コンクリート工学年次論文集，Vol.32，No.2，2010

論文

極厚無筋壁補強した各種壁体の水平加力実験
森下 陽一＊ 1・山川 哲雄＊ 2・山城浩二＊ 3・高良 慎也＊ 4

要旨:耐力の低いピロティフレームへの耐震補強法として，山川らは極厚無筋壁補強法を適用した場合の実験を既に発表している。この補強法を施すことにより柱のせん断破壊が防がれ，曲げ壁に移行することによって耐力と靭性を飛躍的に向上させることが可能となる。本研究では，本補強法を既存の各種壁体を有するフレームへ適用した場合についてそれぞれ比較検討を行うことによって，既存の壁体を有する場合にも有効であることを確認するとともに，耐力の評価式の検証を行った。
キーワード:耐震補強 ,コンクリートブロック ,鋼板 ,PC 鋼棒 ,増し打ちコンクリート

試験体である。試験体は実大の約 1/3 スケールを想定し1. 序
山川らによって提案されている合成極厚無筋壁補強法たもので，一辺 175mm の正方形断面柱 (M/(VD)=2.5) と，は，図－ 1 に示すように耐力の低いピロティフレームを梁 (M/(VD)=2.6) からなる RC 造ラーメンフレームである。

鋼板により閉鎖的に横拘束し , これを型枠としてコンク

側柱のせん断補強筋比は pw=0.2% を満たしていないせん

リートを増し打ちし , コンクリート硬化後に型枠のセパ断柱である。R05W-P0 はこれに厚さ 60mm の RC 造耐震レータとして使用したPC鋼棒に緊張力を導入し,鋼板と壁を ,R06W-B0 は 10 × 13 段の CB 壁を先積み工法にて組1)増し打ちコンクリートを圧着させるものである 。これみ込んだものである。図－ 2 に示す CB は通常規格の約 1/によってフレームへの水平力に対し , 増打ちコンクリー
表－ 1

トによる強い圧縮束が抵抗し , さらに鋼板による横拘束S e rie sasy2(mm ) (M P a)ey(% )E(G P a )R 05
R 06
D 10
R 07
R e ba r
R 09
R 05
D 13
R 06/R 07
R 09
R 05
R 06
3.7f
R 07
P a ne l w a ll
R 09
a nd hoop
R 05
R 06
D6R 07
R 09
M 16*
R 07
Stud dow e l
D 16
R 05
13 fa ll
P C ba r
R 05
t=2. 3m m
R 07
S te e l pla te
R 09
t=3. 2m m
R 09

335
349
355
357
341
342
403
643
650
683
371
393
423
504
468
245
327
1220
286
331
229
306

0. 23
0. 17
0. 17
0. 19
0. 19
0. 17
0. 18
0. 29
0. 31
0. 310. 200. 27
0. 24
0. 24
0. 26
0. 190. 61
0. 120. 160. 30
0. 26

195202201184200201227199208202188176175194191
175200236
221207203

S teel ma terialsのためコンクリートが弾けず,柱のせん断破壊も防がれ，全体の耐力と靭性を飛躍的に向上させることが可能となる。これらの発想のもと , 本研究では合成極厚無筋壁補強法を，ピロティフレームのみならず，RC造耐震壁やコンクリートブロック(以下 CB と略称)壁などの既存の壁体を有するフレームへ適用した場合について比較検討を行い , 本補強法の適用の有効性を検証した。またあわせて補強後の曲げ耐力の検証を試みると共に , せん断耐力および , パンチングシェア耐力の計算を行った。
2. 実験計画
実験に用いた試験体の詳細を図－ 2 に，試験体の一覧を図－ 4 に示す。また表－ 1 に試験体に用いた鋼材の力学的性質を，表－ 2にコンクリートの力学的性質を示す。
試験体 R05P-P0,R05W-P0および R06W-B0は無補強の基準

711271132153
199
133-Notes: a=cross secton area, sy=yield strength, ey=yield strain,
E=Young’s modulus. *Based on Japanese Industrial Standerds G3101:2004
表－ 2

図－ 1

鋼材の力学的性質

補強概要図*1 琉球大学工学部環境建設工学科 准教授・工博 (正会員)*2 琉球大学工学部環境建設工学科 教授・工博 (正会員)*3 株式会社 エスパス建築事務所 工修 (正会員)*4 琉球大学理工学研究科 博士研究員・博士(工学) (正会員)-379-

コンクリートの力学的性質

Specimenconcrete

R05P-P0
R05W-P0
R06W-B0
R09P-SC
R07W-SR07W-BS

28.3
27.8
26.7
27.4
24.1
22.7

add.
concrete
29.0
29.6
29.6

block
prism
13.6
10.1
(MPa)

3 で製作したものであり , 全断面積に対するプリズム強310 175

1325

度で約 10MPa 以上と ,C 種ブロックに相当するものであ

175 310250 230

る。
試験体 R09P -SC は R05P -P0 と同様の試験体に鋼板(t=2.3mm, 3.2mm) を型枠としてコンクリートを側柱幅まで増し打ちし , コンクリート硬化後に型枠のセパレー

875

3.7f-@120

ターとして用いた PC 鋼棒 (13f) に緊張ひずみを約 1000m(ps=0.19%)

3.7f-@60

3.7f-@125

導入し , 鋼板を増し打ちコンクリートに圧着する耐震補(ps=0.31%)(ps=0.18%)

強法を施したものである。また，増設壁板の脚部にはア500

ンボンド化した13fのPC鋼棒をあと施工アンカーとして配している。これは，あと施工アンカーが付着引き抜き
CB wall

3.7f-@105(pw=0.12%)

Beam
23

ん断のみに抵抗させることを意図している。壁頂部は補4-D13(pg=1.63%)

強壁の一部を梁せいの中央部まで延長することによりせD6-@120(pw=0.21%)

ん断力を伝達させている。さらに，柱と柱に巻きたてたコの字形鋼板の隙間にはグラウトを施し密着させている。

31.5 31.5

試験体 R07W-S と R07W-BS は，R09P-SC と同様の補強28したものである。ただし，鋼板はすべて t=2.3mm を用い，梁部分の補強は梁幅全体に施し，あと施工アンカーにはコンクリートブロック詳細

アンボンド化した M16 の SS400 鋼を使用した。

試験体配筋図およびコンクリートブロック詳細

150
04-D13(p g=1.63%)

Specimens

175

250

D6-@120(pw =0.21%)

175

8-D10(pg=1.85%)

Beam

3.7f-@105(pw=0.12%)

Cross section
PC bar 13f
as stud dowel PC bar 13f

125

Steel plate(col. and beam)
t=3.2mmSteel plate(wall)
t=2.3mm

198

Cross section

158

Specimens

図－ 4 に示す試験装置によりそれぞれの柱に軸力比17560

方法をそれぞれ既存の RC造耐震壁とCB壁の補強に適用

51000

R05P-P0

図－ 2250

175

Column48

12125

8-D10(pg=1.85%)

R09P-SC

175

抵抗により曲げ補強筋として働いてしまう事を防ぎ，せRC wall

300

ColumnAdditional concrete

125

Column158 198

175300

RC Wall
Additional concrete

Axial force ratio, N/(bDsB)=0.2 (per column)
Column reinforcement:- main reinf.: 8-D10 (pg=1.85%)
Hoop: 3.7f-@105 (pw=0.12);
Beam reinf.:- main reinf.:4-D13 (pg=1.63%)
Stirrup: D6-@120 (pw=0.43%);
RC panel wall reinf.: 3.7f-@60(ps=0.31%);
CB panel wall reinf.:- Vertical: 3.7f-@125 (ps=0.18%), horizontal: 3.7f-@120 (ps=0.19%)
図－ 3

試験体一覧

-380-

198

Steel platet=2.3mm

158

Unbondedstud dowel
14-M16

175

250

48

CB Wall

R07W-BSPC bar 13f
Wall reinf.
3.7f-@125300

Common details

Steel platet=2.3mm

125

One CB60

R06W-B0

Unbondedstud dowel
12-M16

Beam48512R07W-S

250

Wall reinf.
3.7f-@60
60

R05W-P0

PC bar 13f
RC wall
t=60mm

CB WallAdditional concrete6040d (m m )1. Vertical loading reaction frame
2. Servohydraulic actuator
3. Horizontal loading reaction wall
4. Hydraulic oil juck
5. Counter balance
6. Specimen
7. Strong floor

200-20-40-6001020

N o . o f cycle
3040とは一致しない点に留意する必要がある。
3. 実験結果
図－ 5 に実験により得られた水平耐力 V と部材角 d の関係 ,および実験終了後のひび割れ状況を示す。V-dグラ
フ中の破線は最大荷重の 80% を示している。

1フレームのみの基準試験体である試験体 R05P-P0 は，水平変位 d=5mmから 10mmにかけて柱と梁に曲げひび割れを生じ，柱主筋が降伏し，最大水平耐力約 119kN を記

23554録した。その後，d=25mm で柱にせん断破壊を生じて実験を終了した。柱のせん断補強筋比が 0.12% と低いために , 曲げ降伏後のせん断破壊となった。

6基準試験体 R05W-P0 は，水平変位 d=1.25mm で壁板に7
図－ 4 実験装置および加力プログラム

せん断ひび割れを生じ，d=5.0mm で柱にも小さいせん断0.2の一定鉛直荷重をかけ，水平ジャッキにより繰り返しよび柱のせん断ひび割れ幅は 2 0 m m に達していた。

水平加力実験を行った。水平加力は柱梁接合部中心でのd=10mm の負側加力時において ,d=6.5mm に達したとき

平均水平変位により制御し，水平変位 dが1.25mm, 2.5mmに急激に耐力が低下し , 実験を終了した。

ひび割れが生じた。d=10mm での正加力時には , 壁板おで正負 1 回ずつ繰り返し , 水平変位 d=5mm からは 5mmず

CB 壁体の基準試験体である R06W-B0 は，水平変位つの増分で(d=7.5mm を含む)d=30mm まで繰り返し , 最d=1.25mm で CB 造壁体部分にせん断ひび割れが生じた。

終的に d=50mm まで繰り返し加力を行った。試験体下ス

水平変位d=5mmに到達する直前で柱頭部にせん断ひび割

タブ表面から梁せい中心部までの高さは 1000mm であるれが生じ，そこで最大耐力約 272kN となった。水平変位ので，水平変位 10mm で部材角 1.0% に相当する。ただしd=7.5mmで柱頭のせん断ひび割れをつなぐように側柱に水平変位には滑り変位等も含まれるため , 実際の部材角

せん断ひび割れが抜け，スリップ破壊が生じ耐力が低下

Crack pattarns

V-d curves
800
600

Crack pattarns

V(kN)

600

400

2000.8Vmax-2000.8Vmax

0-400

Vmax=104kN

Vmax=-119kN

R05P-P0800
600-40-200V(kN)

400
200

d (mm)20 40

R09P-SC

800

Vmax=532kN

6000.8Vmax

400

6000.8Vmax-40

Vmax=-506kN
d (mm)
020 40-20

R07W-S

V(kN)

-800
800
4000.8Vmax

020V(kN)
Vmax=698kN

d (mm)
400.8Vmax

Vmax=-709kN-40-200V(kN)d (mm)
20 40
Vmax=633kN0.8Vmax

20000.8Vmax

Vmax=-247kN-600-8000-600 0.8Vmax

600200 Vmax=272kN-400-20-400400-200-402000800

R06W-B0-800 Vmax=-664kN-200-8000.8Vmax-600-200-600

R05W-P0-4000-4000.8Vmax

0-600-800

Vmax=662kN

V(kN)

400200-200V-d curves
800-40-20

図－ 5d (mm)20 40

R07W-BS
ひび割れ図および耐力 - 層間変位関係
0-381--200-400-6000.8Vmax

Vmax=-642kN-800-40 -20020d (mm)40比較し ,CB壁により水平耐力が約2.4倍増加したが，せん断破壊を起こしたこ

20験体 R09P-SC は水平変位 d=5.0mm 時に
おいてスタブと壁の境界に曲げひび Slip disp. (mm)20R07W-BS

Slip disp.(mm)20101010000-10-10-10とにより変形性能は低下した。
ピロティフレームに補強を施した試

R07W-S

R09P-SCしたため，実験を終了した。R05P-P0 と-20-40割れが生じ，これが拡大して柱脚部に-200d (mm) -20-404020

図－ 7-200

Slip disp. (mm)d (mm) -2020 40-40-200d (mm)4020

滑り変位(回転成分を除く)

おいて主筋の降伏が観察された。この
時壁脚部のアンカー筋にはほとんどひずみは生じておら柱脚部の主筋が破断し始め ,d=30mm で実験を終了した。

ず , 曲げ強度には影響していなかった と考えられる。

CB 壁に耐震補強を施した試験体 R07W-BS も，他の補d=10mm 引き時および d=15mm 押し時に最大耐力に達し強試験体と同様にd=3.5mmで壁脚部に水平曲げひび割れた。水平変位のほとんどは壁脚部の曲げひび割れが大きを生じ , 全体曲げ回転挙動を示した。最大耐力は R07W-

く開くことに拠り , 壁板や梁にはほとんど損傷を生じなS に対して 60kN 程低いが , 最大耐力の 80% まで低下したかった。その後徐々に耐力は低下し ,d=25mm時に柱脚部時点での水平変位は d=30mm と，やや大きな部材角までにおいて柱主筋が露出し ,d=30mm から d=40mm にかけ耐力を維持した。
ひび割れ図を見ると R07W-S は壁体下部の破壊が他のて，柱脚部において柱主筋のほとんどが破断し，大幅に補強試験体に比べて狭い範囲で生じており , 繰り返し水耐力が低下した。
RC 造耐震壁に補強を施した試験体R07W-SはR09P-SC

平加力による主筋の座屈もこの狭い範囲で起こり , 結果とほぼ同様の挙動を示しd=3.2mmで壁脚部に水平曲げひとして局所座屈と引張の繰り返しによる破断が早期に発び割れを生じ，d=6.2mmで最大耐力約700kNに達した。そ生したものと考えられる。
図－ 6 に梁の回転角と水平変位の関係を示す。補強をの後変形が進むと共に徐々に耐力は低下し,d=25mm時に施さない試験体はいずれも梁の回転をほとんど起こして-3-43210-40 -20-3d (mm)-420 400R05W-P0

43210-1-2-1-2-3-40-1-2-3-40R06W-B0

43210-1-2-40 -200くなるとともに梁の回転も大きくなる。これらの結果より補強によってせん断破壊が抑えられ , 全体曲げ回転破壊となったことがわかる。
補強した試験体については，壁体中央下部に変位計を取り付け , 壁脚部における滑り変位を測定している。図-40 -20-3d (mm)-420 40

図－ 6020d (m m)
40R07W-S－ 7 に滑り変位を示し , 縦軸が滑り変位 , 横軸が水平変位である。グラフ中の破線は全体の水平変位に対する滑りの割合が 50%である線を示し,グラフがこれより上であれば滑り変位が支配的であることを表す。いずれの試
験体も滑りの割合はほぼ 50% 前後であるが，部材角が大きくなり耐力が低下してくると，滑り量も減少する傾向が見られる。
図－ 8 に各試験体のエネルギー吸収量の比較を示す。

-3d (mm) -420 40

Beam rotation (%)

4321-40 -20

Beam rotation (%)

0-1-2

Beam rotation (%)

421いないのに対し , 補強を施した試験体は水平変位が大き

R09P-SC

Beam rotation (%)

0-1-243-40 -20020d (mm)40R07W-BS

無補強の試験体は , いずれもせん断破壊してしまったた
めにエネルギー吸収量は非常に小さい。無補強のブロッ

Beam rotation (%)

21R05P-P0
Beam rotation (%)

43250

W (k N ･ m )R 0 9 P -S C

200
150

R 0 7 W -S
R 0 7 W -B S

100

-40 -200d (mm)20 40

梁回転角-382-

R 0 6 W -B 050
0

R 0 5 W -P 0010

図－ 82030

R 0 5 P -P 040

エネルギー吸収量の比較

d (m m )50

800

V (k N )600c Qsu = í

R 0 7 W -B S

400

せん断補強筋比 p w ≧ 0.012 のときは p w=0.012 とする。

R 0 6 W -B 0
R 0 5 P-P 0d (m m )01020

図－ 9(2)

ここで，pt: 引張鉄筋比 (%), sB: コンクリート強度 , pw:

R 0 5 W -P 02000

ìï 0.053 pt0.23 (18 + s B )üï+ 0.85 p w ×s s wy + 0.1s 0 ýb × jïî M (Q × d ) + 0.12
ïþ

0 .8 V m a x

R 0 9 P -S C
R 0 7 W -S30

包絡線の比較

4050sswy: せん断補強筋比の降伏点強度 , s0: 柱軸方向応力度 ,d: 柱有効せい , M/Q: h0/2, h0: 柱内法高さ , b: 長方形断面とした時の等価壁厚 , j: 応力中心間距離 =0.8D とする。
AIJ 靭性指針式 3) をそのまま適用した (3) 式の場合ではク壁試験体 R06W-B0 は特に低く ,R05P-P0 と R05W-P0 の実験値に近い値となるが , トラス - アーチ理論に基づく1/3 程しかない。しかしながら , 補強を施した試験体は壁評価式に対して，試験体の破壊性状は壁のパンチング及体の種別にかかわらず，いずれも高いエネルギー吸収量び柱のせん断かパンチングである。

を示している。R07W-Sは主筋の破断が他の試験体に比べて早く，実験を d=30mm の変位までしか行えなかったた

Vu = t w × l wb × ps × s sy × cot f + tan q × lwa ×n × s B / 2(3)

め , やや低い値にとどまっている。

tan q = æçè

図－ 9 に各試験体の正側包絡線の比較を示す。純フ(レームの R05P-P0 に比べて，CB 壁および RC 耐震壁が存(hw lwa )2 + 1 - hw lwa ö÷2ø)b = 1 + cot f p s × s sy ns B

在するR06W-B0およびR05W-P0はそれぞれ耐力は増大するが，早い段階でのせん断破壊が生じている。極厚無筋

ここで , tw: 耐震壁厚さ , ps : 壁のせん断補強筋比 , ssy: 壁

壁補強法を施した試験体はいずれも耐力がほぼ同程度まのせん断補強筋降伏点強度 , cotf: トラス機構のコンクで上昇し，水平変位 d=30mm 程度まで最大耐力の 80% をリート圧縮束角度 =1.0, lwa,lwb: アーチ機構およびトラス維持している。

機構の等価壁長さ , n: コンクリート圧縮強度の有効係数=0.7-sB/200, sB: コンクリート強度 , hw: 壁高さとする。

4. 解析的検討

そこで , (4) 式による壁板のパンチングシェア強度と4.1 CB 造基準試験体の計算耐力(2) 式の圧縮側柱のせん断強度及び (5) 式の引張側柱のパRCフレーム内に間仕切壁などとして挿入されるCB壁は , 通常の構造設計において地震力を負担しない帳壁とンチングシェア強度の累加で考えると , ほぼ実験で得られた最大耐力及び破壊性状との整合性が得られる。

して扱われることが多い。しかし本実験結果において試験体 R06W-B0 は変形性能は低下しているものの，CB 壁(¢ = s B / 20 + 0.5 p s × w s yw Qsu) t w × lw '(4)により耐力が増大している。そこで無補強の CB 壁試験
体 R06W-B0 の耐力算定を試みた。

ここで , sB: コンクリート強度 , ps: 壁筋比 , wsy: 壁筋降伏強補強ブロック造壁体に対するせん断強度評価式として

度 , tw: 壁厚 , lw’: 壁内法長さとする。

(1) 式が示されている 2)。(1)式によるせん断強度をブロック壁部分の負担分として，(2)式による柱部分のせん断力

c Q pu = K min × t 0 × b × D(5)を累加すると , 図 -10 に示すように，実験値に対して過K min = 0.34 /(0.52 + a / D)

小評価となる。また , 端部曲げ補強筋比をどのようにとるべきかについても疑問が残る。今回は CB 壁に隣接する柱主筋を端部曲げ補強筋として計算を行った。
ìïüïé 0.76
ù
Qu = ík u × k p ê+ 0.012 ú Fm + 0.144 ph ×h s y × Fm + 0.2s 0 ýt × jïîïþë (h d + 0.7 )û4 00

V (kN )

3 50
3 00(1)

ここで，ku:低減係数≒ 0.64, kp:1.16pt0.3, pt:耐力壁の端部
曲げ補強筋比 (%), h:耐力壁高さ , d:耐力壁有効せい , ph:水
平方向補強筋比 , hsy:水平方向補強筋の降伏点強度 , Fm:組E x p . r esu lt
W all s tre n g th (1 )co lu m n s h e ar st re n g th (2 )W all s tre n g th b y A IJ (3 )W all p u n c h in g stren g th (4 )C o lum n p un c h in g s tre n gt h (5 )2 50
2 00
1 50
1 00

積体プリズム強度 , s0:全断面当りの軸方向応力度 , t:耐力
壁厚さ , j: 応力中心間距離 =(7/8)d とする。

500

図－ 10-383-R06W-B0 の各計算耐力の比較

t 0 = 0.98 + 0.1s B + 0.85s (0 £ s £ 0.33s B - 2.75)(0.33s B - 2.75 < s £ 0.66s B )= 0.22s B + 0.49s(s = 0.66s B )= 0.66s B

回転破壊となっており , 最大耐力は壁体の種別に関わら

ここで , b: 柱幅 , D: 柱せい , a:0, sB: コンクリート強度 ,を踏まえ参考文献[4]では鋼板のせん断補強効果を式中のs:pgsy+s0, pg:柱主筋比 , sy:柱主筋の降伏点強度 , s0:軸方向壁筋の項に算入した式が提案されている。この式による応力度とする。

せん断強度は実験値を上回っている。AIJ靭性指針式によず，式 (6) の AIJ 靭性指針式で良好に評価できる。せん断強度に対しては荒川式では明らかに過小であり，この点以上の計算結果を図－ 10 にまとめて示す。

るせん断強度はこれよりさらに大きい値を示すが , これ

しかしながらブロック壁に対する実験のサンプル数がらの計算値が適切に評価できているかどうかは今回の実少なく , 必ずしも本実験と同様な破壊性状が得られると験からは明らかではない。パンチングシェア耐力は文献は限らない。精度良く評価するためには今後更なる実験[4] に示される評価式を用いた。

が必要である。
5. まとめ(1)

4.2 補強した試験体の計算耐力

合成極厚無筋壁補強法を適用することにより，既存補強した試験体については，以下の各評価式により耐のRC造耐震壁やコンクリートブロック壁を有するフ力評価を試みた。その結果を図 -11 に実験での最大耐力レームにおいても耐力および靭性が著しく向上し，値と併せて示す。式 (6) の曲げ強度は文献 [3] に示される本補強法が有効であることが検証された。また，その壁の曲げ強度計算式である。

ときの最大耐力はAIJ靭性指針式の曲げ強度で良好に評価できる。

w

M u =a g s y L w + 0.5S (a w w s y )L w + 0.5NL w(6)(2) コンクリートブロック壁体は構造設計においては地震力を負担しない帳壁として扱われるが，ブロックここで，wMu:補強壁の曲げ強度，ag:引張側柱主筋全断壁の存在により耐力が増大し,しかしその一方で靭性面積，sy:柱主筋の降伏点強度，Lw:両側柱中心間距離，aw:は低下する。

壁縦筋断面積，wsy:壁筋の降伏点強度，N:全軸力，b:側柱幅，sB:コンクリート強度とする。

謝辞

せん断強度は前述の AIJ 靭性指針式 (3) および荒川式(2) を用いて評価を行った。

本研究は，日本学術振興会の科学研究費補助金 (基盤研
究 (B)17360272 および (A)20246091)(研究代表者：山川哲

補強後の破壊性状はすべての試験体において全体曲げ雄)によった。ここに深く感謝致します。
参考文献

Exp. result
AIJ Flex.
AIJ Shear
Arakawa

1400

Arakawa (Steelplate include)
Punching top
Punching bottom[1] 山川哲雄ほか: 合成極厚壁を用いたオープンフレー
ムの耐震補強法に関する実験と解析,日本建築学会構造系論文集 ,No.610,pp.131-138, 2006.12.

1200[2] 日本建築学会: 建築耐震設計における保有耐力と変形

1000

性能 , pp.592-593, 1990.
[3] 日本建築学会: 鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型

800

耐震設計指針・同解説 , 1999.8.

600[4] 山川哲雄ほか: 耐震補強されたRC造耐震壁の正負繰400

り返し水平加力実験と耐震性能,日本建築学会構造系

2000

論文集 ,Vol.73, No.634,pp.2167-2174, 2008.10.

R09P-SC
図－ 11

R07W-S

R07W-BS[5] 日本建築防災協会: 既存鉄筋コンクリート造建築物の補強試験体の各計算耐力の比較

耐震改修設計指針 同解説 , pp.100-116, 2001.

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