フジタ技術研究報告第 48 号 2012 年

梁材端部 RC・中央部 S 造と柱 RC 造からなるハイブリッド構造（FRASH 構法）の研究開発
Singh Upend Ravindra
佐々木佐藤概仁幸博1)

増田圭司

有馬義人

2)

要

軽量でスパンを拡大化することができる鉄骨造が大スパンを有する建物の建設には多く使用されている。しかし近年、鉄骨の価格上昇等により建物の躯体工事のコストダウンの要求から、鉄骨造並みの大スパンを実現できる事務所ビルなどの研究開発が盛んに行われている。その実現方法の一つとして、鉄骨梁の材端部に鉄筋コンクリートを巻いたハイブリッド梁がある。本報では、梁の中央部が鉄骨造で材端部に鉄筋コンクリートを巻いたハイブリッド梁と柱が鉄筋コンクリート造で構成されるハイブリッド構造（FRASH 構法）の開発を行っている。FRASH 構法は使用する鉄骨量が低減され、躯体工事のコストダウンが可能となる。
また、梁の材端部を鉄筋コンクリートで巻くことにより梁の剛性が高くなり、居住性が改善されるといった特徴がある。本報では、
ハイブリッド梁からなる十字形部分架構実験を行い、その実験概要およびハイブリッド梁の構造性能について報告する。

Research Development of RC column And Steel Hybrid beam Structure (FRASH Method)

Abstract
Since steel is lightweight and enables large spans, it is used mostly to construct buildings with large
span. But in recent years, there’s a concerted effort to reduce the skeleton cost of buildings, due to increasein the cost of steel. Therefore, research developments are being widely carried out on buildings using steel
structure for large spans such as office buildings. One of the methods to construct these buildings is using
steel beam with beam ends made from reinforced concrete. In this paper, development of hybrid structurewith steel beam ends being reinforced concrete hybrid beam and columns being reinforced concrete (FRASHmethod) is carried out. The FRASH method reduces the usage of steel, which enables the reduction of theskeleton cost. And with beam ends being reinforced concrete, rigidity of the beam increases, resulting inimproved habitability. In this paper, experimental outline and the structural performance of hybrid beams
in a beam-column sub-assemblages is shown.

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

耐力、塑性変形、せん断補強係数＊2 首都圏支社 東京支店－49－フジタ技術研究報告 第 48 号

§１．はじめにと呼ぶ）、コンクリートの設計基準強度（以下 Fc と呼ぶ）および梁の RC 区間の長さ（以下c と呼ぶ）とした。試験体 No.1

1.1 背景はc = 1,100mm、Fc = 40N/mm2 と計画し、南梁の pw =近年、鋼材の価格や加工費の高騰に伴い、鉄骨（以下 S0.30%、北梁の pw = 0.50%とした。試験体 No.2 はc =と呼ぶ）造の建物を建設する際に経済性が求められている。

1,100mm とし、南梁の Fc = 28N/mm2、pw = 0.38%、北梁これを背景に、S 造並みの大スパンを有する事務所ビルなの Fc = 60N/mm2、pw = 0.17%とした。また、試験体 No.3

どの建物に関する様々な研究が行われ、施工法が報告さは Fc = 60N/mm2 とし、南梁のc = 800mm、pw = 0.67%とれている。特に、大スパンを実現する方法の一つとして S 造した上下 2 段配筋の試験体とした。それに対して北梁はc

梁の材端部を鉄筋コンクリート（以下 RC と呼ぶ）で巻いた= 580mm、pw = 1.34%と計画した。試験体は 3 体とも梁のハイブリッド梁の研究が盛んに行われている。

RC 部の曲げ降伏が先行するように計画した。

そこで、梁材端部が RC、中央部が S 造と柱が RC 造から柱の諸元は 3 体ともに共通とし、Fc = 65N/mm2 とし、軸力比はη= 0.15 とした。

なるハイブリッド構造（FRASH 構法と名称）の開発を目的として十字形部分架構実験を行った 1, 2, 3)。
本報では、FRASH 構法の実験概要およびハイブリッド軸力梁の構造性能について報告する。
1.2 FRASH 構法の概要
FRASH 構法の概要を図 1 に示す。梁の中央部が S 造

2000

No.1

南梁

北梁加力点(負)475

加力点(正)(負)1100

で材端部に RC を巻いたハイブリッド梁と柱が RC 造で構成

(正)

1100

6000

されるハイブリッド構造である。梁材端部に RC を巻くことや梁中央部側および梁端部側に集中補強筋（束にした数本500の横補強筋）を巻くことによって、S 部の応力が RC 部に移軸力行され、柱に伝達されるシステムとなっている。さらに、梁材みや架構の層間変形角を小さくすることができ、居住性が加力点
(正)

No.2

南梁

北梁加力点(負)475が高くなる。これによって、架構の剛性も高くなり、梁のたわ

2000

端部に RC を巻くことによって、S 造梁に比べると梁の剛性(負)

(正)

1100

1100改善する。また、鉄骨は接合部を貫通しないため、鉄骨量6000や加工手間の低減が図れ、コストダウンにつながる。

500§２．実験概要

軸力2.1 試験体を図 2 に、試験体諸元を表 1 にそれぞれ示す。試験体は、
梁加力点間距離 L = 6,000mm、柱支点間距離 H =2000

No.3

南梁(負)(正)580800

各試験体の南梁および北梁の諸元を変化させて、計 6 本500の梁とした。実験のパラメータは、梁の横補強筋比（以下 pw

図 2 試験体図

梁端部側
集中補強筋

RC 区間

梁中央部側
集中補強筋加力点(負)6000

2,000mm とし、実大の約 1/2 スケールの縮尺模型とした。

RC 柱北梁475

試験体は十字形の試験体 3 体で、形状寸法および配筋加力点
(正)

集中補強筋
スラブ

鉄骨区間
図 1 FRASH 構法の概要

－50－

RC 区間

RC 柱

梁材端部 RC・中央部 S 造と柱 RC 造からなるハイブリッド構造（FRASH 構法）の研究開発

リートを計画し、それに対して圧縮強度（以下σB と呼ぶ）も2.2 加力および測定法
試験体の加力方法を写真 1 に、加力サイクルを表 2 にそ概ね同等なものが得られた。また鉄筋は、梁主筋に SD490、れぞれ示す。加力は十字形の試験体を架台の上に横倒し

横補強筋に SD295A～USD785 の高強度鉄筋を用い、鉄にして柱に一定の軸力（約 2550kN）を導入した。加力時に骨は SM490A 材を使用した。

架台と試験体の間にすべり材（テフロン）を用い、鉄骨梁が§３．実験結果面外に捩れないように面外拘束を設置した。梁先端（加力点位置）に取り付けた油圧ジャッキにより正負交番繰り返し載荷を行った。

3.1 実験経過

部材角の測定として、加力点位置に取り付けた変位計に各試験体の主な実験経過の諸元を表 4 に、実験終了時より層間変形角（以下 Rt と呼ぶ）を計測し、加力は Rt によりのひび割れ状況を写真 2 にそれぞれ示す。いずれの試験制御した。また、梁先端および RC 材端部に取り付けた変表 2 加力サイクル位計により梁先端部材角（以下 Rb と呼ぶ）および RC 材端部の部材角（以下 RCRb と呼ぶ）をそれぞれ計測した。なお、制御変形角Rb および RCRb は図 3 に示す部材角である。

制御変位

Rt (rad.) Rt（×10-3rad.） δt（mm）
1/400

繰り返し
回数

2.5

7.50

±1

1/200

515.00±1

本実験で使用したコンクリート、鉄筋および鉄骨の力学

1/100

1030.00±2的性質を表 3 に示す（単位：N/mm2）。コンクリートは Fc =1/671545.00±228N/mm2～65N/mm2 の普通コンクリートから高強度コンク

1/50

2060.00±21/333090.00±21/2540120.00±11/2050

150.00±11/1560180.00±12.3 使用材料

ハイブリッド梁長さ L

δR Cδ b δθ
δS
Rb = δ b L

Qb

柱S長さ lS

表 1 試験体諸元

表 3 材料の力学的性質

梁諸元
No.1
南梁

No.2

Fc(N/mm2)
Rc長さ(mm)40

主筋(上・下)横補強 配筋筋
pw (%)

No.3

北梁

南梁
北梁
425×4754028

B×D(mm)

南梁

北梁
60

60
1100

800

580

5-D22(SD490)

5-D22(SD490)

5+2-D22(SD490)

5-D22(SD490)

4-D6@180(SD295A)

4-K10@100(USD785)

4-K10@50(USD785)

0.67

1.34

4-D6@60(SD295A)

4-D6@80(SD295A)

0.30

0.50

0.38

0.17

集中補強筋
(中央部・端部)

6-K6(USD785)

4-K10(USD785)

8-K10(USD785)

6-K10(USD785)

鉄骨断面
300×150

12×12(SM490A)

12×16(SM490A)

試験体

B×D(mm)2Fc(N/mm )No.1～No.3
共通

500×50065

12×12(SM490A)

10-K10(USD785)
19×22(SM490A)

12×19(SM490A)

柱諸元
主筋

横補強筋

pw (%)

軸力比η

12-D19(SD390)

4-D10@70(SD295A)

0.81

0.15－51－コンクリート
圧縮強度 ヤング係数 割裂強度
σBσtEc（×104）
柱68.6
3.16
4.82
40.5
2.67
3.38
梁
29.9
2.40
2.69
65.9
3.074.43
鉄筋
弾性係数
降伏点部位
径σyEs（×105）
D194581.90
柱D103581.77D225551.96D63461.71
梁K6936
1.72K109701.82
鉄骨
弾性係数
降伏点
部位
板厚σyEs（×105）
P123992.16PL163762.15
梁PL19360
2.15PL223512.10

部位

1100

4-D6@100(SD295A)

Rb = δ RC lRC

図 3 梁部材角の定義

写真 1 加力方法

試験体

RC長さ lRCRC

フジタ技術研究報告 第 48 号

体も Rb = ±2.5×10-3rad.で梁の端部に曲げひび割れが発生し、Rb =3.4 せん断ひび割れ耐力±10×10-3rad.において梁側面にせん断ひ

図 6 に各梁の主応力度式によるせん断ひび割れ耐力±20×10-3rad.で梁主筋が曲げの計算値を梁先端荷重に換算した calQscr と梁にせん断ひび割れが発生した。Rb =び割れが発生した実験値の梁先端耐力 expQscr の比較を降伏し、その後最大耐力に到達した。
写真 2 より、試験体 No.1 の南梁は最大耐力後、梁上端示す。主応力度式による計算値に対する実験値の平均

主筋に沿って付着割裂ひび割れが進行し、曲げ降伏後の値は 1.08 であり、変動係数は 18.0％である。ハイブリッド

付着割裂破壊（FB モード）となった。それに対して北梁は梁のせん断ひび割れ耐力は主応力度式により概ね±大変形において梁端部の圧壊が進行して曲げ破壊（F モ20%の範囲で評価できる。

ード）となった。試験体 No.2 の南梁および北梁はともに上端と下端主筋に沿って付着割裂ひび割れが顕著となり、大3.5 RC 材端部の塑性変形角変形においてコンクリートが剥落し、曲げ降伏後の付着割

図 7 に各梁のせん断補強係数（以下 pw･σwy/σB と呼裂破壊（FB モード）となった。また RC 区間が短い試験体ぶ）および梁主筋の平均付着応力度に対する付着信頼No.3 は、梁側面のせん断ひび割れが顕著となり、大変形強度の比（以下τbu/τf と呼ぶ）と、RC 材端部の塑性部材角（以下 RCRp と呼ぶ）との関係を示す。なお、σwy は横において南梁の上端主筋に沿って付着ひび割れが進行して曲げ降伏後の付着割裂破壊（FB モード）となった。それ

表 4 主な実験経過に対して北梁は梁端部の圧壊が見られ、曲げ破壊（F モード）となった。

-3

主な実験経過の梁部材角Rb（×10 rad.）試験体

3.2 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 4 に示す。
同図の点線は梁せん断力 Qb －梁先端部材角 Rb の関係を示し、実線は梁せん断力 Qb －RC 材端部の部材角 RCRbの関係をそれぞれ示す。
試験体 No.1 の南梁は最大耐力後、梁上端の付着割裂に曲げせん断
ひび割れ ひび割れ

梁主筋
降伏

最大耐力

No.1南梁
±2.5±10±20±30No.1北梁±2.5±10±20±30No.2南梁±2.5±10±20-20, +30No.2北梁±2.5±10±20±20No.3南梁±2.5±10±20-40, +50
No.3北梁
±2.5±10±20±40
F = 曲げ破壊，FB = 曲げ降伏後の付着割裂破壊より耐力が徐々に低下した。それに対して、北梁は大きな耐力低下はなく、限界部材角（実験値が最大耐力の 0.8（0.8Qbmax ）まで低下した部材角）が概ね Rb = ±60×10-3rad.となった。一方付着割裂ひび割れが顕著だった、試験体 No.2 の南梁および北梁はともに最大耐力後に耐力が低下し、スリップ形の履歴となった。特に、横補強筋が少ない北梁（pw=0.17%）では耐力の急低下や付着割裂によるスリップ形の履歴が顕著である。また RC 区間の長さが短No.1 南梁No.1 北梁No.2 南梁No.2 北梁い、試験体 No.3 の南梁および北梁はともに梁上端に付着割裂は見られたが，大きな耐力低下や変形の衰えはなく，良好な性能を示した。
3.3 曲げ終局耐力
図 5 に各梁の AIJ 学会略算式による曲げ終局耐力の計算値を梁先端荷重に換算した calQbmax および実験値の最大梁先端耐力 expQbmax の比較を示す。図中の□は正載荷時の最大耐力を示し、○は負載荷時の最大耐力をそれぞれ示す。AIJ 学会略算式による曲げ終局耐力の計算値に対する実験値の最大耐力は、ばらつきは小さく、平均値は 1.09 で、計算値と実験値は良好な対応を示しており、ハイブリッド梁の曲げ終局耐力は AIJ 学会略算式によりNo.3 南梁
No.3 北梁
写真 2 実験終了状況評価できる。

－52－

破壊形式
FBF
FB
FB
FBF

No.1南梁
Qb-Rb
Qb-Rb
Qb-RCRb
Qb-RrccalQmucalQmu0.8Qmax
0.8Qmax

200

梁下端

Qb (kN)Qb (kN)

梁材端部 RC・中央部 S 造と柱 RC 造からなるハイブリッド構造（FRASH 構法）の研究開発

No.1北梁

150Q
Qb-Rb
b-Rb
Q
Qb-Rrcb-RCRbQmu
calcalQmu
0.8Q
max
0.8Qmax100
50-60-40-20-50

梁上端

150
100
5000-80

200020406080-80-60-40-20-5002040

R (×10 rad.)-100-150
梁下端

Q
Qb-Rbb-Rb
Q
Qb-Rrcb-RCRbQmu
calcalQmu
0.8Q
max
0.8Qmax200

梁下端-200

Qb (kN)Qb (kN)-200

No.2南梁No.2北梁150Q
Qb-Rbb-Rb
Q
Qb-Rrcb-RCRbQmu
calcalQmu
0.8Q
max
0.8Qmax

10050-60-40-20-50200

梁上端

150
100
5000-80020406080-80-60-40-20-5002040

R (×10 rad.)-100-150-80

梁下端

-60

250

梁下端

200

No.3北梁Q
Qb-Rbb-Rb
Q
Qb-Rrcb-RCRbQmu
calcalQmu
0.8Q
max
0.8Qmax

150
100500-20 -50 0-40-200Qb (kN)

Qb (kN)-200

Q
Qb-Rbb-Rb
QQb-Rrcb-RCRb
QmucalcalQmu
0.8Q
max
0.8Qmax

200

梁上端

150
100
50020406080-80-60-40-20-50

02040-3-10060

80-3R (×10 rad.)R (×10 rad.)-100-150-150-200

梁上端

80

R (×10 rad.)

-100

-150

No.3南梁60-3-3梁上端

80

R (×10 rad.)-100-150
梁上端

60-3-3梁下端-250-200

図 4 梁せん断力－梁部材角関係
250

140
正載荷
負載荷
±20%

200

正載荷
負載荷
±20%

120

150

expQscr (kN)

expQbmax (kN)1001006040平均値： 1.09
標準偏差： 0.03
変動係数： 2.33%5080

平均値： 1.08
標準偏差： 0.19
変動係数： 18.0%

2000050100150200250020406080100120140

calQscr (kN)

calQbmax (kN)

図 5 曲げ耐力の計算値と実験値の比較

図 6 せん断ひび割れ耐力の計算値と実験値の比較－53－

フジタ技術研究報告 第 48 号

補強筋の降伏点で、τbu/τf は文献 4 に基づいて算定し、RCRp は式（1）による。

2） AIJ 学会略算式による曲げ終局耐力の計算値と実験値の最大耐力は良好な対応を示し、AIJ 学会略算式によるハイブリッド梁の曲げ終局耐力は評価できる。

RCRp = RCRu ‐ RCRy ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・（1）3） 主応力度式による梁のせん断ひび割れ耐力の計算

ここで、RCRu： 材端部の限界部材角で、実験値が 0.8Qbmax まで低下した部材角
RCRy：

値と梁のせん断ひび割れ耐力の実験値との比は平均値が概ね 1 であり、主応力度式によるハイブリッド

梁主筋降伏時の部材角梁のせん断ひび割れ耐力は概ね±20%の範囲で評RCRp－τbu/τf の関係より、試験体No.2 の北梁に着価できる。

目すると、τbu/τf を 1 以上と計画したが、付着割裂破壊し、RCRp = 2%に達していない。それに対して、良好な性

4） RC 材端部の塑性部材角はせん断補強係数と主筋の能を示した試験体 No.3 を見ると、τbu/τf が 1 を下回っ平均付着応力度に対する付着信頼強度の比との関ているのに、 RCRp ≥ 2%を確保している。一方、 RCRp －係に影響され、平均付着強度を確保した場合、せん

pw･σwy/σB の関係より、試験体 No.2 の北梁は pw･σwy/

断補強係数を 2.5％以上にすることで、塑性部材角σB は 0.9%と小さく、試験体 No.3 は 9.9%以上である。こ2％以上を発揮することができる。

れらのことより、RCRp ≥ 2%を確保するには下記の関係が成り立つことがわかる。

参考文献
1) Singh Upend Ravindra、佐々木仁、佐藤幸博、有馬義人：梁材τbu/τf ≥ 1 かつ pw･σwy/σB ≥ 2.5% ・・・・・・・・・（2）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τbu/τf ‹ 1 かつ pw･σwy/σB ≥10% ・・・・・・・・・・（3）

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

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

No.3

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

20RCRp (×10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No.2北梁-3rad.)40

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、

0C-1、構造Ⅲ、pp.1393-1394、2012 年 9 月-203) 佐々木仁、Singh Upend Ravindra、増田圭司、佐藤幸博、有馬

No.3

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-40-6025-2.5

図7ッド構造に関する研究開発 その 3 ハイブリッド梁の S ヒンジ試験
20-215105-1.5-1-0.5pw・σwy/σB (%)

00.5
1τbu/τf

1.5体の実験概要、日本建築学会大会学術講演梗概集、C-1、構造Ⅲ、
pp.1395-1396、2012 年 9 月

pw･σwy/σB およびτbu/τf の RCRp との比較

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
指針・同解説，1999 年 8 月§４．まとめ
梁の中央部を S 造、材端部を RC で巻いたハイブリッド梁

ひ と こ とと柱を RC 造とした FRASH 構法の開発を目的として十字S 造に比べて、躯体工事のコストダ形部分架構試験体 3 体を対象に実験を行った。ハイブリッド

ウンや居住性の改善を狙った今回の梁の構造性能について得られた知見を以下にまとめる。

FRASH 構法の開発を今後お客様に使用していただき、実績を延ばしてい

1） いずれの試験体も計画通り梁主筋の曲げ降伏が先行し、その内 4 体が曲げ降伏後の付着割裂破壊（FB モきたいと思っています。
Singh Upendード）となり、2 体が曲げ破壊（F モード）となった。

Ravindra－54－