監修：窪田敏行「連載」高強度・太径鉄筋を用いた配筋設計施工の品質保証

近畿大学名誉教授

第③回

機械式定着工法の研究動向
益尾 潔 ●一般社団法人建築構造技術支援機構 代表理事

機械式定着工法の開発研究経緯
機械式定着工法は、1970 年代に、RC 建物の高層化に伴い、
1)

第 3 期(2000 年代)には、鉄筋の高強度化、太径化に伴い、現場施工の合理化の観点から開発が始まり 、以下の 3 期

電炉鉄筋メーカーを中心に、ねじ節鉄筋および一般異形鉄を経て、2010 年代になり、第 4 期に至っている。

筋に用いる各種定着金物が開発され、第三者機関の技術評

第 1 期(1970 年代～1980 年代)には、超高層 RC 建物が出価を取得している。これらの定着金物については、本連載

現し、図 1 の機械式定着具などが開発され始めた。この時の第②回で詳述している。

期には、藤井・森田らによって、折曲げ定着による梁主筋これらの開発の一環として、梁主筋定着部の実験研究 6)、定着耐力の研究 2)が行われた。この研究成果は、その後のト形接合部 7),8)および T 形、L 形接合部 9)～11)の実験が精力

機械式定着の研究ならびに日本建築学会の靭性保証型設計的に行われた。このほか、590N/mm2 級高強度鉄筋と 120N/mm2指針、1999 年版、2010 年版 RC 構造計算規準の主筋定着設

級高強度コンクリートを用いたト形接合部 12)、小梁主筋定計の規定につながっている。

着部 13)や SRC 柱梁接合部 14)～16)の実験が行われた。
これらの研究成果は、文献 17)の機械式定着工法設計指針としてまとめられている。これを契機に、第 4 期では、機械式定着工法は、超高層建物だけでなく、高さ 60m 以下の一般建物にも普及しつつある。
次に、第 3 期の RC 関連実験研究の知見を中心に紹介する。

ト形接合部
図 1 別所ら開発した梁主筋端部定着詳細 1)ト形接合部では、下記の①～③の知見が得られた 8)。

第 2 期(1990 年代)には、NewRC 総プロの一環として、村①

機械式定着と U 型定着の梁主筋定着耐力および接合部上・窪田ら 3)によって、ト形接合部内に埋め込まれた定着せん断耐力は同程度であり、接合部耐力余裕度が同じ板とナットを組み合せた機械式定着具を用いた梁主筋定着

場合、梁曲げ降伏後の変形性能は同程度である。

部について、図 2 の加力方法で実験が行われ、梁主筋定着②耐力の設計式が提案された。また、この時期には、ねじ節接合部横補強筋は、梁曲げ降伏後の変形性能の改善効鉄筋用の定着金物が考案され、実用化され始めた果を有する。

4),5)

。

③

直交梁は、接合部せん断耐力だけでなく、梁主筋定着耐力の増大効果ならびに梁曲げ降伏後の変形性能のT：梁主筋に加える引抜き力
C：梁端部圧縮力、R：反力(柱せん断力)
Vj:接合部せん断力、H：階高
la：梁主筋定着長さ、j：梁応力中心距離改善効果を有する。
①の知見は、機械式定着と U 型定着によるト形接合部について、定着金物種別、梁主筋鋼種、定着長さ、コンクリ

TjR

aC=Tート圧縮強度を系統的に比較した実験を基に得られた。同

圧縮ストラット

実験では、図 3 に示すように、機械式定着では仕口面から定着板内面までの距離、U 型定着ではdh-db をそれぞれ梁主Vj=T･(1-j/H)

筋定着長さag と定義し、両定着長さを同じにし、ト形接合
R=T･j/H部の構造性能を比較している。dh は仕口面からの折曲げ部

H先端までの水平投影長さ、db は梁主筋直径を示す。

図 2 村上・窪田らの実験の加力方法 2)-1-

リートが剥落するような著しい損傷は柱梁接合部に発生し

dh

仕口面

ag

仕口面ていない。
仕口面

agag= dh-db(ねじ節鉄筋用) (一般異形鉄筋用)【機械式定着】②の知見は、接合部横補強筋量を変化させた実験より得られた。図 5 は、接合部横補強筋を中子筋なし(外周筋のみ)と中子筋ありの試験体の配筋図であり、同試験体の Qg/gQmu【U 型定着】－R 関係を図 6 に示す。

図 3 梁主筋定着長さag の定義 8)

左図は SD295、右図は 785N/mm2 級の接合部横補強筋を用

図 4 は、機械式定着と U 型定着を比較したト形接合部のいた実験結果である。左図では梁主筋本数を上下 3 本(図無次元化梁せん断力(Qg/gQmu)－層間変形角(R)関係の 1 例5)、右図では梁主筋本数を上下 4 本とし、コンクリートのである。Qg/gQmu は、梁せん断力 Qg を梁曲げ終局耐力時せん

圧縮強度を 40N/mm2 程度と 60N/mm2 程度とすることで、全試断力 gQmu で除した値である。

験体ともに、λp=1.1 程度としている。

左図の A 金物ではλp=1.05 程度、右図の B 金物ではλp

図 6 によると、中子筋あり試験体(細線)の梁曲げ降伏後=1.1 程度である。λp は接合部耐力余裕度を示す。同図のの変形性能は、中子筋なし試験体(太線)よりも明らかに改試験体は、すべてag/db=12、ag/Dc=0.67 としている。Dc は善される。すなわち、梁曲げ降伏後の接合部せん断破壊は、柱せいを示す。同図によると、梁曲げ降伏後、機械式定着接合部横補強筋の横拘束効果によって遅延する。

による耐力(太線)は、U 型定着(細線)よりも高い。

この知見は、T 形、L 形接合部でも得られている。これら

写真 1 に、図 4 左の機械式定着試験体 OM-42-L1 と U 型定の知見を基に、文献 17)では、梁曲げ降伏後の変形性能確

着試験体 OB-42-L1 の R=40/1000 時のひび割れ状況を示す。

保のための必要接合部横補強筋比を規定している。

(R=40/1000)は、文献 17)で定義している十分な変形性能を保証すべき設計限界層間変形角 RuD(1/50)を 2 倍した層間変形角である。
(注)太線：機械式定着、細線：U 型定着(中子筋なし)(中子筋あり)図 5 接合部横補強筋量を比較した試験体(ag=12db)8)(A 金物：σB=46.9N/mm2)(B 金物：σB=48.9N/mm2)：中子筋なし、：中子筋あり

図 4 機械式定着と U 型定着の比較 8)(SD295 横補強筋)(785N/mm2 級横補強筋)

図 6 接合部横補強筋量の比較 8)(機械式定着 OM-42-L1)(U 型定着 OB-42-L1)③の知見は、両側および片側直交梁付きと直交梁なし試

写真 1 ト形接合部のひび割れ状況(R=40/1000) 8)

験体を用いた実験より得られた。

この写真によると、機械式定着の場合、柱梁接合部中央

図 7 は、直交梁付き試験体の配筋図であり、同試験体ののせん断ひび割れ幅は、U 型定着よりも大きくなる傾向が

Qg/gQmu－R 関係を図 8 に示す。図 7 の試験体では、直交梁ある。すなわち、機械式定着の場合、定着金物近傍に大きの幅を柱せいの半分にすることで、接合部被覆率を 50%とな支圧力が作用し、その結果、定着金物から派生する接合している。接合部被覆率は、加力構面に平行な接合部見付部せん断ひび割れ幅が拡大すると考えられる。ただし、け面積に対する直交梁断面積の比率と定義している。

(R=40/1000)時でも、機械式定着、U 型定着ともに、コンク

図 8 によると、直交梁付きの場合、梁曲げ降伏後の耐力-2-

および変形性能は、直交梁なしよりも改善される。特に、

1)

両側直交梁付きの改善効果は明瞭に現れる。

T 形接合部の場合、柱主筋の引張降伏後の変形性能の確保がト形接合部に比べて難しい。

両側直交梁付きの効果は、柱梁接合部のせん断ひび割れ

2)の進展を、直交梁が柱梁接合部の両側面から横拘束するこT 形、L 形接合部では、柱、梁主筋定着長さだけでなく、接合部横補強筋やかんざし筋などの接合部配とで現れ、片側直交梁付きの場合、直交梁が存在しない側筋詳細が複雑である。の柱梁接合部側面では、横拘束が期待できないので、明瞭

これらの実験を踏まえ、文献 9)では、機械式定着工法にな改善効果が現れない。

よる T 形、L 形接合部の設計条件が提案されている。
さらに、合理的な設計法の構築を目指し、ト形接合部と同様、T 形、L 形接合部の場合にも、柱または梁曲げ降伏後の変形性能に及ぼす直交梁の影響を調べるための実験 10)が行われた。文献 11)では、T 形、L 形接合部についても、接合部横補強筋量の影響を定量化し、変形性能確保のための必要接合部横補強筋比の算定を可能にするとともに、柱主筋が仕口面で引張降伏する T 形接合部の実験を基に、柱主筋定着耐力を梁主筋定着耐力と同様に算定できることを明らかにしている。
以上より、T 形、L 形接合部でも、(1)ト形接合部で示し(両側直交梁付き)た知見②と③と同様の知見が得られた。

(片側直交梁付き)

図 7 両側および片側直交梁付き試験体(ag=12db)

8)

高強度材料を用いたト形接合部：直交梁なし：片側直交梁付き

文献 17)の設計指針では、文献 12)の実験を踏まえ、図 9：両側直交梁付きに示すように、高強度材料の適用範囲を定めている。すなわち、高強度材料は、590N/mm2 級と 685N/mm2 級の高強度鉄筋および 45N/mm2 以上 120N/mm2 以下の高強度コンクリートとしている。同指針による高強度材料を用いた設計法は、同図に示すように、SD490 以下の普通強度鉄筋と高強度コンクリートを組合せた場合にも適用できる。
(梁上下主筋 3-D25)(梁上下主筋 4-D25)

図 8 直交梁付きと直交梁なしの比較

文献 12)では、図 9 の高強度材料の適用範囲を対象とし、定着金物種別、梁主筋鋼種、定着長さ、コンクリート圧縮8)強度を変えた実験を行い、普通強度材料と同様の設計式を

T 形、L 形接合部用い、梁主筋定着耐力および接合部せん断終局耐力を算定

日本建築学会の靭性保証型設計指針では、折曲げ定着をできることを示している。

対象とし、接合部せん断終局耐力に対する形状係数κu を、

ただし、梁主筋の短期許容引張応力度を、490N/mm2 を超T 形接合部ではト形接合部との類似性から 0.7、L 形接合部える値にすると、梁端部曲げひび割れ幅が修復限界に達す

では SRC 計算規準の規定などを参考にして 0.4 としている。

る恐れがあるので、設計上、注意が必要である。
コンクリート
設計基準強度折曲げ定着による T 形、L 形接合部の場合、実験は数少なく、実験的根拠は不明確であるが、上記のκu を用いてFc120算定された接合部せん断終局耐力を基に設計される。我が高強度
コンクリート国のこれまでの地震では、T 形、L 形接合部の被害が報告されていない。この点も T 形、L 形接合部の実験が少ない１高強度材料

Fc60

つの理由であると推察される。

Fc45
普通強度材料

機械式定着工法は、第三者機関の技術評価を取得しなけ鉄筋鋼種れば、事実上使えない。このことから、機械式定着工法による T 形、L 形接合部の実験が多数行われている。T 形、LSD295～SD490

形接合部の問題点は、以下の 2 点である。

590級、685級

図 9 普通強度材料と高強度材料の適用範囲 8)-3-小梁主筋定着部

験による耐力、AIJ 大会梗概集、構造Ⅳ、pp.527-530,
1999.9小梁主筋定着部の実験 13)では、定着方式、定着金物種別、
6)定着長さ、コンクリート強度および上面拘束筋の有無を因

窪田、大淵、福田：外部柱梁接合部への梁主筋の機械式定着耐力に関する研究、AIJ 大会梗概集、構造Ⅳ、子とした実験を行い、機械式定着の場合、主筋が引張降伏

pp.559-560, 2003.9

する前に、図 10 に示した上面押し出し定着破壊が発生する
7)恐れがあることを明らかにしている。

益尾、窪田：機械式定着工法による RC 造ト形接合部の終局耐力に関する設計条件、AIJ 構造系論文集、第すなわち、機械式定着の場合、折曲げ定着部の余長が負590 号、pp.87-94, 2005.4

担する下向きの抵抗力を期待できないため、定着部近傍の

8)

コンクリートにひび割れが発生した後、下部からの突き上

益尾、足立：機械式定着による RC 造ト形柱梁接合部の構造性能、AIJ 構造系論文集、第 627 号，pp.819-826，

げ作用によって、上面押し出し定着破壊が発生する。この2008.5

破壊形式は、柱断面外の直交梁内に配置された基礎梁上端

9)筋などでも発生する恐れがあるので、設計上、注意が必要

益尾、井上、岡村：機械式定着工法による RC 造 T 形
および L 形柱梁接合部の終局耐力に関する設計条件、
AIJ 構造系論文集、第 590 号、pp.95-102, 2005.4

である。

10) 足立、益尾：機械式定着工法による RC 造 T 形および L形柱梁部分架構の構造性能に及ぼす直交梁の影響、
JCI 年 次 論 文 報 告 集 , Vol.31,No.2, pp.337-342,
2009.711) 益尾、足立：機械式定着による柱主筋定着耐力ならび(a)上面押し出し定着破壊(機械式定着)に RC 造 T 形、L 形部分架構の変形性能、JCI 年次論文(b)掻き出し定着破壊(折曲げ定着)報告集、Vol.31, No.2, pp.343-348, 2009.7
12) 益尾、足立：機械式定着による RC 造ト形柱梁接合部

図 10 小梁主筋定着部の典型的な破壊形式 13)の構造性能―高強度材料を用いた場合―、AIJ 構造系
論文集、第 632 号，pp.1841-1848，2008.10

今後の展望13) 益尾、足立、田川：機械式定着による RC 造小梁主筋

コンクリート系構造物における梁、柱主筋定着の適用範の定着耐力および必要定着長さ、AIJ 構造系論文集、囲は広く、鉄筋の高強度化、太径化が進むと、実務設計上、種々の問題が出現する。第 4 期(2010 年代)では、これらの第 631 号，pp.1625-1632，2008.9
14) 足立、益尾：機械式定着工法による SRC 造ト形柱梁接問題解決に向けた実験が行われつつある。

合部の構造性能に関する実験的研究、AIJ 大会梗概集、構造Ⅲ、pp.1139-1140, 2009.8

RC 造最上階 L 形接合部について、柱、梁主筋定着部の配筋詳細を工夫した L 形接合部の実験、RC 建物でしばしば遭

15) 足立、田川、益尾：機械式定着工法による SRC 造ト形

遇する段差梁付き柱梁接合部や基礎梁主筋定着部を想定し柱梁接合部の構造性能に関する実験的研究、JCI 年次
論文報告集、Vol.30, No.3, pp.1381-1386, 2008.7

た柱梁接合部の実験が行われている。

16) 益尾、田川、足立：機械式定着による SRC 造 T 形およ次の第④回「機械式定着工法の実務動向」では、これら

び L 形柱梁接合部の終局耐力に関する設計条件、AIJの諸課題と関連した実務課題についても執筆したい。

構造系論文集、第 637 号、pp.543-550, 2009.3
17) 日本建築総合試験所・機械式鉄筋定着工法研究委員会【参考文献】
1)

別所、岡本、吉田：はり定着法に関する実験的研究、
鹿島建設技報、第 21 号、pp.529-544, 1973.6

2)

藤井、森田、川上、山田：90°折り曲げ鉄筋の定着耐力の再評価、AIJ 構造系論文報告集、第 429 号、1991.113)

村上、藤、窪田：引き抜き試験によるはり主筋の機械式定着耐力の評価、JCI 論文集、第 8 巻、第 2 号、pp.1-10,
1997.74)

加藤、別所：新考案定着金物を用いた高層 RC 柱梁接合部内の梁主筋定着法に関する実験研究、鹿島建設技報、第 45 号、pp.75-80, 1997.125)

太田、窪田、福田、村上、池山：機械式定着の引抜試-4-：機械式鉄筋定着工法設計指針(2010 年改定)、2010.5