奥村組技術研究年報 No.49

2023 年 9 月



扁平梁工法の構造性能に関する実験的研究－その２ねじり耐力の評価－

Experimental Study on Structural Performance of RC Flat Beam System-Part 2 : Evaluating Torsional Strength 秋竹壮哉 ＊
要岸本剛＊

山際創＊＊

浜口慶生 ＊ ＊ ＊旨集合住宅等において、通常の梁よりも梁せいを小さくする代わりに、梁幅を柱幅よりも大きくした扁平梁を採用することで、プランの自由度が高まり、有効天井高や窓開口を大きく確保できる、などのメリットが生まれる。既報 1) において、梁幅を柱幅の 2～3 倍とした扁平梁と柱から構成される部分架構実験シリーズ 1、2 を行って、既往式を準用した設計式が、柱幅外の梁主筋の影響を考慮した扁平梁曲げ耐力および扁平梁と柱の接合部せん断耐力を安全側に評価できることを確認した。
今回、設計式の合理化や、適用範囲の拡大を目的として部分架構実験シリーズ 3 を行った。その結果、ねじれの設計式において、直交梁が存在する場合は、直交梁と跳出し部のねじり耐力を累加しても安全側に評価できることを確認した。また、追加で実施した試験体においても、扁平梁柱接合部のせん断耐力を既報の提案式で安全側に評価できることを確認した。
キーワード：扁平梁、柱梁接合部、ねじり耐力、曲げ耐力、せん断耐力

さらに、扁平梁せいが 500mm よりも大きい場合の構造

１． まえがき

性能や設計式の適用性等については研究事例も少ない。
集合住宅において住戸内や外周梁の梁せいを極力小さそこで、これらの構造性能を明らかにし、扁平梁工法のくすることは、商品力向上に大きく寄与する。過去の研適用範囲を確認するために構造実験を行った。本報では、究において、スラブが梁を介さずに直接柱と一体化されその実験概要と結果の考察を示す。

たフラットプレート構造に関する実験を行い、「奥村式フラットプレート工法」を確立し、実建物へ適用した 2)～4)２．実験概要。ただし、架構の耐力や剛性が小さいことから、中低層の集合住宅などに採用が限定されていた。

2.1 試験体形状

そこで、よりプランの自由度が高められ、有効天井高表－１に試験体一覧を、図－１に代表的な試験体の詳や窓開口を大きく確保でき、高層・超高層の集合住宅に細図を、表－２に材料試験結果を示す。試験体は、接合おいても採用できる工法として、通常の梁よりも梁せい部せん断耐力を確認するために接合部せん断破壊が先行を 500mm 程度と小さくする代わりに、梁幅を柱幅よりするように計画した試験体（以下、せん断試験体）2 体、も大きくした「扁平梁工法」に着目し、その構造性能を既報の実験（シリーズ 1、2）にはなかった跳出し部の明らかにするために構造実験を実施した 1)。その結果、ねじり破壊が先行するように計画した試験体（以下、ね

柱幅外に配置される梁主筋が負担する応力は柱幅内よりじり試験体）4 体の計 6 体である。

も低く、梁主筋応力は梁幅内で一様ではないこと、そのシリーズ 3 の試験体 6 体は、扁平梁の扁平率を 2.0 と場合でも扁平梁の扁平率（梁幅／柱幅）が 2 程度であれし、扁平梁せい 250mm の場合について、跳出し部ねじば RC 基準による曲げ耐力式で評価できること、さらに、り破壊型を想定した十字形試験体 HN-7、直交梁を設け従来の指針などでは想定していない梁幅が柱幅を超えるた場合の跳出し部ねじり破壊型を想定した十字・ト字形場合における接合部せん断耐力についても提案する設計

試験体 HN-8・HG-5、扁平梁せい 400mm の場合につい式により、安全に評価できることを確認した。て、跳出し部ねじり破壊型を想定した十字形試験体

一方、扁平梁において柱幅より跳出した部分のねじりHN-9、接合部せん断破壊型を想定した十字形試験体破壊時の耐力評価方法や、それに与える直交梁の影響、HN-10、梁芯が柱芯から偏心した場合の接合部せん断破 ＊ 技術本部技術研究所建築研究グループ

 ＊ ＊ 東日本支社建築設計部- 59 - ＊ ＊ ＊ 西日本支社建築設計部

奥村組技術研究年報 No.49

壊型を想定した十字形試験体 HN-11 で構成される。

2023 年 9 月

×1000mm、梁せい 500、800mm、階高 3000mm、梁ス
パン 7000～9000mm 程度を対象としており、加力装置

試験体は、柱と扁平梁からなる部分架構を取り出し、実建物での適用範囲を考慮し、Fc24、36、柱断面 1000の制約上、試験体の縮尺は 1/2 とした。

表－１ 試験体一覧（シリーズ 3）
試験体

架構形状

Fc2(N/mm )

扁平梁

直交梁

B g ×D g

B gr ×D gr(mm)

(mm)

HN-7

柱想定
破壊形式

扁平梁

主筋

帯筋配筋配筋

直交梁

主筋配筋

pt(%)

主筋

あばら筋配筋配筋配筋――

D13@60, 7本(SD345)

1.03

2-S6@55(KSS785)

D13@350,2本(SD345)

0.29

2-D6@55(SD295A)

D13@60, 3本(SD345)

0.51

―
十字形
1000×250

HN-836300×450

HG-5 ト字形

跳出部
ねじり

24-D19(SD345)

HN-91000×400
HN-10 十字形

―24625×400
片寄せ配置

HN-11

14-D16 3-D10@75(SD345) (SD295A)

接合部
せん断(注) 1) 扁平率は共通で2.02) 柱断面は共通でBc×Dc＝500×500

24-D19(SD390)
24-D19(SD345)

4-S10@60(KSS785)

11-D19(SD490)

1.64

ねじり補強筋

あばら筋

7-D6@100(SD295A)

11+4-D19(SD490)

1.30

12+3-D19(SD490)

1.29

10-D6@100(SD295A)

9+2-D19(SD490)

1.51

7-D6@75(SD295A)

4-D13(SD345)

配筋――

D13@60, 7本(SD345)

4)pwh=awh/(Dg･(Dc+d))、awh：ねじり補強筋総断面積、Dg：扁平梁せい、Dc：柱せい
5)柱梁接合部帯筋は、3-D10×2段または3段(SD295A)

HG-5

HN-8

表－２ 材料試験結果

HN-11

図－１ 試験体詳細図- 60 -(%)

0.543)pt=at /(Bg･d)、at ：扁平梁引張主筋断面積、Bg：扁平梁幅、d：梁有効せい

HN-7p wh0.530.53

奥村組技術研究年報 No.49

2.2 加力方法

2023 年 9 月

３．実験結果および検討

加力装置を図－２に示す。柱に一定軸力 N（軸力比η=N/(σB×Bc×Dc) = 0.1、ただし、σB はコンクリート実圧縮

3.1 荷重－変形関係および破壊状況

強度、Bc は柱幅、Dc は柱せい）を与えた状態で、十字

図－３に各試験体の荷重と層間変形角の関係を、写真

形架構は扁平梁両端部の加力点変位を逆対称に、ト形架－１に試験体の典型的なひび割れの状況を示す。

構は扁平梁片端部の加力点変位のみ制御して上下方向に各試験体の共通のひび割れ発生状況として、R=0.1×加力を行った。扁平梁を片寄せ配置した試験体は、パン10-3rad から 0.4×10-3rad 時において梁側面または梁上面タグラフにより加力点の扁平梁の傾きを拘束した。また、に梁初期曲げひび割れが発生し始め、R=0.5×10-3rad か十字形架構端部では試験体にかかる治具の重量を、ト形

ら 1.0×10-3rad 時には梁上面全幅にわたって曲げひび割

架構では治具に加えて試験体自重（扁平梁部自重の 1/2れ（BFC）が発生した。R=1.5×10-3rad から 2.5×10-3rad相当）をカウンターウエイトでキャンセルした。

時には、柱梁接合部領域の柱幅外の梁跳出し部（以下、載荷履歴は、層間変形角 R=±（2.5、5.0、10、15、20、跳出し部と称す）上面にねじれによる斜めひび割れ

30、40）/1000 rad の 7 水準を 2 サイクルずつ繰り返し、（JPC）が発生し、梁せい 250mm の試験体では R=4.5×

その後、R=＋100/1000rad まで一方向単調載荷を行った。

10-3rad から 7.5×10-3rad 時に、梁せい 400mm の試験体
では R=1.9×10-3rad から 2.8×10-3rad 時に跳出し部側面にせん断ひび割れ（JSC）が発生した。なお、ト字形試
験体（HG-5）では R=10.1×10-3rad 時に跳出し部背面に押2000kN引1000kN
油圧ジャッキ

ねじれによる鉛直ひび割れ（JBC）が発生した。また、N

1軸ピン支承R=15×10-3rad から 30×10-3rad 時には、柱幅内の梁端部柱上部支持治具

コンクリートの圧壊（BCF）が発生し、十字形試験体で＋Qc

は R=10.5×10-3rad から 20.1×10-3rad 時に柱角からの鉛試験体＋Qs2＋Qs1＋Qc±500kN
ロードセル

カウンター
ウェイト

直ずれひび割れ（BVC）が発生し始めた。

±500kNロードセル

1軸ピン支承柱下部支持治具

押1000kN引500kN
油圧ジャッキ【主な発生現象】[扁平梁]
BFC ：梁全幅にわたる曲げひび割れ
BVC ：柱角からの鉛直ずれひび割れ
BCF ：材端部コンクリートの圧壊
BTY ：梁主筋の引張降伏
STY ：梁あばら筋の引張降伏

押1000kN引500kN
油圧ジャッキ図－２ 加力装置

250200BTYJSC

150

JPC

100

BCF

-20 -50 0-150-Q max(= -200-169kN)

0.8Q max-3

R (×10 rad)400BTY2060

100 -4080-300-Q max(=-400-397kN)-500-3204060

100 -4080

BCF Q max(= 399kN)

JTY

0.8Q max-3406080

R 80 = 36.9 ×10-3rad-200-Q max(=HN-9-310kN)-500-200-250

500-320406080-200-232kN)- 61 -Q s (kN)

Q max(= 236kN)
0.8Q max-500

BTY-3R (×10 rad)20406080

100

R 80 = 48.2 ×10-3radR max = 29.5 ×10-3rad-300-400100

JTY・KTY

0-20-100 080

HG-5100

R 80 = 100.4 ×10-3rad 以上 -Q max(=図－３ 荷重と層間変形角の関係

60

R max = 24.6 ×10-3rad200

R max = 30.0 ×10-3rad

HN-1040

R 80 = 32.0 ×10-3rad

OTY

300

BFC

100 -40

20400

BVC

R (×10 rad)

-300
-400

-Q max(=-202kN)

BCF
JSC
JPC

0-20
-100 0-20-50 0-150

BCF・
KTY
Q max(= 327kN)

100

R max = 20.1 ×10-3rad

JTY

BTY

R (×10-3rad)

0-100

200

BFC

100 -40

Q s (kN)

400
300

BVC
JPC
JSC

R (×10 rad)

500

KTY

0.8Q max

50

R max = 27.0 ×10-3rad

HN-8

HTY Q max(= 192kN)

100

BFC

R 80 = 36.9 ×10-3radQ s (kN) BCF

150

JSC

-Q max -200

Q s (kN) STY

200JBCR (×10 rad)0-20 -50 0250

BTYJPC(=-181kN) -250

0-200

HTY

0.8Q max

-150

HN-7

20

KTY
Q max(= 188kN)

-100

KTY

100-20-100 0

BCF

50

R max = 26.9 ×10-3rad

200

BFC

Q s (kN)

200
100

BFC

R 80 = 34.4 ×10-3rad

300

BVC
JSC
JPC

40250
150

JPC-250500

KTY

BVC
BTY
JSC

Q max(= 178kN)

0-100-40

BVC

50

BFC-40Q s (kN)[柱梁接合部（柱幅外の梁跳出し部）]
JPC ：跳出し部上面の斜めひび割れ
JBC ：跳出し部背面の鉛直ひび割れJSC ：跳出し部側面のせん断ひび割れ
KTY ：ねじり補強筋の引張降伏
JTY ：接合部帯筋の引張降伏
OTY ：直交梁主筋の引張降伏
HTY ：かんざし筋の引張降伏

HN-11奥村組技術研究年報 No.492023 年 9 月

跳出し部ねじり破壊型で梁せいが 250mm の十字型試（JTY）が順次生じたが、柱幅内梁主筋および跳出し部

験体 HN-7、HN-8 では、R=+17.0,18.0×10-3rad 時に柱幅に定着された柱幅外梁主筋の一部が降伏する程度に留ま内で梁主筋の引張降伏（BTY）が生じ、柱幅内梁主筋り、R=+20.1×10-3rad 時に最大耐力（399kN）に至った。

は塑性ひずみが増加したが、跳出し部に定着されている

その後、R=+20.1 ×10-3rad 時にねじり補強筋の降伏

柱幅外梁主筋では一部が降伏する程度に留まり、HN-7（KTY）が生じ、柱角からの鉛直ずれひび割れ、曲げ-3rad 時に最大耐力（178kN）に、HN-8では R=+26.9×10

圧縮側梁主筋方向への伸展を伴う跳出し部側面せん断ひ

では R=+27.0×10-3rad 時に最大耐力（188kN）に至った。

び割れが拡大し、限界層間変形角 R80 は+36.9×10-3rad

その後、R=-28.1,33.5×10-3rad 時にねじり補強筋の降伏となった。なお、R=+27.1×10-3rad 時に梁あばら筋の降（KTY）が生じ、柱角からの鉛直ずれひび割れ、曲げ伏（STY）が生じた。これら梁主筋、ねじり補強筋、柱圧縮側梁主筋方向への伸展を伴う跳出し部側面せん断ひ梁接合部帯筋の降伏状況から、跳出し部ねじりおよび接び割れが拡大し、耐力が最大耐力の 80％まで低下した合部せん断による複合破壊によって最大耐力に至ったも変形角を限界層間変形角 R80とし、HN-7 では+34.4×10-のと考えられる。

3rad、HN-8 では+36.9×10-3rad であった。なお、両試験接合部せん断破壊型で梁せいが 400mm の十字型試験

体ともに梁あばら筋と柱梁接合部帯筋の降伏は最終変形

体 HN-10 では、R=+24.5～30.0×10-3rad 時に柱梁接合部時まで生じず、HN-8 では、R=+60.1×10-3rad 時にかん帯筋の降伏（JTY）、柱幅外の一部の梁主筋の引張降伏

ざし筋の降伏（HTY）が生じたが、直交梁主筋と直交（BTY）、ねじり補強筋の降伏（KTY）が順次生じ、跳梁あばら筋の降伏は生じなかった。これら梁主筋、ねじ出し部側面せん断ひび割れが拡大していき、R=+30.0×り補強筋の降伏状況から、跳出し部のねじり破壊によっ10-3rad 時に最大耐力（327kN）に至った。その後、柱角て最大耐力に至ったものと考えられる。

からの鉛直ずれひび割れ、曲げ圧縮側梁主筋方向への伸跳出し部ねじり破壊型のト型試験体 HG-5 では、展を伴う跳出し部側面せん断ひび割れが拡大し、耐力がR=+13.0 × 10-3rad 時 に 柱 幅 内 で 梁 主 筋 の 引 張 降 伏

やや低下したが、限界層間変形角 R80 は最終変形時の（BTY）が生じ、柱幅内梁主筋は塑性ひずみが増加し、+100.4×10-3rad 以上であった。なお、梁あばら筋の降伏跳出し部に定着されている柱幅外梁主筋は一部が降伏しは最終変形時まで生じなかった。これら梁主筋、柱梁接た。その後に、定着部近傍における跳出し部上面の斜め合部帯筋の降伏状況とひび割れ幅の拡大状況から、接合ひび割れが拡大するとともに引張ひずみが低下して、部せん断破壊によって最大耐力に至ったものと考えられ-3rad

R=+24.6×10時には最大耐力（192kN）に至った。

る。

ま た 、 R=+25.4 × 10-3rad 時 に は か ん ざ し 筋 の 降 伏

接合部せん断破壊型で梁せいが 400mm の十字型梁片（HTY）が生じ、梁主筋定着部近傍に発生した跳出し寄せの試験体 HN-11 では、R=+26.6×10-3rad 時に柱梁接部上面の斜めひび割れが鉛直ずれを伴って拡大して、限合部帯筋の降伏（JTY）とねじり補強筋の降伏（KTY）

界層間変形角 R80 は+32.0×10-3rad であった。なお、R=-が生じて、跳出し部側面せん断ひび割れが拡大していき、-3rad

時 に 直 交 梁 主 筋 の 降 伏 （ OTY ） が 、R=+29.5×10-3rad 時に最大耐力（236kN）に至った。そR=+44.1×10-3rad 時にねじり補強筋の降伏（KTY）が生の後、柱幅内梁端部コンクリートの圧壊範囲、柱角からじ、梁あばら筋、直交梁あばら筋、柱梁接合部帯筋の降の鉛直ずれひび割れ、曲げ圧縮側梁主筋方向への伸展を

伏は最終変形時まで生じなかった。これら梁主筋、かん伴う跳出し部側面せん断ひび割れが拡大し、限界層間変ざし筋の降伏状況とひび割れ幅の拡大状況から、跳出し形角 R80 は+48.2×10-3rad であった。なお、R=+63.9×10-

部梁主筋機械式定着部の上面押し出し定着破壊によって3rad 時に柱幅内の一部で梁主筋の降伏（BTY）が生じた

最大耐力に至ったものと考えられる。

が、梁あばら筋の降伏は最終変形時まで生じなかった。

30.1 × 10

跳出し部ねじり破壊型で梁せいが 400mm の十字型試

これら梁主筋、柱梁接合部帯筋の降伏状況とひび割れ幅

験体 HN-9 は、R=+13.0×10-3 , -14.0×10-3rad 時に柱幅内の拡大状況から、接合部せん断破壊によって最大耐力にで梁主筋の引張降伏（BTY）と柱梁接合部帯筋の降伏至ったものと考えられる。

BFC：梁全幅にわたる曲げひび割れ

JPC：跳出し部上面のねじれによる斜めひび割れ

JSC：跳出し部側面せん断ひび割れ【試験体側面(南面)】

BFC：梁全幅にJPC：跳出し部上面のわたる曲げひび割れ ねじれによる斜めひび割れ

JBC：跳出し部背面のねじれによるひび割れ

JSC：跳出し部側面せん断ひび割れ【試験体側面(南面)】
写真－１ 典型的なひび割れの状況- 62 -【試験体背面(東面)】奥村組技術研究年報 No.49

3.2 ねじり耐力の評価

2023 年 9 月

ことで跳出し部の最大入力ねじりモーメント値とした。

直交梁がないねじり破壊試験体の、跳出し部ねじり以上の計算結果から、実験値と計算値の比は、直交梁モーメントの実験値と耐力計算値の比較を表－３に示す。

がなく跳出し部のみで負担させる場合は 1.18～1.54、直直交梁なしの場合、ねじり補強筋が図－４の赤色矢印

交梁があり跳出し部と直交梁どちらにも負担させる場合に示す方向でねじり強度に寄与することとする。コンクは 1.09～1.31 と安全側に評価できることを確認できた。

リート断面では、柱幅(Dc)の両側に扁平梁の有効梁せい(d)を加えた幅と、扁平梁の応力中心間距離(j)を高さとした図－４の青色で囲まれた範囲がねじりに寄与することとする。ねじり強度（Mtu1）は、既往の研究 5)を参考に式(1)のように、コンクリート負担分（Mtc）とねじり補強筋のダボ効果（Mts）の累加強度として算定した。
Mtu1＝Mtc＋Mts(1)

図－４ ねじり強度算定用概念図

Mtc＝j2 /2･(Bt - j/3)･τs(2)表－３ 実験値と耐力計算値の比較（直交梁なし）

Mts＝Σ(awh･ln )･σs /√3(3)τs＝0.5√(σB･σt)(4)

ここに、τs：コンクリートねじりせん断強度(N/mm2)、
awh：ねじり補強筋の断面積(mm2)、ln：危険断面中央か実験値計算値試験体

M tD

M tu 1

実験値/計算値

HN-7HN-9(kNm)
186.4
455.2(kNm)
120.8
386.3

1 .5 4
1 .1 8表－４ 実験値と耐力計算値の比較（直交梁あり）

ら補強筋位置までの距離(mm)、σs：ねじり補強筋の降伏強度(N/mm2)、σt：コンクリート引張強度(N/mm2)

実験値

計算値

試験体

M tD

M tu1 +M tu2(kNm)

(kNm)

HG-5

103.7

94.8

1.09

HN-8

201.4

153.81.31である。Bt、 j 等の寸法定義に関しては図－４参照
直交梁があるねじり破壊試験体の、跳出し部ねじり実験値/計算値

モーメントの実験値と耐力計算値の比較を表－４に示す。
3.3 曲げ・せん断耐力の評価

直交梁がある場合、跳出し部と直交梁がいずれもねじりモーメントを負担すると考え、直交梁のねじり強度既報 4)のシリーズ 1、2 と、本報のシリーズ 3 の実験（Mtu2）は、既往の研究 6)を参考に式(5)のように、コン値と計算値の耐力の比較を表－５に、図－５に Qexp /QMu

クリート負担分（Tu）とあばら筋負担分（Ts）の累加強-QVju /QMu 関係を示す。既報において、扁平梁曲げ耐力時度として算定する。の扁平梁先端荷重計算値（QMu）、扁平梁曲げ終局モーメ

Mtu2＝Tu＋Ts(5)

Tu＝0.64√(σB)･tb2 ･td/3(6)

ント（Mu）は、それぞれ式(8)、式(9)により評価できることを確認している。

Ts＝(0.66+0.33･td’/tb’)At･tb’･td’･tσwy /S（0.66+0.33･td’/tb’≦1.5）(7)

QMu = 2･Mu /Lo(8)

Mu= 0.9･at･σy･d(9)ここに、Mu：曲げ終局モーメント(N･mm)、at：扁平

ここに、tb：直交梁幅とせいの小さい方(cm)、td：直梁主筋引張鉄筋断面積(mm2)、σy：扁平梁主筋降伏強

交梁幅とせいの大きい方(cm)、tb’：直交梁あばら筋の度(N/mm2)、d：扁平梁有効せい(mm)、Lo：内法スパン

短辺中心間距離(cm)、td’：直交梁あばら筋の長辺中心間(mm)である。

距離(cm)、At：直交梁あばら筋 1 本の断面積(cm2)、2tσwy：直交梁あばら筋の降伏強度(kgf/cm )、S：直交梁

曲げと同様にせん断も、接合部せん断耐力時の扁平梁あばら筋間隔(cm) である。

先端荷重計算値（QVju）、接合部せん断強度（Vju）は式(10)、式(11)により評価できることを確認している。

なお、ねじりモーメント実験値 MtD は、まず跳出し部梁主筋の最大経験ひずみを引張応力に換算し、この引張応力から曲げモーメント略算式より跳出し部に生じる最大入力曲げモーメントを算出する。次にこの値を接合部形状に応じて係数倍（ト形：1 倍、十字形：2 倍）する

- 63 -

QVju = QMu･Vju/Vj(10)

Vju = ･･Fj･bj･Dj(11)

bj = Bc+ba1+ba2(12)

奥村組技術研究年報 No.49

ba1, ba2 = min (bi/2, Dj/4, Bc/4)(13)2023 年 9 月

４．まとめ

ここに、Vj：終局状態設計用せん断力(N)、：接合部形状係数、：直交梁の有無による補正係数、Fj：接扁平梁の構造性能を確認するため、計6体の部分架構合部せん断強度(N/mm2)、bj：接合部の有効幅(mm)、実験を行った。実験結果から、扁平梁架構において、以ba1, ba2：跳出し部有効長さ(mm)、bi：柱側面からこれ下のことが確認できた。
ⅰ．ねじり破壊先行型として計画した試験体において、に平行する扁平梁側面までの長さ(mm)、 Dj：柱せい

直交梁がなく跳出し部のみで負担させる場合のねまたは定着板までの梁主筋定着長さ(mm) 、Bc：柱幅

じりモーメントの計算値に対する実験値の余裕度(mm)である。

は1.18～1.54、直交梁があり跳出し部と直交梁の図－５の実線は、実験値（Qexp）と計算値（QMu また強度を累加する場合は1.09～1.31と安全側に評価は QVju）が等しい値を示し、この実線を上回れば実験値したが計算値以上であることを示している。

ⅱ．接合部のせん断破壊先行型として計画した試験体

本報のシリーズ 3 のせん断試験体 HN-10、HN-11 では、QVju に対する Qexp の比が 1.22～1.24 となり、既報の式ににおいて、梁せいが実大相当で800mmの扁平梁も、既報の式で安全に評価できることを確認した

より安全側に評価できることを確認できた。したがって、

ⅲ．接合部のせん断破壊先行型として計画した試験体

梁せいが実大相当で 800mm の扁平梁や、扁平梁の片側において、扁平梁の片側側面が柱幅内におさまる側面が柱幅内におさまるくらい片側に扁平梁を寄せた形

ように片側に扁平梁を寄せた形状でも、既報の式状でも、接合部せん断耐力を式(5)で評価できると考えらで安全に評価できることを確認したれる。
５．あとがき表－５ 実験値と計算値の耐力比較（曲げ、せん断）本研究で行ったねじり耐力の合理的な評価と、適用条件の拡大により「扁平梁工法」は従来よりも設計しやすい工法となった。また本工法には、プランの自由度が高まる、有効天井高や窓開口を大きく確保できる、などのメリットがあるため、集合住宅を主な対象として積極的に提案していきたい。
【参考文献】
1) 山際 創、岸本 剛、浜口慶生、服部晃三、｢扁平梁工法の構造性能に関する実験的研究｣、奥村組技術研
究年報、No.45、2019.9
2) 岸本 剛、早川邦夫、岡 靖弘、平松一夫、｢柱とスラブからなるフラットプレート架構の構造性能 その1｣、奥村組技術研究年報、No.32、2006.73) 岸本 剛、早川邦夫、岡 靖弘､平松一夫、｢柱とスラブからなるフラットプレート架構の構造性能 その2｣、奥村組技術研究年報、No.33、2007.74) 岸本 剛、山際 創、岡 靖弘、平松一夫、｢スラブと柱で構成するフラットプレート架構の構造性能｣、
奥村組技術研究年報、No.44、2018.9「扁平梁―柱接5) 蛭田 駿、中村聡宏、勅使川原正臣、合部における張出部のねじれ耐力に関する研究」、日本建築学会学術講演梗概集、2015.96) 日本建築学会、「鉄筋コンクリート終局強度設計に関図－５ Qexp / QMu - QVju / QMu 関係する資料」、1987- 64 -