縮力比を実験パラメなかった。㻌

ータとしてシアスパン比㻜㻚㻤のアンボンドPCaPC圧着柱に対㻌
3.3 コンクリートの圧縮強度有効係数の修正
実験結果の軸力比に注目すると、軸力比が大きくなるにして、逆対称曲げを与える実験を行った。実験の結果、以下の知見を得た。
(1)㻝㻕

つれてせん断終局耐力が大きくなった。㻼㻯性能評価指針

各試験体とも斜めにせん断ひび割れが発生し、そのでは軸力をコンクリートの有効係数  1 で考慮している。そこ後曲げひび割れが生じ、最大耐力に至った。最大耐g '㻕に係数 k1 を考で、実験結果を踏まえて軸力比の項㻔
B

力後、横補強筋比が大きい試験体ほどひび割れ発生量が少なく破壊した。

慮し実験値から k1 を求め、式㻔㻠㻕を得た。㻌

(2)

断力、最大せん断力は大きかった。横補強筋量とひ '= 1  2 Lr 1 + k1 g  㻌
B 

㻔㻠㻕㻌

び割れ耐力の相関は見られなかった。
(3)

k1 = 5.18 㻌 ただし、㻜㻚㻢㻡≦ 1 ≦㻝㻚㻜とする。
材料試験結果C100-0.6

C100-0.2
C100-0.6N

横補強筋の応力度（N/mm2 ）

主応力度式により求めたせん断ひび割れ耐力では、コンクリートの引張強度を割裂強度から求めた値を用いると精度良く評価でき、σt = 0.33  B を用いた場

C100-0.4
C60-0.2

1200合は安全側に評価できた。

1000(4)800

最大耐力はコンクリート強度、軸応力が大きくなるにつれて大きくなり、横補強筋比は頭打ちの傾向が見

600

られた

400(5)

200

せん断終局耐力をPC指針に基づきアーチ機構分で計算すると実験値が計算値を上回り安全側の評価と000.2

0.40.6

ひずみ度(%)

0.81なった。

㻌図㻝㻝㻌 最大耐力時の横補強筋のひずみ度㻌

(6)PC指針のコンクリートの有効係数  1 に軸力の効果を考慮することによりせん断終局耐力の実験値と計算76値の適合性良好となった。

5.18

5係数k1

コンクリート強度が大きいほどひび割れ発生時のせん㻌

43
C100-0.2
C100-0.4
C100-0.621000.10.2

軸力比（σg/σB)参㻌 考㻌 文㻌 献㻌

C60-0.2
C60-0.4
C60-0.61)

0.32)

0.4

㻌
㻌

図㻝㻞㻌 式㻔㻠㻕による㼗㻝の実験値
1500

ひとこと

実験値/計算値

1200

実験値（kN）

プレストレストコンクリート造建築物の性能評価型設計施工指針
㻔案㻕・同解説，日本建築学会，㻞㻜㻝㻡
江頭、藤井、樋渡、岡安、五十嵐、島崎；アンボンドPC圧着梁のせん断耐力確認実験，日本建築学会大会学術講演会梗概集，
2013

900

平 均 値 ：



標準偏差：



変 動係 数：

昨年度の曲げ実験に引き続き、アンボンドPC柱に対するせん断性能を把握するためせん断600

300

00300

600

C100-0.2

C60-0.2

C100-0.4

C60-0.4

C100-0.6

C60-0.6

C100-0.6N

他実験

900

計算値（kN）

1200

破壊実験を行った。アンボンド
PCは高い構造性能と生産性を持っているため、実用化に向け1500てさらに研究開発を進めていき㻌図㻝㻟㻌 せん断終局強度の実験値と計算値の比較㻔提案式㻕−36−－㻢－㻌

大庭 正俊

たい。