論文折り曲げ定着された多段配筋 RC 梁の付着応力に関する実験研究

(1)

論文折り曲げ定着された多段配筋 RC 梁の付着応力に関する実験研究

宮治典生^*1・西村康志郎^*2・大西直毅^*3

要旨：多段配筋

RC

梁における主筋の付着性状の把握を目的として，

RC

外柱梁接合部を対象とした部分架構実験を行った。試験体は平面ト形で，パラメータは梁主筋のカットオフ筋の有無，配筋段数，そして，直交梁主筋の有無である。加力は変位漸増正負繰り返し載荷とした。実験結果から，部材内のカットオフ筋の有無が通し筋の引張端側における付着応力分布に与える影響ついて考察を行った。また，

RC

規準¹⁾の付着検定において，通し筋の圧縮端側における軸応力を断面解析によって算出することで，より高い精度で付着応力度を算定できる可能性を示した。

キーワード：付着応力度，折り曲げ定着，多段配筋，カットオフ

1.

はじめに

現在，日本建築学会

RC

規準¹⁾における梁主筋の付着検定では，カットオフ筋だけでなく通し筋でも付着応力の検討を要求している。一方，ACI code²⁾や土木学会 ³⁾ では，通し筋の付着検討は行わず，鉄筋が減少する断面でせん断補強筋や曲げ補強筋の割増を要求している。

RC

規準で規定される通し筋の付着検定においては，対象の鉄筋の

2

点における軸応力を仮定しその区間における軸応力を線形に補間することで鉄筋の軸応力勾配（付着応力）を算出し，付着強度以下となることを確認する(表－

1参照)。軸応力を仮定する

1

点目は付着検定断面とし，

そこにおける軸応力は長期・短期荷重に対しては平面保持を仮定した断面算定によって算出される存在応力，大地震時の荷重に対しては鉄筋の降伏応力とする。ここで，

付着検定断面の位置はカットオフ筋を有する部材ではカットオフ筋が計算上不要となる位置を考慮して定められる。

軸応力を仮定する

2

点目は，対象の鉄筋がカットオフ筋の場合はカットオフ位置における軸応力をゼロとし，

対象の鉄筋が通し筋の場合は圧縮端としている。つまり，

通し筋の付着応力の算定は圧縮端応力の評価精度に左右される。しかし，圧縮端の鉄筋応力は，繰り返し荷重，

鉄筋の定着や斜めひび割れの程度，多段配筋では中立軸位置，などの影響を受けるため十分な精度で評価するのは難しい。梁部材の付着に関する既往実験は主筋を完全定着したものが多く，実構造物に近い主筋定着で，さらに多段に配された梁主筋の付着応力に関する知見が不足している。

*1

北海道大学大学院工学院空間性能システム専攻大学院生

(学生会員)

*2

北海道大学大学院工学研究院空間性能システム部門准教授博士

(工) (正会員)

*3

北海道大学大学院工学研究院空間性能システム部門助教博士

(

工

) (

正会員

)

表－1 RC 規準による付着の検定

= ∙

4( − ) ≤ 0.8 (1) = ∙

4( − ) ≤ ∙ (2)

a : 平均付着応力度(長期・短期) y : 平均付着応力度(降伏時) lb : 付着長さ _y: 付着検定断面*位置にお

ける鉄筋降伏強度

d : 有効せい

t : 付着検定断面*位置における鉄筋存在応力度

K : 鉄筋配置と横補強筋に

よる修正係数

db : 異形鉄筋の呼び名 fb : 付着割裂の基準となる fa : 許容付着応力度強度

*付着検定断面は以下による

1) スパン内で最大曲げモーメントとなる断面

2) スパン内で減じられる鉄筋が計算上不要となる断面図－1 試験体概要

負加力

正加力

1 7 0 0 6 7 5 3 5 0 6 7 5

670 1100

300 150

3 5 0

3 0 0

柱断面梁断面

溶接

鋼板PL-16 上柱

下柱

梁埋め込みナット

30333033

AB2CT

梁断面梁断面

AB3C

150 150

3 5 0 3 5 0

接合部配筋接合部配筋

●カットオフ筋

直交梁主筋 248

3033 303333303333

3033

AB2C ³⁰⁰ ⁹⁵⁰

26 32,5

26

26 32,5 98

鋼板PL-16

8 5 0 8 5 0

215

215 248

200 233 266

梁主筋 6-D13(SD295) あばら筋 2-D6(SD295A)@100 柱主筋 12-D16(SD345) 帯筋 2-D6(SD295A)@80 接合部補強筋 2-D10(SD345)@100 梁上端筋 6-D13(SD295A) 梁下端筋 6-D13(SD295A) あばら筋 2-D6(SD295A)@100 柱主筋 12-D16(SD345) 帯筋 2-D6(SD295A)@80 接合部補強筋 2-D10(SD345)@100 コンクリート工学年次論文集，Vol.38，No.2，2016

(2)

以上から，本研究では多段配筋

RC

外柱梁接合部試験体を用いて正負繰り返し変位漸増載荷実験を行い，接合部に折り曲げ定着された梁主筋の付着の挙動を把握することで，付着応力度算定精度の向上を目的とする。

2.

実験計画

2.1

試験体計画

図－1に試験体概要，表－2，表－3に材料の力学特性および試験体パラメータ，表－4 に最大せん断力の実験値，計算耐力に対する実験値の比率，

RC

規準による必要定着長と定着余裕度を示す。表－4 の各種耐力計算値では，計算値に対する実験値の比率を括弧内に示している。梁の曲げ強度には，降伏曲げモーメントの略算式を用いた。梁のせん断強度には，せん断強度評価式である荒川

min

式を用いた。柱の曲げ強度は，柱の終局曲げモーメントの略算式を用いた。なお，柱の曲げ強度は加力方法の都合上，正加力と負加力で異なるため，引張軸力の生じる正加力時の下柱の値を柱の曲げ耐力として記載した。接合部せん断強度は

RC

規準の接合部の安全性確保のための許容せん断力による。

試験体は

4

体で，試験体名を

AB2C

，

AB2N

，

AB2CT

，

AB3C

とする。試験体形状は平面ト形で，断面は梁：

150

×350mm，柱：300×300mm，柱梁接合部の中心から反曲点までのスパンは柱：850mm，梁：1100mm である。

全試験体とも梁上端筋と下端筋は

6-D13(SD295A)

を使用し，梁の曲げ降伏が先行するように設計した。AB2C は梁

2

段目主筋を柱面から

670mm

の位置でカットオフし

たもの，AB2Nは

2

段配筋で，全て自由端側で定着板に溶接し，通し筋を模擬したもの，

AB2CT

は

AB2C

の柱梁接合部に直交梁主筋を想定した鉄筋を挿入したもの，

AB3C

は

3

段配筋として

3

段目主筋を柱面から

670mm

の位置でカットオフしたものである。

2.2

加力変位測定方法

図－2 に加力装置概要を示す。加力は上柱と下柱をダブルピンで支持し，アクチュエータで梁反曲点位置に正負繰り返し漸増変位を与えた。下柱主筋端部は柱定着用鋼板に溶接されている。この鋼板に反力梁が取り付けられており，試験体の水平方向を支持しているため，梁に加える水平力の反力は下柱に軸力として作用する。加力制御は変位制御とし，Cycle Peak時の梁の部材角（以下

R

b）を

1/400

，

1/200

，

1/133

，

1/100

，

1/50

，

1/33

，

1/25

とした。このうち

1/100

以降の部材角については

2

回ずつ繰り返して加力を行い，計

11Cycle

とした。

変位計測は，柱に埋め込んだ高ナット（図－1 参照）

に計測用フレームをピン・ローラーで支持し，計測用フレームに取り付けた変位計測器を用いて，梁加力点変位，

柱面回転角を測定した。鉄筋のひずみは，鉄筋表面に貼付したひずみゲージで測定した。梁主筋の計測位置は柱梁接合部内の折り曲げ位置（

A

点），柱面（

B

点），柱面から梁有効せいの半分（C点），柱面から梁有効せい（D 点），主筋のカットオフ位置（E点）とした。ひび割れは，

実験中常時

2

名の観察者が発生状況を観測した。ひび割

表－2 鉄筋の力学特性

使用部位呼び名（種類）降伏応力度 σy (MPa)

最大応力度 σmax (MPa)

ヤング係数 Es (GPa)

梁主筋 D13(SD295A) 344 487 190

柱主筋 D16(SD345) 371 539 188

接合部補強筋 D10(SD345) 348 504 189 柱梁剪断補強筋 D6(SD295A) 338* 500 187

*0.2%オフセット耐力表－3 コンクリートの力学特性及び試験体パラメータ

試験体名圧縮強度 σB(MPa)

引張強度 σt(MPa)

割線弾性係数

カットオフ直交梁主筋 E1/3(GPa) E2/3(GPa)

AB2C 38.5 2.97 26.2 23.0 2段目無

AB2N 36.6 2.93 25.4 21.9 無無

AB2CT 36.3 2.62 25.5 21.9 2段目有

AB3C 37.7 2.98 27.0 23.5 3段目無

表－4 試験体各種耐力及び実験時最大耐力

試験体名最大耐力実験値(kN)

各種耐力計算値(kN) 必要定着長(mm) 梁曲梁剪断柱曲接合部剪断（定着長余裕度）

AB2C 78.1 76.7 (1.02)

90.8 (0.86)

168 (0.46)

96.1 (0.81)

144 (1.49) AB2N 80.8 76.7

(1.05) 89.1 (0.91)

168 (0.48)

92.7 (0.87)

148 (1.45) AB2CT 78.9 76.6

(1.03) 88.8 (0.89)

168 (0.47)

92.0 (0.86)

148 (1.45) AB3C 74.8 71.2

(1.05) 82.5 (0.91)

169 (0.44)

86.0 (0.87)

146 (1.37)

図－2 加力装置概要

図－3 梁せん断力(

Q

_b)－梁部材角(

R

_b)関係

上柱下柱

梁

ダブルピン正加力負加力

加力用450ｋN アクチュエータ

柱反力用鋼製梁ユニバーサル

ジョイント

-100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100

-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50

最大耐力 AB2C AB2N AB2CT AB3C

Qb(kN)

Rb(rad)

包絡線

※AB2Cは履歴曲線も併せて示す

1/25 1/33 1/50 1/100 -1/100

-1/50 -1/33 -1/25

1 2 3 4 5 塑性率μ

(3)

れ幅は目視式クラックゲージを用いて

3.

実験結果

3.1

破壊性状および荷重変形関係図－3に梁せん断力

AB2C，AB2N 6Cycle Peak(

全試験体とも

までに梁せん断ひび割れん断ひび割れが発生した。また時に柱面で梁主筋が降伏した。

おいて梁端部に多くの曲げひび割れとせん断ひび割れが発生，拡幅し

AB2C

では他試験体に比べて梁端部にひ発生し，破壊の進行に伴い

図－4 最終破壊状況

図－

B C

実験結果

破壊性状および荷重変形関係に梁せん断力(Qb

)

AB2Nの最終破壊状況を示す。

Peak(R

b

=±1/50)

時の全試験体とも

R

b

=1/400

までに梁せん断ひび割れん断ひび割れが発生した。また時に柱面で梁主筋が降伏した。

おいて梁端部に多くの曲げひび割れとせん断ひび割れが拡幅し，Rb

=1/25

までに正負の最大耐力を迎えた。

では他試験体に比べて梁端部にひ破壊の進行に伴い

最終破壊状況

図－5 短期荷重レベルでの通し筋付着長さ C D E

破壊性状および荷重変形関係

)－梁部材角(R

の最終破壊状況を示す。

のひび割れ幅（

=1/400

で梁曲げひび割れが

までに梁せん断ひび割れ，Rb

=1/100

までに柱梁接合部せん断ひび割れが発生した。また，全試験体とも

時に柱面で梁主筋が降伏した。

R

b

=1/50

おいて梁端部に多くの曲げひび割れとせん断ひび割れがまでに正負の最大耐力を迎えた。

では他試験体に比べて梁端部にひ破壊の進行に伴い，

+11Cycle

※実線：正加力

短期荷重レベルでの通し筋付着長さ E

※数値：ひび割れ幅（

計測した。

R

b

)関係，図－4

の最終破壊状況を示す。図－4内の数値は

（

mm

）を示す梁曲げひび割れが，Rb

=1/133

までに柱梁接合部せ全試験体とも

R

b

=1/133

=1/50

以降，全試験体において梁端部に多くの曲げひび割れとせん断ひび割れがまでに正負の最大耐力を迎えた。

では他試験体に比べて梁端部にひび割れが多く時に試験体にねじ

実線：正加力，破線：負加力

短期荷重レベルでの通し筋付着長さ

数値：ひび割れ幅（mm

4に内の数値は

す。

=1/133

までに柱梁接合部せ

=1/133

全試験体において梁端部に多くの曲げひび割れとせん断ひび割れがまでに正負の最大耐力を迎えた。

び割れが多く時に試験体にねじ

れが発生し下した

R

b

=1/25

て，

たものの

R

b

=1/25

だした値

変形に至っていると考えられる。

いずれの試験体も梁付根付近に多くのひび割れが発生し

たと考えられる（

び割れが発生し

後はいずれのひび割れも閉じておりった。カットオフ筋を有するは，

きく拡幅した筋を有しないは

0.15mm

4. 2

現行の

内における通し筋の付着有効区間はカットオフ筋の不

破線：負加力

mm）

0 1000 2000^ひずみ

0 1000 2000 ひずみ

0 1000 2000^ひずみ

0 1000 2000 ひずみ

れが発生し，Rb

=1/25

下した(図－3 の履歴曲線参照

=1/25

において

，

AB3C

では他試験体と同様のひび割れの発生があったものの，かぶりコンクリートの剥落は微少であり

=1/25

においても

だし，塑性率

μ(

最大変形量を主筋降伏時の変形量で除した値)を考慮すると

いずれの試験体も梁付根付近に多くのひび割れが発生し，かぶりコンクリートの剥落が見られ

たと考えられる（

び割れが発生し，

後はいずれのひび割れも閉じておりった。カットオフ筋を有する

，カットオフ端付近に生じたせん断ひび割れ幅が大きく拡幅した(0.25

筋を有しない

AB2N

0.15mm

程度に留まった。

2

段配筋梁における現行の

RC

規準では

内における通し筋の付着有効区間はカットオフ筋の不

0 1000 2000

0 0.29 0.32

1.07 0.78 ひずみ(μ)

0 1000 2000

0 0.18 0.43

0.75 0.92 ひずみ(μ)

0 1000 2000

0 0.54 0.19 0.47

0.71 0.42 0.16 ひずみ(μ)

図－6 1

0 1000 2000

0

B C D 0.44

0.06 0.66 0.65 ひずみ(μ)

B C A 柱

=1/25

では耐力がの履歴曲線参照

において

80％程度まで耐力が低下したのに対し

では他試験体と同様のひび割れの発生があっかぶりコンクリートの剥落は微少でありにおいても

90%程度の耐力を維持していた。た

最大変形量を主筋降伏時の変形量で除しを考慮すると，最終サイクルでは

いずれの試験体も梁付根付近に多くのひび割れが発かぶりコンクリートの剥落が見られ

たと考えられる（図－4参照）。柱及び柱梁接合部にもひ

，加力中に僅かな拡幅が見られたが除荷後はいずれのひび割れも閉じており

った。カットオフ筋を有する

AB2C

カットオフ端付近に生じたせん断ひび割れ幅が大

(0.25～0.40mm)のに対して

AB2N

では同じ位置におけるひび割れ幅程度に留まった。

段配筋梁における

1

段目通し筋の付着有効区間規準では，カットオフ筋を有する梁部材内における通し筋の付着有効区間はカットオフ筋の不

300

(b) AB2N

1.07

0.78 1.21

1.19

300

(c) AB2CT

0.75

0.92 1.25

1.88

300

(d) AB3C

0.71 0.42 0.16

1.40 1.25 1.64

1 段目_s

f

_t時の梁主筋ひずみ分布

300

(a) AB2C

B C D 0.66

0.65 1.03

2.05

C D E

負加力

正加力

では耐力が

50%程度まで大きく低

の履歴曲線参照)。AB2CT，

％程度まで耐力が低下したのに対しでは他試験体と同様のひび割れの発生があっ

かぶりコンクリートの剥落は微少であり程度の耐力を維持していた。た最大変形量を主筋降伏時の変形量で除し

最終サイクルでは

μ

＝5 変形に至っていると考えられる。

いずれの試験体も梁付根付近に多くのひび割れが発かぶりコンクリートの剥落が見られ，

参照）。柱及び柱梁接合部にもひ加力中に僅かな拡幅が見られたが除荷後はいずれのひび割れも閉じており，破壊は進行しなか

AB2C

，

AB2CT

カットオフ端付近に生じたせん断ひび割れ幅が大のに対して，カットオフでは同じ位置におけるひび割れ幅

段目通し筋の付着有効区間カットオフ筋を有する梁部材内における通し筋の付着有効区間はカットオフ筋の不

(b) AB2N

600 1.21 1.19

(c) AB2CT

600 1.25 1.88

(d) AB3C

600

時の梁主筋ひずみ分布

(a) AB2C

600

1.03 E 2.05 負加力

正加力梁

②① ⑥

③

④ ⑤

程度まで大きく低

，AB2N では

％程度まで耐力が低下したのに対しでは他試験体と同様のひび割れの発生があっかぶりコンクリートの剥落は微少であり，

程度の耐力を維持していた。た最大変形量を主筋降伏時の変形量で除し

5

を超え，大

いずれの試験体も梁付根付近に多くのひび割れが発

，曲げ破壊し参照）。柱及び柱梁接合部にもひ加力中に僅かな拡幅が見られたが除荷破壊は進行しなか

AB2CT

，

AB3C

でカットオフ端付近に生じたせん断ひび割れ幅が大

カットオフでは同じ位置におけるひび割れ幅

段目通し筋の付着有効区間カットオフ筋を有する梁部材内における通し筋の付着有効区間はカットオフ筋の不

900 １段目 2段目 demand

位置(mm)

900 １段目 2段目 3段目 demand

位置(mm)

時の梁主筋ひずみ分布

位置(mm)

②①

⑤

⑥

③

④

(4)

要断面を考慮して定められる。そのため，通し筋の付着応力は部材内のカットオフ筋の有無によって異なる方法で算定される。図－5 に短期荷重レベルでのカットオフ筋を有する

2

段配筋梁における付着有効区間の採り方を示す。ここで

L

は梁の内法スパン，dは梁の有効せい，

c

fは柱面からカットオフ筋が計算上不要となる断面までの長さ，

l

dは通し筋の付着長さを表す。図中の

B

，

C

，

D

，

E

は本実験における主筋ひずみ度計測位置に対応している。

図－6に梁の引張側

1

段目主筋が短期許容応力度s

f

tに達した時（以下，

1

段目s

f

t時）の，図－7に圧縮側鉄筋が圧縮降伏したと見られる+6Cycle Peak(Rb

=1/50)時の，梁引張

鉄筋ひずみ分布をそれぞれ示す。図は横軸が梁の柱面からの距離

(mm)

，縦軸が主筋の表裏に貼ったひずみゲージの値の平均値(μ)を示し，カットオフ筋のカットオフ位置

（E点）でのひずみ度は0とする。2段配筋試験体の1段目主筋に関しては梁幅方向内側と外側の計2本の値の平均値を示す。図－7では降伏時のひずみ

ε

yを超えた場所のひずみ度はεyとしている。

ε

yは降伏応力度をヤング率で除した値である。降伏後の繰返し変形に対しては，最大経験ひずみを超えれば

ε

yとし，

2000μ

を超えた次のサイクルから図より除外した。グラフ中の数値は各位置における引張側梁主筋の段ごとの付着応力度τ(N/mm²

)を表している。

τは以下の式による。

= ∙ ∆ ∙

4 (4)

ここで，d^bは鉄筋の呼び名，Eは鉄筋のヤング係数，Δεは

BC，CD，DE各区間両端のひずみ度の差，Lは区間長さ

である。ここで，

BC

間の付着応力度とは

B

，

C

のひずみ度の差から算出される付着応力度を示す。図中に破線で示すdemandは，

RC規準の付着応力度算定で想定している 1

段目主筋の軸方向ひずみ度分布を表す。図－6においては，柱面における主筋のひずみ度を短期許容応力度

σ

sをヤング率で除した値とし，柱面から梁の有効せいdだけテンションシフトさせ，カットオフ筋不要断面から梁有効せい

d

の位置における軸応力を降伏応力度

σ

y，圧縮端における軸応力を0としたものである。カットオフ筋不要断面は，カットオフ筋を省いた断面で算出した降伏曲げモーメントと部材の曲げモーメントが等しくなる断面としている。図－7においては，柱面における主筋の軸応力を

σ

y

とし，カットオフ筋不要断面から梁有効せいdの位置までテンションシフトするものとし，圧縮端における軸応力度を

σ

yとしたものである。

4.1

短期荷重レベル

2

段配筋の場合，短期荷重レベルではカットオフ筋の有無によらず同様の位置から付着応力を発揮していた

（図－6参照）。全試験体で

BC

間から

τ=0.18~0.44(N/mm

²

)

の付着応力を発揮し始め，

CD

間では

τ=0.66~1.07(N/mm

²

)，

DE

間では

τ=1.03~1.25(N/mm

²

)となった。このことから，

短期荷重レベルでは，通し筋周囲のカットオフ筋の有無にかかわらず，通し筋の付着有効区間は同一に評価できると考えられる。

4.2

曲げ降伏以降

表－5に全試験体の

DE

間（図－6参照）におけるサイクルピーク時の

1

段目主筋付着応力を示す。曲げ降伏後の+3Cycle Peak以降，カットオフ筋を有する

2

段配筋の

試験体（

AB2C

，

AB2CT

）は，カットオフ筋を有しない

AB2N

試験体に比べて，通し筋の付着応力が小さい。これは，カットオフ筋を有する場合は，全て通し筋の場合に比べて，鉄筋応力が一定のテンションシフトが反曲点側に拡がり，付着応力度の小さい区間が拡がったものと考えられる。また，カットオフ筋を有する

3

段配筋の

AB3C

試験体でも，+6Cycle Peak以降，AB2Nに比べて小さい。RC 規準では，周囲にカットオフ筋がある通し筋の付着応力度が生じ始める起点を，カットオフ筋が計

表－5 DE 間 1 段目主筋の平均付着応力度推移

Cycle Rb AB2C AB2N AB2CT AB3C

+1 +1/400 1.02 0.88 1.06 1.18

+2 +1/200 1.35 1.25 1.44 1.00

+3 +1/133 0.76 1.12 0.59 1.00

+4 +1/100 0.74 1.01 0.60 0.94

+6 +1/50 0.77 0.99 0.64 0.68

+8 +1/33 1.51 0.77

+10 +1/25

0 1000 2000

0 300 600 900

１段目 2段目 demand

(b) AB2N

0.99 0.84 0.47

1.66 ひずみ(μ)

位置(mm)

0 1000 2000

0 300 600 900

(c) AB2CT

0.64 2.42 0.21

1.48 ひずみ(μ)

位置(mm)

0 1000 2000

0 300 600 900

１段目 2段目 3段目 demand

(d) AB3C

0.68 0.81 2.55 0

0.10 1.15 ひずみ(μ)

位置(mm)

図－7 +6Cycle Peak 時のひずみ分布

0 1000 2000

0 300 600 900

(a) AB2C

B C D E 0.77 2.67 0.07

0.86 ひずみ(μ)

位置(mm)

(5)

算上不要となる断面まで延長している。このように，曲げ降伏以降については，カットオフ筋がある場合に通し筋の付着有効区間を短くすることは，

2

段目カットオフ筋の存在で

1

段目通し筋のテンションシフトが拡がる現象を反映していると言える。

4.3

部材角

1/50

における通し筋応力

現行の

RC

規準では，大地震動時に両端に塑性ヒンジが生じる場合，通し筋は段に関係なく，付着検定断面と圧縮端の軸応力度をそれぞれ降伏応力度と仮定し，付着応力度を算出する。大変形で全試験体のデータが計測できた

1/50rad

に着目すると，

AB2N

，

AB3C

試験体では，

図－7 に示すように通し筋は段に関係なく同様のひずみ分布勾配を示し，同程度の付着応力度が生じている。よって，現行の規定通り，曲げ降伏以降，梁の通し主筋では，段に関係なく同様の付着応力度が作用すると仮定することは安全側の評価であり問題ないと考えられる。

5. 2

段配筋梁の通し主筋における圧縮側応力

2

段配筋の試験体について，圧縮鉄筋のひずみを含め，

鉄筋のひずみ分布を図－8に示す。図－8は+6Cycle Peak におけるひずみ分布で，加力位置を逆対称曲げを受ける梁の対称軸と見なし，図－8 の

C`

断面と

D`

断面には

C

断面と

D

断面の圧縮鉄筋ひずみをプロットし，これを梁スパン内の通し筋の応力分布と想定して考察する。

5.1

断面解析による圧縮鉄筋のひずみ度算出

RC規準の通し筋に対する付着検定では，付着検定断面

と圧縮端における応力を仮定し，その間を付着有効区間としているが，圧縮端では，曲げ降伏後の繰返し変形や曲げせん断ひび割れの影響を受ける。そこで，柱面から有効せい離れた位置(D点)における圧縮側1段目主筋のひずみ度を，断面解析によって算出した。断面解析は，平面保持を仮定し，コンクリートモデルには

Modified Kent-Park Model

⁴⁾を用いた。各

Cycle Peak

の

D

点（D`点）

での断面の曲げモーメントを求め，その時の曲率と中立軸からの距離から算出した。表－6に断面解析によるD点における圧縮鉄筋ひずみ度の計算値と実験値を示す。

2

段配筋では，大地震動を想定した+6Cycle Peak(Rb

=1/50)

時までの実験値を，計算値/実験値で0.85以上の精度で再現出来た。

表－7 試験体情報及び実験結果一覧 SC：せん断圧縮破壊 B：付着割裂破壊

実験値荒川min σｔ 0.8sfa τexp τexp'

[kN] [kN] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²] [N/mm²]

C-40-047-1 1.15 0.47 448 B→SC 248 171 1.45 262 2.30 4.44 1.93 19.68 8.55

C-40-047-2 2.31 0.47 448 B 155 116 1.34 328 2.30 2.01 0.87 3.37 1.46

C-40-047-3 3.46 0.47 448 B 163 97 1.68 517 2.30 1.93 0.84 3.04 1.32

C-80-047-1 1.15 0.47 745 B→SC 256 187 1.37 271 2.30 4.58 1.99 20.29 8.81

C-80-047-2 2.31 0.47 745 B 157 132 1.19 332 2.30 2.03 0.88 3.40 1.48

C-80-047-3 3.46 0.47 745 B 136 113 1.20 432 2.30 1.61 0.70 2.53 1.10

C-80-120-1 1.15 1.20 789 SC 330 233 1.42 349 2.30 5.90 2.56 26.73 11.61

C-80-120-2 2.31 1.20 789 B 229 179 1.28 485 2.30 2.96 1.29 5.00 2.17

C-80-120-3 3.46 1.20 789 B 187 159 1.18 594 2.30 2.22 0.96 3.49 1.51

τexp' /0.8sfa wσy

試験体名 a /d pw(%) 破壊形式 EXP/荒川 τexp/0.8sfａ

図―9 新田らの実験⁵⁾の試験体断面及び共通仕様鉄筋

主筋：3-D23(_s

σ

_y

=989N/mm

²

) p

t

=2.39%

コンクリート

F

_c

=24.3N/mm

²

表－6 D 点における圧縮側 1 段目主筋ひずみ度

試験体名加力点剪断力 Q[kN]

計算値

1εcal[μ]

実験値

1εexp[μ]

計算値/実験値

1εcal/1εexp

+4P AB2C AB2N AB2CT

AB3C

74.8 75.5 76.8 70

-385 -394 -396 -458

-434 -456 -412 -633

0.89 0.86 0.96 0.62

+6P AB2C AB2N AB2CT

AB3C

78.1 77.5 77.8 74.8

-385 -394 -396 -458

-437 -465 -468 -683

0.88 0.85 0.85 0.67

+8P AB2C AB2N AB2CT

AB3C

76.6 78.2 78.2 69.8

-385 -394 -396 -390

-657 -689 -450 -650

0.59 0.57 0.88 0.60 -1000

0 1000 2000

0 300 600 900 1200 1500 1800

１段目 2段目 3段目 4段目 new demand

(a) AB2C

B C D E D' C'

ひずみ(μ)

位置(mm)

-1000 0 1000 2000

0 300 600 900 1200 1500 1800

(b) AB2N

ひずみ(μ)

位置(mm)

-1000 0 1000 2000

0 300 600 900 1200 1500 1800

(c) AB2CT

ひずみ(μ)

位置(mm)

図－8 +6Cycle Peak 時のひずみ分布(1 スパン)

(6)

5.2

提案方法の適用

図－8 中に示す破線は，断面解析値をもとに軸方向応力度分布を仮定したものである。付着検定断面位置と圧縮端から有効せい離れた

D'

点の区間における応力勾配

(付着応力)を精度よく再現出来ていることが確認できる。

5.3

既往実験への適用

せん断スパン比の違いが付着割裂破壊耐力に与える影響を検討した新田らの実験 ⁵⁾がある。せん断スパン比

a/d，補強筋比 p

w，補強筋強度w

σ

yをパラメータとしており，図－9に試験体の断面，表－7に試験体諸元及び実験結果一覧を示す。試験体は全て曲げ降伏せず，付着割裂破壊，あるいは付着割裂後のせん断圧縮破壊である。表

－7には，せん断強度評価式である荒川

min

式との比較，

短期許容付着応力度と平均付着応力度の比較も示している。短期許容応力度を用いた検討では，最大せん断力の実験値から梁端曲げモーメントを求め，それを

j(=7d/8)

と引張鉄筋断面積で除して鉄筋応力度

σ

tを算出した。平均付着応力度の算定は

RC

規準の算定式による。

図－10 に各せん断スパン比と平均付着応力度/許容付着応力度の関係を示す。現行の方法による平均付着応力度

τ

expはせん断スパン比が

2.31

以上の試験体で許容付着応力度

0.8

s

f

aを下回っている。

新田らの実験に提案方法による付着応力度の検定を行うと，表－7(τexp

'/0.8

s

f

a

)と図－10 に示すように全ての試

験体で平均付着応力度

τ

exp

'が 0.8

s

f

aを上回った。しかし，

せん断スパン比が

1.15

の試験体では

0.8

s

f

aに対する

τ

exp

'

の値が

8

以上となり，大きく安全側へ評価してしまう。

せん断スパン比が

1.15

の試験体では破壊形式がせん断圧縮破壊となっている。このように，せん断スパン比が短いディープビームなどでは，せん断力が両端の圧縮域を斜めに伝わり，付着力の不要なせん断力伝達機構が成立するため，通し筋の付着検定は必ずしも必要ないと考えられる。図－11に，荒川

min

式に対する実験値の比率を示す。横軸はせん断スパン比である。図－10と比べて，せん断強度式である荒川

min

式の方が実験結果との対応が良い。通し筋の付着の検討が必要なのは曲げ降伏

する部材で，全て通し筋で曲げ降伏しない部材はせん断強度で評価するほうが合理的と考えられる。カットオフ筋と通し筋の両方ある部材のせん断強度評価については今後の課題である。

6.

まとめ

折り曲げ定着された梁部材の主筋に対する付着応力度の算定式の精度向上を目的として考察を行った結果，

以下の知見を得た。

1) 2

段配筋梁通し主筋の付着有効区間は，短期荷重レベルでは，カットオフ筋の有無にかかわらず同じ長さにできると考えられるが，曲げ降伏以降では現行の規定通り，カットオフ筋の不要断面を考慮する必要がある。

2)

全ての引張鉄筋が降伏した部材角

1/100

では，現行の規定通り，梁の通し主筋は段に関係なく同様の付着応力度が生じると考えて良い。

3)

通し筋の付着応力度算定において，

2

段配筋までは，

圧縮側柱面から有効せい離れた断面での応力を平面保持を仮定した断面解析により算出できる。

参考文献

1)

日本建築学会：鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説，2010

2) American Concrete Institute

：

Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary， ACI Committee 318， 2011

3)

土木学会：コンクリート標準示方書， 2008

4) Robert Park， M.ASCE， M. J. Negel Priestley， and

Wayne D. Gill

，：

Ductility of Square-Confined Concrete Columns， Journal of the Structural Division， ASCE，

Vol. 108， No. 4， April 1982， pp. 929-950 5)

新田隆雄，高木仁之，松原洋志，植松卓二，狩野芳

一：

RC

梁の付着割裂破壊に及ぼすせん断スパン比の影響：その１-実験概要および結果，日本建築学会大会学術講演梗概集，構造Ⅱ，

pp.309-310， 1990.10

図－10 平均付着応力度と許容付着応力度の関係図－11 実験時最大せん断力と終局せん断強度の関係

0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00

0.00 1.00 2.00 3.00 4.00

τ /0 .8 s f a

せん断スパン比 a/d

現行提案

0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00

0.00 1.00 2.00 3.00 4.00

実験値 / 計算値

せん断スパン比 a/d

論文 折り曲げ定着された多段配筋 RC 梁の付着応力に関する実験研究