S 柱 RC 梁接合部の構造性能に関する研究(その 2)
213-128
1.はじめに坊上

巧

3.終局耐力の検討

本報告は前報（その 1）に引き続き，スタッドの本数及び支圧ディテールを実験変数とした柱 S 梁 RC 接合部の構3.1 終局耐力の計算
試験体の終局耐力の計算値（柱せん断力 cQu として表す）
は，柱梁接合部による耐力，S 柱による耐力および RC 梁造性能について述べる。

による耐力の小さいものとした。本実験では，柱梁接合部による耐力で決定した。

2.実験結果柱梁接合部による耐力は，柱梁接合部の節点に対する終2.1 ひび割れ状況および破壊経過
いずれの試験体も，まず RC 梁の側面の S 柱のフランジ

局曲げモーメント Mju より求め，Mju はスタッドによる曲位置に曲げひび割れが発生した。No.1，No.2，No.5 試験体

げモーメント Mst と支圧による曲げモーメント Mcb を累加

では，その後，柱梁接合部にせん断ひび割れが発生したが，No.3 試験体は実験終了時においてもせん断ひび割れは発することによって求めた。
cQu  Mju / h(1)

生しておらず，また，No.4 試験体は，若干せん断ひび割れ

Mju  Mst  Mcb(2)が発生したが，極めて軽微であった。

ここで，最終的には，スタッドの変形が見えるようになるまで RC
梁の側面のかぶりコンクリートが剥落し，柱梁接合部の節点を中心として，スタッドにより接合された RC 梁と S 柱が剛体回転しているような破壊モードとなった。

h：柱のピン間距離（=2000mm）
スタッドによる曲げモーメント Mst は下式による。
M st   qst   st (3)
ここで，2.2 荷重－変位関係
図-1(a)，図-1(b)に荷重－変位関係の包絡線を示す。縦軸は柱せん断力 Qc(kN)を，横軸は層間変形角 R(rad.)を示す。

qst：スタッド一本当たりのせん断耐力(N)lst：柱梁接合部の節点からスタッドまでの距離(mm)スタッド一本当たりのせん断耐力 qst は，本実験では外No.1，No.2，No.5 試験体は R=15/1000rad.時に，No.3，付けフレーム耐震補強工法を対象としているため，スタッNo.4 試験体は R=10/1000rad.時に最大耐力に達した。No.3

ドをあと施工アンカーとみなし，文献（2）を参考にして，試験体を除き，各試験体とも最大耐力以後の急激な耐力低下はみられなかった。スタッドの本数が多くなるに従い，最大耐力は大きくなった。また，支圧ディテールによる耐力の違いを比較すると，支圧抵抗の無い No.4 試験体よりNo.1，No.5 試験体と最大耐力は大きくなっており，支圧面

qst  min qst1, qst 2 qst1  0.7sc a   y200
150100‐30‐20‐10 0‐50‐100‐150(6)20015050R（1/1000rad）

0‐40(5)10050‐50(4)qst 2  0.4sc a   B  Ec

Qc （kN）

Qc （kN）

積が大きくなるに従い，最大耐力は大きくなった。

下式により算定した。計算値は(5)式で決まり，qst =18.8 kNとなった。

102030405060

No.1R（1/1000rad）

0‐50‐40‐30‐20‐100‐50102030

40‐100‐20060

No.1
No.4

No.2
No.3

50‐150No.5‐200

図-1(a) 試験体 No.1，No.2，No.3 の包絡線の比較

図-1(b) 試験体 No.1，No.4，No.5 の包絡線の比較（スタッド本数の違いによる比較）（支圧ディテールによる比較）

表-1

終局耐力の実験値と計算値の比較

実験値

試験体cQe[kN]300

スタッド負担支圧負担

cQu [kN]

cQst [kN]cQcb [kN]cQst+ cQcb

実／計200100

No.1

148.5

90.2

60.2

150.4

0.99

No.2

192.2

142.5

60.2

202.7

0.95

No.3

85.5

18.2

60.2

78.4

1.09

No.4

113.0

90.2

090.2

1.25

No.5

181.7

実験値 cQe

計算値

90.2

123.6

213.8

y = 0.86 x + 70.21

No.2
No.1

No.1:スタッド 48 本
No.2:スタッド 82 本
No.3:スタッド 8 本

No.3支圧によるスタッドの耐力計算値 cQst

負担耐力

00100

200

300

400(a) スタッドによる耐力

0.85

300

・実験値は正荷重時の最大値とする

実験値 cQeここで，

y = 0.56 x + 113.70

200：スタッドの軸部断面積(mm2)

sca

No.12

Ec：コンクリートのヤング係数(N/mm )σB：コンクリートの圧縮強度(N/mm2)

σy：スタッドの降伏点強度(N/mm2)

No.4

100
スタッドによる支圧の耐力計算値 cQcb

負担耐力

また，支圧による曲げモーメント Mcb は，矩形の応力0ブロックを仮定して下式で求めた。

0100200300400(b) 支圧による耐力

Mcb   j   B B b f  Dc / 2 2
  j   B B b f   s d / 2 2

No.1:支圧あり
No.4:支圧なし
No.5:支圧面積大No.5

図-2

実験値と各変数による耐力計算値の比較(7)

ここで，Bbf：支圧に対する S 柱フランジの有効幅(mm)

Dc：RC 梁の断面せい(mm)Sd：S 柱の断面せい(mm)αj：コンクリート圧縮強度の低減係数で，ここでは実験値との対応を図り，0.6 とした。
3.2 終局耐力の実験値と計算値の比較
図-2 に終局耐力の実験値 cQe とスタッドによる負担耐力
計算値 cQst および支圧による負担耐力計算値 cQcb を比較したグラフを示す。グラフ中の点線および数式は各プロットされた実験値の線形近似線である。両図ともそれぞれ 3 体の実験値はほぼ直線に分布しており，スタッドによる耐力および支圧による耐力が精度良く得られていることがわかる。
スタッド耐力計算値の図における線形近似線の y 切片は支圧による耐力の負担分であるが，支圧負担分の計算値70.2kN は，表-1 に示す支圧負担分の計算値（No.1）に対して 1.16 倍であった。また，支圧による負担を除いた部分がスタッドによる負担分であるが，本実験で確認されたスタッド負担分は耐力計算値に対して，近似線の勾配は 0.86 となった。
同様に，支圧耐力計算値の図によると，線形近似線の y切片が，スタッドによる耐力の負担分であり，残りが支圧による負担分であるが，本実験で確認された支圧負担分は耐力計算値に対して，近似線の勾配は 0.56 となった。

4.まとめ
頭付きスタッドの本数および支圧を受ける面積を実験変数とする柱 S 梁 RC 接合部の実験を行った結果，以下のことがわかった。

(1) S 柱と RC 梁を接合するスタッドの本数が多いほど，終局耐力が増大し，また，最大耐力以後の耐力低下が緩やかな挙動を示した。

(2) RC 梁に対する支圧面積を大きくするほど，終局耐力が大きくなることがわかった。S 柱のフランジを RC 梁のかぶり部分に埋め込んで支圧面積を大きくすることは有効であった。

(3) 柱梁接合部の終局耐力を，柱梁接合部の節点に対する終局曲げモーメントとして，スタッドにより負担する曲げモーメントと支圧により負担する曲げモーメントを累加することによって求めた。計算値に対する実験値の比は 0.85～1.25 となり，ほぼ対応することがわかった。
5.参考文献(1) 森下泰成，野澤裕和，奥出久人ほか：増設した RC 梁に柱を外付けする耐震補強工法の接合部性能に関する研究，
日本建築学会大会学術講演梗概集 ( 近畿 ) ， 構造 C ，

p.1329-1330，2014.9(2) 日本建築防災協会；外側耐震改修マニュアル，p.71，
2003.2（宮内研究室）