コンクリート工学年次論文集，Vol.27，No.2，2005

論文

中空スラブにおけるせん断補強筋形状の違いがせん断挙動に与える影響に関する実験研究青砥貴道*1・槇谷榮次*2・池田秀樹*3・岡崎和広*1

要旨：中空スラブ構造のスラブ断面は，通常のスラブより小さいため，シングルタイプのせん断補強筋が使用されるが，この端部形状が中空スラブのせん断挙動に与える影響に関して調べた研究は見当たらない。本論は，せん断補強筋によりせん断補強されたスラブのせん断挙動を調べるために，載荷実験を行い，その結果を基に既往のせん断評価式との比較を行った。その結果，既往のせん断評価式におけるコンクリートによるせん断抵抗を増大させることで準用できることが認められた。

キーワード：中空スラブ，せん断補強筋，スタッド筋，端部形状
1. はじめにが現状である。

中空スラブにおいてボイド間に配されるせん

本研究は，シングルタイプを持つ中空スラブ

断補強筋は，シングルタイプの肋筋によって補におけるせん断補強筋の末端部の形状がせん断強される。その末端部としては，施工上上端お挙動に与える影響を調べるために，一方向中空よび下端に配された主筋に緊結するのに便利なスラブのせん断実験を行った。

135°フック，90°フックおよび皿状のスタッド得られた実験結果を基に，シングルタイプのの形状を持つ定着法が用いられる。このようなせん断補強筋を持つ中空スラブのせん断耐力にシングルタイプのせん断補強筋の端部形状が中対して，コンクリートと肋筋のせん断抵抗の累

空スラブのせん断挙動に与える影響に関して調加として導かれた既存のせん断耐力式において，べた研究は見当たらない。また，そのせん断耐コンクリートに増大係数を導入した式を実験結力の評価も，ダブルタイプを持つ梁材のせん断果に適用して，その適応性の検証を行った。

実験結果から導かれた強度式を準用しているの
表－１
試験体名
VSX-000-1,2VSX-135-1,2VSX-113-1,2VSX-090-1,2VSX-ST-1,2NSX-000-1,2NSX-135-1,2NSX-ST-1,2
VSY-000-1,2VSY-135-1,2
NSY-135-1,2軸方向

断面[mm]

強軸方向(ボイド平行方向)375×300

試験体一覧

スラブ
シア
上下主筋
スパン比

せん断補強筋
ボイドの有無有上端筋： （径：縦150，横250）
2-D16（SD295A)
1.5
下端筋：
6-D16（SD295A)

有効せい
263.5
弱軸方向
(ボイド直交方向)

無有（径：縦150，横250）無*1 関東学院大学大学院

工学研究科*2 関東学院大学教授

工学部建築学科(正会員)

博士前期課程工博*3 (株)栗本鐵工所-529-(正会員)

形状

径無し135°ﾌｯｸ
135°-90°ﾌｯｸ
90°ﾌｯｸスタッド筋無し
135°ﾌｯｸ
スタッド筋無し
135°ﾌｯｸ
135°ﾌｯｸ

D13(SD295A)@125
D13(SD295A)@125
D13(SD295A)@375

VSX-000 せん断試験体

図－２ 加力装置図表－２ 鉄筋の材料性状

VSX せん断試験体主筋
D16 SD295A
せん断補強筋D13 SD295A
スタッド筋
D13 SD295A

引張強さ 降伏点強度 降伏ひずみ 引張強さ ヤング係数(μ)(N/mm2) (*105)N/mm2(kN)(N/mm2)

伸び率(%)

101.11353.41

1982508.04

1.90

25.54

62.75

348.301801494.13

1.93

27.30

61.82

348.831806486.77

2.00

27.85

スタッド部

NSX-000 せん断試験体

図－３

スタッド付きタイプの 4 種類とし，各種類に対して 2 体の合計 22 体の試験体を作製した。試験体の一覧を表－１に，また，各試験体の配筋詳細を図－１に示す。
VSY せん断試験体

コンクリートは，普通ポルトランドセメントを使用し，目標強度は，21N/mm2 とする。
2.2 加力方法
単純支持ボイドスラブに中央から左右に562.5mm の 位 置 で 支 持 し ， 中 央 か ら 左 右 に

NSY せん断試験体

図－１

187.5mm の位置で一定荷重速度による二点集中試験体詳細

載荷をアクチュエーターによる試験機（3MN）

2. 実験概要を用いて行った。荷重はロードセル，歪を鉄筋2.1 試験体に貼り付けたワイヤーストレインゲージで測定

中空スラブの試験体は，幅×成×長さ=375×した。また，変位を中央部，載荷点下および支300×1500mm の寸法をもち，その断面は，半楕

持点上部の位置に高感度変位計を設置し測定し円形のボイド管を両端に持つ I 形の形状を有し，た。加力方法及びワイヤーストレインゲージのまた直交方向に楕円形のボイド管を有する 2 タ

位置は，図－１の試験体内にそれぞれ矢印と黒イプとする。また，中空の影響を調べるために，丸印で示す。

中実タイプの試験体も製作した。シングルタイプのせん断補強筋（D13）の端部は 90°フック

3. 実験結果と考察（余長 8db－鉄筋径の 8 倍），135°フックと，そ3.1 ひび割れおよび破壊性状の組み合わせタイプ及び皿状のスタッド（異形

長手方向に半楕円形のボイドが配置された I

鉄筋の両端部を熱処理し鉄筋径の約 3 倍の円形形の試験体（VSX タイプ）は，中央部の下フラ状に形成した）を有する機械式定着（図―３）

ンジ部に曲げひび割れが最初に発生し，その後

-530-

800
700
600
VSX-ST

荷重(kN)

VSX-135500
VSX-090400

VSX-135
VSX-113300

VSX-000

200

VSY-135

図－４△：曲げ初亀裂

100◇：せん断初亀裂◎：最大荷重時00

ひび割れの発生状況と破壊状況

12345678910

変位(mm)

図－５a支持点から載荷点に向って斜めせん断ひび割れ

800が発生する。ウェブ部分には，せん断補強筋を700有する場合，多数のひび割れが形成されるが，600せん断補強筋がない場合，ひび割れ本数は少な

500△：曲げ初亀裂◇：せん断初亀裂◎：最大荷重時荷重(kN)

い顕著な違いが見られる。せん断ひび割れは，

VSX タイプの荷重－変位曲線

上部フランジ全幅に亘って貫通してせん断破壊

400300
VSY-135200を生じている状況も観察される。ひび割れの形

VSY-000100成に対して，せん断補強筋の端部形状の違いに00よる影響は見受けられない。

12345678910変位(mm)短辺方向に楕円形ボイドが配置された試験体

図－５b（VSY タイプ）は，ボイド上部と下部にせん断800ひび割れが発生し，このひび割れが進展してせ700

荷重(kN)

同様にひび割れの形成に対して，せん断補強筋

NSX-ST600

ん断破壊に至る。上部のひび割れは上面まで貫通している破壊が見られる。また，VSX タイプ

VSY タイプの荷重－変位曲線の端部形状の違いによる影響は見受けられない。

NSX-000NSX-135500400300200

試験体 VSX-135 および VSY-135 において発生△：曲げ初亀裂◇：せん断初亀裂

100◎：最大荷重時

したひび割れと破壊状況を図－４に示す。

0012345678910変位(mm)3.2 荷重および変位の関係
図－５c

長辺方向にボイドを配した中空スラブ試験体

NSX タイプの荷重－変位曲線

VSX タイプ，短辺方向にボイドを配した中空ス時の変位は他に比して小さいことが認められる。

ラブ試験体 VSY タイプ別に荷重－中央部の鉛直一方，VSY タイプの試験体では，せん断ひび変位に関する代表的な曲線を図５a～図５c に示割れ発生後も荷重は増大しないが，最大荷重以した。これより，試験体 VSX タイプでは，曲げ降もボイド間のトラス効果によって荷重の低下

ひび割れ発生後，せん断ひび割れが生じ，剛性は VSX タイプと比較して，小さいことが見受けの低下を伴いながら最大荷重に達し，せん断破られる。また，中実スラブ試験体 NSX では，3壊によって荷重は急激に低下する典型的な荷重タイプの荷重－変位曲線に大きな差異は見られ－変位曲線を呈している。ひび割れ荷重時およないが，せん断補強筋の端部にスタッドを有す

び最大荷重時変位は，せん断補強筋の端部形状る試験体 NSX-ST における最大荷重時変位が他によって大きな差異を生じないが，せん断補強の NSX に比して大きく発現していることが注目

筋の無い試験体 VSX-000 の最大荷重およびそのされる。

-531-

表－３
試験体名
VSX-000-1
VSX-000-2
VSX-135-1
VSX-135-2
VSX-113-1
VSX-113-2
VSX-090-1
VSX-090-2
VSX-ST-1
VSX-ST-2
NSX-000-1
NSX-000-2
NSX-135-1
NSX-135-2
NSX-ST-1
NSX-ST-2
VSY-000-1
VSY-000-2
VSY-135-1
VSY-135-2
NSY-135-1
NSY-135-2

コンクリート強度
N/mm
29.2
27.3
29.2
26.7
29.2
29.2
29.2
26.7
27.3
27.3
29.4
29.3
29.6
26.7
29.3
29.3
29.1
29.1
29.1
29.1
29.6
29.4

2

初亀裂発生時

実験結果一覧
せん断初亀裂発生時

最大せん断荷重

荷重

変位

荷重

変位

荷重

変位

破壊性状

kN
164.93193.91140.48138.07140.75158.34200.67208.20224.56161.34164.78210.38179.29158.42196.88161.31
78.90
60.63
54.60
56.81
191.55183.32

mm
0.54
0.58
0.50
0.50
0.44
0.74
0.58
0.70
0.59
0.65
0.45
0.59
0.61
0.55
0.76
0.62
0.17
0.14
0.200.17
0.53
0.47

kN
261.10291.67254.89249.57230.03220.36291.38235.80281.90309.70306.47315.41
269.72285.39255.89247.36
88.79
90.58
80.32
92.91
327.53234.30

mm
1.48
1.31
1.23
1.39
0.95
1.14
1.20
0.85
1.03
1.68
1.13
0.98
1.02
1.13
1.08
1.12
0.53
0.49
0.78
0.52
1.17
0.80

kN
455.57482.87560.33461.16551.95545.27569.69505.61
578.43542.39703.34681.75678.34677.34714.82603.31
236.62238.42206.15220.12684.60523.41

mm
3.62
3.16
4.18
5.29
3.93
5.07
4.37
3.04
4.65
3.95
6.30
5.78
5.85
6.74
8.21
5.38
4.77
5.57
3.21
7.61
4.44
3.14

せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
曲げせん断破壊せん断破壊
曲げせん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
せん断破壊
曲げせん断破壊
せん断破壊
せん断破壊

3.3 剛性および荷重比較すると，前者が後者より約 26%小さく発現実験から得られた曲げ初亀裂時荷重，せん断している。これより，中空スラブにおけるひび初亀裂時荷重および最大荷重およびその時の中割れ時までの剛性は，VSY タイプが VSX タイプ

央点における鉛直変位に関する結果を表－３にに比して低減されないことが検証された。これ示した。これより，せん断ひび割れ時荷重は，は，VSY タイプのせん断伝達がボイド間のコン

試験体 VSX タイプの場合，せん断補強筋の端部クリート内に形成されるトラス効果に大きく依形状の違いによる顕著な影響は見られない。

存していると考えられる。

試験体 VSY タイプの場合，中空スラブ試験体

表－３に示された最大荷重の 1/2 に対応するは，中実スラブ試験体に対して，約 31％に減少せん断耐力を各試験体別に図－７にプロットしすることが認められる。

た。図中では中空スラブを白印，中実スラブを曲げせん断実験によって得られた初亀裂時の黒印で表した。この図において試験体 VSX-000荷重（Qcr）と垂直変位（δcr）から，割線剛性 Kのせん断耐力の平均値に対する試験体 VSX タイ（Qcr /δcr）について，各種試験体に対して図－プのせん断力の平均値の比を求めると，135°フ６にプロットした。ここで，白印は中空スラブ，ック，135°－90°混合タイプ，90°フックおよ

黒印は中実スラブを示す。中空スラブと中実ス

びスタッド定着に対して，それぞれ 1.09，1.17，ラブの剛性を端末形状別に比較すると，スタッ1.15，および 1.19 となり，端部形状によって大ドを持つ試験体 VSX-ST を除いて，前者が後者きな違いが見られないが，135°フックが最も小に対して剛性が 73%～88%に減少することが認

さく，スタッドによる機械式定着が最も大きなめられる。また，全中空スラブの剛性の平均値値を示している。また，この比から中空スラブ

は，全中実スラブの剛性の平均値に比して，VSXのせん断補強筋は，9%～19%のせん断抵抗の向タイプが 91%に減少するが，VSY タイプは，ほ上に寄与しているが，荷重点と支点間のコンクぼ同一の値を示し，低減は見られない。一方，

リートに形成される斜め圧縮ストラットによるVSX タイプおよび VSY タイプの剛性の平均値をアーチ効果に依存するせん断抵抗と比べると極-532-

40 030 020 010 0

VS X タ イ プ●N S Xタ イ プ

0.80.60.40.20.0(N VS
SX X - 1 1335 5)(N V SSX X- 0 - 0000 0)(N V SSX X- 1 1335 5V )SX-113V
SX-090(N V
SX SX- S - STT)
VSY-000(N V SSY Y- 1 - 1335 5)

0○

各試験 体

各種試 験体図－６(N V
SX SX- S - STT)VS Y ， N SY-090

■SX

□

1.0V

VS X ， N SX-113●SX○V

降伏ひ ずみ に対 するひ ずみ の比 （ε s/ε y）

初ひび 割れ 時剛 性Ｋ(kN/mm)

50 0

図－８

各種試験体の初亀裂時剛性試験体 VSX タイプの作用ひずみ

50 0○●VS X ， N SX□■VS Y ， N SY

力は 35.3%に減少することが認められる。

せん断 耐力 (kN)

40 0

3.4 せん断補強筋に作用するひずみ試験体に配筋されたせん断補強筋（4 本）に貼

30 0

られたひずみゲージから測定された最大荷重時
ひずみεs の降伏ひずみεy に対する比εs/εy の20 0平均値を各試験体別に図－８にプロットした。
10 0

これより，VSX タイプでは，135°フック，90°－135°フック混合タイプおよび 90°フックを
(N V
SX SX
- S - STT)
VSY-000(N V SSY Y- 1 - 1335 5)

-090
SXV

(N V SSX X- 0 - 0000 0)(N V S
SX X- 1 1335 5V )
SX-1
130

もつせん断補強筋に作用するひずみは，いずれも降伏ひずみには達せず，大きな差異が認めら

各種試 験体図－７

れないが，スタッドをもつ機械式定着筋に作用各試験体のせん断耐力するせん断補強筋が最も大きく発現しているこめて小さいことも認められる。また，中実スラとが見受けられる。一方，NSX タイプでも，VSXブの試験体（NSX-000,135,ST）の平均せん断耐タイプほどではないが，スタッド筋に作用する力と中空スラブの試験体（VSX-000,135,ST）のひずみは，135°フックを持つせん断補強筋に作平均せん断力を比較すると，後者が前者より用するひずみより大きく生じていることが見ら76.0%に低減している。これより，中空スラブのれる。

せん断抵抗の有効幅は，中実スラブの約 3/4 を採4. せん断耐力の評価用することが可能であると考えられる。
ボイドが短辺方向に配された試験体 VSY タイ

鉄筋コンクリート部材のせん断耐力を評価す

プの試験体は，せん断補強筋の位置が荷重点直る設計式は，多く見受けられるが，ダブルタイ下と支持点直上に配筋されたために，せん断補プのせん断補強筋による実験結果に基づいて提強筋の効果が最大耐力には反映されていない。

案されており，シングルタイプのせん断補強筋長辺方向にボイドが配された VSX タイプと比較に対応するせん断耐力式は見当たらない。した

すると，その耐力は，せん断補強筋を施さないがって，ダブルタイプのせん断補強筋を対象にと 50.6%に低減し，135°フックの場合 41.7%にした多数の実験結果に基づいて提案され，終局減少する。また，中実スラブと比較すると，耐せん断強度 Minimum 式として一般に適用されて-533-

50 0いる次式を準用する。

VS X タ イ プ
N S Xタ イ プ

40 0]

(1)

実験結 果(kN)0.053 × p t 0.23 (σ B + 17.6)
Q us = α c ×
M / Qd + 0.12
○●+ 0.846 p w ⋅ σ wy b ⋅ j

ここで，b は，部材の断面幅で，中空スラブでは，実験結果から安全をみて全幅の 70%を有効幅と30 020 010 0する。j(≒7/8d)は，応力中心間距離，pw(=aw/b･x)
は，せん断補強筋比，σwy はせん断補強筋の降0010 020 030 040 050 0

計算結 果(kN)

伏点強さ，σB は，コンクリート圧縮強度，M/Qd
図－９

は，せん断スパン比，pt(=at/bd)は，主筋の引張鉄筋比， α c は，増加係数。この式は，第 1 項がコ

VSX および NSX タイプの実験結果と計算結果の比較

ンクリート，第 2 項がせん断補強筋によるせん断抵抗を示すが，シングル筋は，せん断補強筋ーチ作用に依存するせん断抵抗に比しての場合，pw が小さいので，第 1 項のアーチ作用極めて小さいことが確認された。

によるせん断抵抗が過小評価となるために増加(3) 中空スラブのせん断抵抗の有効幅は，中実係数 α c を導入した。中空スラブおよび中実スラスラブの約 3/4 を採用することが可能であブに対して α c =2.0 と仮定すると，せん断耐力にることが認められた。

関して実験から得られた結果および(1)式によっ(4) 既往のせん断評価式におけるコンクリーて計算された結果を図－９にプロットした。こトによるせん断抵抗を増大させることでれより，中空スラブにおけるシングルタイプの準用できることが認められた。

せん断補強筋のせん断耐力に関して，計算結果は，実験結果に対して，±20%の範囲内に含まれ，参考文献下限式として適応していることが認められる。

1) 堤純,槇谷榮次,神尾俊久,菊本一高,依田定和:ボイドラーメンにおけるスラブ-壁接合部の補強

5. まとめ方法に関する実験的研究, 日本建築学会大会

シングルタイプのせん断補強筋が配された中学術講演梗概集(北陸),pp91-92,2002,8

空スラブのせん断挙動を調べるために，せん断2) 石川通広,槇谷榮次,神吉裕輔,三森弘之,伊藤嘉

実験を行い，得られた結果から以下の事柄が示則,両角智:スタッド筋により定着された鉄筋コ唆される。

ンクリート部材の引抜き抵抗に関する実験研(1) 端部形状を 135°フック，90°フック，90°

究(その１ 引き抜き実験), 日本建築学会大会－135°フックの混合タイプ，スタッドに学術講演梗概集(東海),pp409-410,2003,9

よる機械式定着を施したせん断補強筋に

3) 久保政照,森石裕子,佐藤立美:システムトラス

よって補強された中空スラブのせん断抵

中空スラブの力学的特性に関する実験的研究

抗は，端部形状の違いによる大きな差異は(その 4 せん断耐力および継手部の耐力につい認められないが，スタッドを施された支圧て),日本建築学会大会学術講演梗概集(北海抵抗のせん断補強筋が他に比して大きく道),pp149-150,2004,84) 社団法人日本建築学会:鉄筋コンクリート構造発現した。
(2) シングルタイプのせん断補強筋によるせん断抵抗は，斜め圧縮ストラットによるア-534-

計算規準･同解説, 社団法人日本建築学会,pp171-188,1999,10