日本建築学会技術報告集

第 20 巻第 46 号，951-956，2014 年 10 月

AIJ J. Technol. Des. Vol. 20, No.46, 951-956, Oct., 2014

PERFORMANCEOF OFSTRUCTURAL PERFORMANCE
機械式定着による幅広梁付き
機械式定着による幅広梁付き
RC STRUCTURAL
R/C
L-SHAPED
BEAM-COLUMN
R/C L-SHAPED BEAM-COLUMNRC
L 形接合部の構造性能
造 L造
形接合部の構造性能
JOINTS CONNECTED WITH WIDEJOINTS CONNECTED WITH WIDEWIDTH BEAM USING MECHANICALWIDTH BEAM USING MECHANICALANCHORAGEANCHORAGE
益尾 潔— ———— ＊ 1
堂下
益尾 潔 — ————
＊1 ＊ 3 堂下 航
足立将人
足立将人

航— ———— ＊ 2

Kiyoshi MASUO—————— ＊ 1

Kiyoshi
Masato MASUO
ADACHI——————＊1＊3
Masato ADACHI
＊3

＊2

＊3

キーワード :
キーワード：
機械式定着，幅広梁，L形接合部，終局耐力，変形性能
機械式定着，幅広梁，L 形接合部，終局耐力，変形性能

Wataru DOUSHITAーーー ＊ 2

Wataru DOUSHITA＊2

Wide width beams are frequently designed in R/C moment resisting

Wide width beams are frequently designed in R/C moment resisting
frame. Using
frame.
Using mechanicalmechanical anchorageanchorage forfor suchsuch beam
beam reinforcements,
reinforcements,
development strength
strength ofof aa part
part whichdevelopment
which isis notnot ableable toto anchoranchor inin column
columnmay be deteriorated.
deteriorated. In order to solve
solve this
this problem,
problem, thethe authors
authors
section may
proposednew
newreinforcement
reinforcement
detailing.
In thisstudy,
L-shaped
proposeddetailing.
In thisstudy,
R/C R/C
L-shaped
jointconnected
with wide
beam using
anchorage
is tested.
joint connectedwith width
wide widthbeam mechanicalusing mechanicalanchorage
isConsequently,
the authors
clarifyultimate
strengthandtested. Consequently,
the authors
clarifyultimate
strengthandbeambeam end
end
ductility
ductility ofofthesetheseL-shaped
L-shapedjoints.
joints.

Keywords:
Keywords: anchorage, Wide width beam, L-shaped joint, Ultimate
Mechanical
Mechanical anchorage, Wide width beam, L-shaped joint,strength,
Beam end
ductility
Ultimate strength,
Beam
end ductility

さag を柱せいと同じ 400mm している。また，系列Ⅲは，加力梁のみ

1．はじめにRC 骨組の設計では，梁せいの制約から梁幅が柱幅よりも広い扁平を幅広梁としている。

断面の上部構造梁および基礎梁とすることがある。以下，これらの系列Ⅰ，Ⅱの場合，図 2(a),(b)に示すように，加力梁横補強筋の

扁平断面梁を幅広梁と呼ぶ。幅広梁主筋を機械式定着にすると，柱外周筋のみを柱梁接合部内まで延長配置し，従来の柱主筋周囲にか断面外に配置された梁主筋定着部は，折曲げ後の余長が存在しない

ける接合部横補強筋を配置せず，加力梁外周筋の横補強筋比を接合ので，早期に上下面方向への押出し破壊を起こし，所要の定着耐力部横補強筋比 pjwh(0.26％)とみなした。また，系列Ⅱの場合，加力を発現しない恐れがある 1)。上記問題の克服の試み 2)はなされてい梁先端にコ形の柱断面外拘束筋を配置した。この柱断面外拘束筋は，るが，現在，適切な接合部配筋詳細は見出させていない。

図 2(b)に示すように，加力梁先端の直交梁主筋を拘束し，加力時のひび割れ防止のための補強筋である。

本論文では，これらの問題解消を意図して考案した幅広梁付き L形接合部について実験を行い，その終局耐力および変形性能を明ら系列Ⅲの場合，図 2(c)に示すように，柱断面外に配置された梁主かにする。L 形接合部内の柱，梁主筋定着部の納まりは，特に太径筋定着部には，コ形の柱断面外拘束筋を配置した。同拘束筋の鉄筋

鉄筋の場合，最上階および最下階だけでなく，その他の階の柱，梁量(D6-5 組,SD295)は，文献 1)の研究結果などを基に，拘束筋足部の主筋定着部の納まりにも影響するので，接合部配筋詳細設計施工の全規格降伏引張力が柱断面外梁主筋 D19-1 本の規格降伏引張力の約

3)0.4 倍となるように定めた。

品質保証の点で重要である 。

表1

2．実験
2.1

実験計画

(1) 実験系列および試験体
本実験は，表 1 に示すように，系列Ⅰ～Ⅲで構成され，各系列ともに，梁上端筋定着部の上部に柱主筋定着部を配置した柱主筋外定
着方式 3)とし，梁、柱主筋定着金物はネジ節鉄筋用定着金物 4)とした。系列Ⅰは最上階 L 形接合部，系列ⅡとⅢは最下階 L 形接合部を想定した実験であり，試験体数は計 6 体である。各系列の梁断面を
図 1，接合部配筋詳細を図 2，材料試験結果を表 2 に示す。
試験体の各部諸元は，いずれも梁曲げ降伏後の接合部せん断破壊型を想定して定めた。
系列Ⅱは XY 方向ともに幅広梁とし，系列Ⅰの場合，加力直交方向

系
列

実験計画

梁主筋
梁
Fc
せい
(N/mm 2 ) D g(mm) 配筋 鋼種

柱主筋

直交

柱横

梁
l ac
l ac
l ac
補強筋
有無
(mm) /d b/D g
WL4-6-245
245
SD 265 12.0 1.08 2-D10@75
無Ⅰ
WL4-6-285
285
12 345 305 13.9 1.07 2-D10@60
45
SD490-D22 SD
片側
WL4-6-400-P1
4-D10
6400
420 19.1 1.05
Ⅱ
490
@75
D19
両側
WL4-6-400-P2
LF36-B345-A1A
36
SD345 12 SD
2-D10
無
400
420 22.1 1.05
Ⅲ
@100
LF50-B390-A1A
50
SD390 -D19 490【記号】 Fc：コンクリートの目標圧縮強度、l ac：柱主筋定着長さ，l ag：梁主筋定着長さ
db：梁，柱主筋直径，Dg：梁せい，p jwh：接合部横補強筋比【全系列共通】柱断面=400×400mm，梁幅Bg=550mm
柱横補強筋鋼種：SD295，定着部拘束筋：4-D10(SD295)
梁主筋定着長さ(系列Ⅰ,Ⅱ)l ag=400mm, l ag/d b=21.1，(系列Ⅲ)l ag=300mm, l ag/d b=15.8
梁横補強筋：(系列Ⅰ,Ⅱ)4-D10@100，(系列Ⅲ)2-D10@100(SD295)
接合部横補強筋：(系列Ⅰ,Ⅱ)梁横補強筋・外周筋(2-D10@100,SD295)の延長配置(系列Ⅲ) 2-D10-3組，接合部横補強筋比pjwh=0.33%(SD295)
かんざし筋：(系列Ⅰ,Ⅱ)X方向のみD10-3組，(系列Ⅲ)XY方向D10-3組(SD295)
柱断面外拘束筋：(系列Ⅰ)D6-5組，(系列Ⅱ)2-D10-5組，(系列Ⅲ)D6-5組(SD295)

試験体

配筋 鋼種

も幅広梁とすることを想定し，系列Ⅱと同様，加力梁主筋の定着長
*1

*1

*2
*2
*3

*3

一般社団法人
建築構造技術支援機構
代表理事・工博（一社）建築構造技術支援機構
代表理事・工博(〒564-0052
3-29)大阪府吹田市広芝町（〒564-0052
大阪府吹田市広芝町
3-29）（一財）日本建築総合試験所構造部構造試験室
修士（工学）
一般財団法人
日本建築総合試験所 構造部構造試験室
修士(工学)（一財）日本建築総合試験所構造部構造試験室 博士（工学）
一般財団法人 日本建築総合試験所 構造部構造試験室 博士(工学)＊1*1

Supporting
Association
Building
Structural
Technology,Eng.
Supporting
Association
for for
Building
Structural
Technology,
Dr.Dr.
Eng.

＊ 2 *2

Structural
Dept.,
General
Building
Research
Corporation
Japan,Eng.
Structural
Eng.Eng.
Dept.,
General
Building
Research
Corporationof ofJapan,M.M.
Eng.
Structural Eng. Dept., General Building Research Corporation of Japan, Dr. Eng.
Structural Eng. Dept., General Building Research Corporation of Japan, Dr. Eng.

*3
＊3

951

【W L4-6-285】

40

45 45 125 70 70 70 125
550

(系列Ⅱ)
図 1 梁断面

45

(系列Ⅲ)

40
60
205
285

40 165 40
245
60

40

l ag=400

45
75【W L 4-6-400-P1】(b)系列Ⅱ

－

Qc

正加力方向
反力ビーム

＋

（寸法単位:m m ）

図3

実験装置

2.2 荷重－変形性状および破壊形式(1) 系列Ⅰ
系列Ⅰの Qc－R 関係を図 4，ひび割れ状況を写真 1 に示す。Qc は
柱せん断力，R は層間変形角である。図 4 中には，最大耐力 Qmax，

図 4 に示すように，両試験体ともに，R=10～13×10-3rad.時に接合部せん断ひび割れ(JSC)および定着部拘束筋(ATY)，梁主筋(BTY)

柱断面外拘束筋
D 6-5組定着部拘束筋4-D 10-1組

4060の引張降伏が発生し，R=30～35×10-3rad.時に接合部横補強筋筋(JHY)が引張降伏し，R=60×10-3rad.時に最大耐力 Qmax に達した。
一方，載荷初期には，梁端上面から発生した曲げひび割れは仕口
上面からも発生し，R=10×10-3rad.程度でも梁上端筋定着金物近傍

320
400

に接合部せん断ひび割れは発生しなかった。
JSC：接合部せん断ひび割れ，BTY：梁主筋の引張降伏
JHY：接合部横補強筋の引張降伏，ATY：定着部拘束筋の引張降伏40

図2l ag =300
400

Qg

試験体

の 80%低下時の限界層間変形角実験値である。

70 70 70l ac=420100

500k N ロードセル 押1000k N
引500k N
L =1476
ｵｲﾙｼﾞｬｯｷ
－R80 は，耐力が Qmax
限界層間変形角 R80 および主な発生現象を示した。

45 125 70 70 70 125 45
550

75
45
400
95 120 95
75
45
40

190

力受け治具を取り付けた 3 ヒンジラーメン架構について，L 形が閉

40
60
320
400
l ag=400

かんざし筋
D 10-3組

45

本実験では，図 3 に示すように，梁反曲点位置に両側ピン付き反1700【W L 4-6-400-P2】（寸法単位:m m ）117 76 117(2) 実験方法

定着部拘束筋4-D 10-1組

40

320
400

40
60

l ac=42040
C TOP = 60

85 140 85
400

40

40

45

44.7
2.32
32.9
3.83
46.3
2.39
32.6
3.53
2.13
29.9
3.36
F c 36 38.4
Ⅲ
2.50
35.3
4.11
F c 50 55.9
σ B ：実圧縮強度、ε co ：σ B 時ひずみ
E c ：ヤング係数，σ t ：割裂強度F c 45σ u 伸びσy呼び
名 (N/mm2) (N/mm2) (%)
SD490
534
746
18
梁主筋
SD390 D19
440
634
19
SD345
384
575
20
SD490
519
717
17
D22
柱主筋
SD345
401
590
23
SD490 D19
503
663
17
312
475
30
横補強筋
SD295 D10
定着部拘束筋347
485
29
かんざし筋 SD295 D10
364
517
26
D10
364
517
26
柱断面外
SD295
拘束筋
D6
414
523
23
σ y ：降伏点，σ u ：引張強度

柱，梁に正加力時には圧縮力，負加力時には引張力が作用する。
45 110 85 70 85 110 45550400
85 140 85

7545

45 110 85 70 85 110 45
550

75
45
400
85 140 85
75
45

75
45
45
75

l ag=400

60 40

2

鋼種

材軸位置に水平力を加え，正負繰返し載荷を行った 3)。この場合，

かんざし筋
D 10-3組

定着部拘束筋4-D 10-1組

l ac=42040
C TOP = 6040

2(N/mm ) (×10 ) (kN/mm ) (N/mm )使用部位

じる加力時を正加力時，その逆を負加力時とし，油圧ジャッキで梁【W L 4-6-285】(a)系列Ⅰ4575-3(b) 鉄筋

σt

今後の課題とした。

かんざし筋
D 10-3組

85 140 85
400

2

Ec

眼を置き，幅広梁の幅および柱断面外の梁主筋本数の影響の解明は，定着部拘束筋4-D 10-1組【W L 4-6-245】

45
75

ε co

X

l ag=400

40

σB

＋

45

目標
強度

(加力方向)

40

85 140 85400

柱主筋の定着長さ
l ac=25640
C TOP = 604540

材料試験結果Y

柱主筋の定着長さ40l ac=305
C TOP = 60

75
45

400
85 140 85

7545

45 110 85 70 85 110 45
550

かんざし筋
D 10-3組

系
列
Ⅰ
Ⅱ

1000

(系列Ⅰ)

320
400

40

40

45 110 85 70 85 110
550

40【W L4-6-245】45

40

45 45 110 85 70 85 110
550

320
400

40
205
285

40
165
245
40

45 110 85 70 85 110550

表2(a) コンクリート

2-D 10-3組(加力直交方向)(c)系列Ⅲ
各系列試験体の接合部配筋詳細

また，各試験体ともに，柱主筋定着部近傍には，中子筋併用型の定着部拘束筋を配置した。この定着部拘束筋量 AH･σHy は，梁上端筋(6-D19)の全降伏引張力 Tgy の 0.1～0.15 倍とした。AH とσHy は定着部拘束筋の加力方向全断面積および降伏強度である。
なお，本研究では，幅広梁付き L 形接合部の構造性能の把握に主【WL4-6-245】
図4952【WL4-6-285】
系列Ⅰの Qc－R 関係

(wg：梁端最大曲げひび割れ幅，wp:接合部最大せん断ひび割れ幅)程度，柱断面外拘束筋(DTY)は R=9～12×10-3rad.でそれぞれ降伏ひずみεy に達した。また，R=18～20×10-3rad.時に最大耐力 Qmax 到達
後，接合部せん断ひび割れが進展した。限界層間変形角実験値 R80
は 31～33×10-3rad.である。以上より，破壊形式は，いずれも梁曲げ降伏後の接合部せん断破壊型と判別された。
DTY：柱断面外拘束筋の引張降伏，その他は図 4 の記号と同じ【WL4-6-245】
写真 1【WL4-6-285】

系列Ⅰのひび割れ状況(R=60×10-3rad 時)

すなわち，柱主筋定着長さac=12db でも，梁主筋定着長さag を 20db以上とし，柱主筋外定着方式とすることで，最大耐力時まで顕著な接合部せん断ひび割れは発生せず，梁曲げ破壊型の靱性に富む変形性能が確保されたと考えられる。
【LF36-B345-A1A】(2) 系列Ⅱ【LF50-B390-A1A】

図6

系列Ⅲの Qc－R 関係

系列Ⅱの Qc－R 関係を図 5，ひび割れ状況を写真 2 に示す。
図 5 に示すように，片側(P1)，両側(P2)直交梁付きともに，R=10×10-3rad.時に定着部拘束筋(ATY)，梁主筋(BTY)が引張降伏し，R=25～32×10-3rad.時に接合部横補強筋(JHY)が引張降伏した後，R=60×
10-3rad.時に最大耐力 Qmax に達した。片側直交梁付きの場合，直交梁なし側の接合部せん断ひび割れ(JSC)は R=9.5×10-3rad.時に発生した。すなわち，柱断面外の幅広梁主筋を機械式直線定着としても，【LF36-B345-A1A】

幅広梁外周筋を柱梁接合部内まで延長配置することで，XY 方向の幅

写真 3

【LF50-B390-A1A】

系列Ⅲのひび割れ状況(R=40×10-3rad 時)

広梁交差部の最大せん断ひび割れ幅は，2.3 節で後述するように，
系列Ⅲよりも明らかに減少することから，同交差部は剛強な柱梁接2.3 最大ひび割れ幅の推移
系列Ⅰ，Ⅱの正加力所定(ピーク)時の梁端最大曲げひび割れ幅 wg

合部を形成したと考えられる。その結果，系列Ⅱの場合，両試験体
ともに，梁曲げ破壊型の靱性に富む変形性能が確保されたと考えら

および接合部最大せん断ひび割れ幅 wp の推移を図 7 に示す。ひび割
れ幅はクラックスケールで測定した。

れる(3.2 節 参照)。

同図によると，系列Ⅰの場合，梁せい Dg に係わらず，梁端最大曲
げひび割れ幅 wg および接合部最大せん断ひび割れ幅 wp は，それぞれ同程度であり，梁短期許容曲げ耐力(R=12×10-3rad.程度)時の wg
は 0.5mm 程度，wp は 0.02mm 程度である。系列Ⅱの場合，片側，両
側直交梁付きに係わらず，梁端曲げひび割れ幅 wg は同程度であり，
梁短期許容曲げ耐力(R=10×10-3rad.程度)時の wg は 0.6mm 程度，片側直交梁付きの直交梁が接続しない接合部側面の wp は 0.2mm 程度で【WL4-6-400-P1】
図5【WL4-6-400-P2】
系列Ⅱの Qc－R 関係ある。これらより，系列Ⅰ，Ⅱともに，梁短期許容曲げ耐力時に修復性を損なうひび割れ 5)は発生しないと考えられる。
【梁端最大曲げひび割れ幅 wg】【接合部最大せん断ひび割れ幅 wp】
51.0

w g (m m )4
WL4-6-285

3

WL4-6-245

0.6

2【WL4-6-400-P1】
写真 2【WL4-6-400-P2】

5

系列Ⅱのひび割れ状況(R=60×10-3rad 時)

4(3) 系列Ⅲ
両試験体ともに，R=6×10-3rad.程度で接合部せん断ひび割れ

0

主筋(BTY)は R=9×10-3rad.程度，定着部拘束筋(ATY)は R=11×10-3rad.

0

10

20

30

40

WL4-6-400-P 1

WL4-6-245

図7-3

R (× 10 r a d)

0

20

30

40

10

20

30

40

w p (m m )2

WL4-6-400-P 2-3
R (× 10 r a d)

10

0.0
3

w g (m m )00.2(a) 系列Ⅰ21(JSC)が発生し，接合部横補強筋(JHY)は R=7～8×10-3rad.程度，梁-3

R (× 10 r a d)3

系列Ⅲの Qc－R 関係を図 6，ひび割れ状況を写真 3 に示す。

WL4-6-285

0.4

1
0

w p (m m )0.8

WL4-6-400-P 1

1
-3

0

R (× 10 r a d)

0

10

20

30

(b) 系列Ⅱ
系列Ⅰ，Ⅱの最大ひび割れ幅の推移(正加力時)

40

953

次に，系列Ⅲの正加力所定(ピーク)時の梁端最大曲げひび割れ幅の推移を図 10 に示す。同図によると，系列Ⅰの WL4-6-245,285 の場

wg および接合部最大せん断ひび割れ幅 wp の推移を図 8 に示す。系列

合，加力構面平行方向ひずみεH6,7 は R=20×10-3rad.時に降伏ひず

Ⅲの場合，接合部最大せん断ひび割れ幅 wp は，柱断面外の柱梁接合

みεy に達し，直交方向ひずみεH8 は最大耐力(R=60×10-3rad.)時に，部側面での測定値である。

WL4-6-245 では 1×10-3 程度であり，WL4-6-285 では降伏ひずみεy

同図によると，R=10×10-3rad.以降，接合部せん断ひび割れ幅は，程度まで達した。系列Ⅱの WL4-6-400-P1,P2 の場合，加力構面平行

系列Ⅱの場合よりも明らかに大きい。これは，系列Ⅲの柱断面外の方向ひずみεH6,7 は R=10×10-3rad.時に降伏ひずみεy に達し，直交

柱梁接合部での周辺からの拘束度合いが系列Ⅱの幅広梁同士の交差

方向ひずみεH8 は最大耐力(R=60×10-3rad.)時に WL4-6-400-P1 では部よりも低いことに起因すると考えられる。また，系列Ⅲの梁短期

1×10-3 程度，WL4-6-400 -P2 では 0.3×10-3 程度であった。

許容曲げ耐力(R=8×10-3rad.程度)時の wg は 0.1～0.15mm 程度，wpが先行し，梁上端筋定着部から派生する水平構面内ストラッの抵抗

は 0.5mm 程度である。
□ LF36-B345-A1A ■ LF50-B390-A1Ag(mm)w bw(mm)

4
3

3

2

2

1

1
-3

R(×10 rad.)
0

10

図8

20

(図 11(a))が形成されたと考えられる 3)。
H6

H8

-

0

10

20

H8

H7

Qg

R(×10 -3rad.)030機構(図 11(b))が形成され，これに伴い，定着部拘束筋の効果によって，柱主筋定着部から派生する鉛直構面内ストラットの抵抗機構

w sw(mm)
p(mm)

4

0

すなわち，各試験体ともに，正加力時には，梁上端筋の引張降伏

+
+

30

○： H 6△： H 7□： H 8H7H6Qc：降伏ひずみεy-【ひずみ測定位置】

系列Ⅲの最大ひび割れ幅の推移(正加力時)

2.4 系列Ⅰ，Ⅱの幅広梁外周筋ひずみの推移
系列Ⅰ，Ⅱの柱梁接合部内における正加力所定(ピーク)時の幅広
梁外周筋ひずみεHi の推移を図 9 に示す。同図によると，系列ⅠのWL4-6-245, 285 の場合，柱梁接合部中央から梁先端の外周筋ひずみ
ε H1～εH4 は ，梁端仕口面のεH5 より大きく，R=30×10-3rad.時か【WL4-6-245】【WL4-6-285】【WL4-6-400-P1】【WL4-6-400-P2】

ら最大耐力(R=60×10-3rad.)時に概ね降伏ひずみεy に達した。系列
Ⅱの WL4-6-400-P1,P2 の場合，柱梁接合部内の幅広梁外周筋ひずみ
εH1～εH5 は，R=30～40×10-3rad.時に 1～2×10-3 程度であり，それらの最大値は降伏ひずみεy に達した。すなわち，柱梁接合部内の幅広梁外周筋は，柱梁接合部せん断ひび割れの進展防止およびせん断耐力の確保に寄与したと考えられる。

図 10 系列Ⅰ，Ⅱの定着部拘束筋ひずみ εHi の推移(正加力時)
-

H4

-

H2

H4

H2

● : H1○ : H2△ : H3□ : H4▲ : H5

Qg

Qg
+ H5

H3
+

+ H5

H1
Qc

H3
+

-

H1
Qc

-

下向き押え力定着部拘束筋CTOP

TH：降伏ひずみεy

Tg

TCi
付着力
ag

【ひずみ測定位置】dg:柱主筋定着部から延びる圧縮ストラット①:梁上端筋定着部から延びる圧縮ストラット②

TCf(a) 鉛直構面内ストラット【WL4-6-245】

TH

TH【WL4-6-285】

Tg

Tg【WL4-6-400-P1】【WL4-6-400-P2】

図 9 系列Ⅰ，Ⅱの幅広梁外周筋ひずみ εHi の推移(正加力時)
2.5 系列Ⅰ，Ⅱの定着部拘束筋ひずみの推移
系列Ⅰ，Ⅱの正加力所定(ピーク)時の定着部拘束筋ひずみεH6,7,8

図 11(b) 水平構面内ストラット
柱主筋外定着方式による定着部拘束筋に係わる抵抗機構 3)2.6 系列Ⅰ，Ⅱのかんざし筋ひずみの推移
系列Ⅰ，Ⅱの正加力所定(ピーク)時のかんざし筋ひずみεK1～3 の推移を図 12 に示す。同図によると，系列Ⅰ，Ⅱともに，梁主筋定954

着金物近傍のかんざし筋足部ひずみεK1 および頭部ひずみεK2 が梁

3．終局耐力および変形性能の検討

端仕口面側の足部ひずみεK3 よりも明らかに大きく，それらの最大

3.1

-3

値は，系列Ⅰでは 1.0～1.3×10 程度，系列Ⅱでは 1.5～1.7×10

-3

終局耐力

本節では，文献 3)と同様，梁または柱の曲げ終局耐力時柱せん断程度であった。これらより，かんざし筋は梁上端筋定着部の上方へ

力 Qcu および接合部終局耐力時柱せん断力 Qju の妥当性を確認する。

の移動を拘束したと考えられる 3)。ただし，XY 方向ともに幅広梁の本実験の幅広梁付き試験体(◆,▲：6 体)および文献 3)の幅広梁でな場合，梁主筋定着長さag は，梁幅が柱幅より小さい標準梁付きの場

い標準梁付きの柱主筋外定着試験体(●：14 体)と直交梁なしの柱主3)合 に比べて長く，梁主筋定着耐力が大きいので，かんざし筋ひず筋内定着試験体(○：31 体)の Qmax/Qcu－Qju/Qcu 関係を図 14 に示す。
Qmax は最大耐力実験値，Qju/Qcu は接合部耐力余裕度であり，柱主

みは，標準梁付きの場合に比べて小さくなったと考えられる。
なお，頭部ひずみεK2 は，かんざし筋折曲げ部における支圧力を筋内定着は，梁上端筋折曲げ後の余長部先端に定着金物を取り付け介したかんざし筋足部応力との釣合い条件によって発生したと考えた従来の定着方式である 3)。同図中では，標準梁付きの柱主筋外定られる。

着試験体で梁主筋本数のみが異なる試験体同士を実線で結んだ。各耐力計算値は鉄筋の実降伏点およびコンクリートの実圧縮強度を用

K2

K3

Qg

K2

K1
K3

+
Qc

+

K1

○： K1
△： K2
□： K3

いて求めた。
同図によると，正負加力時ともに，本実験の系列Ⅰ～Ⅲの Qmax は，それぞれ標準梁付きの実験 3)と同様，Qju/Qcu≧1.0 の場合 Qcu 以上，-【ひずみ測定位置】

Qju/Qcu＜1.0 の場合 Qju 以上となった。すなわち，幅広梁付き試験
体の計算耐力 Qcu および Qju
は標準梁付きの場合と同様，

本実験

既往実験

系列Ⅰ,Ⅱ 系列Ⅲ 外定着 内定着

最大耐力実験値 Qmax に対して

◆

▲

○

●

安全側に評価された。
【WL4-6-245】【WL4-6-285】
1.5

Q max/Qcu(正)

1.0

1.0

0.5

0.5

【WL4-6-400-P1】

0.0
0.0

【WL4-6-400-P2】

2.7 系列Ⅲの柱断面外拘束筋ひずみの推移

3.2

系列Ⅲの正加力所定(ピーク)時の柱断面外拘束筋ひずみε
D1,2,4,5 の推移を図 13 に示す。同図によると，両試験体ともに，水平方向の εD1,ε D4 ，鉛直方向のε D2,ε D5 は概ね Qmax(R=10～20×
10-3rad.)時に降伏ひずみε y に達した。すなわち，柱断面外拘束筋

D1
D4
D5

D1,D3

D5

D2

D2

○
□
●
■

ε D1
ε D2
ε D4
ε D5

5
4
3
2
1
0
-1

▼εy

5

10

20

30 40 60
R(×10 -3 rad.)

5
4
3
2
1
0
-1

2.0

Q ju/Qcu(負)

0.0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

(b) 負加力時
Qmax/Qcu－Qju/Qcu 関係

変形性能

図14と同一試験体の正負加力時R80－Qju/Qcu関係を図15に示す。R80であり，同図中には，接合部耐力余裕度Qju/Qcuで決まる限界層間変形角R80aを併示した3)。
図 15 によると，系列Ⅰ，Ⅱの幅広梁付き試験体(4 体)の正加力

すなわち，XY 方向の幅広梁交差部は，柱主筋外定着および柱主筋内定着による標準梁付き L 形接合部よりも剛強な柱梁接合部を形成し，その結果，図 15(a)に示すように，系列Ⅰ，Ⅱの幅広梁付き試験体

付き試験体よりも大きくなったと考えられる(2.2 節 参照)。

ε Di (×10 -3 )

100
▼εy

R80(正)(×10-3rad)

100

10

20

30 40 60
R(×10 -3 rad.)

80

60

60

【LF36-B345-A1A】【LF50-B390-A1A】
図 13 系列Ⅲの柱断面外拘束筋ひずみεD1,2,4,5 の推移(正加力時)

R80a=0.03(Q ju/Qcu)
Q ju/Qcu(正)

20
0
0.0

0.5

R80(負)(×10-3rad)

80

40

5

1.5

の正加力時 R80 は，従来の柱主筋外定着および内定着による標準梁D3【ひずみ測定位置
ε Di (×10 -3 )1.0

時 R80 は，標準梁付き試験体の正加力時 R80 よりも明らかに大きい。

45

D4

0.5

は，耐力が最大耐力Qmaxの80%に低下した時の限界層間変形角実験値

は，柱断面外の幅広梁主筋定着部の面外方向へのはらみ出し防止効果を有すると考えられる。

Q ju/Qcu(正)(a) 正加力時
図 14

図 12 系列Ⅰ，Ⅱのかんざし筋ひずみ Ki の推移(正加力時)

Q max/Qcu(負)

1.5

1.0

1.5

2.0

(a) 正加力時
図 15

R=-60/1000で終了

40
R=-40/1000で終了

20

Q ju/Q cu(負)

0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

(b) 負加力時
R80－Qju/Qcu 関係

955

また，系列Ⅲの幅広型梁付き試験体(2 体)の正加力時 R80 は，柱主筋外定着による標準梁付き試験体の概ね下限と一致した。これは，系列Ⅲの幅広型梁付き試験体で用いた柱断面外拘束筋の効果によると考えられる。
4．まとめ
本論文では，幅広梁付き L 形接合部の実験より以下の知見を得た。
1)

XY方向ともに幅広梁付きを想定した系列Ⅰの場合，柱主筋定着
長さac=12dbでも，梁主筋定着長さagを20db以上とし，柱主筋外定着方式とすることで，最大耐力時まで顕著な接合部せん断ひび割れは発生せず，梁曲げ破壊型の靱性に富む変形性能が確保
された。

2)

系列Ⅱの場合，柱断面外の幅広梁主筋を機械式直線定着としても，幅広梁外周筋を柱梁接合部内まで延長配置することで，XY方向の幅広梁交差部における最大せん断ひび割れ幅は，系列Ⅲ
よりも明らかに減少することから，同交差部は剛強な柱梁接合部を形成したと考えられる。これに伴い，系列Ⅱの両試験体では，梁曲げ破壊型の靱性に富む変形性能が確保されたと考えられる。

3)

加力梁のみを幅広梁付きとした系列Ⅲの場合，柱断面外拘束筋
は，柱断面外の幅広梁主筋定着部の面外方向へのはらみ出し防止効果を有した。

4)

本実験に供した幅広梁付きL形接合部試験体の計算耐力QcuおよびQjuは，梁幅が柱幅より小さい標準梁付きの場合 3)と同様，最大耐力実験値Qmaxに対して安全側に評価された。Qcuは梁曲げ終局耐力時柱せん断力，Qjuは接合部終局耐力時柱せん断力を示す。
現在，本論文で検討したXY方向の幅広梁交差部での梁主筋の機械式直線定着による配筋詳細は実用的な検証を行い，実設計に取り入れられている。
謝辞
本実験は，(株)伊藤製鐵所，共英製鋼(株)，JFE 条鋼(株)の開発
実験として行ったものであり，ここに記して謝意を表する。
参考文献

1)

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2)

足立智弘，倉本洋，松井智哉：機械式定着工法を用いた外柱－幅広梁接合部の応力伝達機構，日本建築学会構造系論文集，第 663 号，pp.979-987，
2011.53)

益尾潔，足立将人，堂下航：機械式柱主筋外定着方式による最上階 RC 造
L 形柱梁接合部の構造性能，日本建築学会構造系論文集，第 697 号，pp.411-418，2014.3

4)

益尾潔：高強度・太径鉄筋を用いた配筋設計施工の品質保証 第 2 回 定
着金物の品質保証，建築技術 2012 年 6 月号，pp.56-59.

5)

日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の耐震性能評価指針(案)・同解説，8.柱梁接合部の性能評価法，pp.232-247,2004.1

6)

益尾潔，足立将人：機械式定着による柱主筋定着耐力ならびに RC 造 T 形，
L 形部分架構の変形性能，JCI 年次論文報告集，Vol.31, No.2, pp.343-348,
2009.7［2014 年 2 月 5 日原稿受理956

2014 年 5 月 12 日採用決定］