フジタ技術研究報告第 50 号 2014 年

FRASH 構法におけるハイブリッド梁のせん断終局耐力の評価に関する研究

概シング ラヴィ佐々木増田佐藤圭司

仁幸博1)

要

事務所ビル、病院や商業施設などのような柱の無い広い空間を有する建物の建設には、一般的には鉄筋コンクリート造に比べて重量が軽い鉄骨造の梁が使用されている。しかしながら、鋼材の高価格化や、建設工事のコスト削減などを背景に、近年は、前述の広い空間を有する建物のスパンの大きい梁部材にハイブリッド梁を、スパンの短い梁部材に鉄筋コンクリート造の梁を適用する架構形式が注目されている。FRASH 構法は、このような異種構造の梁を平面的に組合せることが可能なため、平面計画の設計の自由度が飛躍的に拡大し、事務所ビル、病院や商業施設などの建物に最適な空間を合理的、かつ経済的に実現することができる。
本報では、FRASH 構法におけるハイブリッド梁の RC 部のせん断設計法の構築を目的に実験的なアプローチにより、RC 部のせん断終局耐力の評価法について、知見を得たので、これを報告する。

Research on Evaluation of Ultimate Shear Strength of Hybrid beams in FRASH Method
Abstract

Steel beams, which are lighter-weight than reinforced concrete, are mostly used in theconstruction of buildings with large spans such as, office buildings, hospitals and shopping malls.
But due to the high cost of steel, and in order to reduce the cost of construction, in recent years,
there has been increased interest in the application of hybrid beams in large spans and reinforced
concrete beams in short spans of the above building types. The FRASH method enables use ofdifferent types of structural beams on the same floor which gives increased flexibility in floor plan
design. As a result, suitable span for office buildings, hospitals and shopping malls, can beconstructed reasonably and economically.
In this paper, experimental research is carried out on formulation of shear design of RC
section of hybrid beams in FRASH method and the evaluation method of ultimate shear strengthis shown.

キーワード： FRASHFRASH構法、ハイブリッド梁、せん構法、ハイブリッド梁、せん＊1 首都圏支社 建築技術部

断耐力、トラス機構、アーチ機構－13－フジタ技術研究報告 第 50 号

§１．はじめに面は図 3 に示すように全 6 体ともに共通である。試験体は、実大の約 1/2 スケールで、固定用スタブを介して左右に片1.1 背景持ち梁形式とした。梁主筋は固定用スタブに通し配筋とし、経済性の追求を背景に、近年、鉄筋コンクリート（以下全主筋とも先端に定着プレートを取り付けた。鉄骨梁の RCRC と呼ぶ）造の事務所ビル等の建物において、執務作業部への埋め込みは、固定用スタブの面位置まで呑み込まに必要な広い空間を実現するために、スパンの長い梁部材せた。固定用スタブの左右には、試験体 No.5 と試験体にハイブリッド梁を適用する構法が採用されている。

No.6 を、試験体 No.7 と試験体 No.8 を、試験体 No.9 と試既報では、ハイブリッド梁の曲げ破壊が先行する実験を験体 No.10 をそれぞれ組み合わせた。固定用スタブの面行い、せん断補強係数（以下 pw･wy/B と呼ぶ）および梁主位置から梁の加力点までの距離は L = 3,200mm とした。

筋の平均付着応力度に対する付着信頼強度の比（以下実験のパラメータは、コンクリート強度（Fc = 21N/mm2 、bu/f と呼ぶ）が RC 部の塑性部材角（以下 RCRp と呼ぶ）に80N/mm2）、横補強筋比（pw = 0.16%、0.80%）および RC与える影響について関係式を提案した 1、2、3）。

部の長さ（c = 500mm、1,000mm）とした。6 体ともハイブリ

本報では、FRASH 構法におけるハイブリッド梁の RC 部ッド梁の RC 部のせん断破壊が先行するように計画した。のせん断設計法の構築を目的に、せん断破壊が先行するハイブリッド梁の実験概要およびせん断終局耐力の評価法

RC 梁について報告する。
1.2 FRASH 構法の特徴
FRASH 構法は、RC 造の柱に連結する大梁のうち、スパンの長い梁にハイブリッド梁を、スパンの短い梁に RC 造の梁、というように構造形式が異なる梁を組合せた平面計画が可能である。特に、物流施設、商業施設、工場建設などに多く活用されている、当社の保有技術の、柱を RC 造、梁ハイブリッド梁

RC 柱を鉄骨（以下 S と呼ぶ）造としたハイブリッド構造「FSRPC-B 構法※1」との平面的な組合せを可能にしたこと事務所ビルの計画例（RC 造との組合せ）が本構法の特徴である。
これにより、図 1 に示すような、事務所ビルや病院などのRC 梁

広い空間を持つ建物に対して、合理的でかつ経済的な構

FSRPC-B 構法

造形式を選択することが可能となる。また本構法は、設計施工指針に関する建築技術性能証明を取得しているため、特別な審査なく適用が可能である。
※ 1 FSRPC-B 構 法 ： Fujita Steel plus Reinforced Precast
Concrete – Band type の略称

S梁§２．実験概要
ハイブリッド梁2.1 試験体RC 柱

病院の計画例（FSRPC-B 構法との組合せ）と試験体 No.8 を例に図 2 にそれぞれ示す。なお、梁の断図 1 FRASH 構法の計画例

加力点(負)(正)試験体 No.8

試験体 No.7
10003200

10003200

固定用スタブ
図 2 試験体形状図－14－

加力点(負)(正)45 60 265 60 45

試験体の諸元を表 1 に、試験体の形状を、試験体 No.7

45 54 54 45
63 76 63
図 3 梁の断面図

FRASH 構法におけるハイブリッド梁のせん断終局耐力の評価に関する研究

1） せん断終局耐力は、図 5 に示す埋め込み鉄骨幅外に2.2 加力および測定法形成するトラス機構と、図 6 に示す鉄骨フランジ幅内に試験体の加力方法を写真 1 に、加力サイクルを表 2 にそれぞれ示す。加力は固定用スタブを反力床と固定し、加形成するアーチ機構との累加で与える。

力時に鉄骨梁が面外に捩れないように面外拘束を設置した。加力点位置に取り付けた油圧ジャッキにより上向き

2） トラス機構は、埋め込み鉄骨端部のフランジ面に作用（スラブ圧縮）を正載荷、下向き（スラブ引張）を負載するてこ反力（RA、RO）により集中補強筋（TA、TO）を介荷とし、正負交番繰り返し載荷を行った。

して埋め込み鉄骨フランジ幅外に伝達されることにより形成される。

部材角の測定として、加力点位置に取り付けた変位計により梁先端の部材角（以下 Rb と呼ぶ）を計測し、加力は Rbにより制御した。また、RC 部に取り付けた変位計により RC

3） アーチ機構は、埋め込み鉄骨フランジ幅内において、部の部材角（以下 RCRb と呼ぶ）を計測した。なお、Rb および始端側の鉄骨上フランジ下面に生じるてこ反力と摩擦RCRb は図 4 に示す部材角である。

力の合力が、梁端部側圧縮域に直接伝達される機構と考える。

2.3 使用材料
表 1 試験体緒元

本実験で使用したコンクリート、鉄筋および鉄骨の力学的性質を表 3 に示す。コンクリートは Fc =試験体

21N/mm2、80N/mm2 の普通コンクリートと高強度コンクリートを計画し、それに対して圧縮強度（以下B と呼ぶ）も概ね同等なもの

No.52SD295A～SBPD1275（ウルボン筋）の高強度鉄筋を用い、鉄骨は SM490A 材を使用した。

§３．せん断終局耐力の評価法
3.1 耐力評価法の考え方
FRASH 構法におけるハイブリッド梁の RC 部のせん断

No.7
No.8
400×475

No.980Fc (N/mm )RC長さ(mm)が得られた。また鉄筋は、梁主筋に USD685、横補強筋に

No.6

Bc×Dc (mm)No.10211000500

6+2-D19(USD685)
2-D6@100
横補 配筋(SD295A)
強筋
0.16
pw (%)
6-D6
10-D6
集中 始端(SD295A)
補強
4-D6
8-D6
筋 終端(SD295A)
鉄骨断面 6×9 12×19 9×16300×175(SM490A)
主筋(上・下とも)

4-U7.1@50(SBPD1275)0.80
10-U7.1(SBPD1275)

12-U7.1(SBPD1275)

9×19

終局耐力（以下 RCQsu と呼ぶ）の評価では、以下の三つの仮定を用いた。

表 2 加力サイクル
制御変形角制御変位 繰り返し回数
Rb（rad.） Rb（×10-3rad.）  b（mm）
1/400

2.58±21/200

516±21/100

1032±21/67

1548±21/50

2064±21/33

3096±21/25

40128±11/2245144±11/1560192±1

写真 1 加力方法
表 3 材料の力学的性質（単位：N/mm2） b θ
SRb b L

RC

No.5No.6No.7No.8No.1078.8
20.0
B2.383.37Ec (×104)
鋼材
D6 U7.1 D19 PL6 PL9 PL12 PL16 PL19349 1342 763 440 399 389 402 351
yEs (×105) 1.67 1.71 1.92 2.08 2.13 2.08 2.13 2.15

コンクリートRCRb   RC lC

図 4 梁部材角の定義－15－No.9

フジタ技術研究報告 第 50 号

3.2 トラス機構

r ：鉄骨埋め込み終端から始端側集中補強筋開始位置

トラス機構による負担せん断力（以下 Vt と呼ぶ）は、文献
4）を準用し、次式で与えることができる。

までの距離

Bs ：鉄骨梁幅
be ：梁幅方向最外縁主筋間距離

Vt1    pwe   wy  be  je
Vt 2 Vt 3 （1a）    B  p we   wy3    B2 be  j e

Oaw ：終端側集中補強筋
Owy ：終端側集中補強筋の降伏点（1b） be  j e

な お 、 コ ン ク リ ー ト の 支 圧強度 は 文 献 5 ） を 参 考 に（1c）be Bs   B で 求 め る も の と し 、 始 端 側 の 支 圧 範 囲 は

2   c   r  と仮定した。

ここに、b'e ：梁幅方向最外縁主筋間距離から埋め込み鉄骨梁幅以上より、Vt は Vt1 ～ Vt4 のうちの最小値で与えることができる。

を控除した幅je ：梁せい方向最外縁主筋間距離
：コンクリートの圧縮強度有効係数で  1.7 B1 33.3 アーチ機構
アーチ機構の仮定モデルを図 8 に示す。同図を基に、アその他の記号 ：文献 4）と同様ーチ機構による負担せん断力（以下 Va と呼ぶ）は、次式で与えることができる。

上記のほかに、トラス機構による負担せん断力は、埋め込み鉄骨の始端側または終端側に作用するてこ反力によって決定される耐力を考慮した。埋め込み鉄骨の始端側おVa 

よび終端側に作用するてこ反力に基づき仮定した支圧モ2  Bs   c  Ds2
 2c  4 Ds2

デルを図 7 に示す。同図より、てこ反力によって決定される

ここに、耐力は、始端側または終端側の集中補強筋の降伏と、始端

Ds ：鉄骨梁せい    B（2）側でのコンクリートの圧壊のうちのいずれか小さい値で与えアーチ機構では、式（2）に示すようにアーチ機構有効ることができると仮定し、次式によった。

係数（以下'と呼ぶ）を導入した。'は、本実験における実 A a w  A  wyVt 4  min  2   c   r   B s  be   B 
 L L    a  r O w Owy

験の最大耐力（以下 Qb max と呼ぶ）より、式（1）で算定され（1d）る Vt を差し引き、 2  B s   c  D s2  2c  4 D s2   B で除すこと

ここに、
Aaw ：始端側集中補強筋

be Bs   B

Awy ：始端側集中補強筋の降伏点

c ：鉄骨埋め込み長さ（= RC 部の長さ）
図 7 支圧モデル
TT

C
TARA

T

C
T

RA

C
T

C

T

T

C

C

TC

RO
TO

TCVtaC

図 5 トラス機構のイメージ
始端側Va



終端側
cCVaフランジ摩擦力と端部圧縮力の一部

Va=(Bs･c/2)･a･sin2

図 8 アーチ機構のモデル化

図 6 アーチ機構のイメージ－16－

FRASH 構法におけるハイブリッド梁のせん断終局耐力の評価に関する研究で求めた。得られた'を縦軸に、実験因子を横軸に採り、いずれの試験体も Qsu と正載荷および負載荷の Qb max とその関係を図 9 に示す。なお、同図に示した実験データは良好な対応を示し、3 章の仮定に基づいた評価式により、は、横軸とした実験因子以外はほぼ同一である試験体のRC 部のせん断終局耐力を評価できる。

結果である。
同図より、' はコンクリート強度に大きく影響され、その4.3 計算値と実験値との適合性他の因子にはほとんど影響を受けないことがわかる。そこ

各試験体の正載荷および負載荷の Qb max と Qsu との対応

で、'の評価式として、コンクリート強度のみを変数とする関係を図 11 に示す。Qsu と Qb max との比は、平均値 1.08 と指数関数形の次式を仮定した。

良好な適合性を示し、変動係数が 7.89%とばらつきも少ない。

   a  B n（3）表 4 各試験体の実験現象および梁先端せん断力

上式の定数 a、n は、コンクリート強度のみを変化させた試験体の実験結果に対し、最小二乗法によりフィッティン主な実験現象グさせ、その結果、a = 1.39、n = -0.46 が得られた。
以上のようにして求めた'は、図 9 の各図中に破線で曲げひび割れ示した。いずれの実験因子においても実験結果に対して支圧ひび割れの適合性は良好である。

せん断ひび割れ§４．実験結果

横補強筋
降伏破壊
モード

4.1 実験経過

正負正負正負正負正負No.5
24-2047-4460-6961-71No.629-3240-4052-6271-64

梁先端荷重Qb （kN）
No.7No.8No.9182012-20-12-13283251-30-31-43858553-85-79-5211212085-104-108-82

RC部のせん断破壊（Sモード）

各試験体の主な実験現象時の梁先端のせん断力（以下Qb と呼ぶ）を表 4 に、実験終了時の RC 部のひび割れ状況を写真 2 にそれぞれ示す。6 体とも RC の端部に曲げひび割れが発生し、小口部分に鉄骨の上下フランジより斜めに支圧ひび割れが発生した。その後、RC 部にせん断ひび割れが発生し、普通強度の鉄筋（SD295A）を用いた試験体の横補強筋が降伏した。変形の増大に伴い、せん断ひび割れの増伸とともに、小口部分の損傷が進行した。その後、せん断ひび割れ幅の拡幅が顕著となり、コンクリート部分の試験体 No.5

試験体 No.6

試験体 No.7

試験体 No.8

面外へのはらみだしや部分的な剥落が生じた。
全試験体とも梁主筋は降伏せず、破壊モードは RC 部のせん断破壊（S モード）であった。
4.2 梁せん断力－梁部材角関係
各試験体の梁せん断力－梁部材角関係を図 10 に示す。
同図の破線は Qb－Rb の関係を示し、実線は Qb－RCRb の関係をそれぞれ示す。また一点鎖線は、3 章の仮定に基づいて算定した RCQsu を梁端のせん断力（以下 Qsu と呼ぶ）に換算したものである。
0.6

 '0.40.2
003060 B (N/mm2)

90 00.3 0.6 0.9 048 12Ds /cpw·  wy （N/mm2)

試験体 No.9

試験体 No.10
写真 2 各試験体の実験終了状況

図 9 アーチ機構の有効係数－17－No.1012-1449-4255-55－－フジタ技術研究報告 第 50 号

§５．まとめ3) Singh Upend Ravindra、佐々木仁、増田圭司、佐藤幸博、有馬義人：梁材端部 RC・中央部 S 造と柱 RC 造でからなるハイブリッド構造（FRASH 構法）の研究開発、フジタ技術研究報告、第 48 号、FRASH 構法におけるハイブリッド梁の RC 部のせん断

pp.49-54、2012 年 11 月

設計法の構築を目的にせん断破壊が先行する実験を行い、

4) 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

RC 部のせん断終局耐力の評価法について得られた知見

指針・同解説、1999 年 8 月

を以下にまとめる。

5) 日本建築学会：鉄筋コンクリート終局強度設計に関する資料、
1987 年 9 月

1） RC 部のせん断終局耐力は、トラス機構およびアーチ機構との累加で与えることができる。

ひ と こ とFRASH 構法では、異種の構造梁の2） 6 体とも計画通り梁主筋に曲げ降伏が生じる前に RC平面的な組合せが可能となり、設計の部のせん断破壊（S モード）となった。

自由度の拡大となりました。これにより、お客様のニーズに合った最適なプラ3） RC 部のせん断終局耐力の計算値と実験の最大耐力ンを、経済的かつ合理的に提供できるは良好な対応を示しており、RC 部のせん断終局耐と思います。

シング ラヴィ

力は式（1）および式（2）より評価できる。
2001.
2

参考文献
1) Singh Upend Ravindra、佐々木仁、佐藤幸博、有馬義人：梁材150
Qb max (kN)

端部 RC・中央部 S 造と柱 RC 造で構成されるハイブリッド構造に関する研究開発 その 1 内部柱梁部分架構におけるハイブリッド梁の構造性能、日本建築学会大会学術講演梗概集、C-1、構造Ⅲ、
pp.1271-1272、2011 年 8 月

80.

100502) Singh Upend Ravindra、佐々木仁、増田圭司、佐藤幸博、有馬

平均値 ：1.08
標準偏差：0.09
変動係数：7.89%

義人：梁材端部 RC・中央部 S 造と柱 RC 造で構成されるハイブリ

00ッド構造に関する研究開発 その 2 RC 材端部の塑性変形および50

せん断補強係数の妥当性、日本建築学会大会学術講演梗概集、

100

No.9

1000-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50
R (×10-3rad.)-500-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50
R (×10-3rad.)-50

150
1000-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50
R (×10-3rad.)-50-150-150-150

No.810050-150

No.10

1000-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50
R (×10-3rad.)-50-100-150

1000-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50
R (×10-3rad.)
-50
Qb-Rb
-100Qb- RCRbQsu-150

図 10 各試験体の梁せん断力－梁部材角関係－18－15050500-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50
R (×10-3rad.)-50-100150

Qb (kN)-100

Qb (kN)-100

Qb (kN)

-100

150

200

505050No.6150

Qb (kN)

No.7

Qb (kN)Qb (kN)

150150

図 11 計算値と実験値との適合性

C-1、構造Ⅲ、pp.1393-1394、2012 年 9 月

No.5

100
Qsu (kN)