コンクリート工学年次論文集，Vol.32，No.2，2010

論文

梁主筋に機械式定着工法を用いたト形接合部の形状が構造性能に与える影響に関する実験的研究
三浦耕太*1・趙敏洙*1・迫田丈志*2・前田匡樹*3

要旨：接合部形状(柱せいと梁せいの大小)の異なるト形部分架構の静的加力実験を行った。正方形及び横長接合部では建築学会の靭性指針式による計算値以上の耐力を示したが，縦長接合部では計算値の 0.9 倍であった。
ストラット機構を主要な接合部せん断抵抗機構と考え，コンクリートの有効圧縮強度及びストラット形状(幅と角度)をパラメータとした耐力評価式を提案した。実験データを基に各パラメータの値を求め，接合部耐力を算定した結果，接合部が縦長になるに従ってストラット角度が立ち，耐力が減少するという傾向が確認できた。一方，コンクリート強度によるストラット形状の違いは見られなかった。
キーワード：機械式定着，ト形接合部，接合部せん断耐力，ストラット機構，コンクリート有効圧縮強度
1. はじめに

鉄筋貫通型
定着板

近年，鉄筋コンクリート構造物の柱梁接合部の配筋をネジ節鉄筋簡素化し，コンクリートの充填性や施工性を向上させる

梁主筋定着長 Ldことを目的として，接合部内主筋の定着に機械式定着工法が用いられ，中高層建物を中心に普及している。機械正方形
接合部式定着は，従来型の折り曲げ定着に対し，主筋端部にプ縦長接合部横長接合部レート付きのナットを付けるなどして定着性能を高め，直線定着とするものである。梁主筋に機械式定着を用い

図－1 接合部形状と機械式定着
表－1 試験体一覧

たト形接合部に関する既往の研究では，柱・梁せいのほ

J4045_60 J4045_21 A8045_21

ぼ等しい(以下正方形)接合部について，構造性能が確認試験体されている。しかしながら，図－1に示すような，柱・破壊形式

梁せいの大きく異なる(以下長方形)接合部に関する研究

コンクリート強度
スパン(mm)例は少なく，また，建築学会の靭性指針1)における現行接合部せん断60N/mm2

定着

J4090_21
接合部せん断21N/mm23800

階高(mm)

2200の接合部せん断耐力式には，形状による影響は考慮され上柱軸力(kN)(軸力比)10(0.0)336(0.1)ていない。そこで本研究では，正方形接合部を持つ試験

断面(mm)

350×450

350×900

体及び柱せいと梁せいが大きく異なる長方形接合部を引張主筋持つ試験体について静的加力実験を行うことで，接合部梁形状が破壊性状と耐力に及ぼす影響を検討した。

4-D25(SD980)

引張主筋比(%)

1.5

横補強筋

2-D10@60(SPR785)
0.68

横補強筋比(%)

2. 実験計画
2.1 実験概要

定着長(mm)300

断面(mm)

400×400

柱全主筋比(%)

ーメン架構とし，その柱梁ト形部分架構を研究対象とし横補強筋て静的加力実験を行った。基準試験体であるJ4045_21の横補強筋比(%)

部材寸法は柱断面800×800，梁断面700×900の縮尺1/2として，柱断面400×400，梁断面350×450とした。スパンは3.8m，接合部

600

300

400×800

400×400

12-D22(SD490)

全主筋

本研究で想定する建物は，鉄筋コンクリート構造純ラ

0.7

横補強筋
横補強筋比(%)

2.9

1.45

2.9

4-D10@100(SPR785)
0.71
2-D10@100(3組) (SD295)

2-D10@100(7組) (SD295)

0.31

階高は2.2mとした。
2.2 試験体の設計

接合部せん断破壊型とし，コンクリートは目標圧縮強度

試験体は 4 体である。試験体一覧を表－1 に，配筋図を 21N/mm2 とした。J4045_60 試験体は，J4045_21 試験を図－2 に示す。基準試験体となる J4045_21 試験体は，体に対してコンリート目標圧縮強度を 60N/mm2 とした。

*1 東北大学

大学院工学研究科都市・建築学専攻(正会員)*2 東北大学

大学院工学研究科都市・建築学専攻

助手*3 東北大学大学院工学研究科都市・建築学専攻准教授

修士(工学)-259-

博士(工学)

(正会員)
(正会員)

験体である。A8045_21 は定着破壊型の設計とした。接合接合部部せん断耐力の算定には，下に示す靭性指針式を用いた。

50 120 60 120225450

1800550.85 であるが，下限値を評価するための係数であり，平梁45034060650100

均値を算定する場合には 1.0 となる。本論文では基本的5040055は直交梁の有無による係数で両側直交梁つき以外では

50 120 60 120400(1)κ は接合部の種類による係数でト形接合部では 0.7，φ50

柱225

Vju=κφFjbjDj

50 80 140 80 5050650

400

いあるいは梁せいを 2 倍とした横長及び縦長接合部の試50 80 140 80

A8045_21，J4090_21 試験体は，J4045_21 に対して柱せに平均値を用いることとする。Fj はコンクリート強度 σB50から定まる数値で，Fj=0.8σB0.7，bj は接合部有効幅で本実400

85 80 853501475験では 375mm，Dj は機械式定着を用いた場合，梁主筋の1875

図－2 試験体配筋図(J4045_60，J4045_21)

定着長 Ld である。
2.3 加力計画

軸力ジャッキ加力装置図を図－3 に示す。水平ジャッキにより柱の鉛直を維持し，梁反曲点位置に取り付けた加力ジャッキ(A8045_21，J4090_21 試験体では並列で 2 本使用)により正負交番繰り返し漸増載荷を行った。梁反曲点を押し下水平ジャッキげる方向を正加力とし，梁反曲点位置の鉛直変位を柱心試験体
2200-梁反曲点間距離で割った層間変形角に対して，±1/800rad.
を 1 サイクル，±1/400，1/200，1/100，1/67，1/50，1/33，

1900

1/25 を 2 サイクルずつ加力した後，ジャッキのストロー加力ジャッキク限界である正側 1/23rad.まで加力した。軸力ジャッキにより，上柱の軸力を 10kN に制御した。但し，J4090_21

図－3 加力装置図

試験体のみ，下柱主筋の降伏を防ぐため，一定軸力
表－2 材料特性336kN(軸力比 0.1)を加えた。
2.4 材料特性

鉄筋径(材種)表－2に使用材料及び材料試験結果を示す。各材料試

D10(SD295)

験結果は3体の供試体の平均である。
3. 実験結果
破壊状況を図－4に，荷重変形角関係を図－5に，実験

367

489

D10(SPR785)

891

1031

4220

209700

D22(SD490)

540

706

2870

188000D25(SD980)

1142

1260

7950

192200

コンクリート

いずれの試験体においても，層間変形角±1/400rad.～J4045_60
J4045_211/200rad.において機械式定着部を基点とした接合部せん断ひび割れが発生した。J4045_60，J4045_21試験体では，±1/50rad.時に最大耐力に達した後，接合部のひび割れが柱背面にまで貫通すると共に接合部中央付近のコンク

2040

180100※D25(SD980)は0.2%オフセット耐力を用いた

結果一覧を表－3に示す。
3.1 破壊経過

降伏強度 引張強度 降伏歪 ヤング係数(µ)(N/mm2) (N/mm2)(N/mm2)

圧縮強度 圧縮強度 ヤング係数 割裂強度
(N/mm2) 時歪(µ)(N/mm2) (N/mm2)
58.4
23.82410
1710

A8040_21
J4090_21

23.5
1700
24.7
1780
1/3※ヤング係数は 割線ヤング係数

32900
26600

3.90
2.1626100
27100

2.292.15

リートが剥落し， 最終破壊に到った。A8045_21試験体では，±1/33rad.時に最大耐力を迎えた後，接合部ひび割れはそれほど進行せず，代わって梁危険断面のひび割れが開くと同時に梁主筋の抜け出しが進み，最終的に定着破壊に到った。J4090_21試験体では，圧縮主筋定着部付近から，中央部分へと徐々にひび割れの範囲が広がって行き，-1/100，+1/67rad.時に最大耐力を迎え，最終的には接合部の被りコンクリートが完全に剥落した。他の試-260-

J4045_21

A8045_21

J4090_21

図－4 破壊状況(層間変形角 1/50rad.)50験体に比べるとひび割れは分散しており，角度が縦方向(2) ストラット幅 wsに傾いていた。

接合部中央を破壊面とし，ストラット幅 ws を取る。

3.2 靭性指針による耐力計算値と実験値の比較
300
梁せん断力(kN)J4045_60 試験体では接合部せん断耐力計算値に対し，実験値が正側負側共に 0.8 倍程度の値にとどまった。
J4045_21 試験体は正側負側ともに計算値とほぼ等しい

200J4045_60

20010000-100耐力を示した。A8045_21 試験体では定着耐力の計算値を-100-200大きく上回り，接合部せん断耐力計算値に対しても正側-300-200-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5で 1.1 倍の値を示した。一方 J4090_21 試験体では正側負400300200
1000-100-200-300-400

険側の評価を与える結果となった。
3.3 柱主筋の歪分布
図－6 に正側最大耐力時の柱主筋の歪分布を示す。梁
面側では，いずれの試験体においても梁主筋との交差部-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5450

A8045_21

梁せん断力(kN)

側ともに耐力は計算値を大きく下回り，靭性指針式が危J4045_21

1003000-150-300-450-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5層間変形角(×10-2rad.)-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5層間変形角(×10-2rad.)において柱主筋が引張降伏していた。一方自由面側では，引張側の歪は小さかったが，正方形接合部の J4045 シリ

接合部せん断耐力計算値○ 接合部せん断ひび割れ

ーズにおいて，上柱危険断面での局所的な歪の増大が見J4090_21150

定着耐力計算値△ 接合部横補強筋降伏□ 最大耐力図－5 荷重変形角関係られた。これは，機械式定着部を基点としたひび割れが上柱まで進展した影響と考えられる。また，A8045_21
試験体では自由面側の全域で，他の試験体でも接合部中央から下の範囲で歪がほぼ一定となっており，その範囲では付着力が発生していないことがわかる。

J4045_60
J4045_21
A8045_21
降 伏歪

4. 接合部せん断耐力の評価4.1 ストラット機構のモデルと耐力算定方法-3000 -1500 01500 3000
ひ ず み (µ)(1) ストラット機構のモデル

0

自由面側

図－7 に示すように，柱，梁危険断面のコンクリート

1500 3000
ひ ず み (µ)

梁面側圧縮領域で囲まれた部分(圧縮ストラット)により，接合部のせん断力が伝達されると考える。尚，上下柱の危険断面から，水平せん断力反転位置(上柱は梁主筋位置，下柱はコンクリート圧縮合力作用位置)までのストラット幅は一定とする。また，上柱ではフープ心を圧縮領域の端部とする。接合部せん断耐力の決定要素は，ストラッJ4090_21

ト幅 ws，ストラット角度 θ，コンクリートの有効圧縮強降 伏歪度 νjσB の 3 つである。

計測値なし-1500-3000 -1500 01500 3000
ひ ずみ (μ )01500 3000

ひ ずみ (μ )図－6 柱主筋の歪分布表－3 実験結果一覧
梁せん断力計算値(kN)※1試験体

J4045_60

破壊
形式

※2

梁曲げ終局時

実験結果(kN)※3

接合部せん 定着破壊時
断破壊時
正側 負側

※4
実験値/計算値

正側最 負側最大耐力 大耐力

正側負側bQ mubQ vj ubQ aubQ au

bQ m axbQ max

bQ max/bQ vj u bQ max/bQ au bQ m ax/bQ vju bQ m ax/bQ au

Vj484236279349237

217

1.00

0.85

0.920.62

J4045_21

Vj

484

1262002501551491.230.78

1.19

0.60

A8040_21

Ta549

291

225282373

319

1.28

1.66

1.10

1.13

J4090_21

Vj10363684355433473060.940.800.830.56※1 Vj :接合部せん断破壊

T a :定着破壊1)※2 梁曲げ終局強度略算式 M u=0.9atσy より計算

※4 網掛け部分は最大耐力についての※ 計算値には材料強度を使用

2)※3 定着耐力式 (村上式)P au=∑(σ・A b・β) より計算

-261-

実験値/計算値

(3) ストラット角度 θ
図－7 における線分 ab の中点 a’と cd の中点 c’を結んだ直線の水平方向からの傾きをストラット角度 θ とし，圧縮ストラット内において，角度 θ で一様な主応力 σ1が生じていると考える。
(4) 有効圧縮強度 νjσB
最大耐力時には σ1 が有効圧縮強度 νjσB に達している。
接合部の有効係数 νj は，柱のせん断耐力算定に用いる有効係数 ν を基にして式(3)により求める。
ν=(0.7-σB/200)(1-20Rp)(2)νj=α(0.7-σB/200)(1-20γp)(3)

τh=(σ1/2)sin2θ

ττh2θ

σσv σ1

ここで，式(2)の柱の塑性ヒンジ回転角 Rp に対応するものとして，図－8 に示す接合部のせん断変形角 γp を用

Qc，Qb:柱・梁せん断力

Ccc，Ccb:コンクリート圧縮力

いる。また，梁が取りつくことで拘束効果が増し，ひびΔTc，ΔTb:柱・梁主筋付着力

d:梁有効せい割れが開きづらくなることで，接合部では柱よりも有効y:コンクリート圧縮領域端から合力作用位置までの距離圧縮強度が高くなることを考慮し，補正係数 α を乗じる。

dt:コンクリート表面から上端梁主筋心までの距離(5) 接合部せん断耐力評価式

dw:コンクリート表面からフープ心までの距離

図－7 に示すモールの応力円の理論より，σ1 を水平方

dp:定着板から圧縮領域端までの距離

向のせん断応力度 τh に換算する。接合部せん断耐力は，

図－7 ストラット機構のモデル

τh に ws 及び接合部有効幅 bj からなるストラット面積をかけ，式(4)によって求める。ここで，ストラットは柱・梁双方からの力によって構成されるため，柱幅と梁幅の平γp:接合部せん断変形角均値として，接合部有効幅 bj を用いることとした。

H0，L0:柱・梁内法スパン

Vjsu=τh wsbj=(νjσB /2) sin2θ wsbj

(4)4.2 圧縮領域の算定方法
図－7 のモデルでは，柱・梁危険断面のコンクリート圧縮領域及び合力作用位置が決まれば，ストラット領域が定まる。以下に実験データを用いた算定方法を示す。
柱・梁危険断面の応力状態を図－9 に示す。歪ゲージ

Nt，Nb:軸力
Mc，Mb:柱・梁危険断面位置のモーメンにより計測した歪 εs は全て弾性範囲に収まっていたため，引張力 Ts は，鉄筋の断面積 as とヤング係数 Es を用いて，Ts=asEsεs により求める。Qc，Qb はロードセルで計測した

図－8 架構の応力状態と接合部せん断変形角せん断力を用いる。上柱における算出方法を以下に示す。
(1) コンクリート圧縮力 Ccc の算出
軸力に関する釣り合いから，式(5)によって求める。
C

∑T

N

(5)

(2) コンクリート圧縮合力作用位置 d5 の算出
危険断面位置でのモーメントは式(6)で表される。Mcは，鉄筋引張(圧縮)力によるモーメント Mcs とコンクリート圧縮力によるモーメント Mcc の和となる。
MQ H

M

∑

M

C dM

M

(6)
T d(7)(8)M(9)

以上より，材軸からコンクリート合力作用位置までのTsc.Tsb:
鉄筋引張(圧縮)力
y，xt，xb:
コンクリート圧縮
領域端から合力作用位置までの距離
d1-d5:
材軸から応力作用位置までの距離(d3，d4 は負の値)

距離 d5 は式(10)によって求められる。
d5=(Mc-Mcs)/Ccc(10)-262-

図－9 柱・梁危険断面の応力状態

(3) 圧縮領域幅 2.5xt の算出
圧縮応力は三角形分布と終局状態の中間として図－9のような分布を想定し，最大点から合力 Ccc 作用位置までの距離 xt の 2.5 倍を圧縮領域の幅と仮定する。下柱，梁についても同様にして求める。
J4045_21

J4045_60

4.3 ストラット領域とひび割れの対応
図－10 に実験データより求めた正側最大耐力時のストラット領域とひび割れ状況を示す。ただし，A8045_21
試験体は最大耐力時に定着破壊が起こっていたため，その前サイクル(1/50rad.)において算定した。また，フープ
心を上柱の圧縮領域端すると，圧縮領域幅が柱せいよりJ4090_21大きくなるという矛盾が生じたため，定着板からの距離

A8045_21

dp が他の試験体と等しくなるように圧縮領域端を定めた。

図－10 圧縮ストラット領域7.0
接合部せん断応力度最大値(N/mm2)

J4045 シリーズ及び A8045_21 試験体では，接合部のせん断ひび割れがほぼ圧縮ストラットの中に収まっており，また，角度も主応力の流れに一致している。一方
J4090_21 では，ストラット内での角度の対応は見られるが，ストラット外にもひび割れが広がっている。従って，横補強筋を介し，ストラット外でもせん断力の伝達が行われていると考えられるが(以下トラス機構とする),ひび割れが内側に比べ軽微であったことから,ここではいずれの試験体においてもストラットが主要な抵抗機構で6.0
5.04.0

実験値(正側)実験値(負側)計算値(靭性指針下限値)
計算値(靭性指針平均値)
ストラット機構による計算値

3.02.00あるとして，耐力算定を行う。

0.511.5d/Ld

2.53

図－11 接合部形状と耐力の関係

4.4 接合部せん断耐力の検討
1.04.3 の結果から，ストラット幅と角度を求め，式(4)に

430.5

表－4 に，接合部形状と耐力の関係を図－11 に示す。こJ4045_60
J4045_21
A8045_21
J4090_21

こで，γp は実験で計測したせん断変形角の値を用いた。α0.0は，J4045_21 試験体において実験値と計算値が等しくな0るよう，α=1.74 とした。ストラット機構による接合部最tanθ

ws/Ld

よって接合部せん断耐力を評価した。計算結果の一覧を

1d/Ld

2(11)

2
1003

図－12 ストラット幅と接合部形状の関係

大せん断応力度計算値 τjsu は式(11)により算定した。
τjsu= Vjsu/bjDj= Vjsu/bjLd

212d/Ld=tanθ03

図－13 ストラット角度と接合部形状の関係

表－4 ストラット機構による接合部せん断耐力計算結果
試験体名σB(N/mm 2 )d/Ld が大きくなる，つまり接合部形状が縦長になるに

J4045_60 J4045_21 A8045_21 J4090_2158.4

23.823.524.7

1.101.30

1.251.56

有効係数 νj
有効圧縮強度 νjσB (N/mm 2 )

0.55

0.75

0.760.69

32.3

17.817.817.0

ストラット角度 θ( 度 )
sin2θ

58.7

58.6

54.473.2

た J4090_21 については，計算値が実験値をやや下回り，0.89

0.89

0.950.55

安全側に評価できた。実験値と計算値の差は 4.3 で予想

ストラット幅 ws(mm)203205420235したトラス機構による負担分であると考えられる。

接合部有効せい bj(mm)375375375375

4.5 ストラット幅と角度の検討

ストラット機構による耐力計算値 τ jsu (N/mm 2 )9.72

5.425.913.68靭性指針による耐力 計
算 (平均 ) 値 τ ju(av.)(N/mm 2 )9.66

5.155.105.28

実験値 τ jmax (N/mm 2 )τ jmax /τ jsu

8.25

5.405.56

4.230.85

1.000.941.15

τ jmax /τ ju(av.)

0.85

1.05

1.090.80

従って耐力が低くなるという実験結果の傾向を，ストラ接合部せん断変形角
γp (×10 -2 rad.)ット機構による耐力算定によって捉えることができている。A8045_21 では計算値が実験値を上回っており，定着破壊を起こさなければ耐力がさらに上がったと予想される。また，靭性指針式において危険側の評価となっ

図－12 に示すように，ストラット幅の定着長に対する比は，正方形及び横長接合部に比べて縦長接合部のJ4090_21 試験体ではやや大きくなっており，統一的な傾向は得られなかった。
一方，図－13 に示すように，接合部形状(定着長 Ld と-263-Fafitis らの提案式

梁有効せい d)で決定される角度 θ0(tanθ0= d/Ld)が大きくσC=σB{1-(1-εc/ε0)A}なるに従ってストラット角度 θ も大きくなるという傾向

A=Ecεc/σBが確認できた。今回の実験では，いずれの試験体においEc:ヤング係数ても θ>45°となったため，θ が大きい程 sin2θ は小さくなる。つまり，縦長接合部では θ が大きくなることで耐力低下し，横長接合部では θ が小さくなることで耐力が上J4045_21昇していることがわかる。
また，コンクリート強度によるストラット幅及び角度の違いは見られなかった。従って，J4045_60 の耐力を適

図－15 曲げ解析による
図－14 コンクリートの応力－歪関係 圧縮ストラット領域算定

切に評価するには，残りの影響要素である有効圧縮強度の算定方法を再検討する必要があると言える。
4.7 曲げ解析による圧縮領域算定実験結果を用いた検討により，ストラット機構によって接合部形状による耐力の差を評価できることが確認された。従って，柱梁危険断面の圧縮領域が解析的に求められれば，式(4)を一般的な接合部せん断耐力式として用いることできると考えられる。そこで，曲げ解析を用いて圧縮ストラット領域の算定を行った。基準試験体における結果を図－15 に示す。また，危険断面の鉄筋の歪図－16 危険断面の鉄筋歪(J4045_21)

を図－16 に示す。ここで，鉄筋の応力－歪関係は完全弾塑性とし，コンクリートは図－14 のモデルを用いた。

(4) 実験における鉄筋の歪と柱・梁せん断力から各パ

図－10 と比べると，曲げ解析では上柱の圧縮領域が狭ラメータを算出し，各試験体において接合部耐力を評価くなっており，ひび割れがストラット外に出ている。こした結果，縦長になるに従ってストラットの角度が立ち，れは，接合部ひび割れに抵抗する形で鉄筋歪が全体的に耐力が下がるという傾向を捉えることができた。一方，引張側にシフトすることや，自由面側で引張の歪が出にコンクリート強度によるストラット形状の違いは見らくくなるといった，曲げ解析では考慮されていない現象れなかった。

が実際には生じているためと考えられる。
4.8 今後の課題

謝辞

一般的な耐力式の提案に向け，曲げ解析と実験結果の本研究は，（財）日本建築防災協会に設置された高炉違い，あるいは，図－12，図－13 に示した接合部形状と鉄筋に適用する機械式定着工法研究委員会（窪田敏行委

ストラット形状の関係を定量的に把握する必要がある。

員長）のもとに設置された実験担当 WG の研究プロジェ

また，縦長接合部の耐力をより正確に評価するためには，クトの一環として実施されたものである。また，新日本

ストラット以外のせん断抵抗機構(トラス機構)の評価が製鐵（株）及び東京鉄鋼（株）より鉄筋等の材料を提供要求される。さらに，コンクリートの圧縮強度と有効圧して頂いた。ここに記して関係各位に謝意を表する。

縮強度の関係についても検討の余地があると言える。
参考文献
5. まとめ1)(1) 正方形接合部の J4045 シリーズ及び縦長接合部のJ4090_21 試験体は共に接合部せん断破壊したが，縦長接型耐震設計指針・同解説，2001.92)

合部ではひび割れの本数が多く，角度が縦方向に傾いていた。横長接合部の A8045_21 試験体は定着破壊した。

東京鉄鋼株式会社:プレートナット工法設計施工指針，2008

3)(2) 正方形及び横長接合部では靭性指針による計算値

藤井栄，森田司郎：鉄筋コンクリート外部柱・梁接合部のせん断抵抗機構，日本建築学会構造系論文報
告集，第 398 号 pp.61-71，1989.4とほぼ等しい耐力を示したが，縦長接合部では計算値の0.8 倍程度であり，危険側の評価となった。

日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靭性保証

4)田中信也，小林宗悟，林静雄，上村智彦：鉄筋コン(3) ストラット機構を接合部せん断抵抗機構と考え，クリート造内部梁・柱接合部の破壊性状への接合部

コンクリート有効圧縮強度及びストラット角度，幅をパ

アスペクト比の影響，コンクリート工学年次論文集，ラメータとする接合部せん断耐力式を提案した。

vol26，No.2，pp.433-438，2004-264-