「プレストレストコンクリート設計施工規準・同解説」（第 4 版第 1 刷、1998 年 11 月 20 日刊行）に対する質問と回答「プレストレストコンクリート設計施工規準・同解説（第 4 版）」を刊行するにあたり東京・大阪の二会場で講習会を開催いたしました。その際会場で出されたものや、後日 Fax.などで本会に寄せられた質問につきましてプレストレストコンクリート構造運営委員会で検討し、回答をとりまとめましたので、次ページ以降に掲載いたします。
1999 年 8 月 19 日
社団法人 日本建築学会
構造委員会
プレストレストコンクリート運営委員会

1

質問
PRC 造専用の Ds や FA，FB ランク等について
RC 造，S 造，SRC 造においては建築センターから出ている指針に，Ds の表や FA，FB ランクに属する部材種別の表等が掲載されていますが，PRC 構造については，PRC 造専用に Ds や FA，FBランク等の表を見たことがありません。
建築センターの「プレストレストコンクリート造設計施工指針」の第 18 章に表 18-1 があり，運用 1 に「PC 造と RC 造その他の構造と併用する建築物の保有水平耐力の計算は，原則として併用する構造種別の規定によるものとする」とあるので，純粋に PRC としての Ds や FA，FB ランク等の表はないものと思われますが，いかがでしょうか？
鹿島建設㈱関西支店構造設計部 大川正明

回答
ご質問のとおり，PRC 造に対して部材種別や Ds を与えた表はありません。(財)日本建築センター発行の「プレストレストコンクリート造設計施工指針」では，第 18 章，表 18-1 に PC 部材を対象にした部材種別の分類が示されていますので，その表を使って部材種別を選定し Ds 値は併用する構造種別の規定によって算出すれば良いことになります。
また，RC 部材に対する部材種別の算定表では，梁の場合はコンクリート強度に対するメカニズム時の平均せん断応力度の比として与えていますので，PRC 梁の場合にも援用することができます。
PRC 梁でもプレストレスが大きい場合は，柱として扱う必要があります。柱に関しては，プレストレスを軸力と見なし，引張鉄筋として PC 鋼材も加えることにより引張鉄筋比を算出し，RC 部材の靭性ランクを適用することができるでしょう。

2

質問［計算例 95．1］について(p. 293)
性能規定型設計への流れから，応力以外についても記述があれば設計者にとって有用と考えます。
①検討スラブの周囲の固定度が小さく，その固有振動数を単純支持スラブの 1.5 倍とみなせるとすると，RC 計算規準・同解説の付 11.床スラブの振動における式（付 11.1）より、15Hz を確保するには 220mm とすればよいと考えてよろしいでしょうか？（p. 289 2）の記述に関しても，コメントお願いします。
）②応力が計算上クリヤされていれば 8m×8m＝64 ㎡を超える大面積のスラブでも問題なくはないと思いますが、振動・たわみなどに関して判断材料となるような論文や資料を参考資料として提示いただけないでしょうか？
住友電気工業㈱特殊線事業部 PC 部 荒金勝

回答
床スラブの固有振動数は周辺支持の条件により大きく影響されますので，大梁の剛性を考慮した固有振動数を計算されるほうが，より正確に振動に対する居住性の評価ができると思います。p. 289
2)にも記述されているように，PC 鋼材の吊り上げ力を期待して設計された床スラブは RC 造に比較してひび割れや大たわみなど少なくなるため，RC 規準に記述されている制限値より緩和されてもよいと思います。なお、ご指摘のように、正確に床スラブの性能を評価するためには、応力のみでなく振動，たわみなどの詳細な検討が必要です。
床スラブの振動についての資料は，本会「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」（第５版）の付録「付 11．床スラブの振動」に詳しく記述されていますので参考にして下さい。たわみについては同じく付録の「付 13．長期荷重時における変形とひび割れ」が参考になるでしょう。

3

質問
アフターボンド工法用 PC 鋼より線について(p. 38)「アフターボンド工法用 PC 鋼より線は，樹脂などが緊張後に硬化し，付着が得られる」とあります。pp. 38～39 記述の 1.～3.の項目を守れば，グラウト工法と同じ設計方法でアフターボンド工法用 PC 鋼より線を使用できると考えて，よろしいですね？
住友電気工業㈱特殊線事業部 PC 部 荒金勝

回答
建築学会としては今回の PC 規準の改訂により，アフターボンドは pp. 38～39 記述の項目を満足できればグラウト工法と同じ設計法で使用できることにしました。ただし，実物件の施工では建築確認の際，建設省告示 1320 号のグラウトの解釈において，現在のところ建築主事の判断によっては大臣認定を求められることがあります。

4

質問
適用の範囲について(p. 25)
補修でアウトケーブルやライズを多く確保する為に一部のケーブルをコンクリート断面の外に配置する構造が出てくると思います。これらの構造を網羅される予定，検討される考えはありますでしょうか？
住友電気工業㈱特殊線事業部 PC 部 荒金勝

回答
アウトケーブルを建築に使用する場合の問題点としては，構造性能ばかりでなく耐火性，耐久性などがあります。アウトケーブルはコンクリートとの付着がない状態で使用するので，構造的にはアンボンドケーブルの一種と考えることができます。現行告示では，主要構造部材へのアンボンドケーブルの使用は認めていないので，アウトケーブルについても同様に解釈できるでしょう。
学会の立場としては必ずしも法令に従属するものではありませんが，建築でのアウトケーブル構造に関しては研究の蓄積が必ずしも十分とは言えませんので，規準・指針等にすぐに取り込むのは難しいと考えられます。
ただし，既存建物の補修・補強，あるいは新築の建物でもひび割れやたわみ制御に使用した例はいくつか見られるようです。

5質問
第 5 章 断面算定について
PC 構造における仕口部の検討について，どの様に考えたらよいのでしょうか。
（RC 構造については，(財)日本建築センター「建築物の構造規定」にて取り上げていますが，PCの影響はどの様に見込めば良いでしょうか。）
オリエンタル建設㈱東北支店工務部建築設計チーム
太田和彦
回答
改訂版の PC 規準にも PC 構造梁柱接合部の設計法は規定されていません。
梁あるいは柱を通して梁柱接合部にプレストレスが導入されていると，接合部のせん断抵抗は大きくなるといわれてきました。それは以下のような理由によります。
a. 柱軸力とプレストレス力により，梁柱接合部は多軸の圧縮状態となる。
b. 梁あるいは柱危険断面での中立軸位置が，プレストレス力の分だけ下がる（圧縮域が大きくなる）ため，梁柱接合部の斜め圧縮ストラットの幅が大きくなる。
c. 外柱接合部では，PC 鋼材が定着装置で機械的に定着される。
d. 通常の RC 接合部では，主筋の付着劣化により接合部より主筋の抜け出しが大きくなり，スリップ型の履歴復元力特性となる。一方，PC 接合部では，もともと大きくない付着が劣化しても，プレストレスによる軸圧縮力が作用しているため，コンクリートの圧縮域が常に存在し，スリップ型の履歴復元力特性とはなりにくい。
これらの理由によりニュージーランドのコンクリート系構造物設計基準である NZS3101：1995 では，有効プレストレス力の 70％を接合部入力せん断力から控除できるとしています。ただし，PC 鋼材は断面を高さ方向に 3 等分した中央部分になければなりません。断面縁付近に配置された PC 鋼材は大変形時に降伏し，プレストレス力を失ってしまうかもしれないため考慮されません。
このように接合部せん断抵抗が大きくなることは PC 構造の利点だとされていますが，実際には接合部入力せん断力も大きくなるため，さほどメリットはありません。それは次のような理由によります。
a. 通常，PC 鋼材は，普通強度鉄筋よりも断面の中央付近に配置されている。したがって，同じ断面の曲げ耐力を発揮するために，大きな PC 鋼材張力が必要となる。
b. 接合部入力せん断力は接合部中央水平断面での力の釣り合いにより算定できるが，PC 鋼材引張力 P が大きくなることは，そのまま，入力せん断力が大きくなることにつながる。
例えば，普通強度鉄筋のみの RC 梁断面と PC 鋼材のみ配置された PC 梁断面が同じ曲げ耐力であるとします。普通強度鉄筋の有効せいを PC 鋼材の有効せいの 2 倍とすると，同じ曲げ耐力を発揮するためには，PC 鋼材張力は，普通強度鉄筋の 2 倍なければなりません。PC 鋼材の降伏強度が，普通強度鉄筋の 3 倍であるとしますと，配置される PC 鋼材の断面積は普通強度鋼材の 2/3 となります。
有効プレストレス力を降伏時張力の 60%と仮定すると，NZS による控除分は降伏時張力の 42%となります。外柱・梁接合部では，入力せん断力は，柱からのせん断力を無視すると，それぞれの鋼材の降伏時張力と考えられますから，PC 断面の入力せん断力は RC 断面の 2 倍となります。ここから，控除分を差し引きますと，PC 断面の入力せん断力は降伏時張力の 58%となります。したがって，最終的に PC 断面の入力せん断力は，たとえ NZS のような控除を行っても，同じ曲げ耐力を持つ RC 断面の 1.16 倍の入力せん断力となります。
実験的には，プレストレスが接合部せん断抵抗に有効に作用したという結果と，関係なかったという結果の両方が報告されています。これには接合部入力せん断力の評価方法の違いなどがあり，簡単に比較できないのが現状です。現在，各方面で PC 接合部に関する研究が行われており，いずれその設計法が提案されることと思います。
1995 年兵庫県南部地震においても，PC 構造物の接合部の被害は報告されていません。実務においては，プレストレスの効果を考慮せずに，RC 構造の規定をそのまま用いて仕口部の検討を行えばよいと考えられます。日本建築学会「鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型耐震設計指針（案）・同解説」に規定されているように，RC 接合部の強度は，接合部の形状とコンクリート強度によって決まるとされています。コンクリート強度が高く，比較的大きな仕口部となりやすい PC 構造では，RC 構造の規定をそのまま援用しても接合部の強度は満足されるものと考えられます。ただし，PC 鋼材の定着部を接合部内に配置する場合には，定着装置による断面欠損，プレストレスによる支圧応力と割裂応力に十分留意して設計を行う必要があります。
6質問
71 条 せん断と開口部に対する設計
せん断耐力式に塑性理論を用いることは意味のある改訂で，大変望ましいことと考えます。ただし，２～３の不明な点がありましたので，ご回答いただければと思います。
①図 71.2 について(特に(6)について)
図の横軸はいわゆるせん断余裕度とも言え，1.0 を越えると曲げ降伏を生じると考えて良いかと思います。すなわち，1.0 を越えてプロットされたデータは降伏後のせん断破壊を考えて良いのでしょうか。中心線に近いだけでは推定精度を判断できないと思います。また，(a)(b)で試
験体数が異なるのはなぜでしょうか。
②開口位置でのせん断耐力について破壊モードとして「母材降伏後開口部せん断破壊」は生じないと考えて良いのでしょうか。耐力式では，どの程度母材の曲げ変形を保証していると考えて良いのでしょうか。
③降伏後のせん断破壊について②でも述べましたが，この点について十分言及されていない点が気になります。旧式(71.1)はこの破壊モードをある程度経験的に考慮したために耐力を高く評価していると解釈していましたが，今回の改訂では精度が向上したことに加え，上記破壊モードへの対応方針が必要ではないでしょうか。
大林組技術研究所 増田安彦

回答
①図 71.2 について・QU /QM＝1 を越える試験体
御指摘のとおり QU /QM＝1 を越える試験体は，理論上曲げ降伏が先行しているということになります。ただし，この領域に入る破壊モードは，曲げ降伏後せん断破壊をしたものだけではなく，曲げ破壊を起こしたものも含まれています。
・(a)，(b)でのデータ数の違い
QU /QM≧1 に属する試験体は，設計上は曲げ耐力で決まるため，せん断終局強度の精度を論じる際は，除外されることになります。したがいまして，図 71(a)，(b)中に記載した試験体数はQU<QM を満たすものの総数ですので，式が異なれば試験体数も違ってきます。また，平均値，変動係数も QU<QM を満たすものについてこの図中に記しています。
②開口位置でのせん断耐力について・この式で母材破壊が確実に保証されるのか？
文献 71-21)では，開口部弦材をトラス・アーチモデルで表し，開口部の終局強度を誘導し，136
体の PC 有孔梁の最大荷重，破壊モードについての実験結果の解析を行い，開口部終局強度の計算値が母材終局強度の計算値を上回っているものは，全て母材で曲げ破壊していることを示しました。本規準では，弦材の耐力をトラスのみで算定しているため，かなり(過度に？)安全側の評価となっています。したがいまして，本規準の手法を用いれば母材破壊は保証されると考えられます。
・どの程度の靱性を保証しているのか？
上記 136 体の実験結果より，母材破壊が先行した有孔梁試験体の強度，靱性は無開口試験体と同等であることを示しました。したがいまして，母材破壊先行型の有孔梁の変形能力は無開口梁を対象とした推定式を用いて評価できることになり，この規準の検討項目からは外れることになります。
③降伏後のせん断破壊について御指摘の通りであると思います。ご存じのように，PC 規準では主として耐力を論じており，靱性については，殆ど配慮されていません。御指摘のように，本来は降伏ヒンジでのせん断設計法を掲載すべきではあったのですが，今回は小改定ということもありまして，耐力を中心に論じるとした従来からの PC 規準の流れに従いました。なお，計算精度が向上するということは，御指摘のように安全率の低下につながるという側面もあるでしょうが，今，設計している部材の余裕度をより明確に把握できるというプラス面もあるのではないでしょうか？
7質問
71 条 せん断と開口部に対する検討 (構造規定)
3) 構造規定(p. 244)，(b)開口の中心間隔Ｘo は以下の規定に従う
Ｘo≧Ｄ かつ Ｘo≧2Ｌoとありますが，Ｌo の径が下図のような例でも梁せいＤだけ中心間隔を確保しなければいけないのかお知らせ下さい。

㈱日本ピーエス設計部建築課 鈴木義男

回答
ＰＣ梁に開口を設置しますと，プレストレス導入に際して，図 1 に示しますように開口部両側に水平ひび割れが発生することが知られています。したがいまして，開口間隔をあまり狭くすると図2 に示しますように，このひび割れが拡幅し，つながってしまう可能性があります。もちろん，このひび割れが，部材の破壊に直結することはないと思われますが，フルプレストレスの原則から逸脱してしまう可能性が否定できません。このような事情からこの規準では開口間隔に関する規定が厳しいものになっています。(ただし，現時点では開口間隔を要因とした実験例は少なく，もう少しデータの蓄積が図れたなら，将来的にこの規定が緩和される可能性もあります。)
この規準では，かなり大きな開口の設置も許容されていますので，開口長さを許容最大(この例では 720mm)にすれば，間隔の問題は解決できるのではないでしょうか。それでもだめなら，図 3 に示しますように許容最大寸法の開口の範囲内に開口を設置する手もありますが，その場合は，先ほども申し上げましたように，部材の破壊にはつながらないかもしれませんが，水平ひび割れが拡幅進展する可能性があります。

8

質問
Ⅳ編５章 71 条せん断と開口部に対する検討 (その１)① 式の誘導等
1) １節，(71.2b)式についてプレストレスの影響も考慮されているのですが，どの様な理由でこの式になったのでしょうか。
式の成り立ちを教えて下さい。
2) ２節，2) (c)項について
i) (71.13)，(71.14)式について
式に(jc+jt)をかけると Tw･jc+Tw･jt=QD/2(L0+jt)となります。引張側の Tw に圧縮側の jt をかけると何が出てくるのかよく分からないのですが。(それとも何か式を変換した結果，このような形になったのでしょうか。)
ii) (71.15)，(71.16)式について
Dt，Dc=0 であった場合，Tw，Tw’=0 となりますが，この場合引張力がなくてもトラスが構成できるということでしょうか。それとも，トラスを構成する必要がないということでしょうか。
(どちらも変な話の様ですが。)
3) 図 71.7 について

a w - jt
j c + jt

等の記述は，何を表しているのですか。

4) せん断破壊耐力を算定するときの引張，圧縮弦材は，設計用せん断力に対応するモーメントから考えればよいのでしょうか。
（例題であれば，ＱD=-424kN なのでＭD=-734kNm。この場合，引張弦材は上側，圧縮弦材は下側）
5) ３節，(c) ｈ0 とは開口のせいでしょうか。
フドウ建研㈱構造第二課 竹内寿文

回答1) (71.2b)式にプレストレスの影響が考慮されている理由と式の成り立ち
せん断を受けるコンクリート系部材にプレストレスのような圧縮応力が作用しますと，同一荷重条件下では，せん断ひび割れ幅が小さいため，斜めひび割れを横切ってのせん断伝達能力が向上す
る，コンクリートの有効強度が上昇する 1)，などの原因で，せん断耐力が若干向上します。(71.2b)式は，この規準で用いられている実験資料の諸要因と有効係数の相関について検討した結果，このように決定されたものです 2)。
[文献]1) Vecchio, F. J. and Collins M. P. : “The Modified Compression Field Theory for Reinforced ConcreteElements Subjected Shear” , ACI Journal, Vol.8.3, No.2, Mar.-Apr. 1986, pp.219-2312) 福井ほか：プレストレストコンクリート梁のせん断終局強度，構造系論文報告集(No.505)，
pp.107-114
2) ２節，2) (c)項について
ⅰ) (71.13)，(71.14)式について
本条の有孔梁の終局設計式は，すべて図 71.7 に示す 45 度のトラスモデルから誘導された理論式です。以下，これを簡単に説明してみたいと思います
図 1 は開口部弦材を傾斜角 45 度のトラスでモデル化したものです。
図中，三角形 ABC と A’B’C’での Y 方向の釣合より，------------------------------------ (1a)QD = Qc + Qt = σc b o ( jc + jt ) / 2
ここに，

Qc = σcbo

Qt = σcbo

jcQD( j c + jt )jt
jt / 2 =QD( j c + jt )jc / 2 =となります。同様に X 方向の釣合より，下式が得られます。
9------------------------------------(1b)------------------------------------(1c)

N = N c + N t = QD------------------------------------(2a)------------------------------------(3)

一方，三角形 DEF と D’E’F’における Y 方向の釣合条件

σcbo

x / 2 = aww

fyをσc について解くと(3)式が得られます。

σc = 2pww

fy

ここに， pw = aw /( box)(3)式を(1a)式に代入しますと，規準式(71.9)式が得られます。(ただし，ここでは，話を単純化するために Qu=QD と置き換えています。)------------------------------------ (71.9)
QD = bo ( jc + jt ) pw w f y
開口部弦材はフィーレンデール部材として挙動します。この時開口部弦材の反曲点を中央に置くと，圧縮弦材と引張弦材の付け根部分での曲げモーメントは，図 2(a)より，次式のようになります。

M c = Qc

jc
QD Lo
2 ( j c + jt )jtLo / 2 =QD Lo
2 ( j c + jt )Lo / 2 =------------------------------------(3a)------------------------------------(3b)------------------------------------(4a)------------------------------------(4a)

Cw' = Tw' Nc = Tw'------------------------------------(5a)C w = Tw------------------------------------(5b)

M t = Qt

弦材付け根部分断面での抵抗モーメントは，図 2(b)より，

M c = ( T w ' + Cw ' )M t = (Tw + Cw )jc / 2
jt / 2

一方，付け根部分での軸方向力の釣合より，

jc
Q( j c + jt ) Djt
N t = TwQ
( j c + jt ) D(3a)，(4a)，(5a)より，(71.9)式に示すトラスを構成するために必要な圧縮弦材軸筋の引張力 Tw’は，規準式(71.14)のようになります。

Tw ' =Lo + jc
QD
2( jc + jt )------------------------------------(71.14)------------------------------------(71.13)

引張弦材においても同様に，

TwLo  jt
 QD
2( jc  jt )となります。
次に，(71.7)式についても説明します。
(1b)式をコンクリートの斜め圧縮応力度σc について解きますと，次式が得られます。

σc =

2 QD
bo ( jc + jt )------------------------------------(5)

いま，σc がコンクリートの有効圧縮強度νFc に達しているとし，この時に必要とされる幅を bw としますと，(5)式は，

ν Fc =

2 QD
bw ( jc + jt )となります。上式を bw について解いてやりますと，(71.17)式が得られます。

bw =

2 QD
( j c + jt ) ν F c------------------------------------10(71.17)開口部での曲げ破壊モーメントを算定するに当たって，注意すべきことを以下に示します。
(a)引張鉄筋降伏荷重の一部は，設計せん断力 QD に抵抗するトラスを構成するために必要な引張力((71.13)式に示す Tw)として使われています。したがいまして，曲げ破壊モーメントの算定に際しましては，(71.19)に示しますように，引張鉄筋の強度を降伏荷重と Tw の差で表すわけです。
Ty = Try Tw------------------------------------ (71.19)(b) ＰＣ鋼材については，トラスを構成するために使われていないので，降伏荷重 Tpy をそのまま用いてよい。(図 71.8)(c) 圧縮コンクリートに関しては，トラスを構成するために(71.17)に示す幅 bw がすでに使われている。したがって，中立軸距離 n を算定するときは，この幅分を除いておく。(図 71.8)
なお，図 71.7(b)に示した小開口についても同様なアプローチで式が誘導できます。
ⅱ) (71.15)，(71.16)式について
図 71.7 は，小開口(hc>Lo or/and ht>Lo)でのせん断力の伝達モデルを示しています。このような条件を満たす開口では，せん断補強筋を介することなく(すなわち，開口部弦材にせん断補強が不要となります)45 度の圧縮ストラット(同図中，薄塗り部分)でアーチ作用のようなせん断伝達が可能となります。したがいまして，Dt=0 かつ Dc=0 では(71.10)式から，せん断耐力 Qu はゼロとなります(すなわち，ストラット中の圧縮力がダイレクトに伝達されない)。このような開口部の設計は図71.7(a)に基づいて設計しなくてはならないことになります。
なお，規準式(71.10)，(71.15)，（71.16）もⅰ)同様に誘導することができます。
113) 図 71.7 について印刷ミスです。正しくはa w  jtとなります。
j c  jt

ちなみに、図 71.7 (b)の上図も正しくは、a  Dca  Dt左側： w
右側： w
Dc  Dt
Dc  Dt------------------------------------(6)となります。この式の意味は，ひび割れが図 3 に示すように，斜め斜材圧縮力の鉛直方向成分(すなわち，せん断力)な隅角部から発生する状況を想定しています。そして，(6)式は，規準式(71.12)を圧縮弦材と引張弦材の負担せん断力の割合で左右に分配しています。

4)

せん断破壊耐力算定に際しての圧縮弦材と引張弦材の定義
その通りです。したがいまして，検討部位が圧縮弦材であるか，引張弦材であるかは，開口部の位置，常時荷重に対する検討なのか，地震時に対する検討かによって変わってきます。
5)

ho は開口せいか？
そのとおりです。記載もれでした。

12

質問
Ⅳ編５章 71 条せん断と開口部に対する検討 (その２)②計算例 71.2 について
1) 表 71.5 のＳ1=14.5×106 mm3 ではないでしょうか。
2) 図 71.2 においてσg1=3.29 N/mm2 とあり，ちょうどスラブ下端の応力になっているのですが，何故でしょうか。（自分は上側の重心軸が上端から 85mm のところにあるので，この部分の応力がσg1=2.65 N/mm2 だと思ったのですが。
）
p. 247 上から６行目，ＱA の式において 6.56×107→65.6×107，3.65×107→3.65×106 ではないでしょうか。
③柱についてせん断の項については，柱にも適用できると考えて良いのでしょうか。（付録，計算例２ではせん
断破壊耐力の検討において，前の式のままになっているのですが，これは，今回の式には適用できないという事ですか。），σg’=0 と考えて良いのでしょ
又，適用できる場合仮にσg’＜0 の場合（N(G+P+1.5K)+ηP）/bD＜０）うか（細長くて高い建物では起こりうると思うので）。
又，パーシャル設計の場合，長期せん断においてσg＜０になることもあると思うのですが,この場合σg=０とすればよいのでしょうか。
Ⅳ編 第５章 71 条に関しては，説明もなくいきなり答えが出て来ているので，今一つよく解りません（参考文献 71-3 は読んでみたのですが）。
もう少し細かく説明（式の成り立ち，どの様にしてこれらの式が形成されたか）して下さい（無孔，有孔両方について）。
フドウ建研㈱構造第二課 竹内寿文

回答

② 計算例 71.2 について
1) 表 71.5 の S1 は 14.5×106 mm3 ではないか？
2) スラブ下端で検討している理由
上記の質問はお互いに関連がありそうですので，まとめた形で回答させていただきます。
まず，2)の質問についてですが，この例題の場合，図 4 に示しますように，せん断応力度の極値は重心位置にありますが，スラブ下端で最大となります(∵幅がこの位置で 1/10 に減少します)。したがいまして，2)の質問の回答になるかと思いますが，設計用の断面一次モーメントもスラブから下の断面を用いてますので表 71.5 に示した値を取ります。(このような事情から，p.240 (71.4)式の記号の説明においても S1，S2 は重心軸に関するものではないことを述べています)

3) QA の式について印刷ミスです。御指摘のとおり訂正します。

③

柱について本条のせん断設計式は，柱の設計に適用できると思います。ただし，引張材に対しては，現状では，そのままの形では適用困難かと思います。なお，設計例は，基本的に改定前と同じですので。
使用した式もすべて改定前と同じとなっています。

13

７１条は，説明がなく分かりにくいとのコメントに対して①でその一例を示しましたように，式の誘導過程を詳細に追っていきますと，かなりのページ数が必要となりますので，紙面の都合上，式の誘導過程は省略させていただきました。説明会などを開催し，このあたりのことを十分説明できればと思っています。

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質問
ＰＣ鋼棒の定着用ナット・接合用カップラー等の材質
日本建築学会発行の「プレストレストコンクリート設計施工規準・同解説」pp.409～410 に記載
されています、ＰＣ鋼棒の定着用ナット・接合用カップラー等の材質について下記の件を教えて下さい。
1. 引抜材を使用する理由
2. 相当品質は何を比較すればよいのか
3. 相当品質の規準はあるのか
北海鋼機㈱棒線製造部棒線製造課 佐々木

回答
1. 引抜材を使用する理由
このサイズ域のナットは、引抜材(６角)を使用することが一般的であることから決められたものと思われます。
2. 相当品質は何を比較すればよいのか材料の機械的性質を比較すればよろしいと思われます。
3. 相当品質の規準はあるのか材料の機械的性質を規定しているＪｌＳ等の規定を参照すれば良いと考えます。
なお、御質疑の内容は今回の改訂では変更されていませんので、あわせてご確認いただければ幸いです。

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