コンクリート工学年次論文集 Vol.33

コンクリート工学年次論文集，Vol.33，No.2，2011
梁主筋定着方法の違いが段差梁を有する RC 造梁・柱接合部の終局強
度に与える影響
論文
廣谷
祐貴*1・上村
智彦*2・石橋
一彦*3・林
靜雄*4
要旨：段差梁試験体（左梁が上側，右梁が下側）の，最大耐力への定着法（U 字形と機械式）
，芯ずれ量及び
載荷方向（正載荷：左梁上端，右梁下端が引張）による違いを抵抗機構から検討した。芯ずれ量が梁せい未
満では，芯ずれ量が増すと，接合部終局強度までに大きな接合部水平せん断力を必要とする。正載荷は圧縮
ストラットが多数接合部域に分散し，負載荷は左右の梁の重なる領域に圧縮応力が集中する。機械式は，負
載荷に梁主筋定着板間が近く直接せん断の状態になる。芯ずれ量が梁せいの場合，正載荷は接合部上部下部
で圧縮ストラットが独立する。機械式定着の負載荷時には梁主筋支圧力が定着板間で伝達される。
キーワード：段差梁，芯ずれ，載荷方向，U 字形定着，機械式定着，接合部抵抗機構，接合部終局強度
1. はじめに
2. 実験概要
鉄筋コンクリート構造物は，接合部の両側の梁に段差
2. 1 試験体概要
を設けることがある。しかし，梁・柱接合部を設計する
各試験体の形状・寸法を図－１に，また，試験体諸元
際に用いられる鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型耐
と材料特性を表－１，２に示す。試験体は定着方法と芯
1）
の接合部せん断強度式では段差梁
ずれ量を変数とし，U 字形定着を用いた試験体と機械式
を有する場合の接合部終局強度を評価することができな
定着を用いた試験体，芯ずれ量を 100[mm]，200[mm]，
い。なお，このような場合の接合部は，梁及び柱からの
400[mm]とした試験体の計６体である。全試験体で接合
震設計指針・同解説
応力が伝達される領域と考えている。
表－１
本論文は，過去に行った段差梁を有する梁・柱接合部
-J-0.25D -J-0.5D -J-D -mJ-0.25D -mJ-0.5D -mJ-D
の実験 2）3）の結果を用いて，定着方法，芯ずれ量と載荷
試験体
方向の違いが接合部終局強度に与える影響を接合部抵抗
定着法
機構から検討を行う。
芯ずれ量[mm]
U 字形
100
コンクリート
350
0
0
0
3
0
5
3
＋P
軸力比 0.2
主筋
200
柱
300
＋P
200
4-D22(SD490)
400
□-D10＠150(SD295)
8-D25(SD390)
主筋
8-D25(SD490)
□-D10＠100(SD295)
D10(SD295)
接合部補強筋
接合部補強筋
0
0
4
単位：mm
100
4-D22(SD390)
補強筋
－P
400
21.1
補強筋
3375 －P
柱断面
5
4
0
6
2
5
4
300
梁
機械式
23.0
強度[N/mm２]
＋N
試験体諸元
4
本数[本]
5
7
4
5
7
梁断面
5
4
0
1
3
5
4
表－２
鉄筋種類
-J-0.25D -mJ-0.25D
-J-0.5D
図－１
-mJ-0.5D
-J-D
-mJ-D
試験体の形状・寸法
ヤング係数[×105N/mm2]
機械式
U 字形
機械式
梁主筋
408
538
1.83
1.96
柱主筋
430
539
1.81
1.95
補強筋
446
385
1.74
1.90
工修（正会員）
*2 芝浦工業大学
工学部建築学科教授工博
（正会員）
*3 千葉工業大学
工学部建築都市環境学科教授
*4 東京工業大学
環境理工学創造専攻教授
工博（正会員）
（正会員）
-283-
降伏強度[N/mm2]
U 字形
*1 (株)竹中工務店（元芝浦工業大学大学院）
工博
材料特性
部域の破壊を顕著とする為，鉄筋強度を高強度なものと
+P
+P
+P
した。梁主筋の定着は，文献１，４を参考に試験体を製
-P
-P
-P
作した。加力方法は，柱に一定圧縮軸力（軸力比 0.2）を
与え，梁端部に，変位制御により正負交番繰返し荷重を
-P
与えた。
-P
2. 2 実験結果
-P
(1) 破壊性状と破壊形式
図－２に最大耐力時接合部ひび割れ図，図－３に荷重
+P
-J-0.25D
+P
-P
-J-0.5D
+P
層間部材角曲線を示す。全試験体は，最終変形まで柱，
+P
+P
+P
-J-D
-P
梁主筋は降伏せず，接合部内補強筋は最大荷重付近で降
-P
伏した。また，最大荷重以降，接合部域でコンクリート
の剥落がみられた。これらの結果から，破壊形式は全試
-P
験体で接合部破壊型と判断した。
+P
(2) ひび割れ状況と破砕状況
-mJ-0.5D
-mJ-0.25D
図－２より，-J-0.25D, -J-0.5D,-mJ-0.25D, -mJ-0.5D 試験
-P
-P
+P
+P
赤線：正載荷青線：負載荷
-mJ-D
図－２最大耐力時接合部ひび割れ図
体は，正載荷では接合部域全体にひび割れが生じた。負
載荷では左右の梁の重なり合う領域にひび割れが集中し，
-mJ-0.25D, -mJ-0.5D は, 特に接合部内梁主筋定着域を通
るひび割れが多くみられた。-J-D, -mJ-D 試験体は，正・
負載荷ともに，上部接合部と下部接合部で独立してひび
割れが生じ，-J-D の負載荷では接合部を左梁上部から右
梁下部へ横断するひび割れもみられた。図－４に接合部
-J-0.25D
-mJ-0.25D
内部のひび割れ・破砕状況を示す。写真は，加力終了後
-J-D
に各試験体接合部域を切り取った後，柱幅の中央の位置
-mJ-D
で柱せい方向に切断した面に蛍光塗料を塗布し，撮影し
たものである。尚，灰色が梁主筋と破砕域を示す。
-J-0.25D, -J-0.5D（U 字形定着）では，接合部全体に破
-J-0.5D
砕が見られ，-mJ-0.25D, -mJ-0.5D（機械式定着）では，
図－４
梁主筋の間で定着板同士を結ぶ方向のひび割れが見られ
-J-0.25D
120
P[kN]
95.2[kN]
-J-0.5D
120
-60
-40
40
20
40
60 -60
-40
0
P[kN]
80
R×10³[rad]
-60
-40
88.0[kN]
40
40
60 -60
-40
-mJ-0.5D
20
40
実線：荷重変形曲線
△：接合部ひび割れ
P[kN]
80
60 -60
-80
-120
120
-40
-mJ-D
97.7[kN]
R×10³[rad]
20
40
60 -60
-80
-64.1[kN]
0
-120
20
40
-150
150 P[kN]
108.4[kN]
50
0
-40
-20 -50 0
-131.1[kN]
-100
20
-150
：靭性指針接合部せん断強度（0.25D，0.5D は十字形，D はト字形の値）
□：最大荷重
◇：補強筋降伏
※梁曲げ理論値は U 字形定着法を用いた試験体は 133.5[kN]，機械式定着法を用いた試験体は 175.8[kN]
図－３
荷重層間部材角曲線
-284-
60
-100
100
40
0
-20 -40 0
50
-20 -50 0
-100.2[kN]
-120
R×10³[rad]
0
-20 -40 0
-71.6[kN]
20
-80
-102.4[kN]
-120
-mJ-0.25D
R×10³[rad]
-20 -40 0
-80
120
100
40
R×10³[rad]
0
-20 -40 0
-93.3[kN]
150 P[kN] 105.9[kN]
-J-D
108.8[kN]
80
80
R×10³[rad]
P[kN]
-mJ-0.5D
接合部内部のひび割れ・破砕状況
40
60
る。-J-D, -mJ-D は，上部接合部と下部接合部に分けて破
砕がみられるが，-mJ-D（機械式定着）は，-J-D（U 字形
定着）に比べて破砕が激しく，左梁下部と右梁上部の梁
VC
VC
P
CB
Vj1
TB
Vj2
TB
Vj1
CB
主筋間接合部域にも破砕がみられる。
P
3. 接合部終局強度の評価について
CB
Vj1
TB
PC：梁端荷重
VC：柱せん断力
P
TB：梁引張力
CB：梁圧縮力
Vj3
Vj1
P
VC
TB
CB
dC：梁の有効せい
ｊB：(7/8)･dC
図－５に示すように，接合部水平せん断力(Vj)と梁せ
ん断力(P)は比例関係にあり，各領域の接合部水平せん断
V j1 
力は，正・負載荷で同じ値である。図より，接合部内の
領域によって水平せん断力が異なっているが，芯ずれ量
V j2 
が梁せい未満の試験体では，左右の梁が重なり合う Vj2
の領域で最も大きくなる。また，芯ずれ量が梁せい以上
Vj3 
の試験体では，左右の梁の重なりがなく，Vj1 が Vj3 より
大きい。この最も大きい水平せん断力が入力される接合
L  D c 
2  jB
L  D c 
jB
HC：階高
DC：柱せい
VC
3.1 接合部水平せん断力を用いた評価
LC：スパン
P 
L
 P  3.69P
H
(1)
P 
L
 P  8.50P
H
(2)
L
 P  1.13P
H
図－５
(3)
接合部水平せん断力の算出方法
部域と，接合部せん断ひび割れや破砕の進行している領
域が対応していることから，最も大きい水平せん断力の
表－４
接合部終局強度時水平せん断力の比較
領域で耐力を評価する必要があると考えられる。今回の
試験体名
試験体では，-J-0.25D, -J-0.5D, -mJ-0.25D, -mJ-0.5D は Vj2，
-J-D, -mJ-D は Vj1 の領域で評価を行う。
載荷
接合部水平せん断力 [kN]
方向
計算値 Vju
-J-0.25D
３．１で示した評価を用いて表‐４に各試験体の接合
部終局強度時の接合部水平せん断力を示す。また，U 字
ンクリート強度の違いを無次元化するため，実験値 Vj
809
1.12
負
793
1.10
720
う。靭性指針値 Vju は，芯ずれ量が梁せい未満の試験体
0.92
正
748
1.12
負
608
0.91
670
正
-mJ-D
380
負
の試験体はト字形接合部の靭性指針式を用いた。
1.21
0.97
負
字形，ト字形接合部の形状に近いことから，芯ずれ量が
1.28
391
正
-mJ-0.5D
925
870
370
404
負
-mJ-0.25D
梁せい未満の試験体は十字形接合部，芯ずれ量が梁せい
正
正
（-J-0.25D, -J-0.5D, -mJ-0.25D, -mJ-0.5D は Vj2，-J-D, -mJ-D
及び芯ずれ量が梁せいの試験体の接合部形状が，各々十
[-]
負
-J-D
は Vj1）を靭性指針値 Vju で除した値 Vj/Vju で検討を行
実験値 Vj
正
-J-0.5D
形定着を用いた試験体と機械式定着を用いた試験体のコ
Vj/Vju
830
1.24
545
0.81
405
1.07
491
1.29
-J-0.25D, -J-0.5D, -mJ-0.25D, -mJ-0.5D の場合，機械式定
MC
着を用いた試験体の負載荷以外は芯ずれ量が大きくなる
に従い，接合部終局強度時の接合部水平せん断力が上昇
CB
した。また，全試験体で負載荷に比べて正載荷の方で接
合部水平せん断力が大きい。-J-D, -mJ-D の場合，-J-D で
CC
L：梁スパン長さ H：柱高
P
DC：柱せい DB：梁せい
TB
MB
TB
MB
は正載荷，-mJ-D では負載荷の方で接合部終局強度が大
きい。以上の傾向について，以下に接合部抵抗機構より
P
考察を行う。
VC
4. -J-0.25D,-J-0.5D（U 字形定着）の接合部終局強度
VC
TC
CB
TC
X：芯ずれ量 P：梁端荷重
VC：柱せん断力
TC：柱引張力 CC：柱圧縮力
TB：梁引張力 CB：梁圧縮力
CC
MC
4.1 接合部終局強度に対する芯ずれ量の影響
VC  L H   P
(1)
M C  VC  H  D B  X  2
(3)
M B  P  L  D C  2
図－６に接合部への作用応力を示す。左右の梁に芯ず
れを有する試験体において，同荷重時に，梁から接合部
へ入力される接合部水平せん断力（Vj=TB+CB-VC）は芯
図－６
(2)
接合部への作用応力
接合部端の曲げモーメント（MC）が小さくなる。結果と
して，柱から接合部へ入力される圧縮ストラットに作用
同荷重時に芯ずれ量が大きくなるにつれ，接合部圧縮ス
する柱接合部端圧縮力（CC）は小さくなる。このことは，
トラットに作用する圧縮合力が小さくなることを意味す
-285-
歪み(μ)
2500
る。
1 2 3 4
従って，芯ずれ量が大きくなり接合部が破壊するため
6
い。そこで U 字形定着の正・負載荷で，芯ずれ量が大き
7
1110 9 8
危険断面
負載荷
1500
1000
500
0
に示した最大荷重時の梁主筋歪み分布図を用いて以下に
示す。-J-0.25D に比べ，-J-0.5D の危険断面位置の歪みが
梁主筋
正載荷
5 2000
には，接合部水平せん断力が大きくならなければならな
くなるに従い接合部終局強度が上昇したことを，図－７
危険断面
-500
3 4 5 6 7 11 10 9 8 7 6 5
歪みゲージ位置
●：-J-0.25D（U 字形定着）〇：-J-0.5D（U 字形定着）
歪みゲージ位置
大きく，このことは前述した様に，接合部終局強度に達
2
1
するまでに-J-0.5D は-J-0.25D に比べてより大きい接合部
歪み(μ)
2500
水平せん断力を入力されなければならないことを示して
12345
おり，このことは，最大荷重が上昇したことと対応する。
危険断面
負載荷
正載荷
2000
なお，前述したことは，機械式定着の正載荷の場合でも
梁主筋
危険断面
1500
同じである。
1000
6 7 8 9 10
4.2 接合部終局強度に対する載荷方向の影響
500
0
載荷方向による接合部抵抗機構の違いを柱主筋・補強
筋歪みから以下に述べる。図－８に-J-0.5D の柱主筋・補
-500
1
歪みゲージ位置
6 7 8 9 10
歪みゲージ位置
●：-mJ-0.25D（機械式定着）〇：-mJ-0.5D（機械式定着）
強筋歪み分布を-mJ-0.5D（機械式定着）とともに示す。
図より，柱主筋の歪み勾配は，正載荷で大きく，負載荷
図－７
23 4 5
最大荷重時梁主筋歪み分布図
に比べて正載荷の付着力が大きい。結果として接合部域
歪みゲージ番号
に大きい付着力が伝達されていることが考えられる。ま
12
13
14
15
16
17
18
19
20
た，前述の傾向は機械式定着の場合も同じである。補強
筋歪みは両定着法ともに，正載荷で接合部全体で補強筋
が平均的に歪んでいる傾向が見られ，負載荷で左右の梁
が重なり合う接合部域で歪みが大きくなっている。これ
はひび割れ図でみられた正載荷では接合部域全体に損傷
が進行していること，負載荷では左右の梁が重なり合う
接合部域の損傷が進行していることと対応している。
12
13
14
15
16
17 危険断面
18
19
20
柱主筋
正載荷負載荷
危険断面
-500
500 1000
0
500 1000 -500 0
歪み(μ)
歪みゲージ位置
●：-J-0.5D（U 字形定着）〇：-mJ-0.5D （機械式定着）
以上から予測される接合部抵抗機構を示し，接合部終
局強度に対する載荷方向の影響を考察する。接合部内梁
主筋定着部の支圧力の伝達方向を図－９に，予測される
接合部抵抗機構を図－１０に示す。接合部内梁主筋定着
部（U 字形定着）の支圧力は図の様に，梁主筋折り曲げ
部内側で支圧力として伝達されると考えられる。この様
な抵抗機構の場合，正載荷では梁・柱危険断面位置のコ
ンクリート圧縮力が分散して伝達され，圧縮ストラット
が多数形成される。負載荷では梁・柱危険断面位置のコ
補強筋
歪みゲージ番号
21
22
23
24
21
22
23
24
25
26
27
25
26
負載荷
正載荷
降伏歪み
降伏歪み
2000 3000 0
1000 2000 3000
歪みゲージ位置
歪み(μ)
●：-J-0.5D（U 字形定着）〇：-mJ-0.5D （機械式定着）
27
0
ンクリート圧縮力と梁主筋定着部支圧力により，左右の
図－８
1000
最大荷重時柱主筋・補強筋歪み分布図
梁の重なり合う接合部中央域に圧縮応力が集中して伝達
されるため，正載荷に比べ接合部終局強度が低くなると
Ts
考えられる。
Ts
Ts：鉄筋引張力
Td
Td：支圧力
Td
5. -mJ-0.25D,-mJ-0.5D（機械式定着）の接合部終局強度
U 字式定着法
5.1 接合部終局強度に対する芯ずれ量の影響
機械式定着法
図－９
接合部定着部支圧力
芯ずれ量の接合部終局強度への影響は接合部の作用応力
から，先に述べた-J-0.25D,-J-0.5D と同様の傾向となる。
いる。正載荷時は，左梁上部と右梁下部の梁主筋が，引
5.2 接合部終局強度に対する載荷方向の影響
張力を受け定着板の支圧力が伝達される。負載荷時は，
接合部終局強度が負載荷より正載荷で大きくなって
左梁下部と右梁上部の梁主筋が引張力を受けて支圧力が
-286-
伝達される。定着板間が近く，その区間のコンクリート
が定着部の形状から U 字形定着に比べ応力伝達領域が狭
くなるため，定着板による応力伝達が直接せん断の状態
C S
C
CCS
CC
C
TS
T
B S
に近くなる。このことは，図－４の接合部内部のひび割
れ・破砕状況からも推測できる。
T
VC
P
CS CTS
CCC
CS
BCC
VC
P
B
BCC
CS
BCS
CC
B
TS
TS
T
B S
T
B S
B
結果として，図－１１の-mJ-0.25D,-mJ-0.5D の接合部
TS
抵抗機構に示す様に，正載荷時に，圧縮ストラットが多
数接合部域に分散して形成され，負載荷時では，左右の
C
梁の重なり合う領域（A ストラット）に圧縮応力が集中
するため，接合部終局強度が負載荷より正載荷で大きく
T
P
P
VC
VC
B S
CCC
CS CTS
CC
BCS
B
C
T
C S
正載荷
なったと考えられる。
負載荷
PB：梁端荷重 VC：柱せん断力
B
TS：接合部内梁定着部支圧力
CS：梁鉄筋圧縮力
B
CS：柱鉄筋圧縮力
C
CC：梁コンクリート圧縮力
B
-J-D（U 字形定着）は正載荷が,-mJ-D（機械式定着）
C
は負載荷が一方の載荷に比べ，接合部終局強度が大きく
T ：梁鉄筋引張力
B S
T ：柱鉄筋引張力
C S
6. 芯ずれが梁せいの場合の接合部終局強度について
CC
CCS
図－１０
CC：柱コンクリート圧縮力
接合部抵抗機構（-J-0.25D,-J-0.5D）
なっていた。
載荷方向による接合部抵抗機構の違いを柱主筋・補強
筋・補強筋歪み分布を示す。柱主筋の歪み勾配は，芯ず
C S
C
T
CCS
CC
C
TS
B S
れが梁せい未満の試験体（-J-0.25D, -J-0.5D, -mJ-0.25D,
-mJ-0.5D）と同様に，正載荷で大きく，負載荷に比べて
T
VC
P
筋歪みから以下に述べる。図－１２に-J-D, -mJ-D の柱主
CS CTS
CCC
CS
BCC
VC
P
B
CC
B
BCS
CC
CS
B
TS
TS
T
B S
T
B S
B
付着力が大きい。補強筋歪みは，正載荷では-J-D, -mJ-D
TS
ともに，接合部領域中央の歪みゲージ（26.27.28 番）で
歪みが小さく，接合部上部と下部で歪みが大きい。これ
C
は，芯ずれが梁せいの場合，接合部の上部と下部で独立
T
P
P
VC
VC
B S
CCC
CS CTS
図－１１
接合部中央の歪みが，-J-D は接合部上部下部の歪みに比
C
T
C S
正載荷
して破壊が進行していることを予想させる。負載荷では，
CC
BCS
B
CC
CCS
負載荷
接合部抵抗機構（-mJ-0.25D, -mJ-0.5D）
べて大きいが，-mJ-D は小さい。これは，接合部内梁主
歪みゲージ番号
筋定着部の支圧力の伝達方向が U 字形定着と機械式定着
で異なる為（図－９参照），-J-D（U 字形定着）の左梁下
部梁主筋と右梁上部梁主筋の支圧力は梁危険断面に伝達
されるのに対して，-mJ-D（機械式定着）の支圧力は，
梁危険断面への伝達に加え，一方の引張力を受ける定着
板に伝達されたからと考えられる。
-J-D と-mJ-D の予測される接合部抵抗機構を図－１３に
示す。-J-D は，正載荷では接合部破壊の進行が上部と下
12
13
14
12
13
14
15
16
17
18
19
20
15
16
17
-500
歪みゲージ位置
部で独立して生じ，上部と下部でト字形接合部に類似し
歪みゲージ番号
23
24
25
26
27
28
29
30
31
トに加え，接合部上部と下部を横断する C ストラットが
考えられ，この圧縮ストラットにより，破壊の進行が正
載荷よりも進み，正載荷の接合部終局強度の方が大きく
なったと考えられる。
-mJ-D は，正・負載荷で-J-D と類似した抵抗機構が考
る為（図－９参照），負載荷時に引張力を受ける左梁の下
0
危険断面
500 1000 1500-500 0
歪み（μ）
500 1000 1500
●：-J-D（U 字形定着）〇：-mJ-D （機械式定着）
た接合部抵抗機構となる。一方，負載荷では B ストラッ
えられる。しかし，U 字形定着とは支圧力の伝達が異な
18 危険断面
19
20
柱主筋
正載荷負載荷
23 正載荷
24
25
26
27
28
29
30
31
0
歪みゲージ位置
部梁主筋と右梁の上部梁主筋の支圧力が D ストラットで
伝達される為，正載荷に比べて定着板から接合部上部と
-287-
1000
補強筋
負載荷
降伏歪み
降伏歪み
1000 2000 3000
2000 3000 0
歪み（μ）
●：-J-D（U 字形定着）〇：-mJ-D （機械式定着）
図－１２
最大荷重時柱主筋・補強筋歪み分布図
下部の梁・柱危険断面に伝達される応力は小さくなる。
その為，正載荷に比べ，負載荷の最大荷重が大きくなる。
7. まとめ
T
VC
P
C S
C
るに従い，柱の反曲点と柱接合部端までの距離が短
A ストラット
C
CS
B ストラット
TS
T
B S
１）芯ずれ量が梁せい未満の場合，芯ずれ量が大きくな
CCS
CC
C ストラット
BCC
CS
C
VC
CS
BCC
B
T
B
CTS
CC
B S
P
TS TS
くなり，柱から接合部へ入力される圧縮ストラット
BCS
CC
に作用する柱接合部端圧縮力が小さくなる。従って，
P
接合部終局強度に達するまでにより大きな接合部
水平せん断力を必要とし，機械式定着の負載荷を除
き，芯ずれが大きくなるに従い，接合部終局強度が
C
上昇した。
２）負載荷の接合部内梁主筋支圧力は，機械式定着は応
T
VC
P
せん断の状態に近くなる為，正載荷に比べて終局強
度が小さくなる。
C S
C
３）芯ずれ量が梁せい未満の場合の接合部抵抗機構は，
VC
C
CC
CCS
負載荷
-J-D
CCS
CC
T
C S
C
CS
D ストラット
C
CTS
CC
VC
CS
BCC
TS
T
B S
正載荷時は圧縮ストラットが多数接合部域に分散
P
VC
正載荷
力伝達領域が狭く，定着板間が近くなるにつれ直接
B
B S
CCC
CS CTS
B S
CC
BCS
T
TS
T
TSS
B
B
BCC
CS
T
B S
B
P
TS
して形成され，負載荷は左右の梁の重なり合う領域
BCS
CC
に圧縮応力が集中する。
P
４）-J-D（U 字形定着）は，正載荷では接合部上部と下
TS
部で独立した圧縮ストラットが形成される。負載荷
では，それに加え接合部上部と下部を横断する圧縮
CCC
CS CTS
ストラットが考えられ，この圧縮ストラットの為，
C
接合部の破壊が正載荷に比べ進行し，正載荷の接合
正載荷
部終局強度が負載荷に比べて大きくなる。
図－１３
T
TS
B
B S
CC
BCS
B
T
B S
P
VC
VC
T
C
C S
-mJ-D
CC
CCS
負載荷
接合部抵抗機構（-J-D, -mJ-D）
５）-mJ-D（機械式定着）は，-J-D（U 字形定着）の抵抗
機構に加え，負載荷時に引張力を受ける左梁の下部
参考文献
梁主筋と右梁の上部梁主筋の支圧力が定着板間で
伝達される為，正載荷に比べて定着板から梁・柱危
１）日本建築学会：鉄筋コンクリート造建物の靱性
保証型耐震設計指針・同解説，1999.8
険断面に伝達される応力は小さくなった結果，負載
２）藤原将章，上村智彦ほか：段差梁を有する鉄筋
荷の接合部終局強度が正載荷に比べて大きくなっ
コンクリート造梁・柱接合部の終局強度，コン
た。
クリート工学年次論文集，pp.367-372，2009.7
３）廣谷祐貴，上村智彦ほか：機械式定着を用いた
段差梁を有する鉄筋コンクリート造梁・柱接合
謝辞
本研究は，科学研究費補助金(研究代表者，上村智
彦)により行ったもので，論文作成にあたり芝浦工業大学
の奥井元君，戸谷航大君の協力を得ました。ここに感謝
部の終局強度，コンクリート工学年次論文集，
pp.319-324，2010.7
４）東京鉄鋼株式会社：プレートナット工法設計
施工指針，2007.8
の意を表します。
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