淺沼組技術研究報告№23(2011)

２．L 字形柱 SRC 梁 S 接合部の構造性能に関する実験的研究
Experimental Study on Structural Performance of L-shape Joint with SRC-Column and S-Beam
山内 豊英＊１

井上 重信＊２

橋本 拓＊３

要 旨
柱鉄骨量の少ない L 字形の柱 SRC 梁 S 接合部試験体による構造実験を行い、最大耐力、変形性能および柱主筋の定着性能等を確認した。実験した全ての試験体が最終的には柱主筋の定着部で破壊したが、最大耐力、変形性
能はともに設計目標値を満足した。さらに、実験因子とした柱鉄骨の軸方向、柱主筋の定着長さによって、最大耐力、変形性能に顕著な差は見られなかった。
また、せん断補強筋形式の L 字形柱 RC 梁 S 接合部に関する既往実験と比較を行った結果、柱 SRC 梁 S 接合部
は、柱鉄骨の存在に起因して柱主筋の定着部破壊が遅延するため、同形状の柱 RC 梁 S 接合部よりも優れた構造性能を示すことがわかった。
キーワード：柱 SRC 梁 S 接合部／L 字形接合部／混合構造／定着性能
１．はじめに物流倉庫やスーパーマーケットなど、階高が高く大ス説」4)（以下、SRC 規準と称す）の適用範囲内とされていパン架構の建築物には、鉄骨造（以下、S 造と称す）を採る。同規準の 20 条には、梁鉄骨の曲げ耐力の和 SBMA に用することが多い。しかし、S 造は、溶接施工、耐火被覆、

対 す る 柱 鉄 骨 の 曲 げ 耐 力 の 和 SCMA の 比 率 （ 以 下 、

柱脚処理などのコストアップ要因となる作業が多いため、が 0.4 以上（かつ、2.5 以下）であれば、SCMA/SBMA と称す）

近年、施工性・経済性に優れた混合構造構法が注目され応力伝達に対する安全性の検証を省略できるとされていている。そこで、筆者らは、軸力に強く剛性が高い鉄筋る。つまり、SCMA/SBMA が 0.4 未満となる場合は、何らか

コンクリート造（以下、RC 造と称す）の柱と、大スパンの安全性の検証を行わない限り、SRC 柱としての曲げ耐架構に対応できる S 造の梁を組合せた「柱 RC 梁 S ハイ

力を十分保有していても、柱鉄骨断面を大きくする等のブリッド構法（以下、RCS 構法と称す）」を開発し、既報対策を施す必要が生じる。このように、SRC 規準におけ

1)～3)

る 20 条の規定は、実質柱鉄骨の断面に対する制限規定とにおいて報告を行った。

RCS 構法は、柱を RC 造とすることで鉄骨量を大幅になっている。

減少させることができるため、コスト面では有利になる

これまで、SCMA/SBMA が 0.4 未満となるような柱鉄骨量

場合が多い。しかし、柱にコンクリートを打設するまでの少ない柱 SRC 梁 S 接合部試験体を用いた構造実験が数上階を支持できないことから、施工法がフロア毎に積み多く行われており 5)～10)、支圧抵抗機構等を考慮すること上げていく積層工法となるため、柱梁架構の先行施工がにより、十分な耐力と変形性能を確保できることが示さ可能な S 造と比較して、工期面では不利になるという問れている。しかし、殆どの実験が十字形接合部の試験体題がある。

によるものであり、最上階の L 字形接合部試験体で構造

このような RCS 構法における工期面での短所を補う構性能を確認した例は見当たらない。L 字形接合部は、柱法として考えられるのが、柱を鉄骨鉄筋コンクリート造

梁接合部のせん断耐力だけでなく、柱主筋の定着性能も（以下、SRC 造と称す）、梁を S 造とした柱 SRC 梁 S 接問題となるため、接合部としては最も構造的に不利な条合部構法である。柱を SRC 造とすることにより、鉄骨部件下にあると考えられる。

分の先行施工が可能となり、工期的にも S 造と同等程度

本研究では、SCMA/SBMA が 0.4 未満となる L 字形柱 SRCになる可能性がある。この場合、RCS 構法のコスト面で

梁 S 接合部の試験体を用いて構造実験を行い、柱鉄骨量の有利性を維持するためには、当然、柱に内蔵する鉄骨の少ない柱 SRC 梁 S 接合部の構造性能について調べた。

を極力小さくする必要がある。

また、L 字形柱 RC 梁 S 接合部に関する既往研究との比較

一方、柱を SRC 造、梁を S 造とするディテールは、日本建築学会「鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準・同解*１技術研究所構造研究グループ*２技術研究所を行い、柱鉄骨が構造性能に及ぼす影響についても検討を行った。

*３東京本店設計部構造グループ
2-1

淺沼組技術研究報告№23(2011)

２．実験計画

圧板を配置した。鉄骨梁の柱梁接合部内への埋め込み長

2.1 試験体

さは、柱せいの 90％(405mm)とし、埋め込み端部にも支試験体諸元を表－1、試験体の形状寸法と配筋を図－1

圧板を設けた。柱主筋の定着には、機械式定着工法を採に示す。実建物スケールの約 1/2 とし、全てせん断補強

用し、定着板と梁鉄骨の上フランジとの間に定着部拘束筋形式のＬ字形接合部試験体とした。柱梁接合部内を貫筋を配筋した。また、梁鉄骨の浮き上がりを防止するた通する直交梁を設け、梁鉄骨と柱梁接合部との境界に支め、柱梁接合部内に逆 U 字形のかんざし筋を配筋した。

表－1 試験体諸元
柱
試験体名

Fc
(N/mm2)

配筋

定着方法

SL1-S-A
SL1-W-A
33
SL2-S-A梁

主筋

12-D19(SD390) 機械式
pg=1.70% 定着工法

SL2-W-A

接合部

鉄骨
定着長さ
lac
468mm
(=24.6db)

403mm(=21.2db)

帯筋

鉄骨断面
(mm)
断面(mm) 軸方向
強軸

2-D10@55(SD295A)
pw=0.58%

H150×150×7×10(SS400)

弱軸
強軸
弱軸

定着部
拘束筋

配筋

BH420×160
×9×16(SS400)2-D6-6組(SD295A)
pw=0.20%

BH355×150
×9×16(SN490)2-D6-5組(SD295A)
pw=0.20%

かんざし
筋

SCMA

／
SBMA

0.20
4-D10-1組(SD295A)

2-D10-2組(SD295A)
pv=0.14%

0.07
0.20
0.07

（注）1)共通事項：柱断面450mm×450mm、階高 h/2=1200mm、スパン長 L/2=2040mm2)Fc：コンクリート目標圧縮強度、 SCMA,SBMA：柱鉄骨および梁鉄骨の短期許容曲げモーメントの和、db：主筋径3)接合部せん断補強筋比：p w=nw･aw/(sBd･cb)
nw：柱梁接合部内のせん断補強筋の組数、aw：1組のせん断補強筋の断面積
sBd：梁鉄骨両側フランジの中心間距離、cb：柱幅【SL1-S-A】【SL1-W-A】【SL2-S-A】【SL2-W-A】
図－1 試験体の形状寸法および配筋
2-2（寸法単位：mm）

淺沼組技術研究報告№23(2011)

実験因子は、柱鉄骨の軸方向、柱主筋の定着長さであン架構の梁材軸位置に、押し引き型油圧ジャッキで水平り、全試験体とも柱曲げ降伏後の柱主筋定着部破壊とな力を加えて行った。その際、L 字形接合部が閉じる方向をるよう設計した。

正加力、その逆を負加力とした。この場合、正加力側に試験体に使用したコンクリート、鉄筋および鋼板の材

は柱、梁にそれぞれ圧縮力が作用し、負加力時には引張料試験結果を表－2～表－4 に示す。なお、表－1 の力が作用する。載荷履歴は、目標層間変形角

SCMA/SBMA の値は、材料試験結果を用いて算定した。

R=5,10,20,30,40,60(×10-3rad.)での 2 サイクルずつの正負交

2.2 実験方法

番繰返し載荷とし、その後、正方向への単調載荷とした。

本実験は、図－2 に示すように、L 字形試験体の梁先端

実験での測定項目を表－5 に示す。

に両側ピン付き反力受け柱を取り付けた 3 ヒンジラーメ
表－2 コンクリートの材料試験結果
σB(N/mm2)
34.4

εco

Ec

表－4 鋼板の材料試験結果

σt

使用箇所

(×10-3) (kN/mm2) (N/mm2)
1.97

30.3

3.35
梁
H
形
鋼

σB:圧縮強度,εco:σB時ひずみ度
Ec:ヤング係数,σt:割裂強度

フラ
ンジ

ウェブ

表－3 鉄筋の材料試験結果
使用
部位

呼び名

鋼種

柱主筋

D19

SD390

柱帯筋

D10

かん
ざし筋

D10

接合部
補強筋

D6

σy

σu

使用
試験体
SL1-S-A
SL1-W-A
SL2-S-A
SL2-W-A
SL1-S-A
SL1-W-A
SL2-S-A
SL2-W-A

柱 フラ 全試験体
H ンジ
形
鋼 ウェブ 全試験体

公称
厚さ

σy

σu

(N/mm2)(N/mm2)

伸び
(%)

SS400

278

442

31

SN490B

368

534

26

SS400

331

456

30

SN490B

387

540

25

311

454

31

334

464

28

材質

PL-16

PL-9

PL-10

(N/mm )

(N/mm )

伸び
(%)

449

645

21

367

553

27

362

511

30

変位量 層間変形角、柱および接合部の変形量

442

539

23

ひずみ

柱主筋、柱横補強筋、接合部横補強筋
かんざし筋、梁鉄骨フランジおよびウェブ

367

553

27

荷重

柱せん断力

2

2

SS400
PL-7

σy:降伏点,σu:引張強度

表－5 測定項目

SD295A定着部
D10
拘束筋
σy:降伏点,σu:引張強度
使用ロードセルの一覧
容量

定格出力

LUK-50TBS 490kN

型式

4000×10非直線性 ﾋｽﾃﾘｼｽ-6

0.2%RO

0.2%RO

押1000kN引500kNｵｲﾙｼﾞｬｯｷ

振れ止め装置
－

正加力方向

＋

Qg

1200
H=987.5

Qc
－

212.5

500kNロードセル

試験体

＋

d

間
区
形量
定
変
測角
d対

）
反力ビーム

d：
(δ δ

（寸法単位：mm）

208.5

L=1831.52040

図－2 実験装置
2-3

層間変形角
2
R=-(δd +2d･δd)/(2H･L)
δd:柱梁間の対角変形量淺沼組技術研究報告№23(2011)

３．実験結果および考察②、柱主筋圧縮側のせん断ひび割れ③が発生した。次に、

3.1 荷重－変形関係および破壊状況

柱鉄骨軸方向に係わらず、R=8.0～13.0×10-3rad.で柱鉄骨各試験体の柱せん断力 Qc と層間変形角 R の関係を図－

フランジが引張降伏し、耐力は上昇を続けた。

3 に示す。図中には、実験中に観察された主な発生現象、

R=20×10-3rad.前後で加力梁下フランジ側にコンクリート

最大耐力 cQmax、最大耐力時層間変形角 Rmax および限界層の圧壊が生じ、R=20.1～30.2×10-3rad.で最大耐力に達した。

間変形角 R80 を併記した。限界層間変形角 R80 は、Qc がその後、写真－1(b)に示すように、柱主筋に沿う付着割

cQmax の 80%に低下した時の層間変形角として定義した。

裂ひび割れ⑦および柱主筋定着端部近傍の水平ひび割れ

図 か ら わ か る よ う に 、 各 試 験 体 と も に 、 R=0.9 ～⑥が進展し、耐力が低下した。限界層間変形角 R80 は、37.9

1.5×10 rad. 時 に 柱 頭 部 に 曲 げ ひ び 割 れ 、 R=5.6 ～～46.2×10-3rad.であった。柱主筋の引張降伏は、試験体8.0×10-3rad.時に接合部せん断ひび割れが発生した。接合SL1-S-A，SL2-W-A ではほぼ最大耐力時、その他の 2 試験部せん断ひび割れは、写真－1(a)に示すように、引張側

体では R80 を超えてから発生した。
写真－1 に示すように、

柱主筋近傍のせん断ひび割れ①がまず発生し、その後、顕著な付着割裂ひび割れが観察されたことから、破壊形

直交梁をまたいで柱主筋圧縮側へ伸びるせん断ひび割れ

式は柱主筋の定着部破壊と判別した。

-3

500 Qc(kN)

CTY
CS
CFTY
SC

c Q max (=435kN)

400

0.8 c Q max

300

0-60 -40 -20 0-100

20 40 60 80 100
R(×10-3rad.)
CFC
-3
-200
JWY R 80 =39.5× 10 rad.
-3
SC R max =30.2×10 rad.
-300
CFTY
- c Q max(=-377kN) -400 HTY CTY【試験体：SL1-S-A】

CS
CFTY

20

-200

CFC
SC

JWY

- c Q max(=-357kN)

0.8 c Q max

CFC

SC

R80 =40.2× 10 -3 rad.
8

0

CTY
CFTY
HTY
【試験体：SL1-W-A】-400

SC,CFTY

0-60 -40 -20 0
20 40 60 80 100-100
R(×10-3rad.)
CTY
CFC
CFTY
-200
R 80 =37.9× 10 -3 rad.
HTY
- c Q max
-300
-3
-400

60 80 100
R(×10-3rad.)R max =20.1× 10 -3 rad.

-300

CS 400c Q max (=380kN)

100(=-326kN)

40

500 Qc(kN) CTY

200

CFC

100

0
-60 -40 -20 0-100

500 Qc(kN) CTY

400
JWY
SCTY 300
SC

200

CFC
SCTY

100

0.8 c Q max

300

SC

200
CFC

500 Qc(kN) CTY
c Q max (=396kN)
400

CS
CFTY

200
100

-200
- c Q max(=-330kN)【試験体：SL2-S-A】
発生現象記号

0.8 c Q max

300

0-60 -40 -20 0-100

R max =20.2×10 rad.

c Q max (=376kN)-300

20 40 60 80 100
R(×10-3rad.)CFC-3
R 80 =46.2× 10 rad.
SCCTY R max =27.1× 10 -3 rad.

CFTY
HTY
【試験体：SL2-W-A】-400【柱梁接合部】
SC：せん断ひび割れ【柱】CFC：柱頭部曲げひび割れ
CS：梁鉄骨下フランジ直下の柱頭部コンクリートの圧壊HTY：接合部帯筋の引張降伏

CTY：柱主筋の引張降伏

SCTY：定着部拘束筋の引張降伏

CFTY：柱鉄骨フランジの引張降伏

CFTY：柱梁接合部鉄骨ウェブの引張降伏
図－3 荷重－変形関係
2-4

淺沼組技術研究報告№23(2011)

⑥

⑥
③

③
②

①

②

①

⑦

⑦
⑦

直交梁

⑦

直交梁

直交梁

【SL1-S-A(強軸)】【SL1-W-A(弱軸)】

直交梁
④

④

⑤

⑤

【SL1-S-A(強軸)】【SL1-W-A(弱軸)】

⑥

⑥

③
②

①

①

直交梁

②
直交梁

⑦
直交梁

③

⑦

⑦

⑦
直交梁

④
④
⑤
⑤

【SL2-S-A(強軸)】【SL2-W-A(弱軸)】【SL2-S-A(強軸)】(a)cQmax 時近傍(R=+20×10-3rad.)【SL2-W-A(弱軸)】(b) R80 近傍(R=+40×10-3rad.)①～③ 接合部せん断ひび割れの進展方向、④ 柱頭部の曲げひび割れ、⑤ 柱頭部のせん断ひび割れ⑥ 柱主筋定着部近傍の水平ひび割れ、⑦ 柱主筋に沿う付着割裂ひび割れ
写真－1

Q

c max

時および R80 時のひび割れ状況

3.2 包絡線の比較

式(1)～(4)の各記号の説明を下記に示す。式(3)右辺の符

各試験体における実験時の柱せん断力 Qc を柱曲げ終局

合は、L 字形が閉じる正加力時には－、L 字形が開く負加耐力時の柱せん断力計算値 Qcu で無次元化した Qc/Qcu と、力時には＋とする。

層間変形角 R との関係を包絡線で表し、柱鉄骨軸方向、
柱主筋定着長さで比較したものを図－4 に示す。ただし、

rMcuo：柱 RC 部の基準曲げ終局耐力

柱鉄骨軸方向の影響を比較するために、弱軸方向試験体

Mpc：SRC 柱鉄骨部の全塑性ﾓｰﾒﾝﾄ

SL1-W-A および SL2-W-A についても、他の実験因子が共h’ ：内法階高さ、dc=CD-Cr：柱 RC 部の有効せい

通の強軸方向試験体 SL1-S-A および SL2-S-A の Qcu で Qc

CD：柱せい、Cr：引張側柱主筋重心のかぶり厚さを無次元化した。

jtce：SRC 柱の等価応力中心距離
act：柱引張側主筋の断面積

なお、柱曲げ終局耐力時の柱せん断力 Qcu は、日本建築総合試験所「機械式鉄筋定着工法設計指針」11)の研究資

Afc：SRC 柱鉄骨ﾌﾗﾝｼﾞの断面積

料 8 に示された算定式に準じた式(1)により算定した。

rjtc：柱両側主筋の重心間距離、σry：柱主筋の降伏強度
scD：柱鉄骨せい、fct：柱鉄骨ﾌﾗﾝｼﾞの厚さ

Qcu = 2(rMcuo/ηc+ Mpc)/h’sCd =scD-fct：柱鉄骨両側ﾌﾗﾝｼﾞの中心間距離(1)

rMcuo =0.9act･dc･σry(2)ηc = 1∓ (jtce/h’)･(h/l)(3)

各記号と柱梁接合部の各部諸元との対応を図－5 に示

jtce = (act･rjtc+Afc･sCd)/( act+Afc)(4)

し、計算結果と実験の最大耐力との関係を表－6 に示す。

2-5

淺沼組技術研究報告(1)柱鉄骨軸方向の影響№23(2011)

本実験では、柱鉄骨断面が小さく、幅およびせいが同

図－3 の Qc-R 関係では、強軸方向試験体の履歴ループじであるため、軸力の小さい範囲では、柱曲げ終局耐力

面積が弱軸方向試験体よりも大きく、柱鉄骨軸方向によの柱鉄骨軸方向による差異は現れなかったと考えられる。

る差が見られた。しかし、図－4(a)に示すように、定着(2)柱主筋定着長さの影響

長さの長い SL1 シリーズ試験体において強軸方向試験体

図－4(b)に示すように、強軸方向試験体において、定の最大耐力が僅かに大きくなった程度で、最大耐力およ

着長さ lac=24.6db の SL1-S-A の最大耐力が lac=21.2db のび変形性能に顕著な差異は認められなかった。また、写SL2-S-A よりも僅かに大きくなった程度で、柱主筋定着

真－1 に示すように、ひび割れ状況にも、柱鉄骨軸方向に長さによる顕著な差異は認められなかった。写真－1 に示よる差異は認められなかった。

すように、ひび割れ状況にも差異は認められなかった。
これは、柱鉄骨の存在により柱主筋の定着部破壊が遅延したため、柱主筋定着長さによる差異が明瞭に現れなかったものと考えられる。

lac LS
Cro

Cro

jts

B

Ng

D
Qg

Mg
Cr

表－6 実験の最大耐力と柱曲げ終局耐力計算値の関係

d

試験体

jtce
j
r tc
mCd

SL1-S-A
SL1-W-A
SL2-S-A
SL2-W-A

sC

C

D

最大耐力
c Q max
(kN)
正方向
負方向
435
377
396
357
380
326
376
330

柱曲げ終局時Q cu(kN)
正方向 負方向
369
331
328
290
357
321
317
281

c Q max / Q cu

正方向
1.18
1.21
1.06
1.19

*c Q max およびQ cu の負方向は絶対値で表示

Qc

Mc
Nc

図－5 L 字形柱 SRC 梁 S 接合部の各部諸元1.5 Qc/Qcu

1.5 Q /Qcu

SL1-S-A(強軸)
SL1-S-A（強軸）

1.0

1.0
0.5
0.0

SL2-S-A（強軸）SL2-W-A(弱軸)c

0.5

SL1-W-A（弱軸）SL1-W-A(弱軸)R(×10-3rad.)
0

20

40

60

80

0.0

100

【lac=24.6db(=468mm)】

SL2-W-A（弱軸）
SL2-S-A(強軸)R(×10-3rad.)
0

20

40

60

80

100

【lac=21.2db(=403mm)】(a) 柱鉄骨方向の影響

1.5 Qc/Qcu

1.5 Qc/Qcu SL1-W-A(lSL1-W-A（lac=24.6dac=24.6db） b )

SL1-S-A(lSL1-S-A（lacac=24.6d=24.6db） b )

1.0

1.0

0.0

R(×10-3rad.)
0

20

40

60

SL2-W-A(l=21.2d b )SL2-W-A（lacac=21.2db）

0.5

SL2-S-A（lac
SL2-S-A(l=21.2dac=21.2db） b )

0.5

80

0.0

100

R(×10-3rad.)0【柱鉄骨：強軸方向】

20

40

60

【柱鉄骨：弱軸方向】(b) 柱主筋定着長さの影響

図－4

Qc/Qcu－R 関係包絡線(正加力時)
2-6

80

100

負方向
1.14
1.23
1.02
1.17

淺沼組技術研究報告№23(2011)(1)終局耐力と定着長さの関係

４．柱主筋の定着性能に関する検討
本実験における柱主筋の定着性能について、既往実験

図－6 に、cQmax/Qcu と lac/lab（実定着長さ/必要定着長さ）との比較検討を行う。ただし、Ｌ字形柱 SRC 梁 S 試験体との関係を示す。同図によると、機械式定着工法の柱 RC

による既往実験がないため、せん断補強筋形式のＬ字形

梁 S 接合部試験体（○：文献 13）は、lac/lab が 1 以上を示を用いた。

しているものの、いずれも定着破壊し cQmax/Qcu＜1 となっ検討対象とした試験体を表－7 に示す。なお、文献 13)にていることがわかる。
一方、
柱 SRC 梁 S 接合部試験体は、おける実験では、架構形状、断面形状、配筋、試験体を

lac/lab が 0.95 程度のものも含め、全ての試験体が cQmax/Qcu

構成する材料の強度が、本実験の SL1 シリーズとほぼ同＞1 となっていることがわかる。

一のＬ字形柱 RC 梁 S 接合部試験体を使用しており、柱(2)変形性能と定着長さの関係

柱 RC 梁 S 接合部試験体による既往実験

12),13)鉄骨の有無による影響を直接比較することが可能である。

R80－lac/lab 関係を図－7 に示す。図中には、日本建築学

なお、以下の検討において用いる必要定着長さ lab は、

会「鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型耐震設計指日本建築学会「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」

針・同解説」15)による RC 柱の終局限界状態の部材角目安

14)値(1/67)を 2 倍した R=3/100 を破線で示した。

における異形鉄筋の必要定着長さ算定式に準じた式(5)により算定した。

lab = α b ⋅

図－7 によると、機械式定着工法の柱 RC 梁 S 接合部試
験体（○：文献 13）は、いずれも R80＜30×10-3rad.となっS ⋅ σt ⋅ d b
10 ⋅ fbており、要求される変形性能を満足していない。一方、(5)

柱 SRC 梁 S 接合部試験体は、lac/lab が 0.95 程度のものも含めて R80 が 40×10-3rad.前後を示しており、全ての試験体

式(5)の各記号の説明を下記に示す。

が R80＞30×10-3rad.の変形性能を有していることがわかる。
柱 RC 梁 S 接合部試験体の既往実験との比較から、耐

αb：せん断補強筋形式の拘束力を考慮し 1.25

力、変形性能ともに柱 SRC 梁 S 接合部の方が優れている

S：必要定着長さの修正係数で 0.7

ことがわかった。柱 SRC 梁 S 接合部では、柱鉄骨が応力

σt ：柱主筋の降伏応力度を負担することにより、コンクリートの破壊が抑制され、

db：柱主筋の呼び名に用いた数値、定着部破壊が遅延しているものと推測される。

fb：付着割裂の規準となる強度 fb=Fc/40+0.9

以上より、Ｌ字形柱 SRC 梁 S 接合部においては、柱主（ここでは、Fc に材料試験結果を用いた。
）

筋の定着長さを式(5)で算定される値以上とすることにより、設計で目標とする終局耐力および変形性能が確保で表－7 本実験と既往実験の試験体と凡例きると考えられる。

試験
凡例
柱主筋
文献
体数
定着方法
既往実験 本実験
1
直線定着
(12)
□
6
機械式定着
(13),本実験○●
破壊形式：全ての試験体が柱主筋の定着部破壊

2.0

c Q max 正/Q cu 正

100

R 80正
-3
(×10 rad.)

1.0

1.0

80

1.5
SL2-W-A
SL2-S-A

1.0

SL1-W-A

60

SL1-S-A

SL2-W-A
SL1-W-A

40

0.5

SL2-S-A

SL1-S-A

R=3/10020

l ac /l ab
0.0

l ac /l ab

0

0.0
図－6

0.5
1.0
1.5
2.0
Q
/Q
－l
/l
関係(正加力時)
c max
cu
ac
ab

0.0

2-7

0.5
1.0
1.5
2.0
図－7 R80－lac/lab 関係(正加力時)

淺沼組技術研究報告

５．まとめ№23(2011)

3)

柱鉄骨量の少ない L 字形柱 SRC 梁 S 接合部試験体

柱 RC 梁 S ハイブリッド構法に関する実験的研究、（SCMA/SBMA が 0.1～0.2 程度）の構造実験から、以下のこ

淺沼組技術研究報告 No.22、pp.1-1～1-10、2010.
4)とがわかった。
1)

5)

山下靖彦、岡本達雄、毛井崇博、太田秀彦：柱鉄骨た。したがって、試験体の破壊形式は、柱主筋の量の少ない SRC 柱＋S 梁架構の強度性状に関する研定着部破壊と判別した。

究、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、全試験体において柱主筋の定着部破壊となったが、pp.1279-1280、2000.9.
6)

最大耐力は柱の曲げ終局耐力計算値を上回り、限宮内靖昌、毛井崇博、上村昌之、山本章起久、石出一郎：帯筋の施工性を向上させた柱 SRC 梁 S 接合部

界層間変形角 R80 は 30×10-3rad.以上を示した。
3)

日本建築学会：鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説、2001.

全試験体において柱主筋の引張降伏が見られたが、柱主筋に沿う顕著な付着割裂ひび割れが観察され

2)

山内豊英、井上重信、橋本拓：高強度材料を用いたの力学性状に関する研究、日本建築学会大会学術講履歴ループ面積は、柱鉄骨が弱軸方向の試験体よ

演梗概集、構造Ⅲ、pp.1199-1200、2004.8.

りも強軸方向試験体の方が大きく、軸方向によっ

7) 大島穣、福知保長、若松慎三：柱 SRC 梁 S 構増接合て差が生じた。一方、最大耐力および変形性能に部における応力伝達及び耐力評価に関する実験的研

おいて、柱鉄骨軸方向、柱主筋定着長さによる顕究、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、著な差は見られなかった。

pp.1101-1102、2001.9.

4) 柱 RC 梁 S 接合部の既往実験との比較検討の結果、

8) 若松慎三、福知保長、大島穣：柱 SRC 梁 S 構増接合柱 SRC 梁 S 接合部は、柱鉄骨の存在に起因して柱部における応力伝達に関する実験的研究、日本建築

主筋の定着部破壊が遅延するため、同形状の柱 RC

学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1085-1086、

梁 S 接合部よりも優れた構造性能を示すことがわ

2002.8.

かった。

9)岡安隆史、福元敏之、富田昭夫、福田孝晴、河野賢
一、矢口卓郎：小さな H 形鋼を用いた柱 SRC 梁 S 構［謝造柱梁接合部の実験的研究その１-その２、日本建築

辞］

学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1281-1284、

本実験は、RCS ハイブリッド構法研究会（青木あすな

2000.9.

ろ建設、淺沼組（代表会社）、奥村組、西武建設、大末建
設、東亜建設工業、西松建設、ハザマ、長谷工コーポレ

10) 長谷川則夫、土方勝一郎、大島豊：柱鉄骨量の少なーションで構成）とダイワスチール株式会社の共同研究

いはり S 柱 SRC 接合部の実験研究その１-その４、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅱ、で行われました。ご尽力頂きました関係者各位に謝意を

pp.1221-1228、1987.10.

表します。また、実験から考察に至るまで様々なご指導、
11)

ご教示およびご尽力を頂きました一般社団法人 建築構

日本建築総合試験所：機械式鉄筋定着工法 設計指針(2010 年改定)、2010.5.

造技術支援機構の益尾潔理事・工博、財団法人 日本建築

12)

総合試験所の足立将人主査・博士（工学）、市岡有香子氏・

磯雅人、小澤潤治、山本俊彦、豊嶋学：RC 柱・S造はりで構成される合成架構に関する研究(その 4)、

博士（工学）、並びに、同試験所の皆様に謝意を表します。

日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、
pp.945-946、1995.8.

［参考文献］

13) 日本建築総合試験所：建築技術性能証明評価概要報

1) 樋渡健、竹内健一、井上重信、小田初次、飯塚信一、

告書、DS ネジプレート定着工法、2011.7.

中岡章郎、堂下航：高強度材料を用いた柱 RC 梁 S

14) 日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同ハイブリッド構法に関する実験的研究（その１）、日

解説、2010.

本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、

15) 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靭性保証

pp.1301-1302、2010.9.
2)型耐震設計指針・同解説、1997.

山内豊英、細矢博、服部俊一、原博、薬研地彰、足16) 市岡有香子、足立将人、田川浩之、堂下航、益尾潔：

立将人：高強度材料を用いた柱 RC 梁 S ハイブリッ

Ｌ形柱 SRC 梁接合部の構造性能(その１-その２)、日ド構法に関する実験的研究（その２）、日本建築学会

本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1303-1304、2010.9.

pp.1297-1300、2011.8.

2-8