定着要素にラグスクリューボルトを用いた混合構造非埋込み接合部の開発（その 2）要素実験結果とその考察
214-074 寺阪 謙吾
P-LSB-T 試験体は，ほぼ同じ最大荷重を発揮したが，LSB-T 試

1. 序
本報は，前報（その 1）に引き続き，ラグスクリューボルト験体は若干それらより小さい最大荷重に支配された。また，最（以下，LSB という）を用いた混合構造非埋込み接合部ディテ

大荷重発揮時の鉛直変位は，P-LSB-T 試験体に対して LSB-T 試ールを開発するための初動として，LSB のコンクリート系部材験体の方が相当小さくなっている。これは，前述の通り，LSB-Tに対する定着性能について実験的に検討する。

試験体は他の試験体と破壊モードが異なること，及び，試験体

2. 実験結果及びその考察に使用した LSB はパイプ LSB よりも外径及びねじ部の高さが2.1 最終破壊状況小さいことに起因すると考えられる。

図 1 に LSB-T 試験体と PC-T 試験体の最終破壊状況を代表A.Bt を従来の LSB あるいはパイプ LSB とした試験体の最大して示す。アンカーボルト（以下，A.Bt という）の種類にかか

荷重は指標値 Pin ，及び，文献 1)に示されるサイドスプリット

わらず，A.Bt の埋込み終点位置に曲げひび割れが先行して生じ型の付着割裂破壊耐力式による計算値 214 kN を上回っており，た。その後，RC 部材の曲げ及びせん断面に A.Bt に沿った縦ひ基礎接合部の定着要素を一般的な定着板とする場合よりも，び割れが進展した。A.Bt を PC 鋼棒と定着板とした PC-T 試験

LSB とする方が RC 部材の曲げひび割れ後の剛性は大きいこと

体の破壊モードは，定着板に作用する支圧力の反力によって，が分かる。

RC 部材側面のコンクリートが押し出される局所的な定着破壊

2.3 主筋及び横補強筋の軸ひずみ度分布の様相を呈した。一方，A.Bt を LSB とした LSB-T 試験体は，

図 3 に各試験体の最大荷重時における (a) 主筋及び (b) 横RC 部材に埋め込まれる LSB 間及び RC 部材せん断面に生じた補強筋の軸ひずみ度分布を示す。縦軸は各ひずみ度の測定位置，割裂ひび割れが大きく進展し，RC 部材のサイドスプリット型横軸は各ひずみ度である。図 3(a) に示す主筋のひずみ度を見の付着割裂破壊に類似した破壊モードを示し，LSB が RC 部材ると，A.Bt の埋込み領域の主筋のひずみ度分布の傾きが大きいより大きく抜け出した。なお，A.Bt をパイプ LSB（インナーボことがわかる。また，図 3(b) に示す横補強筋の軸ひずみ度分ルト：PC 鋼棒）とした P-LSB-T 試験体の破壊モードは，図 1

布についても，A.Bt の埋込み終点側のひずみ度が卓越している。に示す破壊状況が混在した破壊モードを示した。

これらの性状は，A.Bt に LSB あるいはパイプ LSB を用いた試

2.2 荷重―変形関係

験体において顕著であることから，LSB のねじ部とコンクリー

図 2 に各試験体の荷重―変形関係を示す。縦軸は荷重
T=Pcos，横軸は A.Bt の埋込み始点の鉛直変位である。ただ400

T (kN)
328 kN317 kNし，鉛直変位 は，A.Bt の抜出しによる成分と RC 部材の回転

282 kN

300による成分を含む変位量を示している。図中の破線は，前報（そPin = 212 kNの 1）の予備実験により求められた，パイプ LSB を用いた木質
200

構造柱脚部の最終振幅 R = 1/10 rad.時に基礎接合部に要求され

P-LSB-T 試験体

最大荷重点る耐力の指標値 Pin（= 210 kN）である。初期剛性に及ぼす A.Bt

LSB-T 試験体100の種類の影響は見られないが，RC 部材に曲げひび割れが発生

PC-T 試験体した第一折れ点以降，最大荷重付近までの剛性は，A.Bt を PC
1000
鋼棒と定着板とした PC-T 試験体より，LSBとした P-LSB-T 及05

び LSB-T 試験体の方が大きくなっている。一方，PC-T及び800P(kN)

6001015図 2 荷重－変形関係
1 P-LSB-T 試験体P(kN)

主筋系列2LSB-T 試験体

400系列3PC-T 試験体

200LSBPC

(mm)

0測定0.2不能

000.050.10.15

横補強筋

T0.25



0PC-T 試験体

図 1 最終破壊状況

LSB-T 試験体0.10.2(a) 主筋0.3



00.1(b) 横補強筋

図 3 最大荷重時の主筋及び横補強筋の軸ひずみ度分布0.2

120 P (kN)

80h40

R=ave /h20試験体

rR (rad.)000.0150.030.0451,000

図 5 最終破壊状況及び荷重－変形関係
3-D16 (SD295A)（P-LSB-TC 試験体）

32

パイプ LSB

5-D16 (SD295A)

ave60
載荷用
鉄骨柱

32100

400

32210 210
100
137.5

R=0.04 rad.，Pmax = 105 kN

100

P300

60 9090 60

105 45 45 105620
62.5 75 172.5 247.5 62.5

2-D10@100 (SD295A)

図 4 試験体詳細及び載荷方法の概要（P-LSB-TC 試験体）

120 P (kN)

R=0.04 rad.，Pmax = 105 kN

100



LSB

8060

トの機械的かみ合い作用によって生じる付着応力が主筋に伝達されていると推察される。
3. パイプ LSB を用いた非埋込み接合部の水平加力実験
3.1 実験計画
LSB の要素引抜試験の結果より，LSB を非埋込み接合部の定40200(mm)LSB00.20.40.60.81.0

図 6 荷重－抜出し量関係（P-LSB-TC 試験体）

着要素とする接合部ディテールの可能性が示されたことから，ここでは，接合部の定着要素にパイプ LSB を用いた複合柱の図 6 に荷重－LSB の抜出し量関係を示す。縦軸は荷重 P，横水平加力実験を実施する。図 4 に試験体の詳細及び載荷方法の軸は LSB の RC 部材に対する相対抜出し量 LSBである。最大荷概要を示す。計画された試験体は 1 体（P-LSB-TC 試験体）で重を発揮した R = 0.04 rad.におけるパイプ LSB の相対抜出し量ある。RC 部材の形状，配筋及び断面詳細，使用するパイプ LSBは0.9 mm 程度で，パイプLSBの顕著な抜出しは認められない。の詳細及び埋込み深さは，前報（その 1）で示す要素試験体とこれらのことから，パイプ LSB を用いる非埋込み接合部は，同じであるが，本実験では，パイプ LSB が圧縮側と引張側に 2RC 部材の曲げ耐力を発揮させるに十分な剛性と定着耐力を有本ずつ配置されている。試験体は，RC 部材の上面に異種構造しており，パイプ LSB を定着要素とする木質構造基礎接合部部材を模したエンドプレート付き載荷用鉄骨柱が，シングルプ等の接合部ディテールの可能性が示された。ただし，LSB の抜レート形式とする接合金物を介してパイプ LSB によって結合出しは耐力低下の大きい脆性的な性状を示すことに留意するされている。実験は，載荷用鉄骨柱の端部に単調の水平力を負必要がある。

荷するものである。

5. 結語

3.2 実験結果とその考察(a) 破壊モード
図 5 に最終破壊状況を示す。初期の曲げひび割れはパイプ

A.Bt に LSB を適用する混合構造非埋込み接合部ディテールを開発するための初動として，LSB のコンクリートに対する定着性能を検証した要素実験及び水平加力実験の結果，以下の知LSB の埋込み終点位置に生じ，その後，柱脚側に生じた曲げひ見が得られた。

び割れが大きく進展する破壊性状を示した。最終破壊状況では，

1) 引抜き要素試験の結果，定着要素を LSB とする場合，RC柱脚側に生じた曲げひび割れが非常に顕著であり，柱脚部圧縮部材のサイドスプリット型の付着割裂破壊に類似した破壊性側のコンクリートは圧壊に至ったが，パイプ LSB の埋込み領状を示すが，定着板による従来の定着方法に比べて高剛性であ域部にひび割れは観察されなかった。

ることが示された。

(b) 荷重－変形関係

2) 水平加力実験の結果，定着要素を LSB とする非埋込み接合

図 5 に荷重―変形関係を示す。縦軸は荷重 P，横軸は RC 部部は，RC 部材が曲げ耐力を発揮するまで LSB の抜出しはほぼ材の部材変位角 rR である。なお，ここでは，最大荷重 Pmax を見られない定着性能を有することが示された。

発揮した R = 0.04 rad.までの結果を示す。図中の破線は，RC 部

謝辞
本研究で使用した LSB 及びパイプ LSB は，（株）ダイロック 米本和央氏より提供いただいた。ここに，感謝の意を表します。
参考文献
1) 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.

材の曲げ終局耐力の略算値である。最大荷重は計算値を上回っており，RC 部材の曲げ引張破壊が卓越する安定した復元力を示している。
(c) 荷重－LSB の抜出し量関係（馬場研究室）