淺沼組技術研究報告 №28(2016)５．簡易間柱柱脚工法の研究開発
Research and Development on Simplified Stud Base Method
山口 克彦＊１

飛田 喜則＊１

北野 秀幸＊２

要 旨
一般的に鉄骨造建物（ショッピングセンター，物流倉庫，工場）では外装材・内装材を支持するために，主構造の柱の間に間柱を設置する。その間柱の柱脚は建物の最下階で，鉄筋コンクリート造地中梁と接合される。この接合部は地中梁に接合用のアンカーボルトを打ち込み，間柱柱脚部のベースプレートをボルト接合する方法で施工される。間柱柱脚部は主に風圧力に対してピン支持として設計されるが，従来の構造用アンカーボルトを用いて施工されるため回転剛性を持ち，さらに位置精度確保など施工が煩雑になることが問題であった。
本開発では独自の柱脚機構を採用し，柱脚を簡単なものとすると同時に，施工性を改善した。
キーワード：ダウウェル筋／間柱／柱脚／構造実験
１．はじめに貫通孔とは接合されていない。設計上想定される柱脚に一般的に鉄骨造建物では，外・内装材を支持するため作用するせん断力は主として柱脚周辺のコンクリートにに主構造の柱以外に間柱を設置する。その間柱の柱脚は，よって抵抗する。ダウウェル筋は想定以上の外力が加わ建物の最下階で鉄筋コンクリート造（以下，RC 造）地中った時，柱脚のずれや抜け出しを防ぐ役割を果たす。

梁と接合される。この接合部は梁に接合用アンカーボル

図－1 に簡易間柱柱脚工法の概略図を示す。

トを打込み，間柱柱脚部のベースプレートをボルト接合する方法で施工される。さらに間柱の柱脚を埋め込み式柱脚とする場合は，接合部をコンクリート内に納めるために梁の上部を増打ちする必要がある。設計上，間柱の柱脚接合部はピン接合として設計される。つまり，モーメントは作用しないでせん断力だけが作用すると仮定される。しかし，実際は完全なピン接合を再現したものでなく，間柱脚部にベースプレートを溶接し，埋め込まれたアンカーボルトとボルト接合される剛接合に準ずる接合方法で施工されている。設計上の部材モデルと実際の既存工法部材とが一致しない一例である。
本開発では，鉄骨造建物の間柱の柱脚部を簡易な仕様としながらも，必要な構造性能を有する簡易柱脚を開発する。本報告では，開発にあたり実施した構造実験の結果を述べる。

２．工法概要2.1 簡易間柱柱脚工法について
本工法は，間柱のウェブに貫通孔を開け，そこに異形本工法（簡易間柱柱脚工法）鉄筋（以降，ダウウェル筋と称する）を貫通させる。貫通させたダウウェル筋は，下部の RC 造梁にあらかじめ打ち込まれた増打ち補強筋に覆われるように設置される。
ダウウェル筋は架構面外方向に直交する方向に配置され，*１技術研究所構造研究グループ*２大阪本店建築部工事課
5-1

図－1 簡易間柱柱脚工法の概略図

淺沼組技術研究報告 №28(2016)

2.2 施工方法

３．実験計画

従来のベースプレートとアンカーボルトを用いた柱脚3.1 実験概要

であれば，間柱を自立させることが前提である。しかし，構造実験に用いる試験体は（仮称）ビバモール和泉新

本工法は間柱を自立させることができないため，あらか

築工事における P1，P2 間柱と間柱下部の RC 造地中梁にじめ 2 階鉄骨大梁に間柱を取り付けた後に，梁と同時に準じた。スケールは実大とし，材料強度も同様のものと間柱を吊り込む方法になる。吊り下げられた間柱脚部は，した。

地中梁の増打ち補強筋の間に挿入し，ダウウェル筋をセ

試験体形状は地中梁，スラブコンクリートの一部及びットする。施工の手順を図－2 に示す。

間柱で構成される。間柱の長さは，試験装置の関係上実正確な位置あわせと建ちの調整は適宜行うものとする。

大と同様の長さの半分程度とした。長さが短くなること

間柱柱脚セット参考例を図－3 に，目地等で縁切りして，で，載荷時のモーメントとせん断力の関係を意味するシ

柱脚部のみ後打ちする時の注意点を図－4 に示したので，アスパン比が小さくなる。つまり，せん断力が卓越するコストを含めて随時適宜な方法で選択する。

載荷形式となるが，本実験の目的であるせん断耐力の検増打ち補強筋①増打ち補強筋配筋後地中梁コン打設②間柱吊り込み③増打ち補強筋の間にダウ
ウェル筋差込，間柱仮固定④土間スラブ配筋後増打ちコン打設

図－2 施工手順

ダウウェル筋は増打ち補
強筋内に配置する

つかみ金物にて増打ち補強筋と固定

スラブ引き金物捨て筋をフランジに溶接
溶接、結束にてスラブ引き金物と固定

後打ち範囲は目地位置等にあわせる

増打ち補強筋

ダウウェル筋
スラブ引き金物

柱脚は200mm以上飲み込むこと※本設の鉄筋に溶接をしないための仮設金物
つかみ金物にて増打ち補強筋と固定（KS ガッツ：㈱国元商会）

溶接、結束にてスラブ引き金物と固定

柱脚のへりあき寸法は125mm以上とする

図－3 間柱柱脚セット参考例

図－4 後打ち時の注意事項

5-2

淺沼組技術研究報告 №28(2016)

証においては実験結果が安全側の評価につながると判断

SS400 とした。柱脚の接合形式の違いをパラメータとしした。実験では，柱脚部のせん断耐力および柱脚周辺のた。ダウウェル筋は D25（L=500mm）とし，間柱のウェコンクリートのひび割れ性状について検証する。

ブ中央に設けたφ28mm の孔に貫通させた。使用する材料

3.2 試験体の特性を表－1，2 に示す。

試験体は幅，せい及び長さが 500mm×1000mm×1400mm，試験体数は 4 体とし，表－3 に試験体諸元，図－5.1～

上・下端筋ともに 5-D25，あばら筋 D13@200 の RC 造梁

5.4 に試験体形状（在来工法による標準試験体 SCFS，ベとし，その上部を 250mm 増打ちし，その上面と同面になースプレートを設けた簡易柱脚試験体 SCFN，ベースプレるように厚さが 150mm，配筋が上下ともに D10@200 ダートと U 字型筋を設けた簡易柱脚補強試験体 SCFNR，ベブルとしたスラブを配置する。なお，その増打ち部分にースプレートをなくして U 字型筋を 2 本設けた簡易柱脚

H-250×125×6×9 の間柱の底面を 200mm の深さまで埋め込

補強試験体 SCFNBPR）を示す。なお，U 字型筋は柱脚のむ。コンクリートの呼び名は 24-18-20N，鉄筋の種類はひび割れ抑制の一諸元とした。ひずみゲージ位置を図中

D10~D16（SD295A），D19~D25（SD345），鋼材の種別は及び図－5.5～5.6 に示す。●はロゼットゲージを示す。

表－1 コンクリートの材料特性
試験体名
SCFS
SCFN
SCFNR
SCFNBPR

呼び名

表－2 鉄筋の材料特性

圧縮強度

引張強度

22径（N/mm ) （N/mm )24-18-20N

37.02.30

32.4

2.59

D10D13D16D25

鋼種
SD295A
SD345

降伏強度

引張強度

22（N/mm ) （N/mm )345.79489.80356.54508.82361.46535.51
371.95565.39表－3 試験体諸元
試験体名

柱脚固定SCFS

アンカーボルト4-M16(J型）,L=500

埋め込み

SCFN
SCFNR
SCFNBPR

ダウウェル筋1-D25,L=500

あり

ベースプレート

U字型筋
D16,L=800
なし

300×225×12(SS400)

1本なし

2本

備考
在来工法による標準試験体
簡易柱脚試験体
柱脚足下に割れ止めのU字型筋を1本設けた簡易柱脚補強試験体
ベースプレートを無くし柱脚足下に割れ止めのU字型筋を2本設けた簡易柱脚補強試験体

図－5.1 標準試験体（SCFS）

5-3

淺沼組技術研究報告 №28(2016)

図－5.2 簡易柱脚試験体（SCFN）

図－5.3 簡易柱脚補強試験体（SCFNR）

図－5.4 簡易柱脚補強試験体 BP なし（SCFNBPR）
5-4

淺沼組技術研究報告 №28(2016)

CCLX1 CCRX1CCLD1CCRD1
CCULY1CCURY1CCDLY1CCDRY1
CCLD2
CCRD2
CCLX2 CCRX2CCBLY1CCBRY1

図－5.5 コンクリートゲージ貼り付け位置（共通）

図－5.6 U 字型筋設置位置（SCFNR・SCFNBPR）↓加力方向①（＋）↑加力方向②（－）

変位計(C)

変位計(A)

変位計(B)

図－6 載荷装置

3.3 載荷装置荷した。両端支持形式のままだと所定の変位まで載荷で図－6 に載荷装置及び変位計測定位置を示す。

きないため，5STEP 以降は間柱柱頭部のボルトを外して試験体は柱を水平に配置し，RC 造のレベル調整用載荷柱脚部だけを支持する片持ち形式とした。

ベッドを介して，PC 鋼棒にて反力床に緊結した。間柱の柱頭部は大梁を模した H 形鋼にボルト接合した。H 形鋼は同様に PC 鋼棒にて反力床に緊結した。載荷用の 200kN
アクチュエーターは鋼製の門型フレームに吊り下げて，1～4STEP間柱の内法スパン中央部を押引きできるように間柱の載荷部にボルトで緊結した。加力方向①の荷重と変位をプラス（＋），加力方向を②をマイナス（－）とする。
変位計測は加力点位置（A）及び柱脚から 3cm，25cm離れた位置（B）（C）にて柱脚のずれ・傾きを計測した。
3.4 載荷履歴
載荷履歴を図－7 に示す。ただし，支点間距離を5～6STEP

2L=3376mm とした。
載荷は振幅を δ=1.68，3.38，8.44，11.20，16.88，33.76mmの 6STEP，各 100 サイクルの正弦波による変位制御とした。1～4STEP までは，間柱の両端部を支持する形式で載図－7 載荷履歴

5-5

淺沼組技術研究報告 №28(2016)

SCFN 試験体は 1STEP から外端・表面ともにひび割れ

４．実験結果が発生し，2STEP にて外端部のダウウェル筋位置，3STEP

4.1 荷重－変形関係及び最終ひび割れ状況

にてベースプレート位置のひび割れが発生し，4STEP にび割れ状況を示す。荷重－変形関係には設計荷重としてて鉄骨フランジ端から 45°方向のひび割れが生じ拡大し想定される風圧力による設計せん断力（2Qdmax=36kN）た。

を併記した。これは間柱が負担する受圧面積から算出しSCFNR 試験体は，SCFN 試験体と同様なひび割れ発生た。全ての試験体は設計せん断力の範囲においては，安の経過をしたが，比較するとひび割れ本数が多く，ひび定した履歴性状を示し，耐力に余裕があることがわかる。

割れ幅が小さかった。

SCFS 試験体は 1STEP から外端部にひび割れが発生し，SCFNBPR 試験体は，初期ひび割れが発生せず，3STEP

4STEP にて鉄骨フランジ端から 45°方向のひび割れが生で初めてひび割れが発生し，4STEP にて鉄骨フランジ端

じ，その後拡大し 6STEP にて外端部のベースプレート位から 45°方向のひび割れが顕著になり，6STEP にて H 鋼

置のひび割れが発生した。の抜け出しが支配的となった。

200200150150100

10050+2Qdmax

P0-50kN-2Qdmax))k
N50+2Qdmax((P

図－8 に各試験体の荷重－変形関係と実験終了時のひ0-50-100-100-150-150+1/400-1/400-200-40-20020-2Qdmax-1/400-200
40-40+1/400-20δ(mm)020（a）SCFS
200

150150100

10050+2Qdmax

P50+2Qdmax(kN0-50))kN（b）SCFN200(P40δ(mm)-2Qdmax

0-50-100-100-150-150-1/400-200-40-20+1/400
020-2Qdmax-1/400-200-4040-20+1/400
02040δ(mm)δ(mm)（c）SCFNR（d）SCFNBPR

図－8 荷重－変形関係と最終ひび割れ状況

5-6淺沼組技術研究報告 №28(2016)

4.2 曲げモーメント分布
鉄骨フランジに貼り付けたゲージ値から算出した曲げモーメントを Mfg，鉄骨ウェブに貼り付けた 3 軸ゲージ

PSQw

L/2a値から算出したせん断力 Qw とする。これを元に S 端部

φsRCの曲げモーメント M2，加力点の曲げモーメント M1 を算出した。算出する際の概要図と各試験体の正負 STEP のSCFS，SCFNBPR 試験体は鉄骨端部の曲げモーメントが小さくピン接合に近い分布を示しているのに対し，

M0=PL/4曲げモーメント分布を図－9，10 に示す。

Mfg+Qw・a=M2

Mfg=φs・Es・Is

M1=M0-M2

SCFN，SCFNR 試験体は鉄骨梁のてこ作用によりせん断
図－9 曲げモーメント概要図

力が増大し，両端固定に似た分布を示している。
150150-150+1STEP+2STEP-50-150+3STEP-1STEP（a）SCFS
150

M

50(Mfg0-50

M1+1STEP-150+2STEP+3STEP-1STEP+4STEP（b）SCFN

150150M0）-150+2STEP+3STEP+4STEP-1STEP（c）SCFNR

150150
ゲージ位置▽

100

M1500Mfg-50Mfg

M2
△鉄骨端部

K
N・
m-100

M1+1STEP-4STEP△ゲージ位置-150-3STEP△加力点-100M））-50-2STEP

100(M2
△鉄骨端部

0加力点▽

50(KN・mMfg
M2-100M1+1STEP-50△加力点

KN・m-100

M

M150(Mfg△ゲージ位置）-50-150-4STEP

鉄骨端部▽

M2△鉄骨端部

0-3STEP

100加力点▽(50-2STEP

ゲージ位置 ▽100

KN・m

Mfg

M2-100-100

M△加力点

KN・m）

△鉄骨端部）-50-150

M1鉄骨端部▽

M2△ゲージ位置

0-3STEP

100加力点▽(50-2STEP

ゲージ位置 ▽100

KN・m

Mfg

M2-100150M鉄骨端部▽

M10）

-100

Mfg
△鉄骨端部）-50

KN・m△加力点

M2

M150(0△ゲージ位置KN・m加力点▽(50100M

ゲージ位置 ▽

100
M

-150+2STEP+3STEP+4STEP-1STEP（d）SCFNBPR
図－10 各試験体の曲げモーメント分布

5-7-2STEP-3STEP-4STEP淺沼組技術研究報告 №28(2016)

P

4.3 固定度と回転剛性の比較
回転剛性を算出する上での概要図を図－11 に，材端のδCS

固定度－回転剛性関係（正載荷）を図－12 に示す。固定度は材端に生じる曲げモーメントの固定端モーメントにδBh

L/2対する比を表す。回転剛性は材端に設置した変位計の差RC

θ=（δC-δB）/h
回転剛性=M2/θから算出した回転角の曲げモーメントに対する比を表す。

M2

ベースプレートのある SCFS，SCFN，SCFNR 試験体のM1

固定度は 0.3～0.9 の範囲にあるのに対して，ベースプレートのない SCFNBPR 試験体の固定度は 0.0～0.5 の範囲

図－11 回転剛性概要図にあり，よりピン接合に近いことがわかる。

1.0

4.4 各部位のひずみ分布0.8

鉄骨フランジ端から 45°方向に発生するひび割れを抑固定度制するために，H 型鋼を囲むようにスラブから伸長して設 け た U 字 型筋 の効 果 を確 認 する た め に SCFNR，
SCFNBPR 両試験体の U 字型筋のひずみ分布を確認した。

+1STEP

0.6+2STEP+3STEP

0.4+4STEP+5STEP

0.2

U 字型筋のひずみ分布を図－13 に示す。
上記のひび割れが初期段階から発生した SCFNR 試験+6STEP

0.00体，ひび割れが初期段階では全く発生しなかった

246810回転剛性（×103kNm/rad)SCFNBPR 試験体の両試験体ともに初期段階ではほとん

図－12 固定度-回転剛性関係

どひずみが発生しなかった。ひび割れが伸展した最終サ

2000

イクルにおいても，ひずみは 1000μ 以下となり，弾性範囲内に収まっている。以上から，U 字型筋がひび割れ抑ε（×10-6）

1500

制に有効に働いていないものと推定される。

５．コスト比較

1000500在来工法はベースプレート・溶接・穴あけ・アンカー
0セット・セット用治具一式で￥35,000／柱に対し，本工法はダウウェル筋（D25L=500mm），ウェブ穴あけφ30

1/20001/10001/400 1/300 1/100 1/50

部材角Rで￥600／柱となり，1 柱当り￥34,400 の減額となる。

SCFNR(+STEP）

SCFNBPR（+STEP）

図－13 U 字型筋のひずみ分布
６．まとめ
本研究により得られた知見を以下に示す。

れる風圧力による設計せん断力 2Qdmax(36kN)の範1)想定される風圧力による設計せん断力囲内では有効に働いていないものと推定される。

2Qdmax(36kN)の範囲内では在来，本工法ともに繰以上から，鉄骨ウェブの中央にダウウェル筋を設け，返し載荷を行っても安定した履歴性状を示した。

ベースプレートと U 字型筋を設けない本工法がひび割れ想定される風圧力による設計せん断力低減の観点から有効であることが実験から確認された。

2Qdmax(36kN)の範囲内では在来工法では初期ひ今後は，本工法を当社設計施工の案件で採用するため

2)び割れが発生したのに対し，SCFNBPR 試験体では，に設計仕様に盛り込んでいくことを検討する。

3STEP までひび割れが発生しなかった。
3)

ベースプレートのある試験体の固定度は概ね 0.5【謝辞】

以上であるのに対し，SCFNBPR 試験体では 0.5 未本実験を実施するにあたり，竹沢建設試験体事業部の満になることが確認された。

佐藤尚隆氏に多くのご助言とご協力を頂きました。ここ

4) ひび割れ制御のために設けた U 字型筋は，想定さに記して感謝の意を表します。

5-8淺沼組技術研究報告 №28(2016)［参考文献］
1)

西本ほか：鉄骨小梁端高力ボルト接合部の回転剛性とすべり耐力

その１～２，日本建築学会大会学術講演梗概集（北陸），B-1，pp.703-706，2010 年 9 月
2) 秋山宏：鉄骨柱脚の耐震設計，技報堂出版

本報告は、社内の第 9 回技術発表会において発表された内容を編集したものです。

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