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SABTEC 機械式定着工法 RC 構造設計指針（2022 年）

短 期 連 載：S A B T E C 機 械 式 定 着 工 法 R C構 造 設 計 指 針（ 2022年 ）

第2 回

SABTEC指針7．
1節と14．
1節の改定概要
益 尾 潔 ◉（ 一 社 ）建 築 構 造 技 術 支 援 機 構 代 表 理 事
R80min = R80a ･αw 

SABTEC 指針 7.1 節の改定概要

αw =αwo+ βw ･ pjwh ･⦿接合部横補強筋比の規定

（7.2）
σwy

Fc

（7.3）

本連載第1回のSABTEC指針5章の改定概要で

R80a：接合部耐力余裕度λp で決まる限界層間変形角は，アスペクト比ξ≧1.3のト形接合部のせん断設

αw：接合部横補強筋量 pjwh ･σwy /Fc による補正係数

計条件を示し，第2回のSABTEC指針7.1節の改定

αwo，βw：表7.1の補正係数

概要では，4.1節で定義した目標性能①と②に対し

σwy：接合部横補強筋の降伏強度て，SABTEC指針7.1節（1）において，梁または柱Fc：コンクリートの設計基準強度の曲げ降伏後，早期の接合部せん断破壊防止のため

表7.1中の片側，両側直交梁付きは，接合部被覆に，ト形，T形，L形，十字形接合部ともに指針式率が50%以上の係数αwo，βw であり，接合部被覆率（7.1）の接合部横補強筋比pjwh は接合部必要横補強は，加力構面に平行な接合部側面の見付面積に対す筋比pjwho 以上とするとしている。

る見付面積内の直交梁断面積の比率としている。

pjwh=nh・awh
Bc･jtgo（7.1）

一方，SABTEC指針4.2節では接合部耐力余裕度
λp ≧1とし，5.1節では柱梁接合部の終局強度設計

Bc：柱幅用せん断力を規定し，6章では接合部せん断終局耐

jtgo：梁最外縁主筋の上下中心間距離力を規定している。

nh：jtgo 区間内の接合部横補強筋の組数

⦿限 界層間変形角 R 80 に及ぼす接合部横補強筋およawh：接合部横補強筋1組の断面積
⦿接合部横補強筋の配置

SABTEC指針7.1節（2）では，ト形，T形，L形，十字形接合部ともに，図1に示すように梁上下主筋中心び直交梁の効果

規準化梁せん断力Qg /gQmu－層間変形角R関係に及ぼす接合部横補強筋および直交梁の効果 3）を，図2と3に示す。と直近の接合部横補強筋中心との距離を2db 程度以下

図2によると，SD295および785N/mm2 級接合部とし，jtgo 区間に接合部横補強筋をできるだけ均等に横補強筋を用いた中子筋あり試験体（K3-40-6, K4-配置するとしている。db は梁主筋呼び名の値を示す。

60-6）の梁曲げ降伏後の変形性能は，接合部横補強⦿保証限界層間変形角 R 8 0 m i n筋の拘束効果により，中子筋なし試験体（K3-40-3，SABTEC指針7.1節（3）では，梁または柱の曲げK4-60-3）よりも改善される。

降伏後，早期の接合部せん断破壊防止のために，指また，図3によると，片側直交梁付き，両側直交針式（7.2）の保証限界層間変形角R80min を規定してい梁付きト形接合部の梁曲げ降伏後の変形性能は，直る。同式中のR80a は接合部耐力余裕度λp で決まる限交梁なしに比べて改善される。

界層間変形角，αw は接合部横補強筋量 pjwh ･σwy /Fcによる補正係数としている。

これらの実験的知見を基に，保証限界層間変形角R80min が指針式（7.2）で定式化され，表7.1の補正係数αwo，βw の値が定められている。
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Bcy

Bcy

awhy
（2本分）

awhy
（2本分）
Bcx

Bcx
Y2db以下

jtgox

jtgo

接合部
横補強筋（nh）
2db以下

2db以下

2db以下

（a）
ト形接合部

K3-40-6（λp＝1.08）

K3-40-3（λp＝1.08）

0.5

0.0

Qg/gQmu

1.0

図2

［C金物］
010

20 30 40 50R（×10－3 rad.）（a）2-D10と4-D10（3組）

K4-60-3（λp＝1.08）0.5：片側直交梁付き

J30-12-P2（λp＝0.96）

1.5

［C金物］
010

20 30 40 50
R（×10－3 rad.）（b）2-S8と4-S8（4組）

608

1.0J30-12-0（λp＝0.82）

0.50.0［D金物］
020 30 40 50R（×10－3 rad.）（a）σB＝30.9N/mm2

1060

Rmax

4J60-12-P1（λp＝0.86）

1.00

図401R（×10－2）

2DS算定時層間変形角分布4）J60-12-0（λp＝0.86）

0.50.062

J60-12-P2（λp＝1.01）

1.5

R：層間変形角
Rmax：最大層間変形角10：両側直交梁付き

J30-12-P1（λp＝0.82）②121.00.060

目標性能①Qg /gQmu ―R関係に及ぼす接合部横補強筋の効果3）：直交梁なし

図3（c）L形接合部

K4-60-6（λp＝1.08）

1.5Qg/gQmu

Qg/gQmu

1.5

Qg/gQmu（b）T形接合部

接合部横補強筋の配筋詳細

（階）

図1

接合部
横補強筋（nh）

jtgox

接合部
横補強筋awhx（2本分）

awhx（2本分）

X

第1横補強筋［D金物］
01020 30 40 50
R（×10－3 rad.）（b）σB＝63.1N/mm2

60

Qg /gQmu ―R関係に及ぼす直交梁の効果3）

⦿接合部必要横補強筋比 p j w h o の算定式

SABTEC指針7.1節の解説（4）では，SABTEC指pjwho=RuD
Fc- αwo ・R80aβw ･σwy

（解7.2）

針4.1節の解説（2）で定義した保証メカニズム時層

一方，保証メカニズム時層間変形角RuD は，解表間変形角RuD と指針式（7.2）の保証限界層間変形角7.1に示すように，靭性保証型指針 4）に示された梁，R80min を等値することで，接合部必要横補強筋比柱の終局部材角の目安値（梁：1/50，柱：1/67）に，pjwho が指針式（解7.2）で導出される。

目標性能②について安全率2を乗じた値を基本として い る。 す な わ ち， 目 標 性 能 ①と② のRuD は● 建築技術 2022.08

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1.2

SD295-Fc60

SD295-Fc30

685-Fc60

685-Fc30

負加力側 L形接合部（L形が開く）T形
接合部

正加力側 L形接合部（L形が閉じる）

λp＝1.0

1.0pjwho（%）

0.8
0.60.40.2
0.0203040RuD（×10－3）5060

図5 接合部必要横補強筋比pjwho        －保証メカニズム時層間変形角RuD関係

図6

Qc

Tc

Tc

Qg'

水平力を受ける上部骨組分離モデル

Tc

Cc

Qc

Cg

Vh

Vh

Tg'

Vh

Mg

Qg

Qg

Cc

Vh

Mg

Mg
Qg

Cg

Qc

Tg

Vh

Vh

Cg

Tg
【正加力時】（a）T形接合部

図7

負加力側 L形接合部（L形が開く）

Mc

Tg

Cg'
Mg'

T形接合部

McMc
Cc

正加力側 L形接合部（L形が閉じる）【負加力時】（b）L形接合部

最下階T形接合部およびL形接合部のDS算定時応力

SABTEC指針（2019年）の表4.1による設計区分Ⅰ，

び685N/mm2 級とし，コンクリートの設計基準強度

ⅡのRuD に安全率2を乗じた値とすることを基本とし，Fc を30N/mm2 と60N/mm2 としている。

目標性能①の値は設計区分Ⅰの値を丸めている。

靭性保証型指針による梁の終局部材角の目安値

通常，DS 算定時層間変形角は1/150～1/100にな（1/50）に，目標性能②の安全率2を乗じた値を同図のると，柱または梁が材端部部材角に降伏ヒンジが形

横軸RuD=40×10-3とすると，SD295接合部横補強筋成されることより，図4に示すように，DS 算定時層の場合，Fc30N/mm2 ではpjwho=0.45%，Fc60N/mm2 で間変形角が1/100以上の場合を目標性能②，1/100はpjwho=0.90%となり，685N/mm2 級接合部横補強筋の未満の場合を目標性能①とすればよく，実用上，場合，Fc 30N/mm2 ではpjwho=0.22%，Fc 60N/mm2 では

最上階のT形，L形接合部および最下階の逆T形，pjwho=0.44%となる。なお，同図中には建築基準法施行

逆L形接合部は目標性能①，それ以外の柱梁接合令第77条による柱の最小帯筋比0.2%を示している。

部は目標性能②としてもよい。
⦿接合部必要横補強筋比 p j w h o の算定結果

一方，4.1節（2）で定義する柱曲げ降伏型のT形接合部の場合，靭性保証型指針による柱の終局部材式（解7.2）による接合部必要横補強筋比pjwho の角の目安値（1/67）に，目標性能② の安全率2を乗算定結果を，図5に示す。この場合，直交梁なしのじた値（RuD=30×10-3）とし，目標性能①のRuD は梁曲げ降伏先行型ト形接合部について，接合部耐力目 標 性 能② のRuD を（2/3）倍 し た 値（RuD=20×余裕度λp=1.0，接合部横補強筋鋼種をSD295およ10-3）としている。
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表 7.1 R 80a の算定式および補正係数αwo, βw

解表 7.1αw o

R 80a の算定式

βw

直交梁 片側直交 両側直交なし
梁付き梁付きト形，十字形接合部

R 80a ＝0.03λp

0.40.61.019

T 形接合部

R 80a ＝0.024λp

0.60.71.24.8

L 形接合部

R 80a ＝0.03λp

0.60.81.28.9解表 7.2

目標性能

部材の破壊形式①②

梁曲げ降伏型

3040

柱曲げ降伏型

2030（単位：×103）

検討対象ト形接合部の梁，柱諸元（定着長さ）

主筋

Bg

Dg

600

850

N/mm230

梁配筋

梁断面（mm）

Fc

CASE1

保証メカニズム時層間変形角 RuD

接合部に接続する

ℓag
（mm）

ℓag/
Dc

ℓag/dbSD390 6+5-D32 2.06％

7500.75

23.4

SD490 6+5-D32 2.06％

7500.75

23.4

鋼種

CASE240解表 7.3

強度低下率βj の検討結果

配筋

pt

接合部

柱断面（mm）

Bc

Dc

1,0001,000

柱軸力比

Nc /
（Fc Bc Dc ）gQpu /

gQau /

gQcu /

主筋
鋼種

pg

配筋

0.15

SD390 12-D38

1.37％

0.15

SD490 12-D38

1.37％

接合部余裕度横補強筋

柱配筋

AIJ 保有耐力基準配筋

pjwh

pjwh opjwh /
pjwh oλpΣMcu /
Mgu

CASE1

6 組 -­ 2
­ D13

0.23％

0.20％

1.15

1.07

1.67

2.211.07

4.16

1.34

CASE28 組 -­ 2D130.31％

0.27％

1.141.041.63

2.071.04

4.271.38

gQmu

⦿ S AB T E C 指針の検定値とA IJ 保有水平耐力規準の強度低下率βj の比較検討

gQmu

gQmu

Bj

力を用いて算定される。
②分離モデルでは，最下階柱基礎梁接合部はL形とT

本検討では，解表7.2に示すように（CASE1）Fc 30形接合部となるので，SABTEC指針14.1節では建築とSD390梁主筋，（CASE2）Fc 40とSD490梁主筋に基準法施行令第93条（地盤基礎杭）に基づき，杭基ついて，梁主筋引張鉄筋比p t=2.06%，梁主筋定着長礎と接続するト形接合部は検討対象外としている。

さ比ℓag/Dc=0.75，長期相当柱軸力0.15Fc Bc Dc とし，検定条件① 接合部横補強筋比倍率pjwh/pjwho ≧1.0，おわりに② 接合部耐力余裕度λp ≧1.0に対して，AIJ保有水平耐力規準の強度低下率βj を算定した。

SABTEC指針7.1節では，梁または柱の曲げ降伏

この場合，685N/mm2 級高強度せん断補強筋を接後，早期の接合部せん断破壊防止のために，指針式

合部横補強筋とし，SABTEC指針検証報告 1）と同（7.2）の保証限界層間変形角R80min を規定したうえ様，指針式（5.10）と指針式（5.11）を用いて柱梁強で，接合部必要横補強筋比倍率pjwh /pjwho ≧1を規定

度比ΣMcu /Mgu を算定した。

した。また，SABTEC指針の検定条件を満足するト解表7.3に示すように，SABTEC指針の検定値

形接合部の検定値は，AIJ保有水平耐力規準の強度「接合部横補強筋比倍率pjwh /pjwho=1.14～1.15，接合低下率βj の限界値を上まわることを明らかにした。

部耐力余裕度λp=1.04～1.07」は，SABTEC指針の一方，SABTEC指針14.1節では，建築基準法施最小検定値に近く，AIJ保有水平耐力計算規準の強行令第93条（地盤及び基礎杭）に基づき，杭基礎と度低下率βj =1.34～1.38は，AIJ保有水平耐力規準接続するト形接合部は検討対象外とした。

20条の解説4.に示された強度低減率βj の限界値1.0を上まわる。これらより，SABTEC指針の検定条件を満足するト形接合部の検定値は，AIJ保有水平耐力規準の強度低下率βj の限界値を上まわるといえる。

（ますお きよし）

【参考文献】
1）益尾 潔：本連載 第1回RC構造設計指針4章と5章の改定概要，
建築技術2022年7月号，pp.36～39
2）（一社）建築構造技術支援機構：SABTEC機械式定着工法RC構造設計指針（2022年），2022年4月

SABTEC 指針 14.1 節の改定概要3）益尾 潔，足立将人：機械式定着によるRC造ト形柱梁接合部の構造性
能，日本建築学会構造系論文集，第627号，pp.819-826，2008年5月
4）日本建築学会：鉄筋コンクリート造建築物の靱性保証型耐震設計指①通常，分離モデル（図6）による弾塑性解析より，
図7に示すように，最下階柱基礎梁接合部の終局
強度設計用せん断力Vmuh は，DS 算定時基礎梁応● 建築技術 2022.08

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針・同解説，1999年
5）
日本建築学会：鉄筋コンクリート構造保有水平耐力計算規準・同解説（2021年）

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