論文 定着補強筋を配した T 形柱梁接合部の性能に梁柱曲げ耐力比が与え る影響
Bah Alpha Oumar Bagou*1・市川 覚*1・李 曰兵*2・真田 靖士*3
要旨：本研究ではT形柱梁接合部を対象に，筆者らが先行研究で提案した定着金具端部に定着破壊を防止す るために必要な横補強筋量を有する，梁柱曲げ耐力比を変数とした3体の試験体に対して静的載荷実験を行 った。その結果，全試験体とも定着破壊せず，梁柱曲げ耐力比1.0以上の試験体は柱の曲げ耐力，1.0未満の 試験体は梁曲げ耐力を発揮した。また，同試験体の定着補強筋は高い応力を負担し，定着補強筋は定着破壊 の抑制に効果的であった。
キーワード：鉄筋コンクリート，最上階柱梁接合部，梁柱曲げ耐力比，機械式定着，変形成分
1. はじめに
近年，鉄筋コンクリート造（以下，RC造）建物の高層 化に伴い高強度，太径の鉄筋が多用されており，鉄筋の 折り曲げ作業が困難となっている。そこで，接合部鉄筋 の組立作業の簡略化に着目した機械式定着工法が開発さ れてきた。ここで，過去の研究1)などより，柱梁接合部の 構造性能は接合部のせん断余裕度だけでなく，接合部横 補強筋量や梁柱曲げ耐力比などにも影響されると指摘さ れている。機械式定着工法を用いたRC造ト形柱梁接合 部（以下，ト形接合部）に対しては以上の影響因子を変 数とした実験的研究は数多くなされている。一方，最上 階に位置するRC造T形柱梁接合部（以下，T形接合部）
の破壊が建物の構造性能に与える影響は限定的と考えら れ，T 形接合部の構造性能はト形接合部の研究で得られ た知見が準用される傾向がある。しかし，セットバック した建物の中間層にもT形接合部が存在することや，ト 形接合部とは配筋詳細や荷重条件が大きく異なることか ら，T形接合部の構造性能を把握することが望ましい。
ここで，柱梁接合部は一般的に柱幅が梁幅よりも大き く柱主筋が梁主筋の外側に位置する。よって，T 形接合 部の柱主筋定着部における周囲の拘束条件はト形接合部 の梁主筋定着部よりも期待できず，T 形接合部は柱主筋 の定着破壊が発生しやすいと考えられる。この問題に対 して，文献 2)では定着破壊を防止するため定着部に必要 な横補強筋量の評価方法を提案した。同文献では，梁降 伏先行型のT形接合部に対して，提案した定着補強筋量 を満たす試験体が定着破壊しないことを確認した。しか し，柱主筋端部の応力条件がより厳しくなると予想され る柱降伏先行型のT形接合部に関しては検証がなされて いない。
そこで，本研究では柱主筋が機械式定着されたT形接
合部を対象に，梁柱曲げ耐力比を変動因子として柱降伏 先行型を含むT形接合部に対する定着補強筋の効果を検 証する。また，梁柱曲げ耐力比が構造性能に与える影響 についても検討する。これらを研究目的とし，1/2縮小試 験体を3体製作し，静的繰り返し載荷実験を行った。
2. 試験体計画
図－1に試験体形状，図－2に試験体配筋詳細，表－1
*1大阪大学大学院 工学研究科 博士前期課程 (学生会員)
*2東北電力大学 建築工程学院土木工程系 講師 博士(工学)
*3大阪大学大学院 工学研究科 准教授 博士(工学) (正会員)
図－1 試験体形状
試験体共通の接合部配筋
図－2 試験体配筋詳細 2750
710535
1200 350 1200
共 通接合 部横補 強筋 5-D6(SD345)@45 定着補 強 帯 筋
定 着補強 中 子筋
か んざし 筋
共通柱 B×D：350×350 主筋：12-D13 せん断補強筋：
D6@50 250
350
T -4 梁 B×D：250×350 主 筋：8-D13 せん断補強筋：
D6@100
T -5 梁 B×D：250×350 主 筋：6-D16 せん断補強筋：
D6@100 250
350
T -2 梁 B×D：250×350 主筋 ：12-D10 せん断補強筋：
D6@100 250
350
350
350
単位: mm
単位: mm
コンクリート工学年次論文集，Vol.39，No.2，2017
に試験体諸元，表－2にコンクリートの材料特性，表－3 に鉄筋の材料特性を示す。
対象建物はRC造5階建ての共同住宅である。試験体 T-2 は対象建物の最上階柱梁接合部の 1/2 縮小模型であ る。実験変数は梁柱曲げ耐力比とし，試験体 T-4および T-5は試験体T-2の梁主筋量を増やしたものである。表－
1に示す梁柱曲げ耐力比は平面保持を仮定しACIストレ スブロック法3)を用いて算出した。ここで，柱曲げ耐力の 計算では軸力を0とした。また，梁曲げ耐力は，柱曲げ 耐力時の柱せん断力の半分の値が両側の梁に圧縮軸力，
引張軸力としてそれぞれ作用すると仮定して計算した。
これは本実験の載荷方法を考慮した算出方法であり3章 に詳述する。計算には表－2および表－3に示す材料試験 結果を用いた。
本研究では試験体計画にあたり，柱主筋の定着耐力を 確保できるように定着金具端部に定着補強帯筋および定 着補強中子筋を設けた。これ以後，図－2 に示すように 定着補強筋とは定着補強帯筋および定着補強中子筋を示
し，接合部横補強筋とは定着補強筋以外の接合部内横補 強筋を示すこととする。定着補強筋の設計は文献2)に従 った。文献2)では，図－3に示すように定着金具端部に 作用する力として柱主筋引張力，定着補強筋引張力およ びコンクリートの支圧力を想定し，これら3つの力の釣 合から定着破壊の発生の有無を検討した。ここで，(1)コ ンクリートが健全な場合，コンクリートは均等に十分な 柱主筋引張力を負担すること，(2)早期に剥落すると考え られるカバーコンクリート（図－3 の斜線部分）は応力 を負担せず，その他のコンクリートに均等に応力再分配 される，の2点を仮定した。以上より，隅角部柱主筋部 分の力の釣合は式(1)，柱中段筋部分の力の釣合は式(2)で 示される。なお，図－3(b)のB－B’断面は，コンクリート の支圧力（C/3 ずつ）と柱主筋引張力（2/3Tv）で鉛直方 向，水平方向ともに力が釣合い，定着破壊は発生しない と考えられる。文献2)の実験においては以上の式を満足 するような必要定着補強筋量を有する定着補強帯筋（式 (3)）および定着補強中子筋（式(4)）を設けた。なお，式 (3)および(4)では本試験体における柱主筋降伏強度(規格 値)を与えた場合の数値も示す。
C 22 Tv 22Th2 1 : 2 2 : 2 Tv C
C 32Tv 32Th2 1 : 2 3 : 3 Tv C
9 . 21 2
v
h T
T (kN) (3)
6 . 14 3
v
h T
T (kN) (4)
ここで，C：主筋引張力の反力，Tv：柱主筋の引張力，
Th：定着補強筋の引張力である。以上の設計より，全試験 体共通して定着金具端部に 2-D6(SD345)の定着補強帯筋 および定着補強中子筋を交互に 2 組ずつ集中配筋した
（図－2，表－1）。
表－1に示す柱主筋（一段筋）の降伏引張力Tcyに対す る接合部横補強筋の降伏引張力 Thの比および式(5)に示 す接合部補強筋比pwjは，接合部横補強筋のみから算出し た値および接合部横補強筋と定着補強帯筋を考慮した値 ｚ表－1 試験体諸元
T-2 T-4 T-5
接合部
接合部横補強筋 5-D6 定着補強帯筋 2-D6 定着補強中子筋 4-D6
Th/Tcy
接合部横
補強のみ 0.62 定着補強
帯筋考慮 0.67
pwj (%)
接合部横
補強のみ 0.32 定着補強
帯筋考慮 0.45
柱
B×D 350×350 mm
主筋 12-D13， pt=0.62(%)
せん断補強筋 D6@50， pw=0.36(%) せん断スパン比 1.73
梁
B×D 250x350 mm
主筋 12-D10
pt=0.54(%) 8-D13
pt=0.65(%) 6-D16 pt=0.77(%) せん断補強筋 D6@100， pw=0.25(%) せん断スパン比 3.43 梁柱曲げ
耐力比
引張+圧縮 0.91 1.16 1.34 引張+引張 0.68 0.94 1.13 ここで、pt：引張鉄筋比（柱では二段筋考慮），pw：せん断補 強筋比である。
表－2 コンクリートの材料特性
T-2 T-4 T-5
圧縮強度(N/mm2) 33.3 28.0 29.4
ヤング係数(N/mm2) 2.96×104 3.08×104 2.96×104 割裂引張強度(N/mm2) 1.7 2.1 2.1
表－3 鉄筋の材料特性
降伏強度 (N/mm2)
ヤング係数 (N/mm2)
引張強度 (N/mm2) T-2
D6(SD345) *380 1.80 x105 564
D10(SD345) 357 1.87 x105 496
D13(SD345) 392 1.88 x105 541
T-4, T-5
D6(SD345) *358 2.00 x105 560
D13(SD345) 374 1.99 x105 451
D16(SD345) 379 1.97 x105 549
*0.2%オフセット値を使用
(a) 隅角部柱主筋部分
(b) 柱中段筋部分 図－3 柱主筋端部の力の釣合状況
C/2
1Th Tv/2
C/2
2Th Tv/2
A A’
B B’
A-A’断面 B-B’断面
定着補強帯筋
45°
コンクリート欠損部位
C/3
3Th
Tv/3
C/3 2Tv/3
A A’
B B’
A-A’断 面 B-B’断 面
C/3
中 子筋
(1) (2)
の二通り示している。
2
100
a D b p A
b c
wj wj (5)
ここで，Awj：接合部横補強筋断面積，bc：柱幅，Db： 梁せい，a：梁かぶり厚さである。
3. 載荷計画
図－4 に載荷装置，図－5 に変位計測定計画および載 荷概念（正載荷方向）を示す。試験体は載荷フレームに 対して柱端部および北側梁端部をピン支持，南側梁端部 をローラー支持とした。実験は反力壁の上部に設置した オイルジャッキ（2,000kN）を用いて北側梁端部に，下部 に設置したオイルジャッキ（500kN）を用いて南側梁端部 に水平力をそれぞれ正負繰り返しで作用させた。
水平力載荷は変位制御とし，接合部中央位置の相対水 平変位δを柱の節点距離高さh（=710mm）で除した層間 変形角R（=δ/h）に基づき，変形角1/800および1/400rad を1サイクル，1/200，1/100，1/67，1/50，1/33および1/25rad を2サイクルずつ与えた。ここで，相対水平変位δは図
－5 に示す絶対変位計を用いて南側および北側梁端水平 変位の平均値から柱端部のピン中央の水平変位を差し引 いた値として定義した。
また，水平力は北側梁と南側梁の端部に等しい力を作 用させた。つまり，正載荷においては北側梁に引張力（N
北）が，南側梁に力の大きさが同じである圧縮力（N 南） が作用することになる。負載荷では，逆に北側梁に圧縮 力，南側梁に引張力が作用する。柱軸力は載荷フレーム に設置した2台の鉛直方向のオイルジャッキ（各2,000kN）
を用いて載荷梁の水平を維持しながら軸力 0kN を維持 した。よって，両側の梁には常に等しいせん断力が作用 する（Q北＝Q南）。本実験の載荷方法では，両側の梁（梁 危険断面）に常に等しいせん断力（曲げモーメント）が 作用することから，引張軸力を受ける梁危険断面の曲げ 耐力が，圧縮軸力を受ける梁危険断面に作用する曲げモ ーメントの上限となる。そこで，表－1には引張軸力側 の曲げ耐力に基づいて算出した梁柱曲げ耐力比も併記 した。
4. 実験結果
4.1 破壊状況および履歴性状
図－6に各試験体の変形角1/50rad の載荷サイクルに おける損傷状況および最終破壊状況を，図－7に各試験 体の柱せん断力Qc－変形角Rの関係を示す。また，図－
7に示す梁の曲げ耐力は引張軸力を受ける梁の曲げ耐力 に基づく値である。
試験体T-2（表－1より梁柱曲げ耐力比<1）の正載荷お よび負載荷では，変形角1/800radの載荷サイクルにおい て梁下部および柱の曲げひび割れが発生し，その後は梁 に損傷が進展した。変形角1/100radの載荷サイクルにお いて接合部にせん断ひび割れが発生し，梁下端主筋の降 伏に 伴う剛 性 の 低下を 確認し た。正 載荷 では変 形角
1/67rad，負載荷では変形角1/100radの載荷サイクルにお
いて 柱主筋 の 降 伏を確 認し， 両載荷 方向 とも変 形角
1/67rad の載荷サイクルにおいて梁曲げ耐力以上の最大
耐力を記録した。以降は安定した梁降伏型の履歴性状を 示した。変形角1/50radの載荷サイクルにおける破壊状況 をみると，接合部にひび割れが数本発生しているものの，
カバーコンクリートの剥落には至らなかった。変形角
1/33rad の載荷サイクルでカバーコンクリートの剥落に
伴う定着金具の露出を確認したが，定着破壊は確認され なかった。梁の曲げ降伏機構を示した試験体T-2は負側 で経験最大変形を指向しないスリップの性状を示したが，
この検討に関しては4.3章に記す。
試験体T-4（表－1より梁柱曲げ耐力比≒1）は最大耐力 までは試験体T-2と同様のひび割れ発生状況であった。正 載荷および負載荷で，変形角1/100radの載荷サイクルにお いて下端梁主筋および柱主筋の降伏に伴う剛性の低下を 確認した。その後，変形角1/67radにおいて接合部入隅部 のひび割れおよび定着金具端部から生じた接合部のせん 断ひび割れが拡幅したため，接合部降伏4)したと判断した。
最大耐力は梁曲げ耐力を上回り，最大耐力以降は緩やか に耐力が低下した。
試験体T-5（表－1より梁柱曲げ耐力比>1）は他の試験 体と同様に正載荷，負載荷ともに変形角1/800radの載荷 サイクルにおいて梁下部および柱に曲げひび割れが発生 図－4 載荷装置
図－5 変位計設置位置と載荷方法
2750
710
正
正 負
負
上 部ジャ ッキ (2,000kN)
下 部 ジ ャ ッ キ(500kN)
北 ロ ードセ ル
鉛 直 ジ ャ ッ キ(各2,000kN) 単 位: mm
′1
′4 4
′3 3
′2 2
′1 1
1
′2 2
絶対変位計 相対変位計
′1 1
b
c b(1) b(3) b(2) b(4) b(5)
c(3) c(2) c(1)
南 北
N南
Q南
Q北
N北
正載荷方法
し，変形角1/100radの載荷サイクルにおいて接合部にせ ん断ひび割れが発生した。同載荷サイクルにおいて柱主 筋が降伏し，変形角1/67radにおいて柱曲げ耐力以上を発 揮し，柱曲げ降伏により最大耐力を迎えた。その後，接 合部入隅部のひび割れおよび定着金具端部から伸びた接 合部のせん断ひび割れが拡幅し，正載荷の変形角1/50rad および負載荷の変形角 1/33rad において梁主筋の降伏を 確認したことから，接合部降伏したと判断した。梁主筋 降伏後のサイクルにおいて耐力の低下を確認した。最終 破壊状況については定着板の露出を目視で確認するとと もに，柱中段筋の定着金具端部が面外にはらんでいるこ とを確認した。
なお，全試験体とも定着金具端部の柱主筋は隅角部主 筋，中段筋ともに最終変形角までひずみが増大していた ことから，定着金具の支圧作用は健全であり，定着破壊 は発生しなかったと判断した。
4.2 定着補強帯筋(載荷直交方向)および定着補強中子筋 のひずみ量
図－8 に各試験体の定着補強帯筋(載荷直交方向)およ び定着補強中子筋のひずみ測定位置および正載荷ピーク 時におけるひずみ量を示す。図－8に示すH1が上段，H5 が下段の定着補強帯筋，T1 が上段，T3 が下段の定着補 強中子筋である。なお，試験体T-5は変形角1/25radのピ
ーク時にひずみの測定が不可能となったため，ピークの 直前に測定した値を示す。
定着補強帯筋をみると，試験体 T-2のひずみ量は相対 的に小さかった。梁柱曲げ耐力比の増大に伴い最大ひず み量は増大し，柱曲げ降伏先行型の試験体 T-5の定着補 強帯筋は降伏ひずみ付近まで上昇したことから，2 章で 示した柱主筋端部の応力状態がおよそ想定通りであり，
定着補強帯筋は定着破壊の抑制に効果的であると考えら れる。
一方，定着補強中子筋をみると，定着補強帯筋と同様 に試験体T-2のひずみ量は他試験体と比較して小さかっ た。試験体T-4は変形角1/25radの載荷サイクルで降伏ひ ずみ付近まで，試験体T-5は弾性範囲を超えて2000μ付 近まで上昇したことから，定着補強中子筋についても定 着破壊の抑制に寄与していることを確認した。
4.3 架構の変形成分
図－9に試験体の変形を(a)梁の曲げ変形，(b)柱の曲げ 変形，(c)接合部のせん断変形に分解するためのモデル図，
図－10 に各試験体の柱せん断力と以上 3 つの変形成分 の関係および柱せん断力と以上3つの変形成分の合計の 関係を示す。また，各試験体の図－10(d)に図－7に示し た柱せん断力 Qcと層間変形角R の関係も併せて示す。
全 試 験 体 と も 変 位 計 の 計 測 が 可 能 で あ っ た 変 形 角 (a) 変形角1/50radの損傷状況
(b) 最終破壊状況 図－6 試験体破壊性状
(a) 試験体T-2 (b) 試験体T-4 (c) 試験体T-5 図－7 柱せん断力-変形角の関係
図－8 定着補強帯筋（載荷直交方向）および定着中子筋のひずみ量
梁の降伏点 柱降伏点 定着中子筋降伏点 定着補強帯筋降伏点 最大耐力 梁の曲げ強度bQu 柱の曲げ強度cQu
-240-180 -120120180240-60600
Column shear force (kN)
-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 Drift angle (%rad)
Qcmax=136.8 kN Qcmin=-136.5 kN cQu=163.6kN
bQu=112.7kN
-240-180 -120120180240-60600
Column Shear force (kN)
-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 Drift angle (%rad)
Qcmax=154 kN Qcmin=-150.5 kN cQu=155.8kN
bQu=146.2kN
-240-180 -120120180240-60600
Column shear force (kN)
-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 Drift angle (%rad)
Qcmax=167 kN Qcmin=-162.5 kN cQu=156.4 kN
bQu=178.2 kN
H1 H5 T1 T3 降伏点
4000 3000 2000 1000
Strain (μ) 0 0.125 0.25 0.5 1.0 1.5 2.0 3.0 4.0
Drift angle (%rad) T-2
0.125 0.25 0.5 1.0 1.5 2.0 3.0 4.0 Drift angle (%rad) T-4
0.125 0.25 0.5 1.0 1.5 2.0 3.0 4.0 Drift angle (%rad)
T-5
1/33radの2サイクル目までの結果を示す。
(a) 梁の変形成分
図－5 に示す梁に設置した変位計を用いて梁の曲げ変 形に伴う試験体回転角を算出した。南側梁の曲げ変形に 伴う接合部側面から南側梁に設置したn番目の相対変位 計までの回転角sθ’b(n)は式(6)より求まる。なお，変位計を 設置していないピン部の回転角 sθ’b(5)は南側梁とピンの 接合面の回転角sθ’b(4)と同値で一定とした。南側梁の曲げ 変形に伴う南側梁端のピン中央の鉛直変位 sδbは式(6)よ り得られた回転角を積分し，式(7)のように求まる。ただ し，変位計測区間の回転角は両端の回転角を線形補間し た。南側梁の曲げ変形に伴う柱の回転角sθbは梁端ピン中 央の鉛直変位δbを用いて式(8)のように求まる。左右対称 の北側梁も南側梁と同様に算出し，梁の曲げ変形に伴う 試験体回転角θbはその平均とした。
'
bn n n
1 n '(n) b
s
b b l
(6)
ここで， ' ) 4 ( b ' s
) 5 ( b s
'
Lb(n) 2) 1 n ( b ' s
) n ( b s 5
1 n b
s
(7)
ここで，s
'b(0) 0
Lb D/2
s b b
s (8)
ここでbnおよびb’n：梁に設置した接合部端からn番 目の変位計の測定値，lb：bn－b’n間距離，Lb(n)：梁に設置 した接合部端からn番目の変位計の測定距離，Lb：梁端 部ピン中央から接合部側面までの距離，D：接合部のせい である。
(b) 柱の曲げ変形成分
図－5 に示す柱に設置した変位計を用いて柱の曲げ変 形に伴う試験体回転角を算出した。ここで，柱の曲げ変 形に伴う試験体回転角は梁の曲げ変形成分と同様の算定 方法を用いた。
(c) 接合部のせん断変形成分
図－5 に示す接合部に設置した相対変位計を用いて接 合部せん断変形角γを求めた(式(9))。このとき，接合部 せん断変形に伴う接合部側面回転角γbは式(10)より求ま り，接合部下面回転角γaは式(9)，(10)を用いて式(11)のよ うに求まる。接合部中心の水平変位 δjは式(12)のように 求まり，接合部せん断変形に伴う試験体回転角 θjは式 (13)のように求まる。
s 2 2
LH H
L
，s
j1 j1'
2 (9)
2 / 2 / ) (
D L
D
b b
(10)
b a
(11)
(a) 梁曲げ変形 (b) 柱曲げ変形 (c) 接合部せん断変形 図－9 試験体変形パターン
(a) 梁曲げ変形 (b) 柱曲げ変形 (c) 接合部せん断変形 (d) 合計変形 図－10 各試験体の柱せん断力と各変形成分に伴う柱回転角関係
Lｂ D Lｂ
δｂ
θｂ
θｂ
南 北 θｃ δc
δc δj
hcθj γa
γb
-180 -120 -60 0 60 120 180
Column shear force (kN)
-3 -2 -1 0 1 2 3
T-2
-3 -2 -1 0 1 2 3
T-2
-3 -2 -1 0 1 2 3
T-2
-3 -2 -1 0 1 2 3
T-2
層間変形角 合計変形
-180 -120 -60 0 60 120 180
Column shear force (kN)
-3 -2 -1 0 1 2 3
T-4
-3 -2 -1 0 1 2 3
T-4
-3 -2 -1 0 1 2 3
T-4
-3 -2 -1 0 1 2 3
T-4
層間変形角 合計変形
-180 -120 -60 0 60 120 180
Column shear force (kN)
-3 -2 -1 0 1 2 3
Drift angle (%rad) T-5
-3 -2 -1 0 1 2 3
Drift angle (%rad) T-5
-3 -2 -1 0 1 2 3
Drift angle (%rad) T-5
-3 -2 -1 0 1 2 3
Drift angle (%rad) T-5
層間変形角 合計変形
) h h (
hc b c
a
j
(12)
j h
j
(13)
ここで，δs：接合部へ対角に取り付けた変位計の伸びと 縮みの平均，L：上記変位計の取り付け端間の水平距離，
H：上記変位計の取り付け端間の鉛直距離である。
図－10(d)に示す合計変形をみると，全試験体で最大耐
力（変形角1/67rad）までの合計変形は層間変形角Rを下 回る傾向がある。上記の通り梁および柱の曲げ変形成分 を算出する際，変位計測区間の回転角は両端の回転角を 線形補間した。しかし，塑性変形はひび割れに集中して 生じるため回転角を過小評価する区間が生じたと考えら れる。加えて，梁・柱のせん断変形成分を考慮しなかっ たため，合計変形は層間変形角Rを過小評価したと考え られる。
また，試験体T-4の1/67rad以降の正載荷および試験体
T-5の1/67rad以降の負載荷において柱の曲げ変形成分が
載荷方向と逆向きに評価された。これは，柱と接合部の 境界付近に発生した曲げひび割れが変位計を試験体と緊 結する冶具を横切ったためであり，適切な変形成分を評 価できなかった。
梁降伏型の試験体T-2をみると，梁の曲げ変形成分が 支配的である。また，梁の曲げ変形に伴う試験体柱回転 角は梁主筋降伏（変形角1/50rad）後に増大し，とくに負 側で経験最大変形を指向しないスリップ性状を示したこ とから，4.1節で述べたようにスリップの履歴性状を示し たのは梁の曲げ変形成分が原因と考えられる。図－11に 試験体T-2の塑性伸びと制御変形角の関係を示す。ここ で，塑性伸び量は図－5 に示す両端梁に設置した絶対変 位計の計測値の差とした。図－11をみると変形角の増大 に伴い，除荷後の残留塑性伸び量が増加する傾向を示し た。変形角1/33radの正載荷ピーク時（点①）から除荷時
（点②）を見ると塑性伸びが減少した。また，除荷後か ら経験最大変形（点③）まで残留塑性伸びはおよそ一定 の値を維持しており，このとき図－7 に示す柱せん断力 も増加しないスリップの性状を示した。よって，正側で 残留した塑性伸びが負側に移動し，梁主筋が接合部内で すべり挙動したことがスリップ性状の原因と考えられる。
試験体T-4の負載荷をみると，最大耐力以降（変形角
1/67rad）は試験体T-2と比較して梁の曲げ変形成分は減
少し，接合部のせん断変形成分が増大した。一方，柱降 伏型の試験体T-5の正載荷をみると，柱の曲げ変形成分 が最も大きな割合を占めた。また，接合部のせん断変形 成分も試験体T-2と比較して増大した。
5 まとめ
本研究で得られた知見を以下に記す。
1) 梁柱曲げ強度比が0.68の試験体T-2は梁の曲げ降伏 による曲げ降伏機構を形成し，以降は安定した履歴を 示した。梁柱曲げ強度比が0.94の試験体T-4は梁の 曲げ降伏後の接合部曲げ降伏により最大耐力に達し，
以降は緩やかに耐力が低下した。梁柱曲げ強度比が 1.13 の試験体 T-5 は柱の曲げ降伏により最大耐力に 達し，接合部曲げ降伏後は耐力低下が相対的に顕著で あった。
2) 試験体T-4およびT-5は定着補強筋が高い応力を負担 したことから，定着補強筋は定着破壊の抑制に効果的 に機能したと考えられる。
3) 変形成分を分解した結果，梁降伏型の試験体T-2は梁 の曲げ変形成分が支配的であり，試験体T-4は最大耐 力以降，接合部せん断変形成分が増大した。試験体T- 2 が示したスリップ性状は梁の通し配筋が原因であ ると考えられる。柱降伏型の試験体T-5は柱曲げ変形 成分および接合部のせん断変形成分が梁降伏先行型 の試験体と比較して増大した。
謝辞
本研究は，（一社）ニューテック研究会に設置された「機 械式定着工法研究委員会（委員長：前田匡樹東北大学教 授）」の研究の一部として行われたものである。実験の計 画，実施にあたって委員の方々や，朝日工業（株），東京 鉄鋼（株）の方々より貴重な助言と支援を頂いた。ここ に記して感謝の意を表する。
参考文献
1) 塩原等：鉄筋コンクリート柱梁接合部における接合部 降伏の終局強度の実用的算定法, 日本建築学会大会 学術講演梗概集，pp.389-390，2014年9月
2) 市川覚ほか：機械式定着を用いた T 形柱梁接合部の 実験，コンクリート工学年次論文集，Vol.38，No.2， pp.619-624，2016年7月
3) ACI (American Concrete Institute): Building code requirements for structural concrete (ACI 318-14), American Concrete Institute: U.S., 2014.
4) 塩原等：鉄筋コンクリート造柱梁接合部：見逃された 破壊機構，日本建築学会構造系論文集，vol.73，No.631，
pp.1641-1648，2008年8月 図－11試験体T-2の梁塑性伸び量と制御変形角
の関係
①
③ ② 10
8 6 4 2 0
Plastic elongation (mm)
-5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 Drift angle (%rad)
T-2
