新 連 載：A I J 規 準 に よる 柱 梁 強 度 比 を 踏 ま え た S A B T E C 指 針 検 証 報 告第1 回：アスペクト比に関する補正係数 3）⦿ T 形接合部

ξa－1]+（1/2)（ΣAjwfjy /ΣAtfy)}･ ξr

S A B T E C指針検証報告の概要

ΣAtfy /bjDgFc：柱主筋量比

Dg：梁せいΣMgu /Mcu：梁柱曲げ強度比

Dc：柱せいξa：柱主筋定着長さの影響係数

度低下率を提案している。
本連載では，AIJ規準による「柱梁強度比」を踏まえた SABTEC指針検証報告について執筆する。

ん断設計は，SABTEC評価取得の機械式定着工法開発時に行われた（表1）の実験（以下，SABTEC実験

AIJ 規準による柱梁強度比および強度低下率と略記）を基に構築されている。
AIJ規準20条「柱梁接合部」2）では，図2のモー

図1に示すように，柱梁接合部は接続する柱またメント抵抗機構を基に柱梁強度比を提案し，接合部は梁の曲げ降伏後，設計限界層間変形角RuD 以上の降伏破壊時の節点モーメントMj と梁の危険断面で変形性能を保証することを基本としている。の終局曲げモーメント時の節点モーメントMgu の比⦿ S AB T E C 指針 4 . 2 節として，ト形とL形接合部の強度低下率βj を式（1）

実験の層せん断力－層間変形角関係を基に，設計と式（3）で定義している 3）,4）。また，ニューテックで保証すべき変形性能を保証限界層間変形角実験 6）では，式（1）と式（3）と同様，T形接合部のR80min=R80a ･αw とし，指針式（4.2）で与えている。

強度低下率βj を式（2）で定義している。

R80a は接合部耐力余裕度λp で決まる限界層間変形⦿ト形接合部角とし，αw は接合部横補強筋量pjwh･ σwy/Fc によるMcu /Mgu：柱梁曲げ強度比「接合部降伏機構」成立の検証を意図し，表2の機ξa：梁主筋定着長さの影響係数

械式定着ト形接合部試験体（24体）について行われΣAjwfjy /ΣAtfy：接合部内補強筋量比ている。本検討では，機械式定着板の直径を梁主筋

ξr=2（ξ+1/ξ)－1呼び名の値の2.5倍と仮定している。

ξa－1]+（1/2)（ΣAjwfjy /ΣAtfy)} ･ ξr

⦿ S AB T E C 指針 4 . 3 節

ΣAtfy /bjDgFc：梁主筋量比のR80min を基に，指針式（7.1）の接合部必要横補強筋実験因子（1）

梁引張主筋本数（4，6 本）

Lシリーズ

ξa：梁主筋定着長さの影響係数

機械式定着とU形定着によるト形接合部

AIJ 構造系論文集（2008 年 5月）

高強度ネジ節鉄筋型定着金物を用いたト形接合部

AIJ 構造系論文集（2008 年10月）

高強度ネジ節鉄筋型定着金物を用いたト形接合部

AIJ2013 年大会論文

高強度鉄筋と円形定着板を用いたト形接合部

AIJ 技術報告集（2016 年 6月）

従来定着と機械式定着によるT 形，L 形接合部

AIJ 構造系論文集（2005 年 4月）

機械式定着による直交梁付きT 形，L 形接合部

JCI年次論文集（2009 年）

機械式定着によるT 形，L 形接合部の変形性能評価式

JCI年次論文集（2009 年）

柱主筋外定着によるL 形接合部の終局耐力と変形性能

AIJ 構造系論文集（2014 年 3月）

高強度ネジ節鉄筋型柱主筋外定着によるL 形接合部

AIJ 技術報告集（2014 年10月）

ネジ節鉄筋型定着による幅広梁付きL 形接合部

AIJ 技術報告集（2014 年10月）

円形定着板による幅広梁付きL 形接合部

AIJ 技術報告集（2016 年 6月）

11体

梁主筋定着長さlag /Dc（0.8，0.65）

Mシリーズ

コンクリートの圧縮力

アスペクト比 Dg /Dc（0.5）
Nシリーズ

梁主筋定着長さlag /Dc（0.8，0.65，0.5）5体

柱引張主筋本数（2，3，5 本）
アスペクト比 Dg /Dc（2.0）
梁主筋定着長さlag /Dc（0.8，0.65）

Pシリーズ

4体

接合部補強筋比 pjwh（0.27，0.55%）

図2

柱染接合部のモーメント抵抗機構3）

ニューテック実験概要

研究者

研究課題

前田ほか

ト形接合部

真田ほか

T 形 L 形接合部

試験体数

関連発表論文基本性状，定着部上下補強量

2体

AIJ大会2014年

直交梁と接合部補強筋の効果

11体

AIJ大会2015年～2017 年

接合部アスペクト比と接合部補強筋の影響

11体

AIJ大会2018年～2020年

接合部補強筋と軸力の効果

9体

AIJ大会2014年，2015 年

接合部補強筋と変動軸力の効果

18 体

AIJ大会2017年～2020年（T 形接合部）梁柱曲げ耐力比と接合部補強筋，扁平梁の効果（L 形接合部）梁柱曲げ耐力比と接合部補強筋の効果

T：9 体
L：6 体

AIJ大会2016，2018，2020年，
JCI年次大会2017年

ト形接合部UMcu

層せん断力メカニズム時層間変形角

保有
水平耐力

Qmax

0.8Qmax

▽
▲

必要保有
水平耐力

Tr

R80min/φs
φs＝2RuD

図1

鉄筋の引張力4体

接合部補強筋比 pjwh（0.42，0.83%）

SABTEC 実験概要
癸表論文

構」を踏まえ，表3のト形，T形，L形接合部実験を

柱引張主筋本数（2，3，4，5，6 本）

田才ほか

比pjwh0 以上の接合部横補強筋を配置するとしている。
研究課題

試験体数

梁主筋定着長さlag /Dc（0.8，0.65，0.5）

表3

ΣMcu /Mgu：柱梁曲げ強度比

接合部耐力余裕度λp≧1としたうえで，指針式（4.2）

ニューテック実験 6）では，図3の「接合部降伏機

機械式定着ト形接合部の東大実験概要 6）

柱引張主筋本数（3，5，7 本）

βj={0.85-ΣAtfy /bjDgFc＋（1/4)[（ΣMcu /Mgu)･

本検証対象は，SABTEC実験および東大実験 5）とニューテック実験 6）であり，東大実験 5）は図3の（注）L，Mシリーズのアスペクト比 Dg /Dc：1.0補正係数としている。

5 4

表2（3）

ΣAtfy /bjDgFc：梁主筋量比

実験シリーズ⦿ S AB T E C 指針 4 . 1 節（1）

表1

SABTEC 実験および東大実験とニューテック実験

ξa－1]+（1/4)（ΣAjwfjy /ΣAtfy)}･ ξr

AIJ規準20条「柱梁接合部」では柱梁強度比と強SABTEC機械式定着工法 RC構造設計指針（2019年)（以下，SABTEC指針と略記)1) による接合部せ＿＿＿＿βj={0.85-ΣAtfy /bjDgFc+（1/2)[（Mcu/Mgu)･
⦿鉄筋コンクリート構造保有水平耐力計算規準 3）

SABTEC 指針による接合部せん断設計の基
本事項

bj：接合部有効幅（2）⦿ L 形接合部：L 形が開く方向

益 尾 潔 ◉（ 一 社 ）建 築 構 造 技 術 支 援 機 構 代 表 理 事

ξ=Dg /Dc：アスペクト比

βj={0.85-ΣAtfy /bjDgFc+（1/4)[（ΣMgu/Mcu)･

Mbu
層間変形角

Tcy

R80minS ABTEC指針による設計限界層間変形
角RuDと保証限界層間変形角R80min

LMcu

図3

SABTEC指針検証報告の概要 ●東大実験6）とニューテック実験7）で想定された「接合部降伏機構」

● 建築技術 2021.05

想定載荷方向図4 ニューテック実験7）のT形接合部内応力

5 5Qg/gQmu

K3-40-6（λp＝1.08）

1504503003504503003504503053751501.51500.0225300
4501.0150

K3-40-3（λp＝1.08）

R（×10－3rad.）0102030405060

K4-60-6（λp＝1.08）

Qg/gQmu

1.5450450450（a）接合部横補強筋の効果

下率βj の支配要因を実験因子とし，T形接合部実験

db は梁，柱主筋呼び名の値を示す。

では，図4のT形接合部内応力を踏まえ，式（2）の＿＿＿＿強度低下率βj の支配要因を実験因子としている。

SABTEC 実験の特筆すべき知見
⦿梁 曲げ降伏後の接合部せん断破壊で決まる接合部
横補強筋の効果

TCf2030405060（a）T 形接合部J60-12-P2（λp＝1.01）

柱主筋定着金物位置から，延びる圧縮ストラットによる下向きベクトル
定着部拘束筋

J60-12-P1（λp＝0.86）

0102030405060

J60-12-0（λp＝0.86）

0.0外定着タイプ
VL-36-F20102030405060

TCflagdc

Qc/Qcu1.5外定着タイプ
VL-36-F11.0

梁端部圧縮域から延びる圧縮ストラット

図8

外定着タイプVL-54-F2▼Qpu/Qcu（内定着）

 主筋外定着による柱柱梁接合部の抵抗機構▲Qpu/Qcu（外定着）

0.5R（×10－3rad.）柱主筋定着金物から延びる圧縮ストラット
梁主筋定着金物から延びる圧縮ストラット▼Qpu/Qcu（外定着）

内定着タイプVL-36-N（b）L 形接合部

 準化梁せん断力Q g /gQ mu- 層間変規
形角R 関係に及ぼす直交梁の効果▼Qpu/Qcu（内定着）

1.00.5［D金物］：両側直交梁付き

図7Tg=Tydg：片側直交梁付き

 準化梁せん断力Q g /gQ mu- 層間変規形角R関係に及ぼす接合部横補強筋の効果
Qc/Qcu付着力

R（×10－3rad.）（b）梁主筋 4+2-D25,σB=63.1N/mm2：直交梁なし：中子筋なし図6CTOPTH
TCi

［C金物］

1.5

ここで，ニューテック実験は，表3に示すよう会までの関連発表論文の実験としている。

Qg/gQmu：中子筋あり

柱主筋定着金物定着板の直径を2.5db としている。に，参考文献6）に記載の論文および2020年AIJ大100.5
R（×10－3rad.）

片側直交梁付き行っている。ト形接合部実験では，式（1）の強度低［D金物］

lac

K4-60-3（λp＝1.08）

0.5（b）直交梁の効果

接合部横補強筋および直交梁の効果を調べたト形接合部試験体

0Tg

TCi

R（×10－3rad.）1.5（b）高強度横補強筋の場合

図50.0THCg

1.00.0両側直交梁付き

J30-12-P1（λp＝0.82）（a）梁主筋 4-D25,σB=30.9N/mm2

1.0

中子筋併用ト形接合部

J30-12-0（λp＝0.82）

0.5
［C金物］

（a）普通強度横補強筋の場合

300
450

定着部拘束筋

J30-12-P2（λp＝0.96）

1.00.5225

Qg/gQmu

1.5

内定着タイプVL-54-N

外定着タイプVL-54-F1
R（×10－3rad.）

表3中，田才等のト形接合部実験では，定着部上SABTEC実験では，図5（a）（, b）に示すように，下補強量，直交梁と接合部補強筋の効果および接合接合部横補強筋および直交梁の効果を調べている。

部アスペクト比の影響，前田等のト形接合部実験ですなわち，図5（a）の実験では，柱梁接合部（柱）図9は，接合部補強筋および軸力の影響を調べている。

断面を小さくし，ト形接合部の応力条件を厳しくす⦿梁 曲げ降伏後の変形性能の向上に及ぼす直交梁の軸力の影響として変動軸力の影響を調べた前田等

ることで，接合部中子筋併用横補強筋の効果を調効果断力を示す。の実験の場合，本検証報告では，正加力時高圧縮軸

べ，図6の規準化梁せん断力Qg /gQmu- 層間変形角R

直交梁の効果は，図5（b）の片側，両側直交梁付

⦿幅 広梁付き柱主筋外定着による L 形接合部での柱力作用下の柱曲げ終局耐力を評価している。

関係のように，梁曲げ降伏後の接合部横補強筋の効きト形接合部について，図7の規準化梁せん断力

断面外拘束筋の有効性

果に関する知見を得ている。Qg は梁せん断力，gQmu

Qg /gQmu- 層間変形角R関係で現れる。また，同様の幅広梁付き柱主筋外定着によるL形接合部の実験は梁曲げ終局耐力時梁せん断力を示す。

直交梁の効果はT形，L形接合部でも現れる。

より，機械式直線定着部での基礎梁上下方向への押⦿柱主筋外定着方式による L 形接合部の有効性

出し破壊防止に対して，図10中に配置した柱断面

また，真田等のT形接合部実験では，梁柱曲げ強度比と接合部補強筋および扁平梁の効果を調べ，L形接合部実験では，SABTEC指針8.3節の余長部タ同様の接合部横補強筋の効果は，590N/mm2 級高イプBの配筋詳細について，柱梁曲げ強度比と接合強度筋とFc 60N/mm2 以上の高強度コンクリートを用部補強筋量の効果を調べている。

いたト形接合部でも得られている。

0.00204060801000.0020（a）F c 36 試験体柱主筋外定着による規準化梁せん断力Q c /Q cu- 層間変形角R関係

SABTEC指針柱梁主筋外定着方式編 1）は，図8の406080Qc は柱せん断力，Qcu は梁曲げ終局耐力時柱せん

外拘束筋の有効性に関する知見を基に，柱主筋外定抵抗機構を基に考案された柱主筋外定着によるL形着方式編の規定を定めている。

一方，ニューテック実験での終局耐力と変形性能

これらの実験より，梁曲げ降伏後でのト形接合部接合部の実験を基に規定されている。すなわち，図＿＿＿＿の評価では，SABTEC指針8.1節（2）と8.2節の構の変形性能（限界層間変形角実験値R80）の発現は，9の規準化柱せん断力Qc /Qcu- 層間変形角R関係のよ

おわりに造規定による最小かぶり厚さおよび梁，柱主筋中心接合部横補強筋の効果に依存することが実証されて

うに，柱主筋外定着の場合，梁曲げ降伏後の変形性側面かぶり厚さを基に，柱主筋定着長さlac を0.75Dg，いる。

能は，従来の柱主筋内定着に比べて向上する。

5 6

SABTEC指針検証報告の概要 ●100（b）F c 54 試験体● 建築技術 2021.05

本稿では，AIJ規準による柱梁強度比を踏まえた
5 7

1918.54040320

400

32018.5401940400

新刊案内
古代から現代までの金沢建築を体感する

47 108 85 70 85 108 47

47 63 110 85 70 85 110 63 47

550680【GL4-550-T】【GL4-680-T】（a）梁断面図（加力梁）

コ形ひび割れ防止筋（D6）【GWL4-550-T】

梁外周筋【GWL4-680-T】
140400136
47 85
140136 85 47
40075

140

136 85 47
400
14040

定着部拘束筋2-D10-1組
406040ℓac＝420
CTCP＝6047 8540403204004060ℓac＝42040CTCP＝60

定着部拘束筋2-D10-1組

320
400

47 85

85 47

47 108 85 70 85 108 47
55075
85 47
40013647 857575

47 63 110 85 70 85 110 63 47680

直交梁の出寸法＝400mmℓag＝475

40【GWL4-550-B】ℓag＝540【GWL4-680-B】（b）接合部配筋詳細

図10

金沢圏の建築家と建築

幅広梁付き柱主筋外定着によるL形接合部の配筋詳細

SABTEC指針検証報告に際し，SABTEC指針による接合部せん断設計の基本事項ならびにAIJ規準によ

建築学会構造系論文報告集，第73巻，第631号，pp.1641-1648,
2008年9月
4）塩原等：鉄筋コンクリート柱梁接合部における接合部降伏の終局強度

る柱梁強度比に基づく強度低下率βj の定義を示しの実用的算定法，日本建築学会大会学術講演梗概集，構造Ⅳ，

たうえで，SABTEC実験および東大実験とニューテ

pp.389-390，2014年9月

ック実験について概説するとともに，SABTEC実験の特筆すべき知見について紹介した。
（ますお きよし）【参考文献】
1）（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（2019年），2019年12月
2）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，20 条「柱梁接合部」，pp.181-209, 2021年
3）塩原等：鉄筋コンクリート柱梁接合部：見逃された破壊機構，日本

金沢圏の建築家と建築編集委員会＋金沢工業大学蜂谷研究室
水野一郎 西川英治 坂本英之 蜂谷俊雄 浦 淳 竹内申一 編著
A4 判変形 （262mm×210mm）， 256 頁， 本体 2,700 円＋税

5）楠原文雄，塩原等：柱と梁の曲げ強度の比が小さい鉄筋コンクリート
造ト形柱梁接合部の耐震性能，日本建築学会構造系論文報告集，第78巻，第693号，pp.1939-1948, 2013年11月
6）（一社）ニューテック研究会，機械式定着工法研究委員会：機械式定着工法研究成果報告会資料，2018年10月7）守屋曉，塩原等，楠原文雄：鉄筋コンクリート造ト形柱梁接合部の梁主筋機械式定着に関する実験データベースを用いた検討，JCI年次論文集，Vol.38, No.2, pp.343-348, 2016年
8）日本建築総合試験所・機械式鉄筋定着工法研究委員会：機械式鉄筋定着工法設計指針（2010年改定)，2010年5月

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SABTEC指針検証報告の概要 ●http://www.k-gijutsu.co.jp/

Fax.03-3222-5957
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