東急建設技術研究所報 No. 45

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―ブレース付十字形接合部の検討―中田

要寛二 ＊小澤潤治 ＊＊ 佐藤良介 ＊＊ 船積宏彰 ＊＊＊既報 1)では，東急建設式柱 RC 梁 S（TQ‑MIX）構法について，ブレース等の耐震要素の付加によって柱断面を約：縮小化することを見越し，梁せいが柱せい以上となる十字形接合部の構造性能を実験および有限要素法（FEM）解析によって明らかにした。本論文では，TQ‑MIX 構法へのブレースの付加を目的として，ブレースの偏心の有無を変動因子とした 2 体の試験体に対して構造実験および FEM 解析を行った。実験の結果，ブレースが付加された場合でも柱梁接合部は想定通りの耐力を発揮することが確認された。また，FEM 解析については，層せん断力―層間変形角関係，柱梁接合部のウェブおよびふさぎ板のひずみ履歴は実験結果と良好な対応を示した。
キーワード：

柱 RC 梁 S 構法，梁貫通形式，十字形接合部，ブレース目

1．はじめに

3．FEM 解析

2．ブレース付十字形接合部実験

4．まとめ

次：

1．はじめに筆者らはこれまで，東急建設式柱 RC 梁 S（以下，TQ‑MIX）構法について，実験および解析的手法によりその構造性能を明らかにしてきた。既報 1) では，「ブレース等の耐震要素の付加によって柱断面を縮小化する」ことを見越し，梁せい（ D）が柱せい（ D）以上となる TQ‑MIX構法の構造性能を実験および有限要素法（以下，FEM）解析によって明らかにしたが，ブレース付柱梁接合部の構造性能の検証が課題として残っている。一方，ブレース付柱梁接合部に関する既往の研究は実験によるものが多く，荷重変形関係や柱梁接合部内部の応力状態を解析的に検討した報告は少ない。
以上のような背景の下，本論文ではブレースを付加したTQ‑MIX 構法の構造性能の検証を目的とする。まず，ブレースを有する十字形架構の静的加力実験を実施し，その結果について考察する。続いて，FEM によって実験結果の再現解析を試みた。なお本論文は既報 2)に加筆したものである。
2．ブレース付十字形接合部実験
2.1

試験体

図1

図 1 に試験体の形状と配筋，表 1 に試験体一覧を示す。
試験体は接合部破壊を想定した 2 体のブレース付十字形架

実験試験体の形状と配筋ティールとした。

構である。ブレースが付加されても柱梁接合部が想定通り

2 試験体間の変動因子は柱梁接合部中心とブレース軸線の耐力を発揮することを確認するため，接合部破壊を想定の偏心（以下，偏心）の有無である。座屈拘束ブレースをして設計した十字形架構に 1 本のブレースを付加した試験ラーメン架構に配置する場合，一般に片流れ配置と K 形1)体とした。十字形架構の仕様は既報 の No. 5（ D  D =配置の 2 ケースが想定される。軸力を RC 柱に直接作用さ1.0）と同一である。ブレースは芯材を +−70×70×9 とせないよう S 梁のみにブレースを接続する場合，片流れした座屈拘束型とし，ブレースを RC 柱に埋め込まず S 梁配置では無偏心でブレースを配置することが可能なケースのみに接合することで軸力が RC 柱に直接作用しないディが多い一方で，K 形配置では偏心させざるを得ないケー＊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＊＊＊建築事業本部 設計統括部 構造設計部 構造設計第二グループ

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表1スが多い。本実験ではブレースの配置方法と偏心の有無を解析対象試験体一覧

関連付け，BR1 では K 形配置を想定してブレースを偏心させて θ=54.5 で配置した。ただし，ブレース軸線は梁材軸と柱フェイスの交点を指向している。BR2 では片流れ配置を想定してブレースを無偏心で θ=35 で配置した。
ふさぎ板および接合部ウェブのひずみは図 1 の位置に貼り付けた 3 軸ゲージで計測し，S 梁端フランジおよび RC柱端主筋のひずみは単軸ゲージで計測した。試験体に用いたコンクリート，鉄筋ならびに鋼材の材料試験結果は表 2に示す通りである。
2.2加力方法

図 2 に加力装置を示す。4 ピンのロ形加力フレームに十字形試験体の柱梁反曲点をピン接合し，加力梁に正負交番の静的漸増繰返し荷重を作用させた。加力は層間変位 δ で制御し，層間変形角（=δ/ ， ：柱高さ）=＋6/100 radまで図 3 に示す加力スケジュールに従って行った。なお，柱軸力は与えていない。
「加力中にブレース軸力の影響で生ずる柱の軸力」と柱せん断力は，上下柱の反曲点位置のピン治具に内蔵された 2 軸のロードセルで計測した。
2.3

破壊経過と層せん断力ー層間変形角関係

図 4 に各試験体の層せん断力‑層間変形角関係を，

表 3 に最大耐力と表 2 の材料強度を用いて求めた各種耐力の比較を示す。図表中の接合部終局耐力  Q  は既報 3) の提案式による計算値とブレース降伏軸力の計算値のそれぞれを層せん断力に換算した値の合算値である。図 5 は上下柱の軸力との釣り合いと試験体の幾何学的条件から求めたブレース軸力  N である。以下に，2 試験体の破壊経過と‑関係について述べる。

BR1 は

図2=＋1/200 rad でブレースが軸降伏し， =加力装置＋1.5/100 rad 付近でふさぎ板および接合部ウェブが降伏した。その後， =−2/100 rad の 1 サイクル目にブレースが首折れ座屈し， =＋3/100 rad の 2 サイクル目にピン支持側のブレース端部が破断したが， =＋6/100 radまで加力を継続し実験を終了した。RC 柱端については，=±1/100 rad の 3 サイクル目に S 梁下フランジ下面，=±2/100 rad の 1 サイクル目に S 梁上フランジ上面の

図3
表2加力スケジュール

試験体に用いた材料の試験結果

コンクリートに圧壊の傾向が見られた。
BR2 は各降伏イベント時の変形は BR1 と同様であった。
ブレースは=−3/100 rad の 2 サイクル目に首折れ座屈したが， =＋6/100 rad まで加力を継続した。RC 柱端については， =＋1/100 rad の 1 サイクル目にブレース付加側の S 梁下フランジ下面， =±2/100 rad の 1 サイク
ル目にその他の梁フランジ支圧面のコンクリートに圧壊の傾向が見られた。コンクリートの圧壊傾向は BR1，BR2試験体ともに観察されたが，いずれも終局状態にて支圧面のコンクリートが大きく剥落することは無かったことか

よびピン支持側のブレース端部の破断時に見られた耐力低ら，両試験体ともに支圧破壊には至っていなかったと考え

下は，図 5 のブレース軸力の履歴とも整合している。試験られる。

体破壊形式は，最大耐力に達する前にふさぎ板および接合‑関係は，両試験体ともにブレースに首折れ座屈が生部ウェブが降伏したこと，RC 柱主筋および S 梁端フランじるまで安定した紡錘形の履歴性状を示し， =＋3/100ジの軸ひずみが試験体が最大耐力に至るまで弾性範囲にあrad で最大耐力に至った。また，ブレースの首折れ座屈おったこと，なおかつ最大耐力が S 梁降伏時の計算値には

30

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図4

層せん断力―層間変形角関係（実験）
表3達しなかったことから，接合部破壊であったと考えられる。
2.4

実験結果一覧（層せん断力）

実験結果の詳細検討

図 4 の層せん断力にはブレースの負担分も累加されているが，ブレース付柱梁接合部の構造性能を議論する上では，ブレース軸力の作用が柱梁接合部に与える影響を検討する必要がある。そこで，ここではブレース付柱梁接合部に作用するせん断力を検討する。
図 6 はブレース付柱梁接合部に作用する力を図示したもの 4)である。ブレース付柱梁接合部に作用する水平せん断力  Q は次式のように表すことができる 4)。
Q=  Q+  Q+  Q

()Q， Q， Q は，左右の梁端の曲げモーメント，ブレースの偏心，ブレース軸力によって柱梁接合部に作用する水平せん断力であり，それぞれ式()〜()のように表すことができる 4)。
Q=1 h'⋅ ⋅( M + M )d h()e⋅ Nh()

()



Q=−



1  jQ=− ⋅⋅ N ⋅cos θ
2  d

図5

ブレース軸力―層間変形角関係

ここで， d ：S 梁の上下フランジ中心間距離，h' ：柱内法高さ， M ， M ：左右端の曲げモーメント， N ：ブレース軸力である。また， j はブレース軸力によって柱梁接合部に作用する水平せん断力の応力中心間距離であり，次式のように表すことができる。
j = d ⋅tan θ−2⋅e⋅1cos θ()ここで， d ：RC 柱の最外縁主筋の中心間距離である。
式()〜式()を式()に代入して整理し，パネルモーメ

図6

ブレース付柱梁接合部に作用する力 4)

ント  M' として表記すると，
M' =h' d d⋅( M + M )+e⋅ N ⋅ 1−⋅ N ⋅sin θ−hh2





( )

Q とブレース軸力  N ，ならびに試験体の幾何学的条件より，パネルモーメント  M' を算出できる。ここで，l' ：のようになる。さらに，柱端の曲げモーメントと梁端の曲梁の内法スパン，l：梁スパンである。

げモーメントおよびブレースによる偏心モーメントの釣り

図 7 に式( )より算出した  M' と合いを考えて式()を展開すると，較のため純ラーメン架構の No. 5 の結果も示した。図中l' ⋅h'l' h' d d⋅ Q −⋅ − 1−⋅sin θ ⋅ N⋅e+ M' =ll hh2

の関係を示す。比1)

には既提案式 2) から求めた終局耐力の計算値  M  を示し( )た。BR1，BR2 は と も に，最 大 耐 力 が No. 5 1) と 同 様 にのように表すことができ，実験結果の上下柱のせん断力

31

M  を上回る値を示し，なおかつふさぎ板および接合部ウ東急建設技術研究所報 No. 45

図7

パネルモーメント―層間変形角関係

ェブ降伏時の  M' は  M  とほぼ一致している。したがって，ブレース軸力が作用しても柱梁接合部は想定通りの耐力を発揮していると言える。
3．FEM 解析
FEM による実験結果の再現解析を試みる。解析には汎用 FEM 解析プログラム DIANA ver 10.2 を用いた。
3.1

試験体のモデル化

図 8 に解析モデルを示す。解析モデルは加力構面に対する実験試験体の対称性を考慮して 1/2 モデルとし，RC 柱はコンクリートを 8 節点ソリッド要素，鉄筋を埋込み鉄筋要素で離散的にモデル化し，付着すべりを考慮した。S梁，ふさぎ板，ブレースは 4 節点シェル要素でモデル化

図8

し，座屈は考慮しない。座屈拘束ブレースは芯材のみをモFEM 解析モデル（BR1）デル化した。鋼板とコンクリート間の付着特性は 4＋4 節点の界面要素でモデル化した。
3.2

材料構成則

図 9 に FEM 解析に用いた材料構成則を示す。各材料の強度，ヤング係数およびポアソン比は表 2 に示す値を用いた。なお，コンクリートの引張強度 σ は fib Model Code2010 5)の式で算出した。
コンクリートの構成則には直交固定ひび割れモデルを用

図9

解析モデルの各構成要素の材料構成則

表4

実験と FEM 解析の最大耐力の比較

い，破壊基準は Hsieh‑Ting‑Chen の 4 パラメータモデルとした。圧縮側は放物線モデル 6)，引張側の軟化域は Hordijk モデル 7) とし，圧縮・引張破壊エネルギー G ・G  は文献 8)，9)より求めた。ひび割れ面におけるせん断応力の伝達は前川らのモデル 10)を用いた。
鉄筋と鋼板の応力―ひずみ関係は降伏後の剛性を弾性域の 1/100 とする Bilinear モデルで表した。降伏条件にはvon Mises の条件を用い，ポアソン比 ν は 0.3 とした。
鉄筋とコンクリート間の付着―すべり関係には，fibModel Code 2010 のモデル 5)を適用した。

方向変位を拘束した。加力方法は単調載荷とし，層せん断鋼板とコンクリート間の界面特性はクーロン摩擦モデル

力を加力フレーム頂部に強制変位として与え，正負方向とを適用した。界面垂直方向は，引張応力が作用すると剥離もに=4/100 rad まで加力した。

が生じるものとし，界面せん断方向はせん断応力 τ が μ3.4

層せん断力―層間変形角関係（摩擦係数）×τ （垂直応力）に達するとすべりが生じるも

図 10 は実験結果の処女加力時包絡線に FEM 解析結果のと仮定した。摩擦係数 μ は 0.65 11)とし，せん断方向の剛の‑性は文献 12)を参考に設定した。

力は加力点の水平反力とした。

3.3

境界条件と加力方法関係を重ねて示したものである。なお，層せん断

まず， ‑関係全体の対応を概観すると，FEM 解析値

図 8 のように柱梁の反曲点を，梁要素でモデル化した加は実験値よりも初期剛性がやや高い傾向が両試験体ともに力フレームにピン接合し，加力フレームの下端，下柱の反見られる。これは，実験と FEM との間のブレースのピン曲点，ブレース端部はピン支持とした。対称境界面は Y支持側の境界条件の差の影響であると考えられる。 =32

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図 10

層せん断力―層間変形角関係（FEM 解析）±1/100 rad 以降は，負側では実験でブレースに首折れ座屈が生じたたため，FEM 解析値と実験値との間に乖離が見られるが，正側では FEM 解析値が実験値よりもやや低い値を示すものの，両者は概ね良好な対応を示している。
表 4 は最大耐力の実験値と FEM 解析値を比較したものである。両試験体ともに負側では，実験時に最大耐力到達以前にブレースに首折れ座屈が生じたため，BR1 では最大耐力および最大耐力時の変形，BR2 では最大耐力時の変形に実験値との乖離が見られる。一方で正側では，最大

図 11パネルモーメント―層間変形角関係（FEM）

図 12

ふさぎ板およびウェブのひずみ履歴（FEM）

図 13

柱梁接合部コンクリートの耐 力 に つ い て は 実 験 値 に 対 し て BR1 は −1%，BR2 は−6% となっており，実験値を良く評価できている。最大耐力時の変形に関しても，FEM 解析値は実験値と良好な対応を示している。
図 11 はパネルモーメントと層間変形角の関係である。
パネルモーメントは上下柱のせん断力とブレースの軸力を用いて式()より算出した。実験との良好な対応から，接合部破壊となった試験体の柱梁接合部の挙動を FEM 解析で良好に追跡できていると言える。
3.5

ふさぎ板およびウェブのひずみ性状

図 12 は図 1 に示したふさぎ板およびウェブの左側の計測点の ε 1 と ε 2 の関係について，実験の包絡ステップとFEM 解析の対応を BR1 について示したものである。ふさぎ板，ウェブともに弾性域では FEM 解析値は実験結果と良好な対応を示している。特にふさぎ板は，純ラーメン架構を対象にした既報 1)と同様に，実験および FEM ともにひずみが ε 2 =−0.3ε 1 の直線近傍を推移する傾向にある。
一方，塑性域では，実験値と FEM 解析値との間にやや乖離が見られるが，これは実験と FEM 解析の加力パスの相違に起因しているものと考えられる。なお，BR2 のふさぎ板およびウェブは BR1 とほぼ同様の性状を示した。
3.6

最小主応力度分布（ =＋2/100 rad）（FEM）

柱梁接合部の応力度分布

図 13 に=＋2/100 rad 時の柱梁接合部コンクリートの最小主応力度分布を示す。この図において，「外部」は柱梁接合部正面から，「内部」は柱梁接合部中心から見たものである。BR1，BR2 では，柱芯に対して「外部」では左側，「内部」では右側がブレース付加側である。純ラーメン架構である No. 5 1) と同様に，BR1，BR2 試験体においても外部・内部ともに斜め方向の圧縮ストラットが形成

図 14されている。内部では，特にブレース付加側では No. 5 1)33

柱梁接合部ウェブのせん断応力度分布（ =＋1/200 rad）（FEM）

東急建設技術研究所報 No. 45と比較すると寒色系の色の範囲が大きく，ブレース軸力のの試験体の構造実験および FEM 解析を実施した。本論文

1)

作用によってコンクリートの圧縮応力が No. 5 よりも緩で得られた知見を以下に示す。

和されていることが分かる。

1)

また，図 14 は=＋1/200 rad 時の柱梁接合部ウェブ

2 試験体はいずれも想定通り接合部破壊し，ブレースが付加された場合でも柱梁接合部は想定通りの耐力をのせん断応力度分布である。コンクリートと同様にブレー発揮することを確認した。

ス軸力の影響によって応力が小さくなっていることが分か

2) FEM 解析について， ‑関係は実験結果と良好な対る。柱梁接合部コンクリートおよびウェブの応力状態に見応を示し，柱梁接合部の応力状態も既往の研究で見らられたこのような傾向は，文献 13)に示されている解析結れた傾向と概ね一致していた。

果と整合を見るものであった。

今後は，本 FEM 解析モデルを用いて柱梁接合部の応力について詳細な検討を行いたい。

4．まとめ
TQ‑MIX 構法へのブレース付加を目的として，全 2 体参考文献
1) 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
2) 中田寛二，小澤潤治，佐藤良介：耐震ブレースを有する柱 RC 梁 S 十字形接合部の構造性能，コンクリート工学年次論文集，
Vol. 41, No. 2, 2019 年 6 月
3) 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，C 分冊，構造Ⅱ，pp. 1667‑1668, 1994 年 9 月
4) 日本建築学会：柱 RC 梁 S 混合構造設計指針（案）の作成に向けて，2017 年度日本建築学会大会（中国）構造部門（SCCS）パ
ネルディスカッション資料，2017 年 8 月
5) federation internationale du beton/International Federation for Structural Concrete : fib Model Code for Concrete Structures
2010, 2010
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) 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
9) 土木学会：2012 年制定

コンクリート標準示方書［設計編］，201310) Maekawa, K. : Nonlinear Mechanics of Reinforced Concrete, Spon Press, 2003
11) 穴吹拓也，増田安彦，杉本訓祥，足立将人：高強度材料を用いた柱 RC 梁 S 構造十字形部分架構の力学性状に関する研究 その2FEM 解析結果，日本建築学会大会学術講演梗概集（関東），構造Ⅲ，pp. 1255‑1256, 2011 年 8 月

12) 村田裕志，Sivaleepunth, C.，二羽淳一郎，片桐誠：UFC トラス部材をウェブ部に用いた複合 PC はりに関する数値解析的研究，
コンクリート工学年次論文集，Vol. 26, No. 2, pp. 1423‑1248, 2004 年 7 月
13) 日本建築学会：鉄筋コンクリート柱・鉄骨梁混合構造の設計と施工，2001 年 1 月

INVESTIGATION FOR EXTENSION OF APPLICABLE RANGE OF “TQ‑MIX” FRAMING SYSTEM―INTERIOR BEAM‑COLUMN JOINTS WITH A SESMIC BRACE―
H. Nakata, J. Ozawa, R. Sato, and H. Funazumi“TQ‑MIX” is a framing system composed of reinforced concrete columns and steel beams. In a previous paper, aiming at
reducing column sections by installing seicmic elements such as braces, structural performance of “TQ‑MIX”, with small
column/beam depth ratio, was comfirmed through the experiments of interior beam‑column subassemblages. In thispaper, in order to comfirm the structural performance of braced “TQ‑MIX”, the experiments and the nonlinear finite
element analyses on two beam‑column subassemblages with braces are conducted. Based on the experimental results, it iscomfirmed that beam‑column joints of the specimens shows ductile behavior until end of loading test and shows strength asexpected. Furthermore, the analytical results for the load‑deformation relationships and the strain behavior at covering
steel plate and joint web agree well with the experimental results.

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