コンクリート工学年次論文集 Vol.25 - 日本コンクリート工学協会

コンクリート工学年次論文集,Vol.25,No.2,2003
論文
多機能人工骨材を用いた RC 柱の構造性能に関する実験的研究
鹿野
仁史*1・前田
博之*1・松崎
育弘*2・中野
克彦*3
要旨:石炭灰とは,火力発電所から排出される産業廃棄物であり,再生資源としての有効利
用が求められている。そこで「石炭灰を主原料とする多機能人工骨材」が開発された。この
骨材を用いたコンクリート(以下 JL)は 60N/㎜ 2 級までの強度発現が可能であり,かつ軽量性
を併せ持つ。筆者らは,JL を構造部材に利用するための研究を進めている。そこで,JL を柱
部材に適用し,柱部材の曲げ・せん断実験を行うことで,JL 柱部材の構造性能を検討した。
結果,高軸力下においても,普通コンクリート(以下 RC)柱部材とほぼ同様な靭性能が得られ,
従来用いられている評価方法により耐力・変形能が評価できることを示した。
キーワード:石炭灰,高軸力,拘束効果,限界変形角,せん断余裕度
1.はじめに
断耐力・靭性能などの評価方法の適合性を検討す
現在,石炭火力発電所から排出される石炭灰
ることを目的とした。
は年々増加しており,約 60%はセメント材料や
2.実験概要
土工材料に再利用されているが,残りは産業廃
2.1
棄物として埋め立て処分されている。しかし,
表−1に試験体およびコンクリート材料試験
近い将来埋め立て処分場が飽和することや,埋
結果・計算結果一覧,図−1に試験体配筋図を
め立て処分そのものが地球環境保全に好ましく
示す。試験体総数は 12 体であり,共通要因は,
ないために,石炭灰を有効利用する開発が必要
柱断面寸法 b×D=350×350(㎜),せん断スパン
不可欠になってくる。一方,建築業界において
比 a/D=1.5 , 試 験 区 間 L=1050( ㎜ ) , 主 筋
は天然骨材が安価であるため,大量に消費され
12-D16(SD390,Pg=1.95%)とし,実大の 1/2∼1/3
てきたが,資源の枯渇や採取に伴う環境問題が
スケールを想定した。実験要因は、コンクリー
提起されている。そこで,天然骨材の代替物と
ト設計基準強度を 3 水準(Fc=24,42,60N/㎜ 2)
して骨材を開発し,実用化することが強く求め
とし,Fc=24N/㎜
られている。これらの現状を受け,
「石炭灰を主
(N/b・D・σB)=0.15],せん断補強筋降伏強度(w
原料とする多機能人工骨材」が開発された。こ
σy=390N/㎜ 2)を一定として,せん断補強筋比を
の骨材の特性として,従来の人工軽量骨材の 2
3 水準(pw=0.4,0.6,0.9%)とし,Fc=42,60 N/
倍の強度を有しているため,60N/㎜
2
級までの
㎜
2
試験体
2
シリーズでは,軸力比[η
シリーズでは,せん断補強筋降伏強度(wσ
2
)を一定として,軸力比を 3 水準(η
強度発現が可能であり,JL は RC に比べ 20%程
y=785N/㎜
度軽量である。
=0.30,0.45,0.60),せん断補強筋比を 2 水準
そこで本論文では JL を用いた柱部材の曲げ・
(pw=0.6,0.9%)と変動させた。
せん断実験を行い,特に高層建築物における高軸
2.2
使用材料特性
力下を想定した場合の構造性能を把握する。また
2.2.1
従来 RC において用いられている曲げ耐力・せん
表−2にコンクリート調合表,表−3にフレ
コンクリートの材料特性
*1
東京理科大学大学院
工学研究科建築学専攻
(正会員)
*2
東京理科大学教授
工学部建築学科
工博
(正会員)
*3
東京理科大学助手
工学部建築学科
博士(工学)
(正会員)
-337-
表−1
試験体および材料試験結果・計算結果一覧
コンクリート(材料試験結果ave.) 軸力比 軸力
No.
σB
σt
Ec
(N/㎜ ) (N/㎜2) (×104N/㎜2)
2
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
26
2.44
0.48√
σB
1.80
41
2.80
0.44√
σB
2.05
60
3.46
0.45√
σB
2.59
η
N
(kN)
0.15
460
0.30
0.45
0.60
0.30
0.45
0.30
0.45
0.60
0.30
1485
2230
2970
1485
2230
2125
3190
4250
2125
せん断
せん断補強筋
計算値
(SD390,UB785)
余裕度*)
pw Qmu Qsu1 Qsu2 Qsu1/
sσy
wσy
配筋
配筋
2
Qmu
(kN)
(N/㎜ )
(N/㎜2) (%) (kN) (kN)
[email protected]
0.41 353
301
188
0.85
[email protected] 395 0.61 353
380
231
1.08
[email protected]
0.91 353
463
296
1.31
571
721
518
1.26
0.91 601
[email protected]
721
518
1.20
12-D16
601
721
518
1.20
466
(pg=1.95%)
571
647
419
1.13
[email protected]
0.61
853
601
647
419
1.08
726
817
583
1.13
[email protected]
0.91 770
817
583
1.06
770
817
583
1.06
[email protected]
0.61 726
720
443
0.99
主筋(SD390)
曲げ耐力 Qmu:多段配筋曲げ略算式 1) ただし軸力比が 0.45 を超える試験体についてはつりあい軸力比時の曲げ耐
力とする
せん断耐力 Qsu1:終局強度型耐震設計指針式(非靭性式)2)
Qsu2:終局強度型耐震設計指針式(靭性式:Rp=1/50rad.)2)
*)せん断余裕度の算定は,せん断耐力(Qsu1)を曲げ耐力(Qmu)で除したものとする
625
350
70
625
60
RC
JL
775
50
40 90
90
90 40
5.0
σ(N/㎜2)
4.0
40
3.0
30
2.0
20
主筋
12-D16
RC(γ=2.4t/m3)
JL(γ=1.9t/m3)
350
1,050
10
せん断補強筋
@40
D6 @60
@90
σt(N/㎜2)
JL
RC
1.0
σB(N/㎜2)
ε(μ)
0
1000
3000
2000
0
20
40
60
(a)σ−ε曲線の一例
(b)σt とσB の関係
図−2 材料試験結果
表−2 コンクリート調合表
80
3
775
Fc
W/C
2
(N/㎜ ) (%)
図−1
24
42
60
試験体配筋図
ッシュコンクリート試験結果を示す。多機能人
61.0
44.0
33.0
表−3
S/a
(%)
セメント
C
287
405
515
47.5
44.5
48.0
フレッシュコンクリート試験結果
Fc
スランプ フロー値
(㎝)
(㎝×㎝)
(N/㎜2)
24
15.0
42
16.5
60
61.0×56.0
工骨材は石炭灰の粗粉と頁岩微粉末を主原料と
して造粒・焼成したもので,吸水率が 15∼16%
と高吸水であり保有水を利用した自己湿潤養生
表−4
(セルフキュアリング)効果を持つ。骨材の圧壊
配合表(kg/m )
水
細骨材 粗骨材
混和剤
W
S
G
175
832
567
2.87
178
732
562
4.86
170
783
523
6.70
Air
(%)
4.7
4.5
2.5
コンクリート温度
(℃)
21.0
22.0
19.0
外気温
(℃)
22.0
20.0
18.0
鉄筋材料試験結果
降伏点応力度 降伏歪み ヤング係数 引張強度 破断伸び
2
5
2
2
(μ)
(%)
(N/㎜ )
×10 (N/㎜ ) (N/㎜ )
D16(SD390)
466
2186
2.11
602
17.3
D6(SD390)
395
2513
1.73
605
15.4
D6(UB785)
853
4623
1.85
883
9.26
鉄筋材質
荷重が約 1100N であり,従来の頁岩人工骨材の
2 倍の強度を有するため 60N/㎜ 2 級の強度発現
が可能である。また,表乾比重が 1.58 である。
あることが分かる。また,人工軽量骨材を用い
表−1に JL のコンクリート材料試験結果の平
ると,圧縮強度と引張割裂強度の関係は RC よ
均 値 , 図 − 2 に 本 実 験 で 使 用 し た JL と
りも小さいと言われており、割裂面の骨材が割
2
RC(Fc=42N/㎜ )のコンクリート応力度(σ)−歪
れていなかった Fc=24 N/㎜ 2 はほぼ同様であっ
み度(ε)関係(a)および圧縮強度(σB)と引張割裂
たが,骨材が割れていた Fc=42,60N/㎜
強度(σt)の関係(b)を示す。JL は RC に比べヤン
RC に比べ約 1 割程度低い値となった。
2
では
グ係数が約 30%低い。単位容積質量(γ)は RC
2.2.2
が 2.4t/m3 であるのに対し,JL の Fc=24∼60N/
表−4に鉄筋材料試験結果を示す。主筋には全
2
3
㎜ を平均すると 1.9t/m であり,約 20%軽量で
鉄筋材料試験結果
ての試験体において SD390(D16)σy=466(N/㎜ 2)
-338-
1/15
N
Q(kN)
+12
部材角R(rad.)
+11
1/20
R(rad.)
1/33
1/20
Q・a+N・δ/2
2a
-50
-40
-30
-20
-10
10
20
30
40
50
60
-200
1/200
1/20
1/33
70
δ(㎜)
R(rad.)
1/15
-600
共通要因
-1/20
1/50
1/100
-10
Q・a+N・δ/2
η=0.30
pw=0.6 %
-11
加力装置図および載荷履歴
図−4 コンクリート強度別
せん断力(Q)−相対変位(δ)曲線(包絡線)
を用い,せん断補強筋には SD390(D6)wσy=395(N/
No.7
2
σB=41N/㎜
㎜ 2)及び UB785(D6)wσy=853(N/㎜ 2)を用いた。
2.3
1/200
200
+8 +9
1/50
+7
1/67
+5
+6
1/100
+3 +4
1/200
+2
1/400 +1
-1/400 -1
-2
-1/200
-3 -4
-1/100
-5 -6
-1/67
-7
-1/50
-8 -9
-1/33
図−3
1/100
1/50
+10
1/33
Q
No.7 σB =41 N/㎜2
No.12 σB =60 N/㎜2
600
No.12
2
σB=60N/㎜
No.7
2
σB=41N/㎜
No.12
2
σB=60N/㎜
加力方法
図−3に加力装置図および載荷履歴を示す。
載荷方法は建研式加力により行い,一定軸力
(N=η・b・D・σB)を保ち,正負交番漸増繰り返し
載荷とした。載荷は変位制御で行い,最終変形
角 R=1/15(rad.)に至るか,もしくは軸力保持が不
可能となった時点で載荷を終了した。変位は上
下スタブ区間の相対変位とした。
1/100(rad.)における破壊状況
1/50(rad.)における破壊状況
3.実験結果
図−5 破壊状況
R=1/100(rad.)と R=1/50(rad.)における破壊状況
3.1
の一例を示す。コンクリート強度 41(N/㎜ 2)の
破壊性状および変形性状
表−5に実験結果一覧を示す。なお,せん断
No.7 は,R=1/140(rad.)付近で試験体中央部に大
力(Q)は,全て P−δ効果[Qδ=(N・δ)/(2・a)]を考
きなせん断ひび割れが発生し,その後そのせん
慮した値である。
断ひび割れが口開き,R=1/50(rad.)以降に耐力低
【コンクリート強度の違いによる影響】
下した。コンクリート強度 60(N/㎜ 2)の No.12
図−4にコンクリート強度別せん断力(Q)−
は R=1/130(rad.)付近でせん断ひび割れが発生し
た。R=1/50(rad.)付近で被りコンクリートが剥離
相対変位(δ)曲線(包絡線),図−5に層間変形角
表−5 実験結果一覧
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
曲げひび割れ せん断ひび割れ
発生時
発生時
Qmc
δ
Qsc
δ
(kN)
(㎜)
(kN)
(㎜)
126
0.80
285
5.25
133
0.80
246
3.61
121
0.81
357
8.38
245
1.32
552
7.71
358
2.47
547
7.31
403
2.64
442
5.24
222
1.33
501
7.40
345
2.10
488
5.27
342
1.72
664
10.21
479
2.65
701
8.05
612
3.57
773
9.97
378
2.05
683
7.98
端部圧壊
開始時
Qcc
δ
(kN)
(㎜)
268
5.23
275
4.55
266
4.34
357
2.63
372
2.63
240
1.30
339
2.63
395
2.66
446
2.70
479
2.65
212
0.94
431
2.64
最大耐力時
Qmax
(kN)
363
378
386
581
600
553
552
559
686
767
777
683
δ
(㎜)
10.53
15.38
15.24
15.79
15.68
10.25
9.89
10.50
8.22
15.40
10.39
7.98
曲げ降伏時*1) 限界変形角*2)
Qy
(kN)
357
368
361
552
561
499
539
521
680
741
722
674
δ
(㎜)
9.80
9.27
8.75
7.71
6.86
4.35
8.91
6.54
7.94
6.47
5.94
7.32
Ru
(rad.)
1/45
1/40
1/15以上
1/15以上
1/18
1/20
1/38
1/47
1/15以上
1/20
1/43
1/28
破壊モード*3)
F→S
F→S
F
F
F→S
FC
F→S
FC
F
F→S
FC
FC
*1)最外縁鉄筋が材料試験結果における降伏歪み度に達し,せん断力(Q)−相対変位(δ)曲線上で剛性が明らかに低
下した点
*2)最大耐力後初めて耐力が最大耐力の 80%まで低下した点
*3)F:曲げ破壊
S:せん断破壊
FC:曲げ圧縮破壊
-339-
し,それ以降耐力低下が顕著に見られた。
耐力後初めて耐力が最大耐力の 80%まで低下し
R=1/33(rad.)に向かう途中にせん断補強筋が降
た点。『1/15(rad.)以上』は最終変形角まで最大耐
伏し,最終変形角 R=1/15(rad.)に向かう途中で,
力の 80%以上耐力を維持した試験体)はせん断
所定軸力が保持できなくなり破壊に至った。軸
余裕度の大きい No.7 に比べせん断余裕度の小
力比が一定であっても,コンクリート強度が異
さい No.12 の方が大きい結果となった。
なるため,軸力の絶対量は No.12 のほうが大き
【軸力比の違いによる影響】
くなる。しかし,表−1よりコンクリートのヤ
図 − 6 に 軸 力 比 別 せ ん 断 力 (Q) − 相 対 変 位
ング係数はあまり変わらない。したがって,主
(δ)曲線(包絡線),図−7にせん断補強筋降伏応
筋の軸力負担が大きくなり,圧縮破壊が先行す
力度に対する実応力度の比(σ/wσy)−層間変形
る。そのため破壊モードも曲げ降伏後のせん断
角(R)関係,図−8に層間変形角 R=1/50(rad.)に
破壊から曲げ圧縮破壊に変化した。しかし,限
おける破壊状況の一例を示す。軸力比η=0.30
界変形角(限界変形角は Q−δ包絡線上で最大
の No.4 は R=1/140(rad.)付近でせん断ひび割れ
NO.4 η=0.30
NO.5 η=0.45
NO.6 η=0.60
Q(kN)
600
R(rad.)
1/33
1/20
-50
-30
-20
1/200
の No.5 は R=1/140(rad.)付近で試験体全体にせ
200
ん断ひび割れが分散して発生し,その後柱端部
-10
10
20
30
40
50
60
70
δ(㎜)
-200
1/200
1/50
1/100
共通要因
1/20
1/33
1/15
れが発生した。R=1/100(rad.)の繰り返し載荷以
降被りコンクリートが剥離し,コア部分のみの
性状となったが,耐力低下は緩やかで限界変形
角は R=1/18(rad.)であった。軸力比η=0.60 の
図−6 軸力比別
せん断力(Q)−相対変位(δ)曲線(包絡線)
No.6 は R=1/200(rad.)付近で,柱端部の圧壊によ
σ/wσy(%)
80
の圧壊により被りコンクリートに沿ったひび割
R(rad.)
-600
σB =41 N/㎜2
pw=0.9 %
100
最終変形角まで耐力を維持した。軸力比η=0.45
1/100
1/50
-40
が発生し,限界変形角は R=1/15(rad.)以上であり,
り被りコンクリートに沿ったひび割れが発生し
加力方向
2
)
σ=41(N/㎜
B
pw=0.9%
た。R=1/100(rad.)の繰り返し載荷以降被りコン
クリートが剥離し,コア部分のみの性状となっ
60
た。R=1/33(rad.)付近から主筋の座屈により,所
40
歪みゲージ貼付位置
No.4
No.5
No.6
20
0
1/100 1/50 1/33
図−7
No.4
η=0.30
1/20
η=0.30 実応力度σ
=Es×ε
η=0.45 Es :ヤング係数(N/㎜2 )
η=0.60 ε:歪み(μ)
1/15 R(rad.)
σ/wσy−R 関係
No.5
η=0.45
定の軸力が保持できなくなり破壊に至った。軸
力比の違いにより破壊経過に違いが見られ,軸
力比 0.45 を超えると被りコンクリートが早期に
剥離する。図−7に示すように No.6 は R=1/20
No.6
η=0.60
τ/σB ×10
No.12
RC
0.9
0.6
0.3
-50
-40
-30
-20
-10
10
20
30
40
50
-0.3
1/200
1/100
1/50
1/20
1/33
-0.9
図−8
図−9 コンクリート別
τ/σB×10−δ曲線(包絡線)
1/50(rad.)における破壊状況
-340-
60
70
δ(㎜)
R(rad.)
1/15
RC
(rad.)に向かう途中でせん断補強筋が降伏して
No.12
右側面ゲージ貼付位置
いるのに対し,No.5 は最終変形角時で降伏,
No.4 はせん断補強筋が降伏することなく最終
変形角を迎えている。これより,せん断余裕度
に余裕がある場合の柱の変形性能は,せん断補
強筋による拘束効果の持続性により決定される
と考えられる。
3.2
RC との比較
図−9にコンクリート別コンクリート圧
縮強度に対するせん断応力度の比(τ/σ B )−
直交面
図−10 1/50(rad.)における破壊状況
および歪みゲージ貼付位置図
相対変位(δ)曲線(包絡線),図−10に R=1/50
(rad.)における破壊状況および加力方向と直交
面歪みゲージ貼付位置図を示す。図−9より RC
2500
軸力(kN)
2500
RC
2000
試験体 3)(σB=77N/㎜ 2,η=0.30,pw=0.6%)に比
2000
べ JL 試験体は顕著な耐力低下を示し破壊に至
1500
った。またせん断ひび割れの数も RC 試験体に
1000
1000
比べ少なく,ひび割れ幅も大きく口開いており
500
500
軸力(kN)
RC
1500
JL
損 傷 が 大 き い 。 限 界 変 形 角 は JL 試 験 体 で
0
-800 -600 -400 -200
主筋歪み(μ)
R=1/28(rad.),RC 試験体で R=1/29(rad.)とほぼ変
図−11
わらない性状であったが,その後の変形性能に
違いが見られる。このことについて,内部のせ
RC
ん断補強筋の歪み分布より検討をする。
0
0
JL
50
100 150 200
せん断補強筋歪み(μ)
主筋・補強筋の歪み比較
1
No.12
1/200rad.
1/200rad.
図−11に軸力導入時の主筋,せん断補強筋
軸方向歪み度(%)
RC
0
1/33rad.
-1
1/100rad.
の歪み比較を示す。JL 試験体はヤング係数が低
-2
いため,軸力導入時に RC 試験体に比べ主筋・
1/100rad.
-3
せん断補強筋にかかる負担が大きくなり,歪み
1/33rad.
1
が増大していることが分かる。図−12に直交
せん断補強筋降伏
(R=-1/20rad.)
R(rad.)
-1/20 -1/50
1/50
1/20
-1/33 -1/1001/100 1/33
1/15
軸方向歪み度(%)
No.12
0
面のせん断補強筋歪み分布および軸方向歪み度
−層間変形角(R)関係を示す。図−12のせん断
-1
1/50rad.
補強筋の歪み分布より限界変形角付近の
1/50rad.
εy =4744(μ)
R=1/33(rad.)を見ると, RC 試験体に比べせん断
0
補強筋の歪みは JL 試験体の方が大きく,柱脚の
2000 4000 6000
歪み(μ)
εy =4623(μ)
0
-2
せん断補強筋降伏
(R=1/33rad.)
R(rad.)
2000 4000 6000 -1/20 -1/50 1/50 1/20
-3
-1/33 -1/1001/100 1/33
1/15
歪み(μ)
図−12 直交面せん断補強筋の歪み分布
および軸方向歪み度−層間変形角(R)関係
補強筋が降伏している。しかし,その他は降伏
せずに拘束効果を維持している。また直交面の
伏し,拘束効果を維持できなくなった。そのた
せん断補強筋歪み性状と軸方向歪み度の間には
め,軸方向歪み度が急激に進展して行き,主筋
関係が見られ,図−12の右の図の黒丸に示す
の座屈により破壊に至った。以上よりヤング係
よ う に JL の せ ん 断 補 強 筋 が 降 伏 す る
数の低い JL 試験体は,RC 試験体に比べせん断
R=1/33(rad.)までは,軸方向歪み度は RC,JL 試
補強筋への負担が大きいが,せん断補強筋の拘
験体ともにほぼ同程度である。しかしその後,
束力が有効な範囲では,RC 試験体と同様な構
JL 試験体は,試験区間全体のせん断補強筋が降
造性能が確保できると考えられる。
-341-
900
750
Q(kN)
1/800 1/200
0.08
1/67
1/400
1/100
1/33
JL
Qmu
450
RC
0.04
300
cKe(JL)
1/50(rad.)
0.02
cKe(RC)
150
0
Ru=1/15(rad.)以上
0.06
Qsu2
600
Ru(rad.)
R(rad.)
1/50
JL
RC
4
8
図−13
12
16
20
28
24
0.6
せん断力(Q)−相対変位(δ)
曲線(包絡線)
0.8
図−14
1
1.2
1.4
1.6
1.8
Ru−Qsu1/Qmu 分布図
筋の歪みゲージの値が,せん断力を負担する前
4.検討
4.1
Qsu1/Qmu
0
32
δ(㎜)
面のゲージの値より,軸力を負担する右側のゲ
剛性,曲げ・せん断耐力
図−13にせん断力(Q)−相対変位 (δ)曲線
(包絡線)を示す。JL 試験体の初期剛性
4)
は RC
試験体(Fc=42N/㎜ 2,η=0.30,pw=0.9%)に比べ
ージの値のほうが先に降伏歪みに達した試験体
である。つまり,軸力が大きい場合,せん断余
裕度では評価しきれないと考えられる。
5.
30%ほど低くなっているが,計算値との適合性
まとめ
は精度良く評価している(柱スパンには h’=h0+2
ⅰ)JL 柱部材は,RC 柱部材と同様な耐力を有
×0.25D を用いた)。多段配筋曲げ略算式による
し,せん断補強筋を適切に配筋することで RC
計算値(Qmu),終局強度型耐震設計指針(靭性式)
柱部材と同様な構造性能を有することを示した。
による計算値(Qsu1)を図−13に重ねて比較す
ⅱ)JL 柱部材は高軸力下においてもコア部を十
る。JL 試験体の曲げ耐力実験値は,RC 柱部材
分補強し,せん断補強筋の拘束効果を持続する
に用いられている既往式の計算値により,精度
ことで良好な履歴性状が得られることを示した。
よく評価できている。また,両試験体とも曲げ
ⅲ)RC 柱部材に用いられている曲げ・せん断
耐力計算値がせん断耐力計算値を上回る変形角
耐力の評価式は,RC 柱部材同様,JL 柱部材も
以降でも耐力を維持しており,終局強度型耐震
評価可能であることを示した。
設計指針(靭性式)によるせん断耐力は JL 試験体
ⅳ)JL 柱部材の靭性能は RC 柱部材と同様,せ
においても安全側に評価されていると言える。
ん断余裕度の増加に伴いに向上し,せん断余裕
4.2
靭性能評価
度は JL,RC ともに靭性能を評価する一つの指
図−14に限界変形角(Ru)−せん断余裕度
標となる可能性を示した。
(Qsu1/Qmu)分布図を示す。せん断余裕度は表−
1 の値を用いた。RC 試験体 3)と比較することで,
JL 試験体の靭性能を評価する。RC 試験体はせ
ん断余裕度の増加にともない限界変形角も大き
くなる。JL 試験体においてもほぼ同様な分布を
示し,せん断余裕度と限界変形角には相関関係
が認められる。この相関関係より,RC 試験体
に用いられている式を準用して求めたせん断余
裕度は,JL 試験体の靭性能も同様に評価する一
つの指標となり得ると言える。ただし,この相
「謝辞」 本研究実施にあたり,石炭灰人工多機能骨材
の共同開発に関して常磐共同火力株式会社,鹿島建設
株式会社,日本メサライト工業株式会社,生活価値創
造住宅開発技術研究組合,鉄筋の供給に高周波熱錬株
式会社,また,実験に際し大木建設技術研究所にご協
力頂きました。ここに記して感謝の意を表します。
「参考文献」
1)日本建築センター:建築物の構造規定,1997
2)日本建築学会:鉄筋コンクリート終局強度設計に関す
る資料,1987.9
3)鹿野仁史,松崎育弘ほか:高強度せん断補強筋を用い
た RC 柱部材の構造性能に関する実験的研究,日本建築
学会学術講演梗概集,C−2,pp.419-422,2002.9
4)日本建築学会:鉄筋コンクリート建物の終局強度型耐
震設計指針・同解説,1990.10
関関係が見られない試験体もあり,せん断補強
-342-