コンクリート工学年次論文集，Vol.31，No.2，2009

論文

プレキャスト鉄筋コンクリート造骨組の最上階主筋の定着方法に関する実験的研究
石岡拓*1・竹中啓之*1・菊田繁美*1・和泉信之*2

要旨：プレキャスト部材を用いた高層鉄筋コンクリート造建築物の最上階における柱主筋の定着方法を考案し，部分架構模型試験体による水平載荷実験を行い，骨組の復元力特性および主筋の定着性能を評価した。
柱主筋の定着は，柱主筋を梁上端筋の上部に設置した一体のロ形プレートにナットを用いて機械式定着する新しい方法である。最上階を想定したＬ形およびＴ形部分架構実験では，高層鉄筋コンクリート造建築物の大地震時における想定変形を大幅に上回る変形まで耐力低下を生じず，主筋の十分な定着性能が確認できた。
本研究により，考案した柱主筋の新しい定着方法の一般化に向けて，今後の可能性を示すことができた。
キーワード：RC 造，プレキャスト，L 形接合部，T 形接合部，機械式定着，M-N 曲線
1. はじめにの定着方法を用いた骨組の復元力特性および主筋の定高層鉄筋コンクリート造（RC 造）建築物では，地震時応力が厳しいため，柱や梁の主筋には，太径の鉄筋が着方法を評価するため，部分架構模型試験体による水平載荷実験を行う。

用いられる。柱と梁の主筋が交差する柱梁接合部では，

ロ形定着プレート

太径主筋の組み立てやあきの確保のため， 主筋の定着には，プレートとナットを用いた定着金物などによる機械式定着が採用されることが多い。特に，単材形式のプナットレキャスト部材を用いる高層 RC 造建築物では，そのニーズが高い。しかし，最上階の柱梁接合部では，梁せいの関係から柱主筋の十分な直線定着長さが確保できな

柱主筋いため，屋上に柱主筋を突出させて定着長さを確保するための柱型（定着スタブ）が必要となることがある 1)。

図－1 柱主筋の定着方法

この定着スタブは，屋上の利用や防水施工の面から建築計画上の課題である。さらに，最上階の外柱への梁上端表－1 試験体一覧

筋の定着長さは，上部に柱がないため，通常は梁上端筋

HRPC
HRPC-L01-L02
400×400の折り曲げ後の定着長さを一般階より大きくすること

B×D(mm)

32.8

33.6

12-D168-D1616-D16

主筋材種
pg(%)

SD390
1.490.99

せん断補強筋
せん断補強筋材種
pw(%)

4-D6@50
USD6850.64

B×D(mm)

250 ×375
33.6
34.4

σB(N/mm )主筋の制約となっている。
そこで，著者らは，最上階の柱や梁の主筋の定着方法

柱に機械式定着を採用した場合においても，定着スタブを設けることなく，一般階と同様の主筋の納まりとなることを目標として，柱主筋の新しい定着方法を考案した。

32

せん断補強筋0.87
4-D60.85
4-D6

せん断補強筋材種pw(%)@75
USD6850.68

クリート造建築物の最上階を対象として，新しい柱主筋*1 戸田建設（株）*2 千葉大学技術研究所

修（工）

32.9

2接合部

本研究では，プレキャスト部材を用いた高層鉄筋コンσB(N/mm )せん断補強筋
せん断補強筋材種
pw(%)

柱主筋定着プレート

博（工）

-289-

34.1

4-4 セット 4-6 セット
USD685
0.50
0.75

（正会員）

大学院工学研究科建築・都市科学専攻教授

250×375
3-D13

り曲げ後の余長を一般階と同等の長さとしている。このりなど施工面での合理化が期待できる。

1.98

3-D6@50
4-D6@50
USD685
0.64
0.59

4-D16

梁決するとともに，プレキャスト部材の利用や主筋の納まSD390

2-D13+ 2-D16SD390

主筋
主筋材種
pt(%)のロ形プレートにナットを用いて機械式定着する方法

定着方法の採用により，上述した建築計画上の課題を解

34.1

29.8

2σB(N/mm )具体的には，柱主筋を梁上端筋の上部に設置した一体である（図－1）。さらに，最上階外柱では，梁主筋の折32.92が求められ，最上階の柱にプレキャスト柱を採用する際

HRPC
HRPC
-UT1-UT2
400×400（正会員）

PL6(SS400)

SD390
0.41
3-D6

@75,100@75,100
USD6850.87，0.65 0.65 ，0.49
28.1

29.8

3-4 セット

4-4セットUSD685
0.43

0.57

PL6(SS400)

図－2 試験体配筋図
表－2 材料試験結果（L 形試験体）
コンクリート
L01

L02

梁柱・接合部
梁柱・接合部

割線剛性(×10 5N/mm2)0.271

表－3 材料試験結果（T 形試験体）

圧縮強度 割裂強度(N/mm2) (N/mm2)
33.6
3.60.301

32.9

3.00.274

34.4

3.30.300

34.12.9割線剛性
圧縮強度 割裂強度(×10 5N/mm2) (N/mm2) (N/mm2)
柱0.28332.82.7
UT1梁
0.273
29.82.7
接合部
0.259
28.1
2.6
柱0.28433.6
3.0
UT2
梁0.28031.92.1
接合部
0.257
29.82.2
降伏強度 引張強度
ヤング係数
鉄筋
522
(×10 N/mm ) (N/mm ) (N/mm2)920
1.94
D6 (USD685)
723 ※1.83403588
D13 (SD390)
D16 (SD390)
1.97456660
PL6 (SS400)
1.97294445※0.2%オフセット
コンクリート

降伏強度 引張強度
ヤング係数(×10 5N/mm2) (N/mm2) (N/mm2)
1.91
780 ※
972
1.81457597
1.88450609
1.97294445※0.2%オフセット

鉄筋
D6 (USD685)
D13 (SD390)
D16 (SD390)
PL6 (SS400)

2. 実験概要

であり，定着の全長を 30d（d：梁主筋直径）とした。両2.1 試験体および材料試験体の相違は，接合部内の補強筋量が HRPC-L01 が試験体一覧および試験体配筋を表－1，図－2 に示す。

pjw=0.50% で HRPC-L02 が pjw=0.75% で あ る こ と と ，試験体は最上階外柱架構を想定した L 形試験体 2 体

HRPC-L02 には梁上端筋の余長端部にナット定着金物を（HRPC-L01，L02）と最上階中柱架構を想定した T 形試追加していることである。

験体 2 体（HRPC-UT1，UT2）の計 4 体である。柱断面

T 形試験体の HRPC-UT1 は柱曲げ降伏，HRPC-UT2 はは 400mm×400mm，梁断面は 250mm×375mm で共通で梁曲げ降伏が先行するように計画した。HRPC-UT1 ではある。全試験体とも片側に断面が 250mm×375mm の直柱の曲げ耐力時計算値に対して梁の曲げ耐力時計算値

交梁を設置した。コンクリート強度は柱および梁ともを 2.5 倍程度確保し，HRPC-UT2 では梁の曲げ耐力時計

228.9～34.4N/mm でほぼ同一とした。

算値に対して柱の曲げ耐力時計算値を 2.5 倍程度確保しL 形試験体は両試験体とも梁曲げ降伏が先行するようにた。HRPC-UT1 では柱主筋が 8-D16，梁主筋が上端下端計画し，梁の曲げ耐力時計算値に対して柱の曲げ耐力時とも 4-D16，HRPC-UT2 では柱主筋が 16-D16，梁主筋が計算値を 3 倍程度確保した。柱主筋には 12-D16，梁主筋上端下端とも 3-D13 である。柱主筋は梁上端筋直上に設には 2-D16 +2-D13 を用いた。柱主筋は梁上端筋直上に設置したロ形定着プレートにナットを用いて定着した。

置した厚さ 6mm のロ形定着プレートにナットを用いて材料試験結果を表－2，表－3 にそれぞれ示す。

定着した。梁上端筋は接合部内で 90 度折曲げ定着とし

2.2 加力方法て上部にかんざし筋を配し，梁下端筋はナットと定着板

L 形試験体の加力状況を図－3 に示す。試験体の梁端部を一体製造した定着金物（以下，ナット定着金物）を用と柱脚をピン支持として L 形の閉じる方向を正加力方向いて定着した。梁下端筋の定着長は 3/4Dc（Dc：柱せい），とした。載荷制御は式(1)で定義される層間変形角 R で行

梁上端筋の定着長は水平定着部が 18d，鉛直定着部が 8d

い，1/1000，1/400，1/300 を各 1 回，1/200，1/150，1/100，-290-

図－3 加力方法（L 形試験体）

図－4 加力方法（T 形試験体）

1/75，1/50 を各 3 回，1/25，1/20，1/15 を各 1 回ずつ，正3. 実験結果
L 形および T 形試験体の変形角 1/50rad.終了時におけ負繰返し載荷を行った。
2R=－(2d・δd＋δd )／(2H・L)
d：柱端と梁端を結ぶ対角長さ（1）δd：d の変形量

るひび割れ発生状況および荷重変形角関係を図－5，図－6 にそれぞれ示す。図－6 中の一点鎖線は平面保持を

H：柱端から接合部芯までの長さ仮定した断面分割法により算出した終局曲げ耐力であ

L：梁端から接合部芯までの長さる。断面分割法では材料試験結果を用い，圧縮コンクリ

T 形試験体の加力状況を図－4 に示す。実架構の上下ートの応力－歪関係は Fafitis-Shah の式 2)でモデル化し，を反転させ，梁両端部をピン支持し，柱に水平加力した。

鉄筋はトリリニアでモデル化した。

載荷制御は柱水平変形角で行い，1/1000，1/400，1/300

HRPC-L01，L02 のひび割れ状況は同じであり，正加力を各 1 回，1/200，1/150，1/100，1/75，1/50 を各 3 回，方向では，1/1000rad.で梁に曲げひび割れ，1/400rad.で柱1/25 を各 1 回ずつ，正負繰返し載荷を行った。梁には柱梁接合部上面に梁主筋に沿ったひび割れが発生した。

せん断力の反力が軸力として作用するが，梁には圧縮軸1/100rad.で梁上端筋が降伏するとともに梁上端部と柱の力のみが作用するようにした。また，本実験では L 形試離間が大きく進行し，梁曲げひび割れが大きく拡幅して，験体，T 形試験体とも柱軸力は導入していない。

1/25rad.で最大耐力に達した。負加力方向では 1/100rad.

HRPC- L01

HRPC-UT2HRPC-UT1

図－5 ひび割れ発生状況（1/50rad.）荷重(kN)

100500-50180○ 梁曲げひび割れ△ 接合部せん断ひび割れ□ 主筋降伏◇ 梁端部圧壊● 最大耐力× 定着板降伏
断面分割法計算値

120荷重(kN)

150HRPC-L01-60
HRPC-UT1-180-0.08 -0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04
150-0.05
1800.06 0.08

-0.03

-0.01

0.01

0.03

0.05

120荷重(kN)

100荷重(kN)

0-120-100500-50600-60
HRPC-UT2-120HRPC-L02-100-0.08 -0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04
層間変形角(rad.)60-1800.06 0.08-0.05

図－6 荷重変形関係-291--0.03-0.010.01
層間変形角(rad.)0.030.05

負加力方向（断面分割法）正加力方向（断面分割法）

(2)式

軸力ゼロ側
(断面分割法)200(3)式

200150（+）最大耐力実験値113kN
正加力時
計算値111kN

500-50軸力(kN)

100軸力(kN)

軸力発生側(断面分割法)（-）最大耐力実験値-78kN-100-150

最大耐力実験値137kN

100計算値123kN

500-50-100

負加力時
計算値-81kN

HRPC-L01

150

-150

M2=75kN・m

HRPC-UT2

M1=52kN・m

-200

-200
050

100

曲げモーメント(kN・m)

0150

50100150

曲げモーメント(kN・m)

図－7 梁の M-N 関係

で梁下端筋が降伏するとともに梁下端部と柱の離間がH’：柱反曲点位置から接合部芯までの長さ，大きく進行し，1/75rad.で柱梁接合部にせん断ひび割れがL’：梁反曲点位置から接合部芯までの長さ，発生した。1/25rad.で梁上端筋に沿って柱梁接合部上面とM1：軸力ゼロ側，M2：圧縮軸力が生じる側柱側面にひび割れが発生し，1/20rad.で柱梁接合部上面にHRPC-L01 と HRPC-UT2 において，上式と断面分割法設置したロ形プレートが降伏した。梁の終局限界変形角による M-N 曲線を重ねたものを図－7 に示す。交点から3)の目安である 1/50rad.までは柱梁接合部には顕著なひ梁端部での終局曲げ耐力が求まる。HRPC-L01 の計算値

び割れは発生せず，実験終了まで紡錘形の履歴性状を示と実験値の比は正加力方向で 0.99，負加力方向で 1.04 とした。実験は計測装置の制限のため，1/15rad.で終了した。

なり，同様に HRPC-L02 の正加力方向で 0.98 および負加HRPC-UT1，UT2 は 1/1000rad.で梁端部に曲げひび割れ，力方向で 1.02 となり，計算値は実験値を適切に評価して1/400rad.で柱端部に曲げひび割れ，1/200 rad.で接合部にいる。HRPC-UT2 の計算値と実験値の比は 0.89 となり，ひび割れが発生した。HRPC-UT1 では，1/100rad.に柱主T 形試験体では L 形試験体よりも計算値は実験値を若干筋が降伏するとともに，柱端部での離間が進行し，小さく評価する結果となった。

1/50rad.には柱端部が圧壊し，柱梁接合部上面に設置した1/400

1/200

1/150

ロ形定着プレートが降伏した。耐力は 1/25rad.でも上昇

1/100

1/50
接合部1/255000

傾向にあり，実験終了まで比較的良好な紡錘形の履歴性歪度(μ)

るとともに梁端部での離間が進行し，1/50rad.に梁端部が圧壊し，1/25rad.に梁端部コンクリートが剥落した。耐力降伏歪

2000

0-600
5000

字の履歴性状を示した。HRPC-UT1 とは異なり，接合部上面に設置した定着プレートは降伏しなかった。実験は計測装置の制限のため，1/25rad.で終了した。
歪度(μ)

4.1 終局曲げ耐力計算値の算出
L 形試験体では L 形が開閉する際に梁と柱に付加軸力が発生し，T 形試験体では加力方向の梁に圧縮軸力が発生するため，部材の曲げ耐力を計算する際に付加軸力を歪度(μ)

考慮する必要がある。軸力 N と梁端部に発生する曲げモーメント M は次式の関係がある。
(L 形試験体の場合)(2)(T 形試験体の場合)(3)

ここで Dc：柱せい，-292--400
HRPC-L02

4000

4. 考察

N=（M1 + M2）
・L’／(H’・(L’－Dc / 2))

3000

1000は 1/25rad.でも上昇傾向にあったが，1/50rad.以降に逆 S

N= M・L’／(H’・(L’－Dc / 2))

HRPC-L01

4000状を示した。HRPC-UT2 では 1/75rad.で梁主筋が降伏す-2000200

接合部

3000

降伏歪

2000
10000-600
5000
4000
3000-400
接合部-2000200

HRPC-UT2

降伏歪2000
10000-1000-400-2000200
柱芯からの距離(mm)
図－8 梁主筋歪400

接合部平均付着応力(N/mm2)

4.2 梁主筋歪および付着・定着性状
梁が曲げ降伏した L 形試験体および T 形試験体の正加力時の梁上端筋の歪度分布を図－8 に示す。
HRPC-L01，L02 では 1/150～1/100rad に梁端部で降伏歪に達し，1/25rad.に接合部内に定着された梁上端筋の折曲げ起点で降伏歪に達した。折曲げ終点では実験終了時まで降伏歪に達せず，上端筋余長端部のナット定着金物の有無に関わらない良好な定着性状を示した。

接合部平均付着応力(N/mm2)

HRPC-UT2 では 1/100rad.以降に引張側主筋が降伏歪に達し，1/50rad.で圧縮側主筋の歪が圧縮から引張に転じた。
HRPC-L01 および HRPC-UT1，UT2 の柱梁接合部内梁主筋の平均付着応力度と層間変形角との関係を図－9 に示す。HRPC-L01 では水平定着区間を対象とした。平均付着応力度の算出には鉄筋歪の実験値を基に Ramberg
Osgood の履歴則により求めた軸応力を用いた。
HRPC-L01 では上端・下端筋とも平均付着応力度の最大値は約 4N/mm2 であった。上端筋は 1/100rad.，下端筋
接合部平均付着応力(N/mm2)

は 1/50rad.以降に急激に低下している。これは梁主筋の引張力の抵抗機構が，鉄筋の付着力からナット定着金物や折り曲げ定着の支圧力に移行したためと考えられる。
HRPC-L02 においても HRPC-L01 と同様の性状であった。
HRPC-UT2 の平均付着応力度の最大値は，上端筋が約3N/mm2，下端筋が約 4N/mm2 であった。上端・下端筋とも 1/50rad.以降に急激に低下しており，荷重－変形関係が逆 S 字履歴形状となった変形角に一致することから，1/50rad.で付着劣化したものと考えられる。
HRPC-UT1 では梁主筋への入力が小さいため，梁が曲5HRPC-L01
432
10-1-2-3-4-5-0.04-0.02
5HRPC-UT1
432
10-1-2-3-4-5-0.04-0.02
5HRPC-UT243210-1-2-3-4-5-0.04-0.02

上端筋
下端筋0
層間変形角(rad)0.02

0.04
上端筋下端筋00.02
層間変形角(rad)0.04
上端筋下端筋00.02
層間変形角(rad)0.04

図－9 接合部内梁主筋の平均付着応力度

げ降伏した HRPC-L01，UT2 と比べて大きな付着応力度の低下はなく，付着劣化も生じなかった。
4.3 柱主筋歪およびロ形定着プレートの効果
T 形試験体の引張側柱主筋の歪度分布を図－10 に示す。
HRPC-UT1 では，1/100rad.に柱端部で降伏歪に達し，ほぼ降伏歪に達して，徐々に接合部内に柱主筋の付着劣化が進行した。ロ形定着プレート位置では実験終了時まで引張降伏しなかったが，最大引張歪度は約 2100μで降伏 歪 (2300 μ ) に 近 い 値 で あ っ た 。 梁 曲 げ 降 伏 し た
HRPC-UT2 では，柱主筋の歪度は最大耐力時の柱端部で約 940μであり，降伏歪に達しなかった。
HRPC-L01 および HRPC-UT1，UT2 について，変形角－1/25rad.におけるロ形定着プレート位置での柱主筋の引張応力度分布およびロ形定着プレートの隅部上下面梁芯からの距離(mm)1/50rad.に梁芯位置，1/25rad.にロ形定着プレート位置で

200

1/400

1/200

1/150

1/100

1/501/25

降伏歪200降伏歪HRPC-UT1HRPC-UT210010000-100-100-200-200-300-300-400-1000 1000

5000

接合部

柱部-400-1000 1000 3000
歪(μ)の歪度を図－11，図－12 に示す。HRPC-L02 に関しては3000(μ)歪

HRPC-L01 と同様の性状であったため図を省略する。

図－10 柱主筋歪（T 形試験体）

5000

HRPC-L01 では負加力（L 形の開く方向）時にロ形定着プレートの歪は引張歪となっており，－1/75rad.以降で上面を押し上げる力に対して，ロ形定着プレートが抵抗は No.2 の方が大きくなる。これは梁上端筋が柱梁接合部しているためと考えられる。また，同じ梁曲げ降伏した-293-

HRPC-L01

柱主筋応力度(N/mm 2)加力方向

500

HRPC-UT1

柱主筋応力度(N/mm 2)

加力方向

500

HRPC-UT2

柱主筋応力度(N/mm 2)
加力方向

500

400

400

400

300

300

300

200

200

200

100

100

100

000
未計測箇所

図－11 ロ形定着プレート位置の柱主筋応力度分布(-1/25rad.)歪ゲージ
No.1, No.2

No.1No.2

梁梁

No.2

梁

梁

2000
1500
No.1
1000
500
0No.2-500
HRPC-UT1-1000-1500-2000-0.06 -0.03
00.03 0.06
層間変形角(rad)梁No.1No.2

ロ形定着プレート

ロ形定着プレート

歪度(μ)

歪度(μ)

ロ形定着プレート

2000
1500
No.2
1000500
No.10-500-1000
HRPC-L01-1500-2000-0.06 -0.03
00.03 0.06
層間変形角(rad)歪ゲージ
No.1, No.2No.1

歪度(μ)

歪ゲージ
No.1, No.2

降伏歪
2000
1500
1000
500
No.1
0No.2-500
HRPC-UT2-1000-1500-2000
降伏歪-0.06 -0.03
00.03 0.06
層間変形角(rad)図－12 ロ型定着プレート歪
HRPC-UT2 と比べてロ形定着プレートに大きい引張力が2)L 形，T 形試験体において，梁に生じる付加軸力と生じている。これは L 形架構の接合部では梁主筋が接合梁端部に生じる曲げモーメントの関係と断面分割部内に折曲げ定着されていることから，大変形時まで主法により算出した M-N 曲線から，曲げ耐力を適切に筋の引張力が接合部内の付着定着力で接合部内せん断評価できた。

補強筋やロ形定着プレートに伝達されているためと考3)に逆 S 字の履歴性状が見られ，梁主筋の付着劣化にえられる。一方，T 形架構の接合部では梁主筋が通し配よる影響と推測された。

筋されるため，接合部内でロ形定着プレートには引張力4)を負担させず，生じる歪も小さいと考えられる。

梁曲げ降伏を計画した T 形試験体では 1/50rad.以降

柱主筋の定着に用いたロ形定着プレートは，同じ梁柱曲げ降伏した HRPC-UT1 は－1/25rad.には柱主筋の曲げ降伏をした試験体でも L 形架構と T 形架構では付着劣化が進行しているため，ロ形定着プレート位置で異なる応力状態となり，これは梁主筋の定着方法のの引張側柱主筋は降伏強度の 88％に達している。また，違いのためであると推測される。

ロ形定着プレートは－1/50rad.で降伏し，その No.1，2 は考案した柱主筋の新しい定着方法は，本実験の範囲内

それぞれ引張と圧縮となってプレートに曲げモーメン

では必要な定着性能を確認できたので、今後は一般化へトが作用している。これは柱曲げ降伏した試験体では柱向けて適用範囲や定着条件などを検討していきたい。

主筋の付着劣化が生じており，柱主筋の引張力をロ形定着プレートの定着力で保持しているためと考えられる。

参考文献
1)

5. まとめ日本建築学会：鉄筋コンクリート造配筋指針・同解説，pp.192-193，2003

本論文で提案したロ形定着プレートを用いた柱主筋

2) Fafitis，A. and Shah，S. P.：Lateral Reinforcement forHigh Strength Concrete Columns，ACI SP-87，pp.213-232，の定着方法を用いた L 形および T 形の柱梁部分架構実験

1985

により，以下の結論を得た。
1) 提案した柱主筋の定着方法を用いて L 形，T 形架構

3) 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靭性保証とも 1/50rad.まで安定した履歴性状が得られた。

型耐震設計指針・同解説，p.80-84，1999-294-