2018.06

SABTEC 機械式定着工法 RC 構造設計指針・RCS 混合構造設計指針（2017 年）

連載

SABT EC 機 械 式定 着工法 RC 構造設計指針・RC S 混合構造設計指針（ 2 017年 ）第2 回RC構造設計指針（2017年）の改定内容
益尾 潔◉一般社団法人建築構造技術支援機構 代表理事
これらより，ト形接合部の場合，普通強度材料では20114 年版発刊後に明らかになった課題とその対策

λp≧1.0，高強度材料ではλp≧1.1の場合，所定の梁主筋定着長さℓagとすれば，本指針で定めるせん断2014年版発刊後, 機械式定着工法の適用事例から終局耐力が確保される。ここで，λp＝gQju ／gQmuとする。

明らかになった課題の一つは，接合部横補強筋比

図1と同一試験体の R80－gQju ／gQmu 関係を図2にpjwh に対する直交梁効果の評価によって検定結果に示す。R80 は最大耐力 gQmax の 80％耐力低下時の限界差異が生じる点である。

層間変形角実験値であり，図2中には，普通強度の1）でその対策として，RC構造設計指針（2017年）

R80 の実験値を基に，接合部耐力余裕度（λp＝ gQju ／は，10 章（1）2）の置換え方式の場合，ト形，T形，gQmu）で決定する限界層間変形角R80a を示した。図2

L形，十字形接合部ともに，地震力方向ごとの pjwhによると，gQju ／gQmu にかかわらず，R80 はR80a 前後は，0.3％以上とするか，7.1 節（1）1）と同様，4.1節の値である。ただし，ばらつきが大きい。

（1）による設計区分ⅠまたはⅡに応じ，指針式（7.1）のそこで，梁曲げ降伏後の接合部せん断破壊型とな必要横補強筋比pjwh0 以上かつ 0.2％以上としてもよいる機械式定着による普通強度材料（21 体）およびとし，接合部横補強筋比pjwh の選択肢を増やした。

高強度材料（24体）を用いたト形接合部の R80／R80a－

本稿では，2017年版の改定根拠の実験について

pjwh･σwy ／σB 関係を図3，
R80－R80min 関係を図4に示す。

概説し，2014年版からの 2017年版の改定内容につpjwh ･σwy ／σB は接合部横補強筋量，σwy は接合部いて紹介する。

横補強筋の実降伏強度，σB はコンクリート実圧縮強度，R80min は式（指針4.2）で定義した保証限界層間変形角である。

2017 年版の改定根拠とした実験

図3には，直交梁なしと片側，両側直交梁付きの（接合部横補強筋量に関する実験）実験値を示す。図3を基に，本指針では，式（指針⦿ト形接合部実験

普通強度材料と高強度材料を用いたト形接合部 1）の耐力安全率 gQmax ／gQmu －接合部耐力余裕度 gQju ／gQmu 関係を図1に示す。gQmax は最大耐力実験値，4.2）で用いるR80a の算定式および補正係数αw0，βwを指針表2で定めている。
図4によると，普通強度，高強度材料にかかわらgQju は接合部終局耐力時梁せん断力，gQmu は梁曲げず，R80 はR80min の0.8倍程度以上となる。指針表1よ終局耐力時せん断力である。図1中，り，設計限界層間変形角RuD（設計区分Ⅱ）を1/50，は高強度材料を用いたねじ節鉄筋型定着金物（67体），は円安全率φs＝2とし，式（指針4.2）で保証限界層間変形定着板型定着金物（6体），○は普通強度材料を用形角Rumin が求められる。すなわち，φs＝2×0.8＝1.6いた直交梁なし（92体）の実験結果を示す。とすると，Rumin ＝1.6×1/50＝3.2/100となり，設計図1によると，普通強度材料，高強度材料にかかで保証すべき変形性能が確保される。

わらず，gQmax は，gQju ／gQmu≧1では梁曲げ終局耐力これらより，普通強度，高強度材料にかかわらず，時せん断力 gQmu をおおむね上まわり，gQju ／gQmu ＜1本指針7.1節で接合部必要横補強筋比を定めることとでは接合部終局耐力時梁せん断力 gQju を上まわる。

した。

5 8SABTEC機械式定着工法 RC構造設計指針・RCS混合構造設計指針（2017年）●

1.0（高強度）
ねじ節型◆ 円形定着板（普通強度 ）
0.5

gQju/gQmu

1.0821.１0.0

図1 ト形接合部のgQmax/gQmu － gQju/gQmu関係
αwo＝1.0

αwo＝0.62

αwo＝0.4

100.050.10
pjwh･σwy/σB

100880

Qmax/Qcu

かんざし筋の足部長さ≒D/2（D:梁せい）

0.0

図50.00.5

1.0Qju/Qcu

FAFJ
片側1.5401.00.5

6GE4-590-42

図3 ト形接合部のR80/R80a －pjwh･σwy/σB関係

FJA
無両側Fc1202.0

図2 ト形接合部のR80 － gQju/gQmu関係

0.80.15

Fc60

1.01.5gQju/gQmu

1.0

片側直交梁付き
両側直交梁付き
0.00

0.5

10

回帰式
R80（/100）

R80/R80a3（高強度）
ねじ節型◆ 円形定着板（普通強度 ）

401.5

R80a＝0.03（gQju/gQmu）

6R80（×10－3）0.0

Fc4502468R80min（/100）6040

図4 ト形接合部のR80 －R80min関係【破壊形式】
FA：柱曲げ降伏後柱主筋定着破
壊型
FJ ：柱曲げ降伏後接合部せん断破壊
F ：柱曲げ破壊A ：柱主筋定着破壊
J ：接合部せん断破壊
無 ：直交梁なし
片側：片側直交梁付き
両側：両側直交梁付き

⦿ T 形接合部実験

かんざし筋または鉛直横補強筋を用いた直交梁な

図61.0Qju/Qcu

2.0αw0＝1.2αw0＝0.7

1.51.0αw0＝0.6

回帰式

0.50.0図7

1.5

T形接合部のR80 －Qju/Qcu関係

2.02.0T形接合部のgQmax/Qcu －Qju/Qcu関係

R80a=0.024（Qju/Qcu）

00.5

10

既往実験
直交梁なし
片側直交梁付き◆ 両側直交梁付きℓa/db =23.120（R80）test/R80a0.50.0ℓag=12d b ～ 15d b

10R80（/100rad.）gQmax/gQmu

1.5

既往0.00無片側0.050.10pjwhσwy/σB

両側0.15

T形接合部のR80/R80a －pjwh･σwy/σB関係

6中には，直交梁なしの既往実験値を○で示し，直交梁の有無を併示した。

し実験と，直交梁の有無を調べた実験からなるT形

これらより，図6中には，直交梁なしT形接合部の接合部 1）の耐力安全率Qmax ／Qcu －接合部耐力余裕度

R80 の下限をト形接合部の 0.8倍とした接合部耐力余

Qju ／Qcu 関係を図5に示す。Qmax は最大耐力実験値，裕度で決まる限界層間変形角R80a を併記した。

Qcu は柱曲げ終局耐力時，Qju は接合部終局耐力時柱

また，ト形接合部と同様，T形接合部の R80 ／R80a－せん断力である。図5には，破壊形式と直交梁の有pjwh ･σwy ／σB 関係を図7，R80－R80min 関係を図8に示無を併記した。

す。図7中には実験値の回帰式を一点鎖線で示し，図5によると，Qju ／Qcu ≧1のとき，かんざし筋足部直交梁の有無を併示した。これらによると，T形接合長さ不足の柱主筋定着破壊型の 1体を除き，Qmax は部の R80min は式（指針4.2）で評価でき，接合部横補Qcu を上まわり，Qju ／Qcu ＜1のとき，Qmax はQju を上ま強筋量pjwh ･σwy ／σB の補正係数αw が式（指針4.3）でわる。すなわち，T形接合部の場合，λ（＝Q≧pju ／Qcu ）定められる。

1.0とし，所定の柱主筋定着長さℓacとすれば，柱梁⦿ L 形接合部実験接合部のせん断破壊を防止できる。

普通強度材料と高強度材料を用いた実験と，定着

上記実験のうち柱曲げ降伏が確認された実験の方式の違いを調べた実験からなるL形接合部 1）の正R80－Qju ／Qcu 関係を図6に示す。R80 は最大耐力の加力時耐力安全率Qmax ／Qcu － 接合部耐力余裕度

80％耐力低下時の限界層間変形角実験値であり，図Qju ／Qcu 関係を図9に示す。同図によると，ト形接合● 建築技術 2018.06

5 9

1001.0ℓa/db＝23.1（R80）test（×10－3）

800.8
Qmax/Qcu（正）6040200

図81.502040
60
80R80min（×10－3）

T形接合部のR80 －R80min関係

円形定着板

▲

図90.00.5

1.01.5
Qju/Qcu（正）▲2.0L形接合部の正加力時gQmax/Qcu －Qju/Qcu関係
3.0

R80a＝0.03（Qju/Qcu）

6040
200.00.51.0Qju/Qcu（正）1.5部と同様，Qju ／Qcu ≧1の時，Qmax はQcu を上まわり，せん断破壊を防止できる。
また，L形 接 合 部 の R80－Qju ／Qcu 関 係 を図10，
R80 ／R80a－pjwh ･σwy ／σB 関係を図11，R80－R80min 関係
を図12に示す。これらによると，L形接合部の R80minは式（指針4.2）で評価でき，接合部横補強筋量pjwh ･σwy ／σB による補正係数αw が式（指針4.3）で定められる。

αwo＝0.8785
αwo＝0.6785

1.0
0.5

0.05
0.10
pjwh･σwy/σB0.15

L形接合部の正加力時R80/R80a －pjwh･σwy/σB関係
Qju/Qcu≒2100785

80
R80（正）（×10－3）所定の梁主筋定着長さℓagとすれば，柱梁接合部の1.5

図11

Qju ／Qcu ＜1のとき，Qmax はQju を上まわる。すなわ
ち，L形接合部の場合も，λ（≧1.0とし，p ＝Qju ／Qcu ）αwo=1.2

2.00.00.00

2.0

L形接合部の正加力時R80 －Qju/Qcu関係

回帰式

2.5（R80）test/R80a

R80（正）（×10－3rad）○3.580

図10内定着

●
ねじ節型

1000

外定着

高強度

0.50.0100

普通強度

1.07851.00.86040785200

図120204060
80
R80min（×10－3）

100

L形接合部の正加力時R80 －R80min関係

想定する破壊形式
3）7.1 節（1）接合部横補強筋比2017 年版の 2014 年版からの改定内容

4）7.2節T形，L形接合部におけるかんざし筋
5）10 章（1）基本事項2），3）

⦿ 2 0 1 7 年版の改定概要

RC構造設計指針（2017年）は，2014年版と同様，総則・材料編，基本設計編，応用設計編，高強度RC柱梁接合部編，柱主筋外定着方式編からなり，【応用設計編】
1）11.1 節（3）非貫通定着の接合部有効せい2）1.1節の解説（7）（d）
左右重なり長さに関する11.1節（2）（c）2）の解説文章

総則・材料編を除く各編は適用可能工法の共通指針

3）13.2 節（3）4）の接合部横補強筋比pjwh

である。それらの各編の改定箇所を以下に示す。

4）13.2 節（4）ピロティ柱梁接合部の特別規定【基本設計編】【高強度RC柱梁接合部編】

1）4.1 節（2）の指針表1設計限界層間変形角RuD の下

1）3.1 節（a）
ト形，T形，L形，十字形接合部内の梁，限値2）4.1 節（3）柱梁接合部のせん断設計および設計で
6 0

柱主筋定着部2）3.1 節（b）最下階柱・基礎梁接合部内の梁，柱主SABTEC機械式定着工法 RC構造設計指針・RCS混合構造設計指針（2017年）●

筋定着部

指針表1

【柱主筋外定着方式編】
1）2 章（2）2）の接合部横補強筋比pjwh

Ⅱ

梁曲げ降伏型

1/75

1/50

柱曲げ降伏型

指針表24）5 章（3）定着部拘束筋
5）6.3免震基礎における基礎梁主筋定着部（上部構造側）
2）
基本設計編と応用設計編の改定箇所は，基本改定

設計区分Ⅰ2）4.1節2）のL形接合部の定着拘束筋量3）4.2節かんざし筋

設計限界層間変形角RuDの下限値

接合部に接続する部材の破壊形式

1/100

1/67（潜在ヒンジ）（降伏ヒンジ）R80aの算定式および補正係数αw0，βwαw0接合部

R80a の算定式

片側直交梁付き

両側直交梁付きβw

ト形，
十字形
接合部

直交梁なし

R80a ＝ 0.03λp0.40.6

1.019箇所，軽微改定箇所と付随改定箇所に大別される。

T 形接合部

R80a ＝ 0.024λp

0.60.71.24.8

L 形接合部

R80a ＝ 0.03λp

0.60.81.28.9

基本改定箇所：【基本設計編】1）～3），5）1）崩 壊メカニズム時軸力制限値以下（N≧－0.75Ag･【応用設計編】4）σy）の引張軸力を受ける柱が接続するト形接合部，軽微改定箇所：【基本設計編】4）
N：崩壊メカニズム時柱軸力，Ag：柱主筋断面積，【応用設計編】1）

σy：柱主筋降伏強度

付随改定箇所：【応用設計編】2），3）2）指 針12章による定着スタブを設けて柱主筋定着破高強度RC柱梁接合部編と柱主筋外定着方式編の改定箇所は，上記の基本改定と軽微改定に伴う付随改定箇所，およびその他の補足文章の追記箇所である。

壊を防止するか，または式（指針4.1）を満足する接合部横補強筋を配置したL形接合部
すなわち，式（指針4.1）を満足する場合，指針表

⦿基本設計編と応用設計編の基本改定内容

4.1の値以上の設計限界層間変形角RuD が確保される（1）接合部に接続する部材の破壊形式

ので，2017年版では，式（指針4.1）を満足する接指針4.1 節（2）では，設計限界層間変形角RuD は，合部横補強筋を配置すれば，柱曲げ降伏型ト形，L設計区分にかかわらず，式（指針4.1）を満足しなけ形接合部としてもよいとした。

ればならないとしている。

（2）指針7.1 節（1）接合部横補強筋比

R80min ≧φs･RuD

（指針4.1）

接合部横補強筋量に関する実験の増加に伴い，指R80min ＝ R80a・αw（指針4.2）

針7.1節の接合部必要横補強筋比の信頼度が向上し

αw ＝αw０＋βw・（pjwh・σwy ／Fc）
（指針4.3）

た。これらより，指針7.1 節（1）1）は，ト形，T形，αw：接合部横補強筋量pjwh・σwy ／Fc による補正係数

L形，十字形接合部ともに，4.1 節（1）の設計区分

αw０，βw：指針表2の補正係数

ⅠまたはⅡに応じ，地震力方向ごとの接合部横補強筋

pjwh：式（指針7.2）接合部横補強筋比比pjwh は式（指針7.1）の必要横補強筋比pjwho 以上

σwy ：接合部横補強筋の降伏強度

かつ 0.2％以上とした。

Fc ：コンクリートの設計基準強度

pjwh0＝{（φs･RuD/R80a）－αwo}･Fc（β/ w ･σwy）

R80min は保証限界層間変形角であり，設計限界層（指針7.1）

間変形角RuD は設計区分ⅠまたはⅡに応じ，指針表1pjwh ＝ nh ･awh（B/ c ･ jtg0）（指針7.2）の値以上とし，安全率φs＝2.0としている。すなわ

R80a：接合部耐力余裕度λp で決まる限界層間変形

ち，2017年版では，設計限界層間変形角RuD は接合角，αw0，βw：指針表2の補正係数，σwy：接合部横部に接続する部材の破壊形式で決定することを考慮

補強筋の降伏強度，Fc：コンクリートの設計基準強

し，ト形，T形，L形，十字形接合部にかかわらず，度，Bc：柱幅，jtg0：梁上下最外縁主筋の中心間距

指針表4.1中の破壊形式を接合部に接続する部材の離，nh：jtg0 区間内の接合部横補強筋の組数，awh：破壊形式（梁曲げ降伏型，柱曲げ降伏型）とした。

接合部横補強筋1組の断面積

また，指針4.1 節（3）では，ト形，L形接合部で下記1）,2）の場合，柱曲げ降伏型としてもよいとした。
● 建築技術 2018.06（3）指針10 章（1）基本事項2），3）
指針10 章（1）基本事項2）では，機械式定着による
6 1

ト形，T形，L形，十字形接合部に接続する柱，梁Dc

主筋定着部は，技術基準解説書の接合部せん断検定
条件を一貫構造計算プログラムで確認すれば，（2）項の構造規定を満足すればよいとし，上記の検定方nvx（4組）

式を置換え方式と呼んでいる。
Bc

2017年版では，式（指針7.1）の接合部必要横補強筋比の信頼度が向上したことより，下記のただし書き文章を追記することで，接合部横補強筋pjwh の選Y択肢を増やし，機械式定着工法の検定計算の的確化と効率化を図った。

X「ただし，置換え方式の場合，ト形，T形，L形，nvy
（2組）
かんざし筋

十字形接合部ともに，地震力方向ごとの接合部横補強筋比pjwh は，0.3％以上とするか，指針7.1 節（1）1）と同様，設計区分ⅠまたはⅡに応じ，式（指針7.1）の必要横補強筋比pjwh0 以上かつ 0.2％以上とする。」
また，指針10 章（1）基本事項3）では，指針13.2節（4）ピロティ柱梁接合部の特別規定より，技術基準
方式，置換え方式にかかわらず，ピロティ柱が接続

図13 かんざし筋の配筋詳細（T形接合部）

するピロティ柱梁接合部の場合，13.2 節（4）1）の検付き柱梁接合部全体を接合部コアとみなすことができ定を行い，13.2 節（4）2）の配筋規定を満足しなけれる」とした。これによると，鉛直段差梁付きT形，十ばならないとした。

字形接合部も段差なし接合部として扱うことができる。

⦿基本設計編および応用設計編の軽微改定内容

指針7.2 節（1）では，かんざし筋比pjwv ≧0.25％のこれらより，鉛直段差梁付き柱梁接合部では，指針11.1 節（2）（c）2）の規定にかかわらず，接合部全規定に，下記のただし書き文章を追記した。

体を接合部コアとみなせる場合，接合部有効せい Djh「ただし，上部（2次筋）側の梁上端筋で拘束されは下階柱せい Dc1としてもよいとした。接合部全体とる範囲では、下部（1次筋）側の梁上端筋に，かんざは重なり部と包絡部の全体を指す。

し筋を配置しなくてもよい。」これは，図13に示すように，下部（1次筋）側の梁上端筋は，上部（2次筋）おわりに側の梁上端筋で拘束されるため，かんざし筋を配置しなくてもよいとし，施工性を改善した。

本稿では，2017年版の改定根拠の実験について

指針11.1 節（3）は，2014年版では特殊形状の接概説したうえで，2017年版の 2014年版からの改定

合部有効せいとしていたが，特殊形状の定義が不明内容について詳述した。これらの改定内容は，実物確であるので，図11.2の非貫通定着と対応するよう件での検討結果を踏まえて定められている。に，「非貫通定着の接合部有効せい」とした。
⦿応用設計編の付随改定内容

指針11.1節の解説（7）（d）は，7.1 節（1）と10章（1）2）の改定に伴い，「鉛直段差梁付きT形，十字形接合部の場合，指針10 章（1）2）の規定と同様，接合部横補強筋比を0.3％以上とするか，式（指針7.1）の必要横補強筋比pjwh0 以上かつ 0.2％以上とすれば，鉛直段差の大きさにかかわらず，鉛直段差梁
6 2

実物件では，設計条件より種々の柱梁接合部配筋詳細が存在するので，それぞれの配筋詳細を吟味したうえで，検定計算を行うことが重要である。
（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（2017年），2017年10月
2）益尾潔：本連載第1回 本連載の概要，建築技術2018年5月号，pp.62-63

SABTEC機械式定着工法 RC構造設計指針・RCS混合構造設計指針（2017年）●