論文 USD590 クラスを主筋に用いカットオフした RC 梁に関する研究

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論文 USD590 クラスを主筋に用いカットオフした RC 梁に関する研究

堀田和史*^１・丸田誠*²・永井覚*³・池沼良章*⁴

要旨：USD590級の高強度主筋と普通強度コンクリートを組み合わせた場合の研究は少なく，施工合理化上必

要な2段筋をカットオフした場合の構造性能を把握するため，今回実験を行った。実験因子はカットオフの有無と長さ，コンクリート設計基準強度（21，36N/mm²），横補強筋間隔と量を変化させた。実験結果から，

曲げに関して，最大強度はAIJ略算式，ACI式で評価できた。カットオフ長さL/4+15db （L：梁長さ，db：

鉄筋公称径）では既往の強度評価式でも良好に評価できたが，カットオフ長さをL/6+d（d：有効せい）とした場合は定着長さが足りず，既往の強度評価式で良好に評価できなく，変形能も通し配筋の場合より劣った。

キーワード：高強度鉄筋，USD590，カットオフ主筋，最大強度

1. はじめに

近年，鉄筋コンクリート（以

下 RC）造建物の高層化や合理

化などに伴い，使用する鉄筋やコンクリートも高強度化する傾向にある。高層RC建物では降伏点が 590～685N/mm²の高強度鉄筋が実際の工事で利用されるようになってきた。しかし，

JIS G 3112-1987（鉄筋コンクリート用棒鋼），日本建築学会 2010 年版鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説（以下、RC 規準 ¹^））に降伏点が 490N/mm² を超えるような高強度鉄筋は規

定されていない。そのため，一般的なRC建築物には

SD390以下（一部SD490）が用いられている。筆者ら

は，USD590 を主筋に用い普通強度コンクリートと組み合わせた梁実験を行い，その復元力特性を検討した。

文献2），3)。

多段配筋を行う場合，通常2段筋はカットオフし継手箇所を減らす等の工夫がなされる。SD590を用いた場合でも2段筋をカットオフした梁の構造性能の検証は重要となる。そこで，2 段筋をカットオフした

USD590 主筋と普通強度コンクリートを組み合わせた

5体の梁実験を行ったのでここに報告する。

2. 実験概要 2.1 試験体

RC 規準¹^）では，2 段筋をカットオフした際の定着長

さ（以下カットオフ長さ）は最大曲げモーメント発生位置から付着作用による長さに基づき検定することとしている。一方，配筋指針 ⁴⁾では一律にカットオフ長さは L/4+15db（L：梁長さ，db：鉄筋公称径）として示されている。西村，市之瀬ら⁵^）は付着及びカットオフを有する梁の実験を元に，付着強度の提案式からカットオフ筋が曲げ計算上不要となる断面について示している。今回，

この文献 5）の付着強度式にRC 規準の考え方（有効せ

いdを足すこと）から導き出したカットオフ長さを中心に試験体を設計した。

表－1に試験体一覧，図－1に配筋の一例，図－2に試験体断面図を示す。試験体は縮尺約1/2の梁部材であり，

破壊形式はAIJ略算式¹⁾ と付着割裂強度⁶⁾の余裕度から

15-B10，15-B11では曲げ破壊及び曲げ降伏後の付着割裂

破壊，15-B12～14では曲げ破壊と計画した。せん断スパ

*1大成建設株式会社修(工) (正会員)

*2静岡理工科大学教授博 (工) (正会員)

*3有限会社SKサービス代表取締役工修 (正会員)

*4東京鉄鋼株式会社開発部

表―1 試験体一覧

図―1 試験体配筋図の一例(15-B11)

2000

4-D6@35(SD785) 4+4-D16(USD590) カットオフ長さ 740mm

鋼種

（SD785）

間隔

(mm) p_w(%) p_wσwy (N/mm²)

15-B10 通し配筋

15-B11 L/4+15db=500+240=740mm^{二段筋カットオフ長さ}

15-B12 50 0.84 6.63

15-B13 125 0.34 2.65

15-B14 36 100 0.42 3.80

300×

400 2000 21

1.32

備考 pt(%)

16-D16

12-D16

4-D6

横補強筋

二段筋カットオフ長さ L/6+d=333+344=678mm

35 1.21 9.47

0.99 試験

体名断面 b×D (mm)

L (mm)

Fc (N/mm²)

主筋

（USD590）

コンクリート工学年次論文集，Vol.39，No.2，2017

(2)

ン比M/QDは2.5，主筋にはUSD590級の鉄筋を試験体共通で使用した。試験体断面b×Dは300mm×400mmを基本とした。コンクリート強度Fcは21，36N/mm²の2 水準，引張鉄筋比ptは0.99，1.32%の2水準，せん断補強筋はSD785級でせん断補強筋比pwは0.34，0.42，0.84，

1.21%の4水準と計画した。配筋形式は2段配筋でD16

を6本あるいは8本の2段配筋とした。15-B10は2段筋も通し配筋で，15-B11～15-B14の2段筋はカットオフしている。15-B11は配筋指針に倣いL/4+15db とし，15-B12

～14は文献5）の付着強度から計算すると L/6+d(d：有

効梁せい)となり，この長さをカットオフ長さとした。

15-B12，15-B13，15-B14は文献4）の試験体15-B6，15-B7 の比較試験体である。15-B6は15-B12と，15-B7は15-B14 とカットオフ以外は共通である。15-B13は15-B12より

pwを1/2.5減らしており，その他の因子は共通である。

2.2 加力方法

載荷は両端の加力スタブが平行になるように逆対称曲げモーメントを与え，正負交番繰り返しで行った。制御は変形制御とし，部材角 R で1.25×10^-3[rad.]を正負1 回，2.5，5.0，7.5，10，15，20，40×10^-3[rad.]を各2回繰り返す載荷計画とした。ひび割れ幅の測定はクラックスケールにより，各サイクルの正負１回目のピーク時と除荷時について計測した。

3. 実験結果

3.1 破壊性状およびせん断力－部材変形角関係最終破壊状況を図－4 に示し，全試験体のせん断力

Q－部材変形角R関係を図―5に示す。図－5中の曲げ

終局強度はAIJ略算式¹⁾を用いた。

全ての試験体でR=1.25×10^-3rad.で目視による曲げひび割れを確認した。その後は曲げひび割れから派生した曲げせん断ひび割れを，R=5.0×10^-3rad.で全ての試験体でせん断ひび割れを確認した。曲げひび割れは

R=10×10^-3rad.までは残留ひび割れ幅は小さく，除荷時

には比較的ひび割れは閉じていた。通し配筋とカットオフで曲げ・せん断ひび割れ発生タイミングの差は顕著に見られなかった。

15-B10はR=40×10^-3rad.で最大強度334.9kNを記録し典型的な曲げ型のループを描いた。強度は，上昇していたが加力装置の関係でR=40×10^-3rad.までとした。この時点では，主筋に沿った付着ひび割れは発生せず，

せん断ひび割れが端部に見受けられた程度であった。

15-B11は R=40×10^-3rad.で最大強度321.4kNを記録し

(a) 15-B10

(b) 15-B11

(c) 15-B12

(d) 15-B13

(e) 15-B14

図―4 破壊性状図－3 載荷装置（単位 mm）

【15-B11】【15-B13】

図－2 試験体断面図の一例表－2 鉄筋の引張試験結果

表－3 コンクリート圧縮試験結果

300 33 78 78 78 33 300

33 78 78 78 33

鉄筋種類鉄筋径降伏点 (N/mm²)

引張強さ (N/mm²)

降伏ひずみ (μ)

ヤング係数 (×10⁵N/mm²)

USD590 D16 632 766 3407 1.93

SD785 D6 924 1081 7036 1.84

圧縮強度 (N/mm²)

ヤング係数

(×10⁴N/mm²) ポアソン比

15-B10 20.6 26.1 0.155

15-B11 21.3 26.8 0.153

15-B12 21.2 26.5 0.155

15-B13 21.3 27.2 0.159

15-B14 36 40.4 30.1 0.192

試験体名 Fc

圧縮試験

21

(3)

15-B10 と同様に曲げ型のループを描いた。主筋降伏後，

細かいひび割れが繋がっていき，主筋に沿った付着ひび割れが若干見られた。

15-B12は文献3）で示した15-B6をカットオフした試験

体であり，主筋の降伏した R=15×10^-3rad.で最大強度

247.8kN を記録し，その後は徐々に耐力が下がっていき主

筋に沿って付着のひび割れが見られ，付着割裂破壊の様相を呈した。特に下端筋位置での付着ひび割れによる損傷が大きかった。

15-B13は15-B12に対してせん断補強筋量を減らした

試験体で，主筋の降伏した R=15×10^-3rad.で最大強度

228.8kNを記録し， AIJ略算式の曲げ終局強度を下回る

結果となった。せん断補強筋量が15-B12に比べ少ないため，その後のサイクルでは耐力低下も著しく，主筋がスリップしている傾向が見られた。せん断・付着ひび割れ

は共に 15-B12 に比べて大きく開きカバーコンクリート

の剥離も見られた。

15-B14は文献3）に示した15-B7をカットオフした試験体であり，主筋降伏時の R=15×10^-3rad.で最大強度 263.9kN を記録し，R=20×10^-3rad.を超えた辺りから強度低下が生じ付着割裂破壊の様相を呈した。

4. 考察

4.1最大強度と変形性能

図－6 に繰返し載荷を除いた正側の包絡線を示す。縦

軸はせん断力 Q(kN)，横軸は部材全体の変形角 R(×

10^-3rad)で，(a)では主筋16本，(b) Fc21，(c) Fc36間の比較を行い，カットオフ長さの及ぼす影響を検討した。

(a)は主筋が16本の比較であるが， 15-B10，15-B11ともに良好な曲げ型の包絡線を描いている。両者の違いは殆んど無いことが分かる。配筋指針のL/4+15db確保されれば当因子では，良好な結果が得られることが分かった。

(b)は12本配筋で低Fc時のカットオフ長さ・pwを変えることで強度，変形性能の検討を行った。15-B6 をカットオフした15-B12は曲げ降伏後耐力が下がり，曲げ降伏後の付着割裂破壊となった。15-B12のpwを減らした

15-B13も同様の結果であるが，pwが少ないため強度も

低く主筋降伏後の強度低下は著しかった。計算上必要なカットオフ筋の延長長さを確保したが，コンクリート強度が低い場合，通し配筋の試験体より強度低下が大きい結果となった。

(c)はFc36を用い，12本配筋のカットオフの有無による比較検討を行った。15-B7をカットオフした15-B14は曲げ降伏後のR=15×10^-3rad.以降強度低下が生じた。付着割裂の影響と考えられる。この結果は(b)と同様な結果であり，2 段筋目の主筋の付着長さが小さいことに起因していると考えられる。

4.2 実験値と各強度計算式

既往の提案式による強度算定結果と実験結果を示し，

強度の比較を行う。最大強度の実験値と計算値を一覧に

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-40 -20 0 20 40

せん断力Q(kN)

部材変形角R(×10^-3rad.)

15-B13

USD590，σ_B=21.3N/mm²， pt=0.99%，pw=0.34%

二段配筋カットオフ長さ　 L/6+d=333+344=678 曲げ終局強度 232.9kN

最大強度Qmax 228.8kN

曲げひび割れ発生 45.9kN せん断ひび割れ発生 82.2kN

0.8Qmax

-50 -30 -10 10 30 50

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-40 -20 0 20 40

せん断力Q(kN)

15-B14

曲げ終局強度 232.9kN 最大強度Qmax 263.9kN

0.8Qmax

USD590，σ_B=40.4N/mm²， pt=0.99%，pw=0.42%

二段配筋カットオフ長さ　 L/6+d=333+344=678

-50 -30 -10 10 30 50

部材変形角R(×10^-3rad.) -400

-300 -200 -100 0 100 200 300 400

-40 -20 0 20 40

せん断力Q(kN)

15-B12

USD590，σ_B=21.2N/mm²， pt=0.99%，pw=0.84%

二段配筋カットオフ長さ　 L/6+d=333+344=678

-50 -30 -10 10 30 50

部材変形角R(×10^-3rad.) 曲げ終局強度 232.9kN 最大強度Qmax 247.8kN

0.8Qmax

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-40 -20 0 20 40

-50 -30 -10 10 30 50

せん断力Q(kN)

15-B10

USD590，σ_B=20.6N/mm²， pt=1.32%，pw=1.21%

通し配筋曲げ終局強度 302.3kN

最大強度Qmax 334.9kN

0.8Qmax

-400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400

-40 -20 0 20 40

15-B11

USD590，σ_B=21.3N/mm²， pt=1.32%，pw=1.21%

二段配筋カットオフ長さ　 L/4+15db=500+240=740

-50 -30 -10 10 30 50

部材変形角R(×10^-3rad.) 曲げ終局強度 302.3kN 最大強度Qmax 321.4kN

0.8Qmax

せん断力Q(kN)

（a）15-B10 （b）15-B11

（c）15-B12 （d）15-B13 （e）15-B14 図―5 せん断力 Q－部材変形角 R 関係

(4)

して表－4に示す。計算強度のうち，曲げ強度はRC規準¹⁾の曲げ強度略算式，ACI規準⁷⁾の曲げ終局強度算定方法を用いた。せん断終局強度はAIJ終局指針A法⁸⁾を用い，付着割裂強度はAIJ終局指針式⁸⁾および靭性指針式⁶⁾を用いた。せん断終局強度および付着割裂強度の計算では，コンクリート圧縮強度の有効係数の式はCEB式，

jtは最外縁間距離を用いた。また，付着割裂強度の計算では，試験体は横打ちで製作したため，上端筋の低減は考慮していない。

試験体の最大強度は，曲げ終局強度AIJ略算式計算値の0.98～1.13倍，ACI式計算値の1.00～1.18倍であった。

どちらの式もUSD590級の鉄筋と低強度・普通強度コンクリートを組合せた梁部材・カットオフ梁部材の曲げ終局強度を精度良く評価できている。

16本配筋の15-B10，15-B11は大変形時(Rp=0.02)の付着割裂破壊の余裕度は1.13～1.17であり危険側であった。

しかし，15-B10，15-B11ともに曲げ降伏後付着割裂破壊しなかったのは付着割裂強度τbuと設計用付着応力度τf

の比が1.60あり，またpwが多く，カットオフ長さも長かったためと考えられる。しかし，12 本配筋の 15-B12

～15-B14 は計算では大変形時(Rp=0.02)に付着割裂破壊しないと予想されていたが，曲げ降伏後付着割裂破壊となった。特に15-B13については付着割裂破壊の傾向が強くみられた。

表－4 実験強度と計算強度一覧

15-B10 334.9 310.6 1.08 283.4 1.18 629.3 0.53 440.5 0.76 3.04 4.86 1.60 475.6 0.70 285.3 1.17 F

15-B11 321.4 302.3 1.06 283.8 1.13 629.5 0.51 440.7 0.73 3.04 4.86 1.60 475.8 0.68 285.5 1.13 F

15-B12 247.8 232.9 1.06 228.1 1.09 629.5 0.39 440.7 0.56 3.05 4.25 1.39 464.2 0.53 278.5 0.89 FB

15-B13 228.8 232.9 0.98 228.1 1.00 508.0 0.45 257.8 0.89 3.05 3.40 1.11 406.4 0.56 243.8 0.94 FB

15-B14 263.9 232.9 1.13 228.1 1.16 727.9 0.36 369.4 0.71 3.05 4.64 1.52 549.7 0.48 365.9 0.72 FB

付着割裂耐力 (Rp=0.02) Qbu2(KN)

Qe

Qbu2 破壊形式

F：曲げ破壊　　　FB：曲げ降伏後の付着割裂破壊試験体名

実験最大耐力

Qe(KN)

計算値曲げ終局耐力

(AIJ略算) AIJQfu

(KN) Qe AIJQ_fu

曲げ終局耐力 (ACI略算)

ACIQfu (KN)

付着割裂強度 τbu(N/mm²)

τbu τf

付着割裂耐力 (Rp=0) Qbu0(KN)

Qe

Qbu0

Qe ACIQ_fu

せん断終局耐力

(Rp=0) Qsu0(KN)

Qe

QSU0

せん断終局耐力

(Rp=0.02) Qsu2(KN)

Qe Qsu2

設計用付着応力度

τf(N/mm²)

(a)15-B10

(b)15-B11

(c)15-B12～15-B14 図－7 歪ゲージ取り付け位置

T1A T5A T6A

T1B T7A T8A T9A

T10BT10AT11A T11B T9B

T8B

B1AB1B B2B B3B B4B B8B B9B B10BB11B B2A B3A B4A B5A B6A B7A B8A B9A B10AB11A N1

S1 S2 N2

S3 N3

S4 N4

S5 S6 S7

T2A T21B

T3A T22BT31BT32B

T4A T41BT42B

200 200 200 200 200 200 200 200 185 15

15 185 333

500 662

T5B T6B T7B

B5B B6B B7B

T1A T5A T6A

T1B T7A T8A T9A

T8B

B1AB1B B2B B3B B4B B8B B9B B10BB11B B2A B3A B4A B5A B6A B7A B8A B9A B10AB11A N1

S1 S2 N2

S3 N3

S4 N4

S5 S6 S7

T2A T21B

T3A T22BT31BT32B

T4A T41BT42B

200 200 200 200 200 200 200 200 185 15

15 185 333

500 662

T1AT1B T9A

B1AB1B B2B B3B B9B B10BB11B

B2A B3A B9A B10AB11A

N1 S1 S2

N2

S4 N4

S5 S6 S7 T8AT8B

B8BB8A B4BB4A

T2A T21B

T3A T22BT31B

T32B T4A

T41B T5A T6A T7A

B5A B6A B7A S3

N3

200 200 200 200 200 200 200 200 185 15

15 185 333

500

(b) Fc21 でのカットオフ長さ・

変形性能の検討

(b) 主筋 16 本でのカットオフの検討 (c) Fc36 でのカットオフ長さの検討図－6 せん断力 Q-部材変形角 R 比較関係

0 100 200 300 400

0 10 20 30 40

せん断力Q(kN)

部材変形角R(×10^-3rad.) 15-B10（通し配筋）

15-B11（カットオフ L/4+15db）

0 100 200 300 400

0 10 20 30 40

せん断力Q(kN)

部材変形角R(×10^-3rad.) 15-B6 （通し配筋　　　　　 pw=0.84%）

15-B12（カットオフ L/6+d pw=0.84%）

15-B13（カットオフ L/6+d pw=0.34%）

0 100 200 300 400

0 10 20 30 40

せん断力Q(kN)

部材変形角R(×10^-3rad.) 15-B7 （通し配筋）

15-B14 （カットオフ L/6+d）

(5)

4.3 せん断補強筋・中子筋の歪性状

図－7 に歪ゲージ取り付け位置を示し，図－8 に R=40.0×10^-3rad.（1/25）時のせん断補強筋・中子筋の歪性状を示す。15-B11のS2は計測不良により，測定できなかった。せん断補強筋・中子筋取り付けた歪値を見ると，

全ての試験体で降伏歪を超えることなく弾性範囲内であった。通し配筋の15-B10の歪は最大で1500μ程度，カットオフ試験体である15-B11の歪は最大でも2000μ程度でカットオフによる影響は 500μ程度であった。15-B12 の歪は最大でも2000μで，15-B13は15-B12より pwを

1/2.5 減らしているため，せん断補強筋・中子筋共に

1000μ程度歪は大きかった。15-B14の歪は最大でも2500 μ程度であった。

4.4 主筋の付着性状

図－9 に各試験体の主筋の区間平均付着応力度 τ_aを示す。区間平均付着応力度 τ_aは主筋が弾性範囲内時のひずみ差により算出した。(文献3) 図－9中に曲げモーメントに対する文献8）の付着応力度τfと付着割裂強度 τ_buを示した。カットオフ筋を含む試験体においては，

付着割裂強度の基準となる強度に0.6を乗じずに計算を行った。R=1.25×10^-3rad.（1/800）～R=5.0×10^-3rad.（1/200）

のサイクルはここでは除いている。

全ての試験体に共通して端部に取り付けたひずみゲージはR=15.0×10^-3rad.（1/67）で降伏ひずみ値を超えた。

(a)15-B10 では端部以外のひずみゲージは弾性範囲で

あり，最終サイクル R=40.0×10^-3rad.（1/25）でも，区間平均付着応力度τ_aは設計用付着応力度τ_fを超える部分もあったが，付着割裂強度τ_bu以内に収まっていた。サイクルが進むにつれて平均付着応力度τaは上昇していることから付着の劣化はなかったことが分かる。

(b)15-B11 のカットオフ端部である試験体中央一段筋

のT5A-T6A間，B6A-B7AはR=10.0×10^-3rad.（1/100）で平均付着応力度τaは最大になって以降，その後のサイクルでは値は小さくなった。これは一段筋位置の軸方向に伸びた付着ひび割れとも対応をしている。

(c)15-B12の2段筋はR=15.0×10^-3rad.（1/67）で平均付着応力度τ_aは最大になって以降，その後のサイクルでは

図－8 せん断補強筋・中子筋歪性状

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

S1 S2 S3 S4 S5 S6 S7

歪（μ）

せん断補強筋ゲージ位置

15-B10 15-B11 15-B12 15-B13 15-B14

降伏歪 7201μ

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

N1 N2 N3 N4

歪（μ）

中子筋ゲージ位置

15-B10 15-B11 15-B12 15-B13 15-B14

降伏歪 7201μ

(b)15-B11

0 1 2 3 4 5 6 7

T1A-T2A T2A-T3A T3A-T4A T4A-T5A T5A-T6A T6A-T7A T7A-T8A T8A-T9A T9A-T10A T10A-T11A

付着応力度（N/mm2） 15-B11 上端1段筋正側 1/100 1/67 1/50 1/25

τ _ｆ τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

T1B-T21B T21B-T22B T22B-T31B T31B-T32B T32B-T41B T41B-T42B T8B-T9B T9B-T10B T10B-T11B

付着応力度（N/mm2） 15-B11 上端2段筋正側

τ ｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

B1B-B2B B2B-B3B B3B-B4B B8B-B9B B9B-B10B B10B-B11B

付着応力度（N/mm2） 15-B11 下端2段筋正側

τ ｆ

τ_bu

0 1 2 3 4 5 6 7

B1A-B2A B2A-B3A B3A-B4A B4A-B5A B5A-B6A B6A-B7A B7A-B8A B8A-B9A B9A-B10A B10A-B11A

τ _ｆ τbu

(c)15-B12 図－9 付着応力度関係

0 1 2 3 4 5 6 7

τｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

T1B-T21B T21B-T22B T22B-T31B T31B-T32B T32B-T41B T8B-T9B T9B-T10B T10B-T11B

τｆ

τ_bu

0 1 2 3 4 5 6 7

τｆ

τ_bu

0 1 2 3 4 5 6 7

τｆ

τ_bu

0 1 2 3 4 5 6 7

τ ｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

T1B-T21BT21B-T22B T22B-T31B T31B-T32B T32B-T41B T41B-T42BT42B-T5B T5B-T6B T6B-T7B T7B-T8B T8B-T9B T9B-T10BT10B-T11B

τ_ｆ τ_bu

0 1 2 3 4 5 6 7

B1B-B2B B2B-B3B B3B-B4B B4B-B5B B5B-B6B B6B-B7B B7B-B8B B8B-B9B B9B-B10B B10B-B11B

τｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

τ _ｆ τbu

(a)15-B10

(6)

値は小さくなった。耐力も下がっているため，主筋の付着劣化がこのサイクルで起きていることが分かる。一段筋B6A-B7Aのみ1サイクル早いR=10.0×10^-3rad.（1/100）

で平均付着応力度τaは最大になっているため，その位置での付着ひび割れは伸展が早かった。

(d)15-B13 は R=10.0×10^-3rad.（1/100）で平均付着応力度τaが最大になる区間が15-B12に比べ多く， 1段筋の

T4A-T5A間は平均付着応力度τaが特に小さかった。

(e)15-B14の一段筋はR=15.0×10^-3rad.（1/67）で端部からT3Aまで降伏ひずみ値に達した。そのため，一段筋に沿った付着ひび割れの伸展も早く，二段筋の1.0Dの位置にあるT22B-T31B間でR=20.0×10^-3rad.（1/50）まで平均付着応力度τ_aは上昇し，付着割裂強度τ_buを大きく超えた。R=40.0×10^-3rad.（1/25）に向かう途中で耐力は下がっており，平均付着応力度τaも付着劣化によって値は小さくい傾向が見られた。

本研究の試験体ではほとんどの試験体で曲げ破壊を計画したが，付着割裂破壊となった試験体も見られたため，区間平均付着応力度τ_aでは簡易に評価できず今後の検討課題となる。

5. まとめ

USD590 級鉄筋(Pt=0.99，1.32%)と普通強度コンクリート(Fc21,36)を組合せたRC梁カットオフ部材の実験より以下の知見を得た。

1) 高強度鉄筋USD590を主筋に用い，二段筋をカットオフした場合の最大強度は既往のAIJ，ACI法の最大曲げ強度で算定できる。

2) 高強度鉄筋USD590と低強度コンクリート(Fc21)を用い，カットオフ長さをL/4+15dbとした場合，強度および変形性能は概ね良好であった。

3) 高強度鉄筋USD590と低強度コンクリート(Fc21)を用い，文献5)の方法でカットオフ長さをL/6+dと決めた場合，せん断補強筋で主筋を十分拘束している場合は曲げ強度は発現できるが，変形性能は通し筋の場合より劣る。

4) 高強度鉄筋USD590と普通強度コンクリート(Fc36) を用い，カットオフ長さをL/6+dとした場合，計算上の付着割裂強度の余裕度は大きかったが，曲げ降伏後付着割裂破壊し，今後の課題となる。

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) 池沼良章ほか：高強度鉄筋USD590と普通コンクリートを用いたRC造梁部材に関する研究（その1）（そ

の 2）日本建築学会大会学術講演梗概集，構造 IV，

pp.131-134，2016.9（九州）

3) 堀田和史ほか：USD590 クラスを主筋に用いた RC 梁部材に関する研究コンクリート工学年次論文集, Vol. 38, No.2, pp. 247-252, 2016

4) 鉄筋コンクリート造配筋指針・同解説，2010 5) 市之瀬敏勝，西村康志郎ほか：RC 規準の付着条項

に関する考察(その1)(その2)(その3)(その4)，日本建築学会大会学術講演梗概集，構造 IV， pp.21-26，

2014.9，pp.23-24, 2015.9.

6) 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型耐震設計指針・同解説，1999

7) American Concrete Institute：Building Code and Commentary ACI 318-14

8) 日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の終局強度型耐震設計指針・同解説 1991年

(e)15-B13

0 1 2 3 4 5 6 7

τｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

τ_ｆ τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

τ ｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

τ _ｆ τ_bu

(f)15-B14 図―9 付着応力度分布

0 1 2 3 4 5 6 7

τｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

τｆ

τbu

τｆ

τbu

τｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

τｆ

τbu

τｆ

τbu

τｆ

τbu

τｆ

τbu

τｆ

τbu

τｆ

τbu

τｆ

τbu

0 1 2 3 4 5 6 7

付着応力度（N/mm2） 15-B14 下端１段筋正側

τｆ

τbu