東急建設技術研究所報 No. 46

U.D.C 624.01.016 : 624.078.41

TQ‑MIX（柱 RC 梁 S）構法の適用範囲拡大に関する研究―その 3 柱が引張軸力を受ける接合部の検討―中田

要

約：寛二 ＊

小澤潤治 ＊＊ 佐藤良介 ＊＊本論文は，TQ‑MIX（東急建設式柱 RC 梁 S）構法について，柱が引張軸力を受ける場合における既報の柱梁接合部の終局せん断耐力の評価式の適用性を検討するものである。柱が引張軸力を受ける TQ‑MIX の荷重変形関係を明らかにするため，5 体の十字形試験体と 1 体のト字形試験体について，4 ケースの柱引張軸力比に対して有限要素法（FEM）解析を実施した。結果として，本論文で対象とした柱引張軸力比 0.0〜0.6 の範囲においては，既報の提案式は柱梁接合部の終局せん断耐力を安全側に評価するが，梁せいが柱せいより大きい柱梁接合部では余裕度が小さい評価を与えることに留意する必要がある。

キーワード：

柱 RC 梁 S 構法，十字形接合部，ト字形接合部，柱引張軸力

目

1．はじめに

3．解析結果2．解析概要

4．まとめ

次：

表1

1．はじめに

解析対象試験体

筆者らはこれまで，TQ‑MIX（東急建設式柱 RC 梁 S）構法の適用範囲拡大を目的として，十字形接合部について構造実験によってその性能を明らかにし，柱梁接合部の終局耐力の提案式の妥当性を示してきた 1)〜4)。また，FEM 解析によって実験値を十分な精度で再現できることを確認してきた 3)。これらの研究においては，柱が圧縮軸力下あるいは無軸力下にある場合の柱梁接合部の力学性能を検証してきたが，地震時に架構に水平力が作用した場合，外周柱あるいはブレースが取り付く柱には引張軸力が生じる可能性がある。したがって，TQ‑MIX をより実用性の高い構法とするためには柱が引張軸力下にある場合の柱梁接合部の終局せん断耐力の提案式 1)の妥当性確認が不可欠である。
以上のような背景より，本論文では柱が引張軸力を受ける場合の十字形接合部およびト字形接合部の FEM 解析を行い，柱梁接合部の終局せん断耐力が既報 1)の提案式を満足することを確認する。

接合部がふさぎ板補強タイプであるト‑3.2c およびト‑1.6cの荷重変形関係について実験値と FEM 解析値の対応を確

2．解析概要認することとする。

TQ‑MIX における実験値と FEM 解析値の対応につい2.1.23)柱が引張軸力を受ける場合ては，十字形接合部については既報 で両者が良好な対応

解析対象の試験体一覧を表 1 に示す。解析対象は既報 3)を示すことを確認したが，ト字形接合部の検討はなされてで実験結果および FEM 解析結果を報告した No. 1〜No. 54)いない。そこで，本論文では，既報 のト字形接合部の実の十字形試験体 5 体と，ト字形試験体 1 体とする。No.

験値と FEM 解析値と対応を確認した上で，柱が引張軸力

1〜No. 5 試験体の変動因子の詳細については既報 3)を参照を受ける場合の検討を行うこととする。なお，解析には汎されたい。No. 5 トは十字形試験体の No. 5 をト字形にし用 FEM 解析プログラム DIANA 10.2 を用いた。

たものであり，柱梁断面は十字形試験体と同一である。な2.1
2.1.1

解析対象試験体

お，No. 1〜No. 5 試験体は設計時の想定破壊モード，実験 3)で観察された破壊モードともに接合部破壊である。

ト字形接合部の実験対応解析

実験対応解析を行った試験体を表 1 に示す。既報 4)で実柱引張軸力比  n（ N N）は 0.0，0.2，0.4，0.6 の 4

験結果が報告されている 3 体のト字形試験体のうち，柱梁ケースを対象とした。ここで， N：柱の引張軸力， N：＊技術研究所

基礎・構造グループ＊＊技術研究所

構工法・材料グループ

29東急建設技術研究所報 No. 46

図1
表2解析モデル（十字形）

コンクリートの材料試験結果 3), 4)

表3鋼材の材料試験結果 3), 4)

柱 の 引 張 降 伏 耐 力（=a × σ （a ：柱 鉄 筋 の 総 断 面 積，σ ：柱鉄筋の降伏強度））である。
2.2解析モデル

図 1 に十字形試験体の解析モデルを示す。ト字形のモデ
ル化方法は十字形と同様であるため，図の掲載を省略する。解析モデルは加力構面に対する試験体の対称性を考慮
図2

して 1/2 とし，RC 柱はコンクリートを 8 節点ソリッド要解析モデルの各構成要素の材料構成則

素，鉄筋を埋め込み鉄筋要素でモデル化し，付着すべりを考慮した。S 梁およびふさぎ板は 4 節点シェル要素でモデ

2.3.2

ル化し，鋼板とコンクリート間の付着特性は 4＋4 節点のト字形試験体の実験対応解析では，鉄筋と鋼板の応力ひ界面要素でモデル化した。
2.3

鉄筋・鋼板ずみ関係は降伏後の剛性を弾性域の 1/100 とする Bilinear

材料構成則モデルとし，降伏条件には von Mises の条件を用いた。柱

表 2 および表 3 に材料試験結果，図 2 に各要素の材料構

引張軸力下の検討では，柱に所定の引張軸力が作用した際成則を示す。各材料の強度，ヤング係数およびポアソン比の柱梁接合部のせん断耐力の検討を目的としている。したは表 2 および表 3 に示す値を用いた。なお，ト‑3.2c およがって，柱主筋が降伏することで柱梁接合部へのせん断入

びト‑1.6c のコンクリートのポアソン比は 0.2 とした。ま力が頭打ちとなることを回避するため，柱が引張軸力を受た，No. 5 トの材料強度と材料定数は，No. 5 と同値とした。

ける場合は柱主筋は弾性体とした。なお，ポアソン比は

2.3.1

コンクリート0.3 とした。

構成則は直交固定ひび割れモデルを用い，圧縮側は軟化域で圧縮破壊エネルギー

5)

2.3.3

鋼とコンクリートの界面を考慮する Feenstra の放物

鉄筋とコンクリート間の付着―すべり関係には，CEB‑線モデル 6)を採用した。破壊基準は Hsieh‑Ting‑Chen の 4

FIP Model Code 1990 のモデル 9)を適用した。鋼板とコンパラメータモデルを適用した。引張側の軟化域は引張破壊

クリート間の界面特性はクーロン摩擦モデルを適用した。

エネルギーを考慮する Hordijk モデル 7)とした。引張強度 σ

界面法線方向は，圧縮方向には十分大きな剛性を与え，離は fib Model Code 2010 8)の式で算出した。ひび割れ面にお間方向は引張応力が作用すると直ちに剥離が生じるものとけるせん断剛性は Al‑Mahaidi のモデルを用いて低減した。

した。界面せん断方向はせん断応力30が μ（摩擦係数)×東急建設技術研究所報 No. 46図3

図4

ト字形試験体の実験対応解析

層せん断力―層間変形角関係（柱引張軸力下）（垂直応力）を超えるとすべりが生じるものとし，摩擦3.2

係数 μ は 0.40 とした 10)。
2.4

柱が引張軸力を受ける場合の検討

図4に‑た柱梁接合部の終局せん断耐力  M  1)を層せん断力に換算

境界条件と載荷方法したものである。  M  は次式で求められる。

まず，梁反曲点位置をピン支持した上で柱に軸力を作用させた。その後，作用させた応力状態を保持した上で，梁M  =  V (  F⋅  δ + p ⋅  σ  )+反曲点位置のピン支持を開放して柱反曲点位置をピン支持し，梁反曲点位置に

V ⋅ σ3()

こ こ で， V：柱 梁 接 合 部 の コ ン ク リ ー ト の 有 効 体 積，方向の強制変位を与え，層せん断力を作用させた。載荷は一方向単調載荷で行い，層間変形角関係を示す。図中の  Q  は既報で提案されF：柱梁接合部のコンクリートのせん断強度，  δ ：柱梁接 合 部 の 形 状 に よ る 係 数（十 字 形=3.0，ト 字 形=2.0），=0.04 rad まで載荷した。

p：ふさぎ板を帯筋に断面積換算して算出した横補強筋比， σ  ：ふさぎ板の降伏応力度， V ：柱梁接合部の鉄骨3．解析結果
3.1ウェブの体積， σ  ：鉄骨ウェブの降伏応力度である。まト字形接合部実験対応解析

た，図中点線は ACI ストレスブロック法で求めた各引張

図 3 はト‑3.2c およびト‑1.6c 試験体の実験結果の処女載
荷時包絡線に FEM 解析結果の層せん断力

軸 力 比  n 時 の 柱 の 終 局 曲 げ 耐 力 の 層 せ ん 断 力 換 算 値‑層間変形角関係を重ねて示したものである。両試験体ともに，S 梁Q である。

降伏以前では FEM 解析値の層せん断力は実験値よりもや

十字形試験体の No. 1〜No. 5，ト字形試験体の No. 5 トや高めの値を示し，S 梁降伏後の塑性域では FEM 解析値の全 6 試験体ともに柱引張軸力比  n が高いほど柱の曲げは実験値よりも若干低い値を示している。実験値との対応剛性が低下するため架構の剛性が低下する傾向にある。そにおいてこのような傾向は見られるものの， ‑の影響で，最大耐力を迎える層間変形角関係のは柱引張軸力概形を比較すると，FEM 解析値は実験値と良い対応を示

比  n が高いほど大きい。最大耐力と柱梁接合部の終局せしていると言える。したがって，本 FEM 解析はト字形試ん断耐力の計算値  Q  との対応を見ると，最大耐力はい

験体のずれの試験体でも柱梁接合部の終局せん断耐力の計算値‑関係を十分な精度で追跡可能なものであると考えられる。

31

Q  を上回る値を示している。また，ふさぎ板およびウ東急建設技術研究所報 No. 46

ェブが降伏に至るときの層せん断耐力が， D > D となる柱梁接合部では余裕度が小さい点に留は  Q  付近に達している。しかしながら，梁せい（ D）が柱せい（ D）より大きくコンクリートの目標強度意する必要がある。

が基準試験体である No. 5 と等しい No. 1，No. 2 においては， n=0.4，0.6

4．まとめのケースでは最大耐力に対する  Q  の余裕度が他試験体

本論文では，十字形およびト字形接合部について FEM解析を実施し，柱が引張軸力を受ける場合の柱梁接合部のよりもやや小さい傾向にある。

終局せん断耐力の評価に既報 2)の提案式の適用の可否を検

本論文では柱主筋降伏によって柱梁接合部へのせん断入力が頭打ちとならないよう柱主筋を弾性体としているた討した。得られた結論を以下に示す。

め， n=0.4 および 0.6 のケースでは FEM 解析値が柱の1)

終局曲げ耐力の層せん断力換算値  Q を上回っているこ

ト字形接合部について実験対応解析を行い，本 FEM解析が実験結果の荷重変形関係を十分追跡可能であることを確認した。とが多い。しかし，実際には柱が大きな引張軸力を受ける
2)

場合は，柱梁接合部がせん断破壊する以前に柱が曲げ降伏

本論文で対象とした柱引張軸力比  n=0.0〜0.6 の範に至るため，柱梁接合部のせん断耐力が架構の耐力を決定

囲では，既報 2)の提案式は柱梁接合部の終局せん断耐付けることは無いと考えられる。

力を安全側に評価するが，梁せいが柱せいより大きい(

以上より，柱が引張軸力下にある場合においても，式柱梁接合部では余裕度が小さい評価を与える点に留意)は柱梁接合部の終局せん断耐力を安全側に評価するする必要がある。

参考文献
1) 小澤潤治・山本俊彦・須田充司：RC 柱・S 造はりで構成される合成架構に関する研究

その 2十字型接合部の実験，日本建築学会大会学術講演梗概集（東海），C 分冊，構造Ⅱ，pp. 1667‑1668，1994 年 7 月
2) 小澤潤治・吉田徳雄・他 3 名：RC 柱・S 造はりで構成される合成架構に関する研究

その 5

柱はりの断面寸法比が異なる場

合，日本建築学会大会学術講演梗概集（近畿），C‑1 分冊，構造Ⅲ，pp. 1079‑1080，1996 年 7 月
3) 中田寛二，小澤潤治，佐藤良介，船積宏彰：TQ‑MIX（柱 RC 梁 S）構法の適用範囲拡大に関する研究―柱梁せい比が小さい十字形接合部の検討―，東急建設技術研究所報，No. 44，pp. 37‑42，2019 年 2 月4) 小澤潤治・山本俊彦・須田充司：RC 柱・S 造はりで構成される合成架構に関する研究

その 3

ト型接合部の実験，日本建築学会大会学術講演梗概集（北海道），C‑1 分冊，構造Ⅲ，pp. 943‑944，1995 年 7 月
5) Nakamura, H. and Higai, T. : Compressive Fracture Energy and Fracture Zone Length of Concrete, Modeling of Inelastic Behaviorof RC Structures under Seismic Loads, ASCE, pp. 471‑487, Oct. 1999
6) Feenstra, P.H. : Computational Aspects of Biaxial Stress in Plain and Reinforced Concrete, PhD thesis, Delft University ofTechnology, 1993
7) Hordijk, D.A. : Local Approach to Fatigue of Concrete, PhD thesis, Delft University of Technology, 1991
8) fédération internationale du béton/International Federation for Structural Concrete : fib Model Code for Concrete Structures
2010, 20109) Comité Euro‑International Du Béton : CEB‑FIP Model Code 1990, 199310) 日本建築学会：鋼構造接合部設計指針，2012 年

INVESTIGATION FOR EXTENSION OF APPLICABLE RANGE OF “TQ‑MIX” FRAMING SYSTEM―PART 3 STRENGTH OF INTERIOR AND EXTERIOR BEAM‑COLUMN JOINTSUNDER TENSILE AXIAL FORCE―
H. Nakata, J. Ozawa, and R. Sato
“TQ‑MIX” is a framing system composed of reinforced concrete columns and steel beams. In this paper, it is discussedabout applicability of the design formula for ultimate strength of beam‑column joint, proposed in a previous paper, to thecase where the column is under tensile axial force. In order to comfirm the load‑deformation relationships of TQ‑MIX
under tensile axial force, the nonlinear finite element analyses on five interior beam‑column subassemblages and one
exterior beam‑column subassemblage are carried out. As a result, in the range of the column tensile axial force ratio 0.0 to0.6, it is comfirmed that the design formula gives the safe evaluation of the ultimate strength of the beam‑column joints
under tensile axial force. However, when the depth of the beam is larger than the depth of the column, it is necessary to notethat the design formula gives the evaluation with a low sefety margin.

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