ふさぎ板を有する柱 RC・梁 S 造内部柱梁接合部の外部パネルのせん断終局耐力（その 2）外部パネルのせん断終局耐力
213-130 正林
1.

序拓也

している。破壊モードが支圧破壊の実験データはわずか 3 体

本報は，前報（その 1）に引き続き，柱を鉄筋コンクリーであり，実験データはほぼせん断破壊として報告されていト（以下，RC という）造，梁を鉄骨（以下，S という）造る。ふさぎ板は，ほぼ PL2.3，3.2 及び 4.5 の鋼板が用いらとする梁貫通形式内部柱梁接合部を対象としたデータベーれ，鋼種はほぼ SS400 で占められる。また，柱及び梁の材スを作成し，既往のせん断終局耐力式及び本実験結果に基軸が偏芯している実験データはここでは対象外としている。

づいて，S 梁フランジ幅外の外部パネルのせん断終局耐力の3.

検討を行う。
2.

既往の外部パネルのせん断終局耐力式
西村らが提案するふさぎ板の代わりに帯筋が配置された接合部ディテール及びデータベースの適用範囲

接合部ディテールを対象とする終局耐力式 1)（以下，西村式

図 1 に対象とする柱梁接合部のディテールを示す。対象という）において，外部パネルのせん断終局耐力 oMu は，内とする接合部は，直交梁及びふさぎ板，支圧板を有する最も部パネルから外部パネル（以下，内-外間という）への応力基本的なディテールである。ただし，支圧板については，こ伝達によって決定される耐力 oMT，直交梁のねじり耐力 oMtr

れを設けずに直交梁とふさぎ板のみで構成されるディテー及び外部パネルに形成されるコンクリート圧縮束による耐ルを含む。

力 oMa のうち，最も小さい耐力で決定され，(1)式のように上述の接合部ディテールを対象とした既往の研究に関す表現される。

o Mu  min . o MT ，o Mtr ，oMaるデータベースを作成した結果，計 38 体のデータを得た。

(1)

図 2 にデータベースの主な適用範囲を示す。縦軸は試験体しかしながら，前報（その 1）の実験的検討の結果，直交数である。横軸は(a) 接合部コンクリートの圧縮強度B，(b)梁のねじり耐力は内-外間応力伝達機構による耐力に寄与

接合部の破壊モード，(c) RC 柱の幅 cb に対する S 梁の幅 sb

する，すなわち，西村式における oMT と oMtr は累加されたの比，(d) S 梁のせい sD に対する RC 柱のせい cD の比及び耐力を発揮することが推察された。一方，2017 年度の日本(e) cb に対するふさぎ板の厚さ f ts の比（ふさぎ板の幅厚比）

建築学会大会のパネルディスカッション 2) において，近年の各適用範囲を示す。接合部の破壊モードは，内部パネルのの本構造形式に広く利用されるようになった 60N 級のコン破壊モード（支圧破壊及びせん断破壊）によって区分していクリート強度への対応を考慮するとともに，実験データベる。なお，これらは，論文に記載されている破壊モードを示

ースに基づいた解析結果より，内-外間応力伝達機構による耐力は直交梁断面のねじり耐力を累加できるとして，(1)式を(2)式のように修正した修正西村式が提案された。

RC 柱

o M u  min . o M T  o M tr ，oMa

S梁支圧板りにふさぎ板を用いた場合の接合部ディテールの oMT に関する評価において，(3)式に示す修正式が同時に提案された。
o MTふさぎ板

 2   sc  s

 3.22 

図 1 対象とする接合部ディテール
試験体数

試験体数

D 2  3c D  s D 62 f t s

試験体数cb sf  y cbcD

sD2

試験体数

試験体数

40404040303030303020202020201010101010≦ 60≦ 90（a）B（N/mm ）2せん断支圧（b）破壊モード≦0.3＜0.4（c）sb/cb

図 2 データベースの適用範囲≦1.0(3) 3 c D s D  o M tr640

≦36(2)

さらに，文献 2) では，接合部内に配置される帯筋の代わ

直交梁

外部パネル
内部パネル
外部パネル

≦ 1.5（d） cD/sD≦0.02≦ 0.03（e）2f ts /cb

CV:0.5150

CV:0.1613
100
0200 300min(400i M s ,500
i M B ) 600 700
0 100 西村式

cal Q (kN)00400
500 600 700s のみ)
100 西村式
200 300 (iM

exp Q (kN)exp Q (kN)
+20% ±0700
Q(kN)
exp
exp Q (kN)
±0+20% 0.5√sc：コンクリートねじり方向のせん断強度で
700
700
600-20% 600

700

[記号]

cal Q (kN)

100(B)， sf y：ふさぎ板の引張降伏強度
600
500+20%±0 700-20%600-20% 500

修正西村式は，西村式による(3)式第二項の帯筋
修

500
400
正400
村
AV:1.347
西 300る。この第二項は，帯筋あるいはふさぎ板による式
村
AV:1.347
ST:0.2173
300
式 200
せん断摩擦として耐力を向上させる効果を表現し
ST:0.2173
2
CV:0.1613
200ているが，本実験結果に基づいて，ふさぎ板によ100
CV:0.1613
cal Q (kN)
るせん断摩擦の効果は，ふさぎ板の主応力度によ1000cal Q (kN)
0 100 200 300 400 500 600 700って決定されると仮定する。この場合，前報（そ00 100 200 300 400 500 600 700正修
比をふさぎ板の幅厚比（2f ts / cb）に置き換えてい西(300200)

200
100
1000000の 1）で実施された内-外間のねじり抵抗が除去さ+20%ぎ板がせん断降伏に至り，ふさぎ板の主応力度方
600-20% 600
500

500

西(3)式第二項における（sf y）を（sf y / √(3)）とし
村

400

400

式て oMT を評価する必要があると考えられる。ここ

300

200
では，これを修正西村式(2)と称す。

200

AV:1.347300(0面の 0.5 倍が外部パネルに形成されるコンクリー
ト圧縮束による耐力 oMa に寄与するとして，oMa をoMar4.

として(4) 式のように評価している。
o M ar  o M a  o M sf(a) 修正西村式+20%exp Q (kN)

+20%0外部パネルのせん断終局耐力式の評価

100
00100

exp Q (kexp Q (kN)500400400300
300
200
200
100
100000100010:その他試験体+20%

図 4 実験値と計算値の比較

600

(4)

200

600
-20% 500:高強度コンクリート試験体
700

300

700
exp Q (k±0700-20% 600

修 500
正修 400西正400
AV:0.8300村
AV:1.347
西 300
式
AV:1.347
ST:0.4274村 300
ST:0.2173
式 200
ST:0.2173
CV:0.51502
CV:0.1613
200
100
CV:0.1613
cal Q (kN)cal Q (kN)1000cal Q (kN)
100 200 300 400 500 600 700
0 100 200 300 400 500 600 700
0(b) 修正西村式(2)(b) 修正西村式(2)0 100 200 300 400 500 600 700

図 3 実験値と計算値の比較

exp Q (k400±0)では，データベースによる解析結果に基づき，ふ0さぎ板のせん断耐力 oMsf としてふさぎ板全水平断±0 700

exp Q (kN)

()

100

100 200 300 400 500 600 700

500

600
500

CV:0.1613

100
また，ふさぎ板を有する接合部の場合，文献
2)
cal Q (kN)
0500

700-20%600

ST:0.2173

2

700-20% 600(a) 修正西村式

Q (kN)

修
ふさぎ板の主応力度方向を45 度と仮定すれば，
正±0+20%修
AV:0.8300正 400
ST:0.4274西
AV:0.8300
村 300
AV:1.347
式
CV:0.5150
ST:0.4274
ST:0.2173
200
CV:0.5150
CV:0.1613
cal Q (kN)
100cal Q (kN)cal Q (kN)
100 200 300 400 500 600 700
0200 300min(400100 200 300 400 500 600 700i M s ,500
i M B ) 600 700
0 100 西村式

exp
exp Q (kN)
+20% ±0
れた N-BrT 試験体の結果は，接合部側面側のふさ700
700

向が 45 度に近い値を示した。この結果に基づき，

min(i M s,i M B)

exp Q (kN)

-20%600

500400400300

西村式±0+20%±0700

exp Q (k-20% 600

500oMu に関する実験値と計算値の比 500
i MS }によって算出された

修正較を示す。両修正式による結果に相違は見られず，ばらつ400400
西

ここでは，作成されたデータベースに対して，西村式に村きは認められるものの，総じて計算値は実験値を安全側にAV:1.347よる内部パネルの終局耐力 i Mu 1)を算出し，実験データから評価している。両式による結果に相違が見られない要因は，ST:0.2173
2差し引くことによって外部パネルのせん断終局耐力 oMu をデータベースの全実験データについて，oMu が oM
CV:0.1613
ar に支配求めた。なお，図 2(b) より内部パネルの破壊モードは，せcal Q (kN)されたことによる。本実験結果より，直交梁に支圧板が設けん断破壊を示した試験体が多いことから，せん断破壊とし0られる場合，外部パネルのせん断終局耐力に寄与するふさぎ板
100 200 300 400て報告されている 35 体のデータを対象とし，内部パネルのの効果は小さくなり，接合部せん断面側のふさぎ板に生じるせ終局耐力は西村式のせん断終局耐力 i MS よって算出する。

ん断ひずみ度はせん断降伏ひずみ度の半分程度であったこと

図 3 に実験値と計算値の比較を示す。縦軸は実験値 expQ，から，(4) 式の妥当性が示唆されるが，内-外間応力伝達に基づ横軸は calQ であり，oMu を柱せん断力に置換した値である。

く接合部せん断面側におけるふさぎ板のせん断耐力の定量的

なお，図 3(b) の修正西村式(2)は，前述のふさぎ板によるせな評価方法について，今後詳細に検討する必要がある。

ん断摩擦として耐力を向上させる効果を(3)式第二項におけ

5.

式

300()

200

2001001000500 600 700

結語る（sf y）を（sf y / √(3)）として評価した結果を示している。

本研究の結果，ふさぎ板を有する内部柱梁接合部の外部

また，図中に示す各値は，AV：平均値，ST：標準偏差及びパネルのせん断終局耐力は，外部パネルに形成されるコンCV：変動係数である。oMu の評価は，いずれの修正式におクリート圧縮束とふさぎ板のせん断抵抗によって決定されいても計算値が実験値を過大評価しており，ばらつきも非る耐力に支配されることが示された。

常に大きくなる結果を示した。既往の研究

参考文献
1) 西村泰志，堀江耕平：直交梁を有する柱 RC・梁 S とする梁貫通形式内部柱梁接合部の耐力評価に関する研究，日本建築学会構造系論
文集，第 76 巻，第 666 号，pp.1523-1531，2011.8.
2) 日本建築学会：柱 RC 梁 S 混合構造設計指針（案）の作成に向けて，日本建築学会大会（中国）パネルディスカッション資料
3) 坂口昇：鉄筋コンクリート柱と鉄骨梁で構成される柱梁接合部パネルのせん断耐力，日本建築学会大会構造系論文報告集，第 428 号，pp.69-78，1991.10

3)によれば，ふさぎ板を有する接合部では，内部パネルの支圧破壊は卓越せず，せん断破壊に支配されることが示されているが，西村式による i Mu は，データベースのほぼ全実験データが支圧終局耐力 i MB によって決定された。したがって，ふさぎ板を有する接合部であっても，i Mu は iMB によって決定される可能性があると推察される。
このような観点から，図 4 は，西村式による i Mu = min.{ iMB，300（馬場研究室）00100