段差梁を有する角形鋼管が内蔵された柱 RC・梁 S 造柱梁接合部の力学性状
213-015 岩田 充旦
1.

×125×9×40（SN490B）とし，接合部において両主梁を序
本研究は，鉄骨（以下，S という）梁と鉄筋コンクリ結合し，さらに不足する段差高さを補うための中間部がート（以下，RC という）柱で構成される内部接合部（以設けられている。一方，No.2 試験体は，上段となる主梁下，単に接合部という）において，段差梁が取り付く接は BH-475×125×9×40（SN490B），下段となる他方の主合部を対象とし，段差梁のディテールが接合部の力学性

梁は No.1 試験体と同様である。試験体は，接合部パネル状に及ぼす影響を実験的に検討する。のせん断降伏が先行するように設計されている。表 1 に

2.

使用材料の力学的特性を示す。

実験計画
図 1 に試験体の形状寸法，断面及び配筋詳細を示す。S実験は，RC 柱および S 梁を単純支持し，RC 柱に所定梁が RC 柱を貫通する梁貫通形式の場合，主梁に直交梁の軸力 cN（ cN =(1/6)cN0，cN0：柱の軸圧縮耐力）を負荷しを取り付ける等の鉄骨の加工性の煩雑さを考慮して，本た後，S 梁両端に正負漸増繰返し載荷を行うものである。

接合部ディテールは，接合部内に角形鋼管を設け，通し3.

実験結果とその考察ダイアフラムを介して主梁および直交梁を取り付けるこ

図 2 に最大荷重時のひび割れ状況を示す。各試験体ととで鉄骨部材の加工性の向上をはかっている。また，接も，最大荷重時において，RC 柱部材接合端のコンクリー合部は，接合部コンクリートの周囲が薄い鋼板（ふさぎ板）で覆われたディテールを対象とする。

表 1 使用材料の力学的特性

本接合部ディテールが採用された接合部に段差梁が取り付く場合の接合部の力学特性を検討するために，段差梁のディテールが異なる 2 体の試験体が計画された。各使用部位

鋼種

ふさぎ板

SS400(mm)(N/mm 2 )(N/mm 2 )(N/mm 2 )2.3303.1

451.7

1.82×10 59380.4

534.3

1.88×10 540356.1

523.9

1.85×10 545394.5

543.4

2.55×10 5角形鋼管

BCR2956403.0473.0

1.24×10 5

主筋

SD490

D22514.6

684.4

1.90×10 5帯筋

SPR785

D10832.7

1,024.8

2.01×10 5

梁ウェブ

SN490B

試験体とも，RC 柱の断面は 350×350 mm，主筋は隅角部

梁フランジに D22（SD490）を 3 本ずつ，計 12 本が配置されている。

ダイヤフラム HBL325C

帯筋は，2-D10@50（SD785）である。接合部に配置されて い る 内 蔵 角 形 鋼 管 の 公 称 寸 法 は □ -200 × 200 × 6（BCR295），通しダイアフラムは PL45（HBL325C）及びふさぎ板は PL2.3（SS400）とする。実験変数は，段差梁E c (N/mm 2 )

No.1

36.5

2.73×10 4No.235.7

2.73×10 4

350

a-a 断面c

ダイアフラム：PL45 12-D22(SD490)(HBL325C)□-200×200×6(BCR295)

350

No.1:BH-300×125×9×40
梁 No.2:BH-475×125×9×40

1010112.5 125 112.5

350

2-D10＠50(SD785)

b-b 断面

a10350101035010c

正荷重
負荷重
柱圧縮軸力 cNbbbQ

中間部

735

bQ

No.1:BH-300×125×9×40
梁 No.2:BH-300×125×9×40

cQ

cN

ふさぎ板
PL2.3(SS400)735

1,282.54353,000

ヤング係数s B (N/mm 2 )44.5 57 147 57 44.5cN

a1,282.5

圧縮強度.

コンクリート
試験体 No.のディテールである。No.1 試験体は，両主梁を BH-300

cQ

板厚/径 降伏点 s y 引張強さ s u ヤング係数 Es

No.1 試験体No.2 試験体
c-c 断面

2,000

2,0004,000

図 1 試験体詳細（No.1 試験体）

最大荷重発揮時
No.1 試験体

最終破壊状況
No.1ダイアフラム試験体
w

No.2 試験体

No.2直交梁
試験体
ロゼットゲージ

p



S梁
角形鋼管

-3-3

 ×10 (rad.)032

1

 ×10 (rad.)

04

鉄骨ウェブ

正荷重
負荷重

1/200

R= +1/33(rad.)

図21/50Q (kN) 300

b200100100-0.06 -0.04-0.02 0-100R (rad.)0.02 0.04 0.06 0.08 -0.06 -0.04-0.02 0-100-200：最大荷重

直交梁
ロゼットゲージ p

ダイアフラムS梁
1/200

R (rad.)0.02 0.04 0.06 0.08

角形鋼管

100：最大荷重0.1

履歴曲線
図4の剥落が顕著になった。

30.3

1/100

4

00.4

1/200
1/100

1/50

2

134

角型鋼管1/33

1/50(b) No.2 試験体

1/200
R=1/200(rad.)1/100
R=1/100(rad.)R= w (rad.)1/50
R=1/50(rad.)1/33
R=1/33(rad.)R= p (rad.)鉄骨ウェブ及び角形鋼管のせん断ひずみ度分布図
1/1001/50

破壊性状に大きな相違は見られず，RC 部材接合端のコンクリートの支圧破壊及びそれに伴うかぶりコンクリート

21/100(b) No.2 試験体

トの圧壊が観察された。一方，接合部ディテールによる

1/2000.2

鉄骨ウェブ

1/200(a) No.1 試験体-3

 ×10 (rad.)-3

 ×10 (rad.)-300-300

図34Q (kN) 300

200-200

31/33(a) No.1 試験体

R= +1/50(rad.)

最大荷重時のひび割れ状況

2角形鋼管
1/100wb

11/33γ

認められなかった。
1/501/33
文献 1) を参考にして求められた本接合部のせん断終γ

図 3 に履歴曲線を示す。縦軸は S 梁端部に負荷された局耐力の計算値は，No.1 試験体及び No.2 試験体がそれぞ荷重の平均値 bQ，横軸は層間変形角 R である。各試験体

れ 315 kN 及び 394 kN であり，これらの計算値は各試験とも，変形の増大に伴って滑り性状が顕著になり，エネ体の実験値をかなり過大評価している。また，各試験体

ルギー吸収能力の小さい逆 S 字形の履歴性状を示した。とも，最大荷重発揮後の荷重低下の勾配も大きく，そのNo.1 試験体は R = +1/33 rad. 時に最大荷重 bQ = 224 kN，破壊及び履歴性状を考慮すれば，RC 柱部材接合端のコン

No.2 試験体は R = +1/50 rad. 時に最大荷重 bQ = 206 kN

クリートの支圧破壊によって最大荷重が決定されたと考を発揮した。No.1 試験体に比べて，No.2 試験体の方が若えられる。

干最大荷重は低下したが，段差梁のディテールの相違が

4.

1/33

γ

結語
本研究の結果，以下の知見が得られた。

全体的な履歴性状に及ぼす影響は見られなかった。
図 4 に接合部の鉄骨ウェブパネル及び角形鋼管のせんγ1)

段差梁を有する角形鋼管が内蔵された接合部の破壊

断ひずみ度分布を示す。縦軸はゲージ位置，横軸は図に□ 及び履歴性状は，RC 部材接合端のコンクリートの支示す位置に貼付されたロゼットゲージから得られたせん□ 圧破壊に支配され，段差梁のディテールの相違が接断ひずみ度 w および p である。No.1 試験体は，R = +1/33 rad. 時において，鉄骨ウェブパネル及び角形鋼管とも，□ 合部の力学性状に及ぼす影響は見られなかった。

2)

接合部に中間部を設けて左右の梁を結合するようなそのせん断ひずみ度は，局所的にせん断降伏ひずみ度に□ 段差梁のディテールの場合，接合部の中間部による達している。しかしながら，接合部の中間部におけるせ□ せん断抵抗は期待できない。

ん断ひずみ度は非常に小さいことから，No.1 試験体に用

参考文献
1)抵抗が期待できないと考えられる。一方，No.2 試験体に

坂口昇：鉄筋コンクリート柱と鉄骨梁で構成される柱梁接合部
パネルのせん断力-変形関係，日本建築学会構造系論文集 第429 号，pp.55-64，1991.11おいて，鉄骨ウェブパネル及び角形鋼管のせん断降伏は（馬場研究室）

いた段差梁のディテールでは，接合部の中間部のせん断