フジタ技術研究報告第56号 2020年

FRASH構法におけるハイブリッド梁の梁－スラブ間のすべり耐力の評価法

シング ラヴィ佐々木塚本佐 藤 幸 博 1）

康誉

仁

要概近年、建物の免震化の増加により、FRASH構法におけるハイブリッド梁は上層の一般階だけではなく、免震上部基礎梁にも採用されるディテールが増えている。特に、物流施設や病院などの大スパンを有する建物においては、従来、免震上部基礎梁を鉄骨鉄筋コンクリート造やプレストレスト鉄筋コンクリー造とした場合に比べると、より合理的な設計や施工の省力化とコストダウンが可能となった。
また、さらなる経済的な設計の観点から材端RC部の梁部分とスラブ部分をそれぞれのコンクリート強度とすることが求められている。しかしながら、ハイブリッド梁の梁とスラブ間に水平打継ぎを設けた既往の研究例はなく、すべり耐力の評価法が不明確である。そこで、FRASH構法におけるハイブリッド梁の材端RC部に水平打ち継ぎを設け、打継ぎ部のすべり耐力をせん断摩擦強度式に準拠して評価し、実験的に確認した。実験結果は過少評価となったため、せん断摩擦強度式の影響因子である打継ぎ部を横切る補強筋と打継ぎ部の摩擦係数に着目してハイブリッド梁のすべり耐力の評価法を提案した。本報では、その実験結果およびすべり耐力の評価法について得られた知見を報告する。

Evaluation of Shear Friction Strength of Beam to Slab Connectionsof Hybrid beams in FRASH Method
Abstract
In recent years, with an increase in the buildings with base isolation system, application of hybrid beams
in the upper foundation beam of the base isolation is on the rise. Especially, in buildings with large spanssuch as, logistics and hospitals, a rational design as well as labor-saving and reduction of construction cost isachieved when compared to the conventional steel reinforced concrete beams or prestressed reinforced
concrete beams.
On the other hand, with a concerted effort for a further economical design, concrete strength of hybrid beams
needs to be differentiated for the beam portion and the slab portion respectively. However, with no previous
research regarding the construction joint between beam and slab of hybrid beams, evaluation method of shear
friction strength is unclear. In this paper, experimental research is being carried out on hybrid beam withconstruction joint between beam and slab, and the experimental results together with the evaluation methodof shear friction strength of the joint is shown.

キーワード：

ハイブリッド梁、打継ぎ、等価摩擦係＊1 西日本支社 建築技術部

数、せん断摩擦強度、すべり耐力−43−フジタ技術研究報告 第56号

§１. はじめに先端に定着プレートを取り付けた。材端RC部への鉄骨梁の埋込みは、固定用スタブの面位置まで呑み込ませた。固定

1.1 背景用スタブの面位置から梁加力点までの距離L=2200mmとFRASH 構法におけるハイブリッド梁については、既報

し、RC区間の長さ c=1150mmとした。

では、材端鉄筋コンクリート（RC）部の曲げ終局強度と塑試験体製作は、埋込み鉄骨梁は特別な処理を施さずに性変形能および、せん断終局強度の評価法をそれぞれ黒皮のままとし、上フランジ位置に水平打継ぎを設けた。上

提案した

1～8）

。しかしながら、社会の変化に伴うニーズやさらなる経済的な設計の観点から材端 RC 部の梁とスラブをそれぞれのコンクリート強度に打分けること（異種強度梁）が望まれている。従来の RC 造の梁では、梁とスラブ間に水平打継ぎを設けた場合の水平せん断力（すべり耐力）に対する設計は、現場打ち同等型指針式

9）

梁：S造により評価されている。一方、ハイブリッド梁においては水平打継

柱：RC造ぎを設けた既往の研究例はなく、すべり耐力は同様に評ハイブリッド梁価できるかが不明である。
本報では、材端 RC 部の梁とスラブ間に水平打継ぎを設けたハイブリッド梁のすべり耐力を確認することを目的

免震装置に、実験概要およびその結果と評価法について報告する。

図1 ハイブリッド梁と免震構造の組合わせ
表1 試験体諸元1.2 FRASH構法の適用例

INo.4

試験体

FRASH構法におけるハイブリッド梁は、梁の中央部が鉄

INo.8

RC断面 (mm)

骨（S）造で材端部にRCを巻いた構造で、中低層の事務所

400×480

スラブ厚さt s (mm)

ビルや大学の講義棟などの一般階の梁として採用されてい902

スラブF c (N/mm )27る。しかしながら、近年建物の免震化の増加につれ、物流

梁F c (N/mm2)

48

施設や病院などの大スパンを有する建物においては図1に

梁主筋

6-D22 (USD685)

配筋

2-D10@220(SD295A)

2-D10@100(SD295A)

p w (%)

0.160.36

終端側

6-D10 (SD295A)

8-D10 (SD295A)

始端側

8-D10 (SD295A)

14-D10 (SD295A)

示すように免震上部基礎梁にハイブリッド梁を採用するディ
横補強筋テールが増えている。従来、大スパン建物の免震上部基礎梁は鉄骨鉄筋コンクリート（SRC）造やプレストレスト鉄筋コン

集中補強筋クリート（PRC）造とすることが一般的であったが、ハイブリッド梁を用いることで合理的な設計や施工の省力化かつコス鉄骨断面 (mm)

トダウンが期待できる。

300×200×12×19 (SM490A)

表2 材料の力学的性質（単位：N/mm2）sB
st2.1 試験体

3ールを想定し、固定用スタブを介して左右に片持ち梁形式とした。梁主筋は固定用スタブに通し配筋とし、全主筋とも

30.44.52.735.33

28.10

E c (×10 )鋼材
syD10D22PL12PL19352690

3824123185199209210

E s (×10 )

終端側
集中補強筋

加力点（負）

打継ぎ

50 58 68 58 50 打継ぎ

380

始端側
集中補強筋

スラブ

53.590の形状および断面を図2にそれぞれ示す。試験体は1/2スケ

梁390480

試験体諸元を表1、材料の力学的性質を表2に、試験体

加力点（負）

INo.4, INo.8

コンクリート50§２. 実験概要

2200
試験体INo.411501150

固定用スタブ

2200
試験体INo.8

図2 試験体の形状および断面図−44−－2－（正）
50（正）

400

FRASH構法におけるハイブリッド梁の梁－スラブ間のすべり耐力の評価法

フランジより下部の先打ちを梁部分のコンクリート強度

2.2 加力および測定法

Fc=48N/mm とし、上フランジより上部90mmの後打ちをスラ

試験体の加力方法を写真1に示す。加力は固定用スタブ

ブ部分のコンクリート強度Fc=27N/mm とした。なお、打継ぎを反力床と固定し、加力時に鉄骨梁が面外に捩れないよう部はレイタンスを除去して刷毛引きによりコンクリート面に人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為的な凹凸を設けた。

ッキにより上向き（スラブ圧縮）を正載荷、下向き（スラブ引22

2体とも材端RC部のすべり破壊が先行するよう計画し、実張）を負載荷とし、正負交番繰り返し載荷を行った。加力は験パラメータは打継ぎ部を横切る補強筋量（横補強筋と集梁先端の部材角（Rb）で制御し、加力サイクルはRb=±2.5、中補強筋）とした。また、打継ぎ部のすべり耐力は、せん断±5（ 10-3rad.）を各1回、±10、±15、±20、±30（ 10-3rad.）を各摩擦強度式に準拠して書換えた式（1）を用いて評価した。

2回、±40、±50（ 10-3rad.）を各1回の繰返しとした。部材角のただし、前述のように試験体の打継ぎ部に凹凸を設けたた測定として、加力点位置に取り付けた変位計によりRbを計測

め式（1）における摩擦係数は文献9）に準拠して =1.0とし、し、また材端RC部に取り付けた変位計により材端RC部の部

また実験時にRC区間に鉛直応力を与えていないため 0=0

材角（RCRb）を計測した。なお、RbおよびRCRbは図3に示す部とした。

材角である。

q frs

aw swyAawAwyOaw Owy0bcc（1）

ここに、3.1 実験経過

： 打継ぎ部の摩擦係数（=1.0）
saw

各試験体の主な実験経過時の梁先端荷重（Qb ）を表3

： 横補強筋の断面積の総和に、材端RC部のひび割れ状況を写真2にそれぞれ示す。

s wy ： 横補強筋の降伏点
Aaw

なお、ひび割れ状況は負載荷における横補強筋降伏時お： 始端側集中補強筋の断面積の総和よび正載荷における最大耐力時のものである。2体とも梁端A wy ： 始端側集中補強筋の降伏点
Oa w

部に曲げひび割れおよび小口部分に支圧ひび割れ発生： 終端側集中補強筋の断面積の総和

後、Rb=-2.5 10-3rad.で打継ぎ部にひび割れが発生した。そO wy ： 終端側集中補強筋の降伏点の 後 、 負 載 荷 時 の Rb=-5 10-3rad. お よ び 正 載 荷 時 の： RC 区間に生じる鉛直応力（=0）

0§３. 実験結果

bc： せん断摩擦に有効なコンクリート幅（= Bc - Bs）c： RC 区間の長さ

Bc： 材端 RC 部の梁幅

Bs

： 埋込み鉄骨梁幅

Rb=+10 10-3rad.でせん断ひび割れがそれぞれ発生した。さら に 、 試 験 体 INo.4 は Rb=-5 10-3rad. で 、 試 験 体 INo.8 はRb=-10 10-3rad.で打継ぎ部を横切る補強筋が降伏した。
大変形においては2体とも、正載荷時のせん断ひび割れの増加や、付着ひび割れが発生し、かぶりコンクリートが部分的に剥落した。一方負載荷では、写真2にあるように打継ぎ部のひび割れは梁端部まで延伸せず、端部付近の曲げひび割れと繋がったことが特徴的であり、ひび割れの拡幅や打継ぎ部の水平すべりが進んだ。また打継ぎ部付近の小口部分が損傷し、それに伴い鉄骨の抜出しや小口部分のかぶりコンクリートが部分的に剥落した。
2体とも打継ぎ部を横切る補強筋の降伏および打継ぎ部の水平すべりによりすべり破壊（SLモード）となった。
3.2 梁せん断力－部材角関係
各試験体の梁せん断力－部材角関係を図4に示す。同

写真1 加力方法

図の破線はQb－Rbの関係を示し、実線はQb－RCRbの関係

梁長さ LQbRCbRb柱θsbLをそれぞれ示す。また一点鎖線は、式（1）による打継ぎ部

鉄骨区間 ls

RC区間 lc
RC RbRCc

図3 梁部材角の定義のすべり耐力の計算値（qfr）を梁先端の荷重（QSL）に換算したものである。図4より、試験体INo.4はRb=-5 10-3rad.で負載荷時の最大耐力に達し、Rb=+15 10-3rad.で正載荷時の最大耐力に達した。試験体INo.8はRb=-10 10-3rad.で負載荷−45−－3－フジタ技術研究報告 第56号

時の最大耐力に達し、Rb=+20 10-3rad.で正載荷時の最大補強筋のひずみゲージ貼付位置であり、（b）は補強筋のひ耐力に達した。2体とも負載荷時最大耐力（Qb max）後、荷重ずみ度分布である。同図より、2体ともRb=-10 10-3rad.で打は一旦低下しているが、その後実験終了までほぼ横ばいの継ぎ部を横切る横補強筋のほとんどが降伏ひずみに達して傾向を示した。また、2体とも負載荷時の最大耐力（Qb max）いるが、終端側の集中補強筋（SD1）のひずみは小さいことは梁先端の荷重に換算した打継ぎ部のすべり耐力の計算がわかる。これは前述の写真2のひび割れ状況に示したよう値（QSL）に達しておらず、試験体INo.4ではQb max /QSL=0.86、に、打継ぎ部のひび割れは梁端部まで進展せず、端部付試験体INo.8ではQbmax /QSL=0.76である。これにより、せん断近の曲げひび割れと繋がっているため、終端側の集中補摩擦強度式に準拠して仮定した式（1）よりハイブリッド梁の強筋にひずみが生じなかった要因であると推察する。そこすべり耐力は評価できないことがわかる。

で、終端側の集中補強筋はせん断摩擦に対する抵抗力が小さいと考え、式（1）に仮定したすべり耐力の評価から終端§４. 実験結果の検証および耐力評価法の提案
図4より負載荷時の最大耐力（Qb max）に対して式（1）に仮側の集中補強筋（Oaw・O wy）を除くこととした。
4.2 打継ぎ部における摩擦係数定したハイブリッド梁のすべり耐力は過大評価となり、適合次に、打継ぎ部における摩擦係数について検証する。試性が劣った。そこで、式（1）のせん断摩擦強度式の影響因験体の打継ぎ部は刷毛引きにより人為的な凹凸を設けたた子である打継ぎ部を横切る補強筋の効果および打継ぎ部

め、式（1）の摩擦係数は文献9）に準拠して =1.0とした。しの摩擦係数に着目し、実験結果の検証を行った。

かしながら、ハイブリッド梁は図6に示すように打継ぎ部にコンクリート部分と鉄骨部分が混在しており、また文献9）の摩4.1 せん断摩擦に有効な補強筋擦係数は先打ちコンクリートと後打ちコンクリート間の摩擦先ず、打継ぎ部を横切る補強筋の効果について検証す係数である。そこで、打継ぎ部の摩擦係数は、先打ちと後る。試験体INo.4と試験体INo.8の負載荷時における打継ぎ打ちコンクリート間の摩擦係数（ rc）と、後打ちコンクリートと付近の補強筋のひずみ度の分布を図5に示す。図5（a）は300

表3 実験現象および梁先端荷重
梁先端荷重Q b (kN)

曲げCrack
打継ぎCrack
せん断Crack
最大耐力
破壊モード

INo.4

INo.8

正3035

負-47-19

負-42-70

正140142

負-76-107

正185239

負100
Qb (kN)

実験の主な現象

INo.4

200

0-100

Qb max /QSL=0.86-200-85-135
打継部のすべり破壊（SLモード）-300-60

300

Qb－Rb
Qb－RCRb
QSL
Qb max横補強筋降伏-40-20020R (×10-3rad.)40604060

INo.8

200

INo.4（負載荷時）

Qb (kN)100

INo.4（正載荷時）

0-100-200

Qb max /QSL=0.76-300-60

INo.8（負載荷時）
INo.8（正載荷時）
写真2 ひび割れ状況-40-20020R (×10-3rad.)

図4 梁せん断力－部材角関係−46−－4－

FRASH構法におけるハイブリッド梁の梁－スラブ間のすべり耐力の評価法

鉄骨間の摩擦係数（ s）をそれぞれ適切に評価する必要が験時の 梁先端の 荷重が す べ りに 抵抗でき るせ ん 断力あると考える。よって、打継ぎ部における rcと sをそれぞれ（expQSL）と考え、打継ぎ部のすべり耐力（expqSL）に換算した。

考慮した等価な摩擦係数（ eq）を導入し、式（2）のように仮さらに式（1）を式（3）のように書換え、等価摩擦係数（ eq）を定した。なお、式（2）におけるコンクリート間の摩擦係数実験結果より逆算した。なお、RC区間に生じる鉛直応力が（ rc）は文献9）に準拠し、コンクリートと鉄骨間の摩擦係数ないため、0=0とした。

（ s）については実験結果より誘導することとした。

eqrc bc

Bcs Bsexpeq

（2）

saw

wyAawqSLA（3）
wy0bcc

得られた等価摩擦係数（ eq）と、コンクリート間の摩擦係ける水平すべり変位分布を図6に示す。図7（a）は水平すべコンクリートり変位の測定位置であり、（b）は打継ぎ部の水平すべり変位の分布である。2体ともRb=-10 10-3rad.で打継ぎ部の水平同様にRb=-10 10-3rad.で終端側の集中補強筋を除き、打継Bcぎ部を横切る補強筋が降伏している。よって、このときの実SD5SD4SD3SD2bc/2すべり変位（ SL）が顕著に現れた。また前述の図5（b）よりも鉄骨

図6 打継ぎ部の切断面

d4SD1d3d2d1

打継ぎ位置（a） 水平すべり変位測定位置（a） ひずみゲージ貼付位置

0.5SD1SD20.4SD3SD4SD510.30.2

降伏ひずみ

0.1
002.5

50.6

1015Rb (×10-3rad.)

0.4
0.3
0.2
0.1
002.5

51015Rb (×10-3rad.)3644
横補強筋降伏時

20 2.5 5101520Rb (×10-3rad.)INo.8：負載荷

642

横補強筋降伏時
0 2.5 5101520Rb (×10-3rad.)（b） 補強筋のひずみ度分布（b） 水平すべり変位の分布

図5 打継ぎ部を横切る補強筋のひずみ分布

図7 打継ぎ部の水平すべり変位の分布−47−－5－308020

INo.4：負載荷

210INo.8：負載荷0.58020

すべり変位 SL (mm)

補強筋ひずみ分布 (%)

10INo.4：負載荷

すべり変位 SL (mm)

補強筋ひずみ度分布 (%)

0.6

Bs bc/2

試験体INo.4と試験体INo.8の負載荷時の打継ぎ部にお30フジタ技術研究報告 第56号

数（ rc=1.0）を用い、さらに式（2）を式（4）のように変形し、後打ちコンクリートと鉄骨間の摩擦係数（ s）を導出した。

seq

Bcrcbc2）

（4）

Bs3）

以上の仮定により実験結果から導いた試験体INo.4と試験体INo.8の後打ちコンクリートと鉄骨間の摩擦係数（ s）を図8に示す。2体とも概ね同様な値を示し、試験体INo.4では4）

s=0.62と、試験体INo.8では s=0.56となり、また2体の平均値は0.59であった。

5）

4.3 すべり耐力評価法の提案
終端側の集中補強筋の控除およびコンクリートと鉄骨間

6）の摩擦係数を考慮した等価摩擦係数（ eq）を用いて修正した打継ぎ部のすべり耐力（qfr eq）の評価式を下記に示す。
q fr eq

ただし、

eqseq

aw s

wyrcbc

Bc

Aaws

A

wy0bcc（5）

Bs7）

8）
9）

試験体INo.4と試験体INo.8の負載荷時の実験値の最大構造性能、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp.1271-1272、2011.8Singh 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造で構成されるハイブリ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、pp.1393-1394、2012.9
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、pp.49-54、2012.11
Singh R.、Sasaki H.、Masuda K.、Sato Y.、Arima Y.：Developmentof RC column and Steel Hybrid beam system (FRASH method)、
The IABSE Conference、Nara、V. 104、NS-16 pp. 1-81、2015.5
シング ラヴィ、佐々木仁、佐藤幸博：梁材端部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4
ハイブリッド梁のせん断破壊実験の概要、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp.1435-1436、2013.8
佐藤幸博、佐々木仁、シング ラヴィ：梁材端部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5
ハイブリッド梁のせん断終局耐力の評価、日本建築学会大会学術講演梗概集、pp.1437-1438、2013.8
シング ラヴィ、佐々木仁、増田圭司、佐藤幸博：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、フジタ技術研究報告、第50号、pp.13-18、2014.11
シング ラヴィ：柱RC造と梁中央部S造・梁端部RC造のハイブリッ
ド構法の開発と施工事例、建築技術、No.790、pp.54-61、2015.11
日本建築学会：現場打ち同等型プレキャスト鉄筋コンクリート構造
設計指針（案）・同解説、2002.10

耐力および式（5）より再評価した打継ぎ部のすべり耐力の1計算値を梁先端の荷重に換算した値の対応（Qb max /QSL eq）
鉄骨の摩擦係数 sを表4に示す。なお、後打ちコンクリートと鉄骨間の摩擦係数は図8の下限値である0.56を用いた。試験体INo.4では
Qb max /QSL eq=1.51、試験体INo.8ではQb max /QSL eq=1.22となり、実験の最大耐力は式（5）により評価できる。

§５. まとめ

0.80.620.60.560.40.20INo.4

材端RC部の梁とスラブ間に水平打継ぎを設けたハイブリ

INo.8
試験体

図8 後打ちコンクリートと鉄骨間の摩擦係数

ッド梁のすべり耐力の評価法について得られた知見を以下にまとめる。

表4 実験値の最大耐力とすべり耐力計算値の比較

1） 2体とも計画通り打継ぎ部を横切る補強筋の降伏により

Q b max (kN)

水平すべり破壊（SL破壊モード）となった。
2） 材端RC部のひび割れ性状および打継ぎ部を横切る補強筋のひずみより終端側の集中補強筋はせん断摩

Q SL eq (kN)Q b max /Q SL eq

INo.4

8355

1.51

INo.8

1351111.22

擦に対する抵抗力が小さいことがわかった。

ひとこと

3） ハイブリッド梁における打継ぎ部のすべり耐力は終端

ハイブリッド梁は一般階の梁だ側の集中補強筋を除くことおよび、等価摩擦係数を用けではなく、免震上部基礎梁へいることで式（5）により評価できる。の適用がより合理的な設計や施工の省力化を可能にした。今後

参 考 文 献1）も変化やニーズに応えるように進Singh Upend Ravindra、佐々木仁、佐藤幸博、有馬義人：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化させていきたいと思います。
シング ラヴィ−48−－6－