JP6515302B2 - Beam joint structure design method, beam joint structure manufacturing method and beam joint structure - Google Patents
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Description
本発明は、梁接合構造の設計方法、梁接合構造の製造方法及び梁接合構造に関する。
本発明は、２０１７年２月１６日に日本に出願された特願２０１７−０２７２１２号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。The present invention relates to a method of designing a beam joint structure, a method of manufacturing a beam joint structure, and a beam joint structure.
Priority is claimed on Japanese Patent Application No. 2017-027212, filed Feb. 16, 2017, the content of which is incorporated herein by reference.
従来、小梁（梁）の端部を大梁（支持部材）に接合した梁接合構造における小梁と大梁との接合部は、一般的に剛接合又はピン接合として設計される（例えば、特許文献１から５及び非特許文献１から２参照）。
剛接合の接合部では、例えば、小梁のフランジは大梁に溶接又はボルトを用いて接合（以下、ボルト接合と呼ぶ）されるとともに、小梁のウェブは大梁に設けたシアプレートにボルト接合される。一方で、ピン接合の接合部では、例えば、小梁のウェブは大梁に設けたシアプレートにボルト接合されるが、小梁のフランジは大梁に接合されない。Conventionally, a joint between a beam and a large beam in a beam joint structure in which an end of a beam (a beam) is joined to a large beam (supporting member) is generally designed as a rigid connection or a pin joint (e.g. 1 to 5 and non-patent
In a rigid joint, for example, the beamlet flange is welded or welded to the large beam (hereinafter referred to as bolt connection) and the beamlet web is bolted to a shear plate provided on the large beam. Ru. On the other hand, at a joint of a pin joint, for example, a web of a beam is bolted to a shear plate provided on a large beam, but a flange of the beam is not connected to the large beam.
小梁のウェブをボルト接合する場合には、通常は、小梁は高力ボルトを用いて摩擦接合される。しかし、この場合には、小梁及びシアプレートの摩擦面の処理、及び高力ボルトの締め付けのトルク管理が必要になる。
これに対して、ボルト接合として支圧接合する場合や、ボルト接合として支圧接合するとみなして設計したりする場合には、摩擦面の処理やトルク管理が不要になる。When bolting a web of beamlets, the beamlets are usually friction bonded using high strength bolts. However, in this case, the treatment of the friction surfaces of the beam and the shear plate, and the torque management of tightening of the high strength bolt are required.
On the other hand, when bearing connection is carried out as bolt connection, or when bearing connection is considered and designed as bolt connection, processing of a friction surface and torque management become unnecessary.
しかしながら、支圧接合に用いられるボルトは、摩擦接合には寄与しない。支圧による力の伝達を確実にするためには、ボルトを挿入する貫通孔とボルトとの隙間が生じないようにボルトと貫通孔の寸法を定めることが望ましいが、鉄骨の建方における施工誤差を吸収するために、貫通孔の大きさはボルトの径より大きくする必要がある。このため、ボルトを挿入する貫通孔とボルトとの隙間の長さ分は、ボルトが剪断力を負担しないで貫通孔内を動く。小梁の上方に接合された床スラブに曲げモーメントが作用しても、大梁と小梁との接合部が曲げモーメントに対する抵抗を持たない（回転剛性がゼロである）。このため、この接合部が剛接合にならず、床スラブが損傷しやすくなるという問題がある。
接合部がピン接合の場合にも、同様の問題が生じる。However, bolts used for bearing bonding do not contribute to friction bonding. In order to ensure the transmission of force due to bearing pressure, it is desirable to determine the dimensions of the bolt and the through hole so that there is no gap between the through hole into which the bolt is inserted and the bolt. The size of the through hole needs to be larger than the diameter of the bolt in order to absorb the For this reason, the bolt moves in the through hole without the shear force being applied for the length of the gap between the through hole into which the bolt is inserted and the bolt. Even if a bending moment acts on the floor slab joined above the beam, the joint between the large beam and the beam does not have resistance to the bending moment (rotational stiffness is zero). Therefore, there is a problem that this joint does not become a rigid joint and the floor slab is easily damaged.
The same problem arises when the joint is a pin joint.
本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであり、支持部材及び梁を支圧接合した場合でも、梁上の床スラブの損傷を防止できる梁接合構造の設計方法、梁接合構造の製造方法、及び梁接合構造を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of the above circumstances, and a method of designing a beam connection structure capable of preventing damage to a floor slab on the beam even when supporting members and beams are pressure-bonded, and a method of manufacturing the beam connection structure And a beam joint structure.
上記課題を解決するために、本発明は以下の手段を採用する。
（１）本発明の第１の態様に係る梁接合構造の設計方法は、支持部材と、端部が前記支持部材に接合される梁と、前記梁の上方に接合された床スラブと、前記端部の第１貫通孔と前記支持部材の第２貫通孔とを重ねて形成される合成貫通孔に挿入された状態で、前記端部と前記支持部材とを接合するボルトと、を備え、前記梁の長手方向において前記第１貫通孔と前記ボルトとの間及び前記第２貫通孔と前記ボルトとの間に隙間が存在する梁接合構造の設計方法であって、前記床スラブに曲げ変形が与えられることにより、前記第１貫通孔及び前記第２貫通孔に対して前記ボルトが前記梁の長手方向に相対的に移動して、前記第１貫通孔の内面及び前記第２貫通孔の内面に前記ボルトが接触した支圧接合状態となるまでに前記床スラブに作用する曲げモーメントが、前記床スラブの曲げ耐力よりも小さくなるように、前記床スラブの曲げ耐力を設定する工程を有することを特徴とする梁接合構造の設計方法。
In order to solve the above-mentioned subject, the present invention adopts the following means.
(1) A method of designing a beam joining structure according to a first aspect of the present invention includes a support member, a beam whose end is joined to the support member, a floor slab joined above the beam, and A bolt for joining the end portion and the support member in a state where the first through hole at the end portion and the second through hole of the support member are inserted into a composite through hole formed by overlapping each other ; A method of designing a beam joint structure in which a gap is present between the first through hole and the bolt and between the second through hole and the bolt in the longitudinal direction of the beam, the floor slab being bent and deformed The bolt is moved relative to the first through hole and the second through hole in the longitudinal direction of the beam, and the inner surface of the first through hole and the second through hole are acting on the floor slab until bearing capacity joined state where the bolt is in contact with the inner surface That bending moment, the to be smaller than the bending strength of the floor slab, a method of designing a beam joining structure characterized by comprising the step of setting the bending strength of the floor slab.
（２）上記（１）に記載の態様において、前記床スラブが、前記支持部材上に設けられたコンクリートスラブであり、前記床スラブの曲げ耐力は、床スラブに使用されるコンクリートの圧縮強度に基づいて計算されてもよい。 (2) In the aspect described in the above (1), the floor slab is a concrete slab provided on the support member, and the flexural strength of the floor slab is the compressive strength of concrete used for the floor slab. It may be calculated based on.
（３）上記（１）又は（２）の態様において、前記床スラブが、前記支持部材上に設けられた鉄筋コンクリートスラブであり、且つ前記床スラブ内の鉄筋が、前記支持部材を跨ぐように前記梁の長手方向に延設され、前記床スラブの曲げ耐力は、前記床スラブに使用されるコンクリートのヤング係数及び強度と前記鉄筋のヤング係数及び強度に基づいて計算されてもよい。 (3) In the aspect of the above (1) or (2), the floor slab is a reinforced concrete slab provided on the support member, and the reinforcing bars in the floor slab are straddling the support member. The bending strength of the floor slab may be calculated based on the Young's modulus and the strength of the concrete used for the floor slab and the Young's modulus and the strength of the rebar, which extend in the longitudinal direction of the beam.
（４）上記（１）から（３）のいずれか一項に記載の態様において、前記床スラブは、一方向に延びる溝を前記梁の長手方向に複数有するデッキプレート上にコンクリートが打設された構造とし、前記溝が前記梁の長手方向と交差する方向に沿って延びるよう配置されてもよい。 (4) In the aspect described in any one of (1) to (3) above, the floor slab is formed by placing concrete on a deck plate having a plurality of grooves extending in one direction in the longitudinal direction of the beam. The groove may be arranged to extend along a direction intersecting the longitudinal direction of the beam.
（５）上記（１）から（４）のいずれか一項に記載の態様において、前記合成貫通孔は前記端部及び前記支持部材に複数設けられ、（１）式を満たすように、前記複数の各合成貫通孔のうち、鉛直方向において、前記床スラブから最も遠くに配置された前記合成貫通孔の、前記梁の長手方向における前記第２貫通孔の前記梁から遠い側の内面と前記ボルトとの隙間及び前記第１貫通孔の前記支持部材から遠い側の内面と前記ボルトとの隙間の合計値ｇｂ（ｍｍ）、前記床スラブの回転剛性Ｋｓｌａｂ（Ｎｍｍ／ｒａｄ）、前記床スラブの前記曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ（Ｎｍｍ）、曲げ変形を受ける前記床スラブの中立軸と前記床スラブの上面との距離ｘｎ（ｍｍ）、及び、前記複数の各合成貫通孔のうち、鉛直方向において、前記床スラブから最も遠い前記合成貫通孔の中心軸と前記床スラブの上面との距離ｘb１（ｍｍ）を決定してもよい。(5) In the aspect described in any one of (1) to (4) above, a plurality of the synthetic through holes are provided in the end portion and the support member, and the plurality of the synthetic through holes satisfy the equation (1). In each of the synthetic through holes, the inner surface of the synthetic through hole arranged farthest from the floor slab in the vertical direction, the inner surface of the second through hole in the longitudinal direction of the beam and the bolt And the total value g b (mm) of the gap between the bolt and the inner surface of the first through hole remote from the support member, and the rotational rigidity K slab (N mm / rad) of the floor slab, the floor slab The bending resistance M slab, Rd (N mm), the distance x n (mm) between the neutral axis of the floor slab subjected to bending deformation and the upper surface of the floor slab, and vertical among the plurality of synthetic through holes In the direction of the floor May determine the distance x b1 (mm) of the upper surface of the floor slab and the central axis of the furthest said synthetic penetrating pores rubs.
（６）上記（５）に記載の態様において、前記梁の長手方向における前記第１貫通孔の内面間の距離をｄ０１（ｍｍ）、前記梁の長手方向における前記第２貫通孔の内面間の距離をｄ０２（ｍｍ）、前記ボルトの外径をｄｂ（ｍｍ）、前記複数の各合成貫通孔のうち前記床スラブに最も近い前記合成貫通孔の中心軸と前記床スラブの上面との距離をｘb２（ｍｍ）、前記梁の長さをｌ（ｍｍ）、前記梁の曲げ剛性をＥＩＳ（Ｎｍｍ２）、前記梁の質量と前記梁が支持する前記床スラブの質量の和を求め、前記質量の和と重力加速度の積を前記梁の長さで除して前記梁の単位長さあたりの自重ｗ（Ｎ／ｍｍ）としたときに、（２）式を満たすように前記隙間ｇｂを決定してもよい。(6) In the aspect described in (5), the distance between the inner surfaces of the first through holes in the longitudinal direction of the beam is d 01 (mm), and the distance between the inner surfaces of the second through holes in the longitudinal direction of the beam Distance of d 02 (mm), the outer diameter of the bolt d b (mm), the central axis of the synthetic through hole closest to the floor slab among the plurality of synthetic through holes, and the top surface of the floor slab sum the distance x b2 (mm), the length of the beam l (mm), the beam bending rigidity EI S (Nmm 2), of the floor slab mass mass and the beam of the beam to support When the weight of the beam per unit length w (N / mm) is obtained by dividing the product of the sum of the mass and the gravitational acceleration by the length of the beam, the equation (2) is satisfied. The gap g b may be determined.
（７）本発明の第２の態様に係る梁接合構造の製造方法は、上記（１）から（６）のいずれか一項に記載の態様で設計された梁接合構造において、前記支持部材と前記梁とを接合する工程を備える。 (7) A method for manufacturing a beam joint structure according to a second aspect of the present invention is a beam joint structure designed in the aspect described in any one of (1) to (6) above, And bonding the beam.
（８）本発明の第８の態様に係る梁接合構造は、支持部材と；端部が前記支持部材に接合される梁と；前記梁の上方に接合された床スラブと；前記端部の第１貫通孔と前記支持部材の第２貫通孔を重ねて形成される合成貫通孔に挿入されることで、前記端部と前記支持部材とを接合するボルトと；を備え、前記梁の長手方向において前記第１貫通孔と前記ボルトとの間及び前記第２通孔と前記ボルトとの間に隙間が存在する梁接合構造であって、
前記合成貫通孔は前記端部及び前記支持部材に複数設けられ、鉛直方向において、前記床スラブから最も遠くに配置された前記合成貫通孔の、前記梁の長手方向における前記第２貫通孔の前記梁から遠い側の内面と前記ボルトとの隙間及び前記第１貫通孔の前記支持部材から遠い側の内面と前記ボルトとの隙間の合計値ｇ ｂ （ｍｍ）、前記床スラブの回転剛性Ｋ ｓｌａｂ （Ｎｍｍ／ｒａｄ）、前記床スラブの前記曲げ耐力Ｍ ｓｌａｂ，Ｒｄ （Ｎｍｍ）、曲げ変形を受ける前記床スラブの中立軸と前記床スラブの上面との距離ｘ ｎ （ｍｍ）、及び、前記複数の各合成貫通孔のうち、鉛直方向において、前記床スラブから最も遠い前記合成貫通孔の中心軸と前記床スラブの上面との距離ｘ b１ （ｍｍ）は、（３）式を満たす。
A plurality of the synthetic through holes are provided in the end portion and the support member, and the second through holes in the longitudinal direction of the beam of the synthetic through holes disposed farthest from the floor slab in the vertical direction total value g b of the clearance from the support member of the gap and the first through-hole of the far side of the inner surface and the bolt from the beam and the far side of the inner surface and the bolt (mm), rotational stiffness K slab of the floor slab (N mm / rad), the flexural strength M slab, Rd (N mm) of the floor slab, the distance x n (mm) between the neutral axis of the floor slab subjected to flexural deformation and the upper surface of the floor slab , and the plurality The distance x b1 (mm) between the central axis of the synthetic through hole farthest from the floor slab and the upper surface of the floor slab in the vertical direction among the synthetic through holes of the above satisfies the formula (3).
（９）上記（８）に記載の態様において、前記床スラブは一方向に延びる溝を複数有するデッキプレートを備え、前記溝が前記梁の長手方向と交差する方向に沿って延びてもよい。 (9) In the aspect described in the above (8), said floor slab comprises a deck plate having a plurality of grooves extending in one direction, the groove but it may also extend along a direction intersecting the longitudinal direction of the beam .
（１０）上記（９）に記載の態様において、前記梁の長手方向における前記第１貫通孔の内面間の距離をｄ０１（ｍｍ）、前記梁の長手方向における前記第２貫通孔の内面間の距離をｄ０２（ｍｍ）、前記ボルトの外径をｄｂ（ｍｍ）、前記複数の各合成貫通孔のうち前記床スラブに最も近い前記合成貫通孔の中心軸と前記床スラブの上面との距離をｘb２（ｍｍ）、前記梁の長さをｌ（ｍｍ）、前記梁の曲げ剛性をＥＩＳ（Ｎｍｍ２）、前記梁の質量と前記梁が支持する前記床スラブの質量の和を求め、前記質量の和と重力加速度の積を前記梁の長さで除して前記梁の単位長さあたりの自重ｗ（Ｎ／ｍｍ）としたときに、前記隙間ｇｂは（４）式を満たしてもよい。 (10 ) In the aspect described in ( 9 ), the distance between the inner surfaces of the first through holes in the longitudinal direction of the beam is d 01 (mm), and the distance between the inner surfaces of the second through holes in the longitudinal direction of the beam Distance of d 02 (mm), the outer diameter of the bolt d b (mm), the central axis of the synthetic through hole closest to the floor slab among the plurality of synthetic through holes, and the top surface of the floor slab sum the distance x b2 (mm), the length of the beam l (mm), the beam bending rigidity EI S (Nmm 2), of the floor slab mass mass and the beam of the beam to support When the weight g (N / mm) per unit length of the beam is divided by dividing the product of the sum of the mass and the gravitational acceleration by the length of the beam, the gap g b is (4) You may satisfy the formula.
（１１）上記（８）から（１０）のいずれか一項に記載の態様において、前記梁の長手方向に延びる前記梁の下方のフランジと前記支持部材とは、互いに接合されていなくてもよい。 ( 11 ) In the aspect described in any one of (8) to ( 10 ), the lower flange of the beam extending in the longitudinal direction of the beam and the support member may not be joined to each other .
本発明の上記各態様によれば、支持部材及び梁を支圧接合した場合でも、梁上の床スラブの損傷を防止できる。 According to the above aspects of the present invention, damage to the floor slab on the beam can be prevented even when the support member and the beam are supported by pressure.
（第１実施形態）
以下、本発明に係る梁接合構造の第１実施形態を、図１から図７Ｂを参照しながら説明する。図１に示す建築物１には、本実施形態に係る梁接合構造２が用いられている。この建築物１は、上下方向に沿って延びる柱１１と、柱１１から水平面に沿って延びる大梁２１と、大梁２１から水平面に沿って延びる小梁（梁）３１と、大梁２１及び小梁３１の上方に接合された床スラブ４１と、を備えている。シアプレートを用いて大梁２１に小梁３１を接続する場合は、大梁２１及びシアプレートを一体として支持部材と称す。
なお、図１では、床スラブ４１において後述する第１鉄筋４３以外が透過されて示されている。大梁２１及び小梁３１は、水平面に対して傾斜していてもよい。First Embodiment
Hereinafter, a first embodiment of a beam joint structure according to the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 7B. The beam
In addition, in FIG. 1, the
この例では、柱１１はＣＦＴ（Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｆｉｌｌｅｄ ｓｔｅｅｌ Ｔｕｂｅ）造である。すなわち、柱１１は、鋼管１２内にコンクリート１３が充填されている。鋼管１２には、第１シアプレート１４が固定されている。
以下では、建築物１の構成のうち、大梁２１と、この大梁２１に接合された小梁３１と、この小梁３１に接合された床スラブ４１に着目して説明する。これら大梁２１、小梁３１、及び床スラブ４１を有して、梁接合構造２が構成される。In this example, the
In the following, among the configurations of the
図２Ａから図３に示すように、例えば、大梁２１にはＨ形鋼が用いられている。大梁２１は、水平面に沿って延びるように配置され、ウェブ２２、フランジ２３、２４を有する。フランジ２３はウェブ２２の上方、フランジ２４は、ウェブ２２の下方に位置する。以下では、大梁２１の長手方向を第１方向Ｘ、大梁２１から、水平面に沿うとともに第１方向Ｘに直交する第２方向Ｙ、第１方向Ｘ及び第２方向Ｙに直交する上下方向を第３方向Ｚと呼ぶ。
As shown in FIGS. 2A to 3, for example, an H-shaped steel is used for the
シアプレートを用いて大梁２１に小梁３１を接続する場合、大梁２１には、第２シアプレート２５が溶接等により固定されている。この場合、大梁２１及び第２シアプレート２５が支持部材として機能する。第２シアプレート２５は、第２方向Ｙに向かって突出している。第２シアプレート２５には、少なくとも１個の貫通孔２５ａ（第２貫通孔）が形成されている。なお、図１Ａから図３には、第２シアプレート２５に、複数の貫通孔２５ａが第３方向Ｚに沿って並べて形成されている。各貫通孔２５ａは、第２シアプレート２５を第１方向Ｘに貫通している。すなわち、第２シアプレート２５に、貫通孔２５ａが一列形成されている。貫通孔２５ａは、一列形成に限らない。例えば、貫通孔２５ａが二列形成又は千鳥状に配置されることも本実施形態に含まれる。又、１つの第２シアプレート２５に形成される貫通孔２５ａは、少なくとも１つあればよく、複数でも構わない。図では、一例として４つの貫通孔２５ａが設けられているが、これに限らない。なお、シアプレートを用いない場合も本実施形態に含まれ、その場合は、大梁２１が支持部材として機能する。なお、大梁２１の貫通孔を貫通孔２５ａ（すなわち、第２貫通孔）と呼ぶ。以下では、一の第２シアプレート２５に設けられた複数の貫通孔２５ａのうち床スラブ４１に最も近い貫通孔２５ａ（最も上方に配置された貫通孔２５ａ）を上端貫通孔２５ａＡをと呼ぶ場合がある。複数の貫通孔２５ａのうち床スラブ４１から最も遠い貫通孔２５ａ（最も下方に配置された貫通孔２５ａ）を下端貫通孔２５ａＢと呼ぶ場合がある。
大梁２１の端部は、柱１１の第１シアプレート１４に、符号を省略したボルトや溶接等により接合されている。When the
The end of the
例えば、小梁３１にはＨ形鋼が用いられている。小梁３１は、第２方向Ｙに沿って延びるように配置され、ウェブ３２、フランジ３３、３４を有する。フランジ３３はウェブ３２の上方、フランジ３４はウェブ３２の下方に位置する。
フランジ３３の上面には、フランジ３３から上方に向かって突出するスタッド３５が複数固定されている。複数のスタッド３５は、第２方向Ｙに互いに間隔を空けて配置されている。For example, an H-shaped steel is used for the
A plurality of
小梁３１は、小梁３１に外力や重力による曲げモーメントが作用していない自然状態のときには、第２方向Ｙに沿って延びるように配置されている。後述するように、下方に向けて外力等が作用した小梁は、下方に撓む。詳細には、両端が支持部材に接合されているため、小梁３１は、第２方向Ｙに平行であって上下方向（第３方向Ｚ）に平行な基準面Ｓ上で、下方に向かって凸となるように湾曲する（図２Ａの形状Ｐ１参照）。小梁３１が自然状態のときには、小梁３１の各端部には、複数のボルト３６が第３方向Ｚに沿って並べて固定されている。本実施形態では、小梁３１のウェブ３２の長手方向の各端部３７において、貫通孔２５ａに対応する位置に、小梁３１の貫通孔３２ａ（第１貫通孔、図３参照）が形成されている。なお、小梁３１の貫通孔３２ａ（第１貫通孔）と第２シアプレート２５の貫通孔２５ａ（第２貫通孔）とが重なって形成される貫通孔を合成貫通孔５０と呼ぶ場合がある。
なお、以下では、複数のボルト３６のうち、小梁３１の中立軸Ｃ３の上方に配置されたものをボルト３６Ａと呼び、中立軸Ｃ３の下方に配置されたものをボルト３６Ｂと呼ぶ場合がある。中立軸Ｃ３は、小梁３１の上下方向の中心線であり、床スラブ４１のコンクリート４４が硬化する前の小梁３１の中立軸である。The
Hereinafter, among the plurality of
図２Ａから図７Ｂに示すように、各ボルト３６のボルト軸３６ａは、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａに挿入されている。なお、シアプレートを用いない場合は、大梁２１の貫通孔を貫通孔２５ａとし、大梁２１の貫通孔２５ａと小梁３１の貫通孔３２ａとを重ねて合成貫通孔５０が形成される。小梁３１が自然状態のときには、各ボルト３６のボルト軸３６ａは位置Ｐ３（図４Ａ及び図５Ａ参照）に配置され、例えば、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａと同軸に配置されている。小梁３１が自然状態のときとは、小梁が自重によって撓み変形しない状態であると共に、大梁２１に小梁３１を仮留めする際に、小梁３１をクレーン等で吊り上げたときや、小梁３１を下方から仮受けしたとき等を意味する。すなわち、自然状態のときは、各ボルト３６と、小梁３１の貫通孔３２ａ及び第２シアプレート２５の貫通孔２５ａの間には、隙間があり、小梁３１の自重による撓みを考慮しない状態である。
床スラブ４１のコンクリート４４が硬化する前の小梁３１に対して、外力等による曲げモーメントが第１方向Ｘ（水平面に沿うとともに小梁３１が延びる第２方向Ｙに直交する方向）に沿う軸線周りに作用すると、中立軸Ｃ３の上方に配置された小梁３１の貫通孔３２ａは、第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）において、自身が接続する大梁側と反対の方向に、第２シアプレート２５の上端貫通孔２５ａＡに対して相対的に移動する。上方に配置された貫通孔３２ａほど第２方向Ｙの移動量が多くなるため、最も上方に配置された貫通孔３２ａが第２方向Ｙにおいて上端ボルト３６Ａのボルト軸３６ａの表面に接触しやすい。
なお、ここで言う外力とは、構造物に外部から作用する力を意味し、例えば、地震力、風荷重、衝撃荷重、又は積載荷重等のことである。
同様に、床スラブ４１のコンクリート４４が硬化する前の小梁３１に対して、外力等による曲げモーメントが第１方向Ｘに沿う軸線周りに作用すると、中立軸Ｃ３の下方に配置された小梁３１の貫通孔３２ａは、第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）において、自身が接続する大梁側に、第２シアプレート２５の下端貫通孔２５ａＢに対して相対的に移動する。下方に配置された貫通孔３２ａほど第２方向Ｙの移動量が多くなるため、最も下方に配置された貫通孔３２ａが第２方向Ｙにおいて下端ボルト３６Ｂのボルト軸３６ａの表面に接触しやすい。As shown in FIGS. 2A to 7B,
An axis along a first direction X (a direction perpendicular to a second direction Y along the horizontal surface and along which the
In addition, the external force said here means the force which acts on a structure from the outside, for example, seismic force, a wind load, an impact load, or loading load etc.
Similarly, when a bending moment due to an external force or the like acts around the axis along the first direction X with respect to the
ボルト３６のボルト軸３６ａにはナット４５が嵌め合わされている。ボルト３６のボルト頭部とナット４５とは、第２シアプレート２５を第１方向Ｘに挟み込む。より詳しくは、ボルト３６のボルト軸３６ａは、小梁３１の貫通孔３２ａ、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａにそれぞれ挿入されている。ボルト３６のボルト頭部とボルト３６に嵌め合わされたナット４５とは、小梁３１のウェブ３２及び第２シアプレート２５を第１方向Ｘに挟み込む。
なお、一般的に支圧接合するボルトを用いるときには、ボルトとシアプレートとが摩擦接合しない（ボルトとシアプレートとの間に摩擦力が作用しない）とみなして設計する。大梁２１と小梁３１の端部とは、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａに小梁３１のボルト３６が挿入されることで接合されている。A
In addition, when using the bolt which carries out bearing pressure bonding generally, it is considered that a bolt and a shear plate do not carry out friction bonding (frictional force does not act between a bolt and a shear plate), and it designs. The
図２Ａから図３に示すように、床スラブ４１は、デッキプレート４２上に接合されるコンクリート４４によって形成される。コンクリート４４内には、鉄筋が、含まれることが好ましい。例えば床スラブ４１は、デッキプレート４２上に複数の第１鉄筋４３及び図示しない第２鉄筋を配置した後で、デッキプレート４２上にコンクリート４４を打設することで製造される。
デッキプレート４２に形成された溝４２ａが、第１方向Ｘ（小梁３１の長手方向と交差する方向）に沿って一方向に延びるように配置されている。
図１を参照して、各第１鉄筋４３は、支持部材の位置でＹ方向への移動が拘束されるように定着されており、例えば各第１鉄筋４３は大梁２１を跨ぐように第２方向Ｙに沿って延設されるとともに、第１方向Ｘに互いに間隔を空けて配置されていることが好ましい。又、各第２鉄筋(図示なし)が、第１方向Ｘに沿って延びるとともに、第２方向Ｙに互いに間隔を空けて配置されていることが好ましい。
複数の第１鉄筋４３及び複数の第２鉄筋は、コンクリート４４に埋設されている。床スラブ４１は、小梁３１及び大梁２１に接合されている。
小梁３１の下方のフランジ３４と大梁２１（第２シアプレート２５）とは、互いに接合されていない。具体的には、小梁３１と第２シアプレート２５とはボルト３６によって接合されるが、小梁３１のフランジ３４と大梁２１とはボルト３６や溶接による接合はなされない。この場合、小梁３１のフランジ３４を大梁２１に溶接接合する場合に必要となるフランジ３４と大梁２１の間の開先の幅調整や、小梁３１のフランジ３４を大梁２１にボルト接合する場合に必要となる添え板の寸法調整などが不要であり、施工による寸法誤差に対する対応を最小限に抑えることができる。さらに、溶接作業の低減や、ボルトの使用を削減することができる。As shown in FIGS. 2A to 3, the
The
Referring to FIG. 1, each first reinforcing
The plurality of
The
このように構成された梁接合構造２の床スラブ４１に曲げモーメントが作用すると、自然状態の小梁３１は基準面Ｓ上で下方に向かって凸となるように湾曲する。この曲げモーメントは、第１方向Ｘ（水平面に沿うとともに小梁３１が延びる第２方向Ｙに直交する方向）に沿う軸線周りの曲げモーメントである。中立軸Ｃ１は、床スラブ４１のコンクリート４４が硬化した後の床スラブ４１の中立軸である。床スラブ４１の中立軸は、小梁３１のフランジ３３よりも第３方向Ｚにおいて上方にある。床スラブ４１のコンクリート４４が硬化した後の小梁３１に対して、外力等による曲げモーメントが第１方向Ｘ（水平面に沿うとともに小梁３１が延びる第２方向Ｙに直交する方向）に沿う軸線周りに作用すると、床スラブ４１の中立軸Ｃ１の下方に配置された小梁３１の貫通孔３２ａは、第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）において、自身が接続する大梁側に、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａに対して相対的に移動する。小梁３１の中立軸Ｃ３より上方に配置された小梁３１の貫通孔３２ａは、床スラブ４１のコンクリート４４が硬化する前に小梁３１に作用する曲げモーメントによって移動する方向とは第２方向Ｙにおいて反対側に移動する。第２シアプレート２５の貫通孔２５ａに対する、床スラブ４１のコンクリート４４が硬化する前後の小梁３１の貫通孔３２ａの移動量の合計は、下方に配置された貫通孔３２ａほど、第２方向Ｙの大梁側への移動量が多くなるため、最も下方に配置された貫通孔３２ａが第２方向Ｙにおいて下端ボルト３６Ｂのボルト軸３６ａの表面に接触しやすい。
本発明では、小梁３１の長手方向において、小梁３１の貫通孔３２ａ及び第２シアプレート２５の貫通孔２５ａの内面に、ボルト３６が接触して支圧接合するときの床スラブ４１に作用する曲げモーメントが、床スラブ４１の曲げ耐力（特に、床スラブ４１の第１方向Ｘに沿う軸線周りの曲げ耐力）よりも小さい。
ここで言う床スラブ４１の曲げ耐力は、例えば、曲げ試験において規定された永久変形（非弾性変形）が生じるときの曲げモーメントのことを意味する。When a bending moment acts on the
In the present invention, the
The bending strength of the
具体的に説明すると、第３方向Ｚにおいて、床スラブ４１の中立軸Ｃ１から遠い位置に配置された貫通孔３２ａほど、床スラブ４１が湾曲したときの第２方向Ｙの移動距離が長い。このため、複数の貫通孔３２のうち、床スラブ４１から最も遠い位置に配置された下端貫通孔３２ａ（最も下方に配置された貫通孔３２ａ）の第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）における大梁２１から遠い側の内面に、ボルト３６のボルト軸３６ａの表面が最初に接触する。下端貫通孔３２ａの第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）における大梁２１から遠い側の内面にボルト３６のボルト軸３６ａが接触したのち、床スラブ４１がさらに湾曲すると、貫通孔３２ａＢはボルト３６のボルト軸３６ａと接触した状態のまま第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）において、自身が接続する大梁側（小梁３１の長さが長くなる方向）に、第２シアプレート２５の下端貫通孔２５ａＢに対して相対的に移動する。やがてボルト３６のボルト軸３６ａが貫通孔２５ａＢの第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）における小梁３１から遠い側の内面に接触して、貫通孔３２ａＢの内面とボルト３６のボルト軸３６ａ、ボルト３６のボルト軸３６ａと貫通孔２５ａＢの内面とが各々接触する状態となり、小梁３１から第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）に沿って大梁２１へ力が伝達されるので、小梁３１に作用する曲げモーメントがボルト３６を介して小梁３１の端部と大梁２１との間で伝達される。
Specifically, in the third direction Z, the moving distance in the second direction Y when the
ここで、上記のように構成された梁接合構造２において、積載荷重による曲げモーメントが床スラブ４１に作用する前及び作用した後の、ボルト３６と床スラブの中立軸の下方に配置された第２シアプレート２５及び小梁３１の各貫通孔（合成貫通孔５０）の位置関係について、図６Ａから図７Ｂを用いて説明する。
コンクリート４４が硬化する前は、積載荷重による曲げモーメントが床スラブ４１に作用していない状態である。この時、図６Ａ及び図６Ｂに示すように、第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）において小梁３１の貫通孔３２ａの大梁２１から遠い側の内面がボルト３６のボルト軸３６ａに接触する。一方で第２シアプレート２５の貫通孔２５ａの内面は、ボルト３６のボルト軸３６ａと接触していない。
コンクリート４４が硬化して、積載荷重による曲げモーメントが床スラブ４１に作用すると、床スラブ４１が湾曲していき、床スラブが曲げ変形した状態となる。この時、図７Ａ及び図７Ｂに示すように、第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）において小梁３１の貫通孔３２ａの大梁２１から遠い側の内面及び第２シアプレート２５の貫通孔２５ａの小梁３１から遠い側の内面（すなわち、合成貫通孔５０の内面）がボルト３６のボルト軸３６ａに接触し、支圧接合された状態となる。換言すれば、第２方向Ｙ（小梁３１の長手方向）において、ボルト軸３６ａが貫通孔３２ａ及び貫通孔２５ａによって両側から挟み込まれることにより、支圧接合された状態となる。Here, in the beam
Before the concrete 44 hardens, the bending moment due to the load does not act on the
When the concrete 44 hardens and a bending moment due to the loading load acts on the
上記のように、床スラブ４１に作用する曲げモーメントが大きくなるのにしたがって床スラブ４１が湾曲していき、貫通孔２５ａの小梁３１から遠い側の内面にボルト３６が近づく。このとき、小梁３１の長手方向(第２方向Ｙ)において、小梁３１の貫通孔３２ａの大梁２１から遠い側の内面及び第２シアプレート２５の貫通孔２５ａの小梁３１から遠い側の内面に、ボルト３６が接触して支圧接合するときの床スラブ４１に作用する曲げモーメントが、床スラブ４１の曲げ耐力よりも小さいという条件を満たすように、貫通孔２５ａの内径や床スラブ４１の曲げ耐力等が設定されている。
なお、自然状態のときは、各ボルト３６と、小梁３１の貫通孔３２ａ及び第２シアプレート２５の貫通孔２５ａの間には、隙間がある。小梁３１の自重により小梁３１が撓むと貫通孔３２ａは移動するが、小梁３１の自重だけでは支圧接合の状態とはならない。
以上説明したように、本実施形態に係る梁接合構造２によれば、コンクリートスラブに曲げモーメントが作用しても、その曲げモーメントによりコンクリートスラブが割れないように床スラブを設計することができ、床スラブが損傷するのを効果的に抑制することができる。As described above, as the bending moment acting on the
In the natural state, there are gaps between the
As described above, according to the beam
なお、本実施形態に係る梁接合構造の設計方法及び梁接合構造の製造方法は、図８に示すフローチャートように、以下の工程を行う。なお、下記の設計方法は、一時的ではない有形の記録媒体（図示なし）に記録されたプログラムをＣＰＵ(図示なし)により実行するコンピュータ装置(図示なし)によって実現されることが好ましい。この場合、コンピュータ装置は、作業者により操作される入力装置をからの指令に応じて、下記設計方法を実行するとともに、設計結果を、出力装置を介して視認可能に出力することが好ましい。以下に、図８を参照して、梁接合構造の設計方法について詳細に説明する。
まず、荷重条件を決定する（Ｓ１）。次に、柱や梁の配置の仮決めをする構造計画を行う（Ｓ２）。支持部材や梁、床スラブの断面寸法、材料強度の仮決めを行い（Ｓ３）、さらにスラブの配筋、ボルトの配置、スタッドの配置などの仮決めを行う（Ｓ４）。次に、曲げ耐力（Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ）、回転剛性（Ｋｓｌａｂ）、第２方向Ｙ方向における貫通孔２５ａの小梁３１から遠い側の内面とボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間及び貫通孔３２ａの大梁２１から遠い側の内面とボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間の合計値（ｇｂ）を計算する（Ｓ５）。（１）式を満たした場合には終了し、満たさない場合には、Ｓ２からＳ４の設計条件を変更して再計算を行う。なお、Ｓ５で決定した条件が、最終出力される。In the method of designing a beam joint structure and the method of manufacturing a beam joint structure according to this embodiment, the following steps are performed as illustrated in the flowchart of FIG. The following design method is preferably realized by a computer (not shown) that executes a program recorded on a non-temporary, tangible recording medium (not shown) by a CPU (not shown). In this case, it is preferable that the computer device executes the following design method in response to a command from the input device operated by the worker, and outputs the design result so as to be visible via the output device. Hereinafter, with reference to FIG. 8, a method of designing a beam joint structure will be described in detail.
First, load conditions are determined (S1). Next, structural planning is performed to temporarily determine the arrangement of columns and beams (S2). Temporary determination of the cross-sectional dimensions of the support members, beams, and floor slabs and material strength is performed (S3), and temporary determination of slab arrangement bars, arrangement of bolts, arrangement of studs, and the like is performed (S4). Next, the bending strength ( Mslab, Rd ), the rotational rigidity ( Kslab ), the clearance between the inner surface of the through
上記設計方法において最終出力された値が設計値となり、梁接合構造の製造方法ではこの設計値を用いる。すなわち、上記工程を行うことで、柱、梁及び床スラブの大きさ及び配置、ボルト数、ボルトの寸法、材料強度、スラブの配筋、スタッドの配置、貫通孔の寸法が設計結果として出力される。梁構造を製造する際、設計結果に応じた柱、梁、ボルトを用いて小梁配置工程、床スラブ打設工程を進めることで、本発明に係る梁接合構造２が製造される。
詳細には、作業者は、小梁３１の端部を大梁２１に接合することで、小梁３１を大梁２１から水平面に沿って延びるように配置する（小梁配置工程）。このとき、大梁２１と小梁３１の端部とを、小梁３１に固定されたボルト３６を第２シアプレート２５に形成された貫通孔２５ａに挿入して接合する。
小梁３１の上方に床スラブ４１を接合（打設）する（床スラブ打設工程）。
上記設計結果に基づいて梁接合構造２を製造することで、小梁３１の貫通孔３２ａ及び第２シアプレート２５の貫通孔２５ａの内面に、ボルト３６が接触して支圧接合するときの床スラブ４１に作用する曲げモーメントは、床スラブ４１の曲げ耐力よりも小さくなる。The value finally output in the above design method is the design value, and this design value is used in the method of manufacturing the beam joint structure. That is, by performing the above process, the size and arrangement of columns, beams and floor slabs, number of bolts, dimensions of bolts, material strength, arrangement of slabs, arrangement of studs, dimensions of through holes are output as design results. Ru. When the beam structure is manufactured, the beam
In detail, the worker arranges the
The
By manufacturing the beam
以上説明したように、本実施形態に係る梁接合構造２によれば、貫通孔３２ａ及び２５ａの内面にボルト３６が接触すると、小梁３１に作用する曲げモーメントがボルト３６を介して小梁３１の端部と大梁２１（第２シアプレート２５）との間で伝達される。小梁３１の長手方向において、小梁３１の貫通孔３２ａ及び第２シアプレート２５の貫通孔２５ａの内面に、ボルト３６が接触して支圧接合するときの床スラブ４１に作用する曲げモーメントが、床スラブ４１の曲げ耐力よりも小さいことで、貫通孔３２ａ及び２５ａの内面にボルト３６が接触するまでの間においても、床スラブ４１に曲げモーメントが作用しても床スラブ４１が損傷するのを抑制することができる。
さらに、貫通孔３２ａ及び２５ａの内面にボルト３６が接触したときには、床スラブ４１単独の曲げ抵抗よりもボルト３６による大梁２１と小梁３１との接合の抵抗の分、ボルト３６による大梁２１と小梁３１との接合単独の抵抗よりも床スラブ４１の曲げ抵抗分、それぞれ高い剛性及び耐力を発揮することができる。As described above, according to the
Furthermore, when the
次に、本発明に係る梁接合構造２の設計方法の詳細について図９から図１０Ｂ、及び前述の図２Ａから図７Ｂを参照しながら説明する。
梁接合構造２において、床スラブ４１に曲げモーメントが作用したときのボルト３６の移動量を、各場合に分けて定量的に検討した。Next, details of the design method of the beam
In the beam
〔１．床スラブ４１の回転剛性及び曲げ耐力の算出方法〕
床スラブ４１の曲げ剛性をＥＩｓｌａｂ（Ｎｍｍ２）、小梁３１と大梁２１（ここでは第２シアプレート２５）との接合部の有効長さをｌｊ，ｓｌａｂ（ｍｍ）とすると、床スラブ４１の回転剛性Ｋｓｌａｂ（Ｎｍｍ／ｒａｄ）は（１１）式で求められる。[1. Method of calculating rotational rigidity and bending strength of floor slab 41]
Assuming that the bending stiffness of the
〔１．１．床スラブ４１の曲げ剛性及び曲げ耐力の算出例〕
床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂ、及び床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ（Ｎｍｍ）は、例えば各場合において以下の式で計算できる。[1.1. Calculation example of flexural rigidity and flexural strength of floor slab 41]
The flexural rigidity EI slab of the
〔１．１．１．床スラブ４１がコンクリートスラブの場合〕
床スラブ４１が第１鉄筋４３及び第２鉄筋等の鉄筋を有しないコンクリートスラブの場合、床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂ、及び床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（１２）式及び（１３）式を用いて、（１４）式及び（１５）式で算出される。ただし、コンクリートのヤング係数をＥｃ（Ｎ／ｍｍ２）、床スラブ４１の有効幅をｂｅｆｆ（ｍｍ）、コンクリートスラブの有効厚さをｔｓｌａｂ（ｍｍ）、コンクリートの圧縮強度をｆｃ（Ｎ／ｍｍ２）とする。[1.1.1. When the
When the
ｆｃ，ｔはコンクリートの引張強さであり、（１２）式による略算値を用いてもよいが、材料試験や他の評価式によって定めてもよい。床スラブ４１の有効幅ｂｅｆｆの決め方は特に限定されないが、例えば図３に示すように、第１方向Ｘに隣り合う小梁３１間のピッチＰを有効幅ｂｅｆｆとすることができる。すなわち、小梁３１間のピッチＰは、有効幅ｂｅｆｆと等しくてもよい。また、有効幅ｂｅｆｆは、例えば、Ｂｒｉｔｉｓｈ Ｓｔａｎｄａｒｄｓ “Ｅｕｒｏｃｏｄｅ ４： Ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｅｅｌ ａｎｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ― Ｐａｒｔ １―１： Ｇｅｎｅｒａｌ ｒｕｌｅｓ ａｎｄ ｒｕｌｅｓ ｆｏｒ ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ”、又は、「各種合成構造設計指針・同解説」、日本建築学会、等に基づいて決めることができる。
床スラブ４１の有効幅ｂｅｆｆを決める際には、第２鉄筋の剛性や本数等の影響を考慮してもよい。f c, t is the tensile strength of concrete, and the approximate value by equation (12) may be used, but it may be determined by a material test or another evaluation equation. Although the method of determining the effective width b eff of the
When determining the effective width b eff of the
床スラブ４１の有効厚さｔｓｌａｂは、例えば図２Ａに示すように、床スラブ４１の厚さＤｓ（ｍｍ）からデッキプレート４２の溝４２ａの深さＤｐ−ｔを引いた値（Ｄｓ−Ｄｐ＋ｔ）とすることができる。デッキプレート４２によりコンクリート４４に形成された溝４２ａは、第１方向Ｘに沿って延びる。コンクリート４４において、凹部と凹部との間に凸部が形成されていても、この凸部は第１方向Ｘに平行な軸周りの曲げモーメントに有効ではない。このため、コンクリート４４において、凸部の高さの一部又は全部を考慮しない。
なお、例えばコンクリート４４に形成された溝４２ａが第２方向Ｙに沿って延びている場合には、有効厚さをｔｓｌａｂは、（Ｄｓ−Ｄｐ＋ｔ）の値よりも床スラブ４１の厚さＤｓに近い値としてもよい。The effective thickness t slab of the
If, for example, the
〔１．１．２．床スラブ４１が鉄筋コンクリートスラブ（コンクリートのひび割れが許容されない）の場合〕
この場合、コンクリートは引張り力を保つ。床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、（１６）式及び（１７）式を用いて、（１８）式で算出される。
ただし、鉄筋（鋼）のヤング係数をＥＳ（Ｎ／ｍｍ２）、第１鉄筋４３の有効断面積をａｒ（ｍｍ２）、床スラブ４１の上面４１ａと第１鉄筋４３の中心軸との距離をＤｒ（図２Ａ参照）（ｍｍ）、コンクリートのヤング係数Ｅｃに対する鉄筋のヤング係数ＥＳの比であるヤング係数比をｎＥとする。
第１鉄筋４３の有効断面積ａｒは、例えば、床スラブ４１の有効幅ｂｅｆｆ内に複数本の第１鉄筋４３が配置されている場合には、複数本の第１鉄筋４３の断面積の合計とする。[1.1.2. In the case where
In this case, the concrete maintains a tensile force. The flexural rigidity EI slab of the
However, the Young's modulus of the reinforcing bar (steel) is E S (N / mm 2 ), the effective sectional area of the first reinforcing
For example, when a plurality of first reinforcing
床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（１２）式及び（１９）式を用いて（２０）式で算出される。The bending strength Mslab, Rd of the
〔１．１．３．床スラブ４１が鉄筋コンクリートスラブ（コンクリートのひび割れが許容される）の場合〕
この場合、床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、（２１）式から（２３）式を用いて（２４）式で算出される。[1.1.3. In the case where
In this case, the flexural rigidity EI slab of the
床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（２５）式及び（２６）式を用いて（２７）式で算出される。
ただし、鉄筋の降伏応力又は引張強さをｆｓｄ（Ｎ／ｍｍ２）とする。関数ｍｉｎ（Ａ，Ｂ）は、Ａ及びＢのうち小さい方の値（ただし、ＡとＢとが同じ値の場合にはＡの値）を意味する。The bending resistance M slab, Rd of the
However, let f sd (N / mm 2 ) be the yield stress or tensile strength of the rebar. The function min (A, B) means the smaller value of A and B (however, the value of A when A and B are the same value).
以上説明したように、本実施形態に係る梁接合構造２によれば、床スラブが鉄筋を有しないコンクリートスラブの場合、コンクリートスラブに曲げモーメントが作用しても、その曲げモーメントによりコンクリートスラブが割れないように床スラブを設計することができ、床スラブが損傷するのを効果的に抑制することができる。
また、床スラブが鉄筋を有するコンクリートスラブの場合の床スラブの曲げ耐力を評価することができ、床スラブが損傷するのを効果的に抑制することができる。
さらに、一方向に延びるデッキプレートの溝と梁の長手方向を交差させることにより、デッキプレートの溝が無い場合と比べて、デッキプレートの溝が伸びる方向に交差する断面内に作用する荷重及び曲げモーメントに対する強度を増すことができる。As explained above, according to the beam
In addition, it is possible to evaluate the bending strength of the floor slab when the floor slab is a concrete slab having reinforcing bars, and to effectively prevent the floor slab from being damaged.
Furthermore, by crossing the groove direction of the deck plate extending in one direction with the longitudinal direction of the beam, load and bending acting in the cross section intersecting the groove extending direction of the deck plate as compared with the case without the groove of the deck plate The strength for the moment can be increased.
〔１．２．接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂの算出例〕
接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、例えば第２方向Ｙにおいて大梁２１のフランジ２３端部から小梁３１に設けられたスタッド３５のうち大梁２１に最も近い位置にあるスタッド３５ａまでの距離（図２Ａ参照）とすることができる。あるいは、接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、第２方向Ｙにおいて大梁２１のウェブ２２の中心軸からボルト３６のボルト列の中心軸までの距離としてもよい。本一例では、図２Ａに示すように、フランジ２３端部から、大梁２１に最も近い位置にあるスタッド３５ａまでの距離を有効長さｌｊ，ｓｌａｂとして計算する。[1.2. Calculation example of effective length l j, slab of joint]
The effective length l j, slab of the joint is, for example, the distance from the end of the
〔２．貫通孔２５ａの内面にボルト３６が接触する条件式の導出〕
〔２．１．床スラブ４１に曲げモーメントが作用する前の隙間をｇｂとする場合〕
床スラブ４１に曲げモーメントが作用する前の、第２方向Ｙ方向における貫通孔２５ａの小梁３１から遠い側の内面とボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間及び貫通孔３２ａの大梁２１から遠い側の内面とボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間の合計値をｇｂ（ｍｍ）とする。床スラブ４１に曲げモーメントが作用すると、床スラブ４１及び小梁３１がたわみ、下方に向かって凸となるように湾曲する。このとき、小梁３１の長手方向において、貫通孔３２ａ及び下端貫通孔２５ａＢの内面にボルト３６のボルト軸３６ａが接触する。また、条件によっては、小梁３１の長手方向において、貫通孔３２ａ及び上端貫通孔２５ａＡの内面にボルト３６のボルト軸３６ａが接触する。
積載荷重等の荷重が与えられて床スラブ４１が曲げ変形を受けるときに、床スラブ４１とともに曲げ変形する小梁３１の端部の回転角をθｊ（ｒａｄ〔ｒａｄｉａｎ：ラジアン〕）とする。なお、回転角をθｊは、第１方向Ｘに沿う軸線周りの回転角である。下端貫通孔２５ａＢの内面にボルト３６のボルト軸３６ａが接触する条件は、（３１）式である。ただし、図２Ａに示すように、下端貫通孔２５ａＢの中心軸と床スラブ４１の上面４１ａとの距離をｘb１（ｍｍ）、床スラブ４１の中立軸Ｃ１と床スラブ４１の上面４１ａとの距離をｘｎ（ｍｍ）とする。[2. Derivation of a conditional expression that the
[2.1. When a gap before the bending moment acts on the
The gap between the inner surface of the through
When a load such as a load is applied and the
（３１）式において等号が成立するときの回転角をθｊ，ｔ（ｒａｄ）とすると、回転角θｊ，ｔは（３２）式で算出される。Assuming that the rotation angle when an equal sign is established in equation (31) is θ j, t (rad), the rotation angle θ j, t is calculated by equation (32).
一方で、下端貫通孔２５ａＢの内面にボルト３６のボルト軸３６ａが接触するまで、曲げモーメントの大きさが床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄを超えない条件は、（３３）式である。ただし、小梁３１の端部の回転角がθｊ，ｔのときに床スラブ４１に発生する曲げモーメントをＭｓｌａｂ，ｔ（Ｎｍｍ）とする。On the other hand, the condition that the magnitude of the bending moment does not exceed the bending resistance M slab, Rd of the
（３３）式に（３２）式を代入して整理すると、（３４）式が求められる。 Substituting equation (32) into equation (33) and rearranging, equation (34) is obtained.
以上説明したように、本実施形態に係る梁接合構造２によれば、床スラブの中立軸、鉛直方向に沿った複数の各合成貫通孔（貫通孔３２ａ及び下端貫通孔２５ａＢ）のうち、鉛直方向において床スラブから最も遠い合成貫通孔の梁の長手方向におけるボルトとの隙間を考慮する。これにより、ボルトを介して梁の端部と支持部材との間で曲げモーメントが伝達される条件を定量的に評価し、床スラブが損傷するのを効果的に抑制することができる。
As described above, according to the beam
〔２．２．床スラブ４１が硬化する前の小梁３１の端部の回転角を考慮して隙間ｇｂを決める場合〕
小梁３１及び床スラブ４１は、例えば下記の工程で施工される。
（１）大梁２１に小梁３１の端部をボルト３６で仮留めする。
（２）小梁３１の上方にデッキプレート４２を接合する。
（３）小梁３１上に図示しないスペーサを介して第１鉄筋４３及び第２鉄筋を配置する。
（４）デッキプレート４２上に硬化する前のコンクリートを打設する。
（５）コンクリートを硬化させて、硬化後のコンクリート４４とする。これにより、小梁３１上に床スラブ４１が形成される。[2.2. When the gap g b is determined in consideration of the rotation angle of the end of the
The
(1) Temporarily fasten the end of the
(2) Join the
(3) The first reinforcing
(4) The concrete before hardening is placed on the
(5) The concrete is hardened to obtain
（１）工程から（４）工程では、小梁３１に作用する重力等は小梁３１のみで支持される。そして、（５）工程を行ってコンクリートが硬化して初めて、小梁３１とコンクリート４４と一体化して合成梁となる。合成梁となった小梁３１及び床スラブ４１に作用する重力等は、小梁３１及び床スラブ４１で支持される。
したがって、小梁３１及び床スラブ４１が合成梁になる前には、小梁３１に重力等が作用することで、小梁３１の端部が回転する。In the steps (1) to (4), the gravity acting on the
Therefore, before the
ここで、合成梁になる前の小梁３１は、両端がピン接合（ピン支承）で支持されているとする。小梁３１の長さをｌ（ｍｍ）、小梁３１の質量と小梁３１が支持する床スラブ４１の質量の和を求め、求めた質量の和と重力加速度の積を小梁３１の長さで除して求めた小梁３１の単位長さあたりの自重をｗ（Ｎ／ｍｍ）、第２方向Ｙにおける貫通孔３２ａの内面間の距離をｄ０１（ｍｍ）、第２方向Ｙにおける貫通孔２５ａの内面間の距離をｄ０２（ｍｍ）、ボルト３６のボルト軸３６ａの外径をｄｂ（ｍｍ）、上端貫通孔２５ａＡの中心軸と床スラブ４１の上面４１ａとの距離をｘb２（ｍｍ）、小梁３１の曲げ剛性をＥＩＳ（Ｎｍｍ２）とする。
例えば、小梁３１の質量が１（ｍｍ）あたりで０．０２（ｋｇ）である場合には、小梁３１の単位長さあたりの荷重に換算した小梁３１の質量は、（０．０２×９．８）の式から、０．１９６（Ｎ／ｍｍ）となる。
このように、小梁３１に等分布荷重が作用すると仮定する。Here, it is assumed that the
For example, when the mass of the
In this way, it is assumed that an equally distributed load acts on the
第２方向Ｙ方向における貫通孔２５ａの小梁３１から遠い側の内面とボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間及び貫通孔３２ａの大梁２１から遠い側の内面とボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間の合計値ｇｂ（ｍｍ）は、（３５）式で算出される（図４Ａ参照）。なお、第１方向Ｘに沿って見たときに、貫通孔２５ａ及びボルト軸３６ａはそれぞれ円形であるとしている。この隙間ｇｂ（ｍｍ）は、貫通孔２５ａとボルト軸３６ａとの間に生じうる隙間の最大値である。A clearance between the inner surface of the through
床スラブ４１に曲げモーメントが作用する前であって、小梁３１が自身に作用する重力により撓んだときに、小梁３１の端部は（３６）式から算出される回転角θｊ，０（ｒａｄ）回転する。
最も下方に配置されたボルト３６と小梁３１の中立軸Ｃ３との距離は、｛（ｘb１−ｘb２）／２｝の式の値となる。このため、この最も下方に配置された小梁３１の貫通孔３２ａは、下端貫通孔２５ａＢに対して第２方向Ｙにおいて、大梁２１に近づく方向（小梁３１の長さが長くなる方向）に（３７）式から得られるΔｇ（ｍｍ）移動する（図９参照）。Before the bending moment acts on the
The distance between the
なお、Δｇを、小梁３１の質量を小梁３１の単位長さあたりの荷重に換算した値に基づいて決めたが、小梁３１の質量及びコンクリートが硬化する前の床スラブ４１の質量を小梁３１の単位長さあたりの荷重に換算した値をｗとしてΔｇを決めてもよい。この場合、Δｇは大きくなる。
最も上方に配置されたボルト３６は、上端貫通孔２５ａＡに対して第２方向Ｙにおける内側にΔｇ（ｍｍ）移動する場合がある。
これにより、床スラブ４１に曲げモーメントが作用する前であって、小梁３１が自重で撓んだときに、第２方向Ｙ方向における貫通孔２５ａの小梁３１から遠い側の内面とボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間及び貫通孔３２ａの大梁２１から遠い側の内面とボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間の合計値ｇｂ（ｍｍ、図９参照）は（３８）式で算出される。Although Δg is determined based on a value obtained by converting the mass of the
The
Thereby, before the bending moment acts on the
さらに、前述の小梁３１及び床スラブ４１の施工工程において、小梁３１をボルト３６で仮留めした際、図１０Ｂに示すように、第２シアプレート２５に設けられた貫通孔２５ａと小梁３１のウェブ３２に設けられた貫通孔３２ａ（図３も参照）は、小梁３１の重さで下方向に（ｄ０−ｄｂ）の式による値だけずれる。なお、図１０Ｂは、図１０Ａの合成貫通孔の一部を拡大した図である。
このときの第２方向Ｙの隙間ｇｂ’は、（３８）式で算出した隙間ｇｂよりも小さくなる。そのため、（３８）式で算出した隙間ｇｂを用いて（３４）式を満たすように床スラブ４１の曲げ耐力を設定すれば、安全側の設計となる。Furthermore, when the
The gap g b ′ in the second direction Y at this time is smaller than the gap g b calculated by the equation (38). Therefore, by setting the bending strength of the
複数の貫通孔２５ａ（ボルト３６）が一定のピッチで設けられている場合、複数の貫通孔２５ａの上下方向のピッチをｐｖ（ｍｍ）、複数の貫通孔２５ａの数（複数のボルト３６の数）をｎとすると、（３９）式が成り立つ。（３８）式に（３９）式を代入すると、（４０）式が求められる。When the plurality of through
以上説明したように、本実施形態に係る梁接合構造２によれば、梁の上の床スラブが硬化する前に、梁に作用する重力により梁が撓んだ状態を考慮する。このため、梁の長手方向における合成貫通孔（貫通孔３２ａ及び下端貫通孔２５ａＢ）とボルトとの隙間を定量的に評価し、床スラブが損傷するのをより効果的に抑制することができる。
As described above, according to the
〔実施例〕
以下では、本発明の実施例及び比較例を具体的に示してより詳細に説明するが、本発明は以下の実施例に限定されるものではない。
以下の全ての実施例及び比較例において、寸法、物性値等は以下のようである。
鉄筋のヤング係数ＥＳは２０５０００（Ｎ／ｍｍ２）、デッキプレートの板厚ｔ（図２Ａ参照）は１．２（ｍｍ）、コンクリートのヤング係数Ｅｃは１４０００（Ｎ／ｍｍ２）、床スラブの厚さＤｓは１９０（ｍｍ）、床スラブの有効幅ｂｅｆｆは２０００（ｍｍ）、第１鉄筋の間隔（ピッチ）ｐＲは１００（ｍｍ）、床スラブの上面と第１鉄筋の中心軸との距離Ｄｒは２５（ｍｍ）、梁の長さｌは１０４００（ｍｍ）、梁の曲げ剛性ＥＩＳは７６８７５×１０９（Ｎｍｍ２）、貫通孔３２ａの内径ｄ０１及び貫通孔２５ａの内径ｄ０２はいずれも２６（ｍｍ）、ボルトの外径ｄｂは２４（ｍｍ）、梁の単位長さあたりの荷重に換算した梁の質量ｗは３０（Ｎ／ｍｍ）である。〔Example〕
Hereinafter, Examples and Comparative Examples of the present invention will be specifically shown and described in more detail, but the present invention is not limited to the following Examples.
In all the following examples and comparative examples, dimensions, physical property values and the like are as follows.
Young's modulus of the reinforcing bars E S is 205000 (N / mm 2), ( see FIG. 2A) plate thickness t of the deck plate is 1.2 (mm), the Young's modulus of the concrete E c is 14000 (N / mm 2), the floor Slab thickness D s is 190 (mm), floor slab effective width b eff is 2000 (mm), distance between first rebars (pitch) p R is 100 (mm), upper surface of floor slab and first rebar the distance D r between the center axis 25 (mm), the length l of the beam 10400 (mm), the flexural rigidity of the beam EI S is 76875 × 10 9 (Nmm 2) , an inside diameter d 01 and the through hole of the through
これにより、コンクリートのヤング係数Ｅｃに対する鉄筋のヤング係数ＥＳの比であるヤング係数比ｎＥは、１４．６４になる。第１鉄筋の本数ｎＲは、（ｂｅｆｆ／ｐＲ−１）の式より１９本になる。Thereby, Young's modulus ratio n E which is a ratio of Young's modulus E S of reinforcing bars to Young's modulus E c of concrete becomes 14.64. The number n R of first rebars is 19 according to the equation (b eff / p R −1).
〔１．床スラブがコンクリートスラブ（鉄筋を有しない）の場合〕
比較例、及び実施例１から実施例３の寸法及び物性値等の一例を表１に示す。この場合、コンクリートスラブに曲げモーメントが作用しても、その曲げモーメントによりコンクリートスラブが割れないように床スラブが設計される。このため、コンクリートの引張耐力でコンクリートスラブが損傷するか否かが決まる。[1. When the floor slab is a concrete slab (without rebar)
Table 1 shows an example of the dimensions and physical property values, etc. of the comparative example and the examples 1 to 3. In this case, even if a bending moment acts on the concrete slab, the floor slab is designed such that the bending moment does not break the concrete slab. Therefore, the tensile strength of the concrete determines whether the concrete slab is damaged or not.
比較例では、コンクリートの圧縮強度ｆｃは４０（Ｎ／ｍｍ２）である。コンクリートの圧縮強度ｆｃを用いて、（１２）式より引張強度ｆｃ，ｔ（Ｎ／ｍｍ２）の値が求められる。デッキプレートの凸部の高さＤｐは、５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ２）であり、外径ＤＲ（ｍｍ）は１６（ｍｍ）である。この場合、第１鉄筋の有効断面積ａｒ（ｍｍ２）は、（πｎＲＤＲ ２／４）の式より３８２０（ｍｍ２）と算出される。なお、πは円周率である。
なお、鉄筋比は後で説明する。
床スラブがコンクリートスラブの場合は、床スラブは第１鉄筋を有しない。しかし、後述する他の場合のために第１鉄筋に関する各値を求めた。In the comparative example, the compressive strength f c of concrete is 40 (N / mm 2 ). Using the compressive strength f c of concrete, the value of the tensile strength f c, t (N / mm 2 ) can be obtained from the equation (12). The height D p of the convex portion of the deck plate is 50 (mm). For the first rebar, the yield stress or tensile strength f sd is 400 (N / mm 2 ), and the outer diameter D R (mm) is 16 (mm). In this case, the effective cross-sectional area a r a first reinforcing bar (mm 2) is calculated to be (πn R D R 2/4 ) 3820 from the formula of (mm 2). Here, π is the circle ratio.
The rebar ratio will be described later.
When the floor slab is a concrete slab, the floor slab does not have the first rebar. However, the values for the first reinforcing bar were determined for the other cases described later.
ボルトの位置について、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１は６２０（ｍｍ）であり、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb２は２６０（ｍｍ）であり、小梁が自身に作用する重力により撓んだときに、小梁の端部に生じる回転角θｊ，０は０．０１８３（ｒａｄ）であり、小梁長さ方向における第２貫通孔の小梁から遠い側の内面とボルトとの隙間及び第１貫通孔の支持部材から遠い側の内面とボルトとの隙間の合計値ｇｂは０．７（ｍｍ）である。The distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 620 (mm) and the distance x b2 between the central axis of the upper end through hole and the upper surface of the floor slab is 260 (mm) The rotation angle θ j, 0 generated at the end of the beam when the beam is deflected by gravity acting on itself is 0.0183 (rad), and the second penetration in the beam length direction total value g b of the gap from the support member of the gap and the first through-hole of the far side of the inner surface and the bolt from the beams and the far side of the inner surface and bolt holes is 0.7 (mm).
コンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂは、（Ｄｓ−Ｄｐ＋ｔ）の式より１４１．２（ｍｍ）と算出される。なお、前述のように有効厚さｔｓｌａｂは（Ｄｓ−Ｄｐ）の式から算出されるとしてもよい。
前述の鉄筋比は、｛ａｒ／（ｂｅｆｆ・（ｔｓｌａｂ−Ｄｒ））｝の式より、０．６４（％）と算出される。床スラブの中立軸と床スラブの上面との距離ｘｎは、（ｔｓｌａｂ／２）の式より７０．６（ｍｍ）と算出される。The effective thickness t slab of the concrete slab is calculated to be 141.2 (mm) from the equation (D s −D p + t). As described above, the effective thickness t slab may be calculated from the equation (D s −D p ).
Reinforcement ratio described above, the equation of {a r / (b eff · (t slab -D r))}, is calculated to be 0.64 (%). The distance x n between the neutral axis of the floor slab and the top surface of the floor slab is calculated to be 70.6 (mm) according to the equation (t slab / 2).
床スラブの曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、｛（ｂｅｆｆｔｓｌａｂ ３／１２）・Ｅｃ／１０９｝の式より６５６９（ｋＮｍ２）と算出される。床スラブの有効幅ｂｅｆｆ、及びコンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂを用いて、（１３）式より床スラブの断面係数Ｚｃの値は６６４５８１３（ｍｍ３）と求められる。
床スラブの曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（１５）式より２３．５（ｋＮｍ）と算出できる。
表１には示さないが、変数φ１は床スラブの曲率であり（Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ／ＥＩｓｌａｂ／１０３）の式より３．５８×１０−６（ｍｍ−１）と算出される。
接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、２００（ｍｍ）である。
表１には示さないが、回転角φ２は（φ１・ｌｊ，ｓｌａｂ）の式より０．０００７（ｒａｄ）と算出される。Flexural rigidity EI slab of the floor slabs is calculated as {(b eff t slab 3/ 12) · E c / 10 9} 6569 the equation of (kNm 2). Using the effective width b eff of the floor slab and the effective thickness t slab of the concrete slab, the value of the section modulus Z c of the floor slab can be obtained as 6645813 (mm 3 ) from the equation (13).
The flexural strength M slab, Rd of the floor slab can be calculated as 23.5 (kNm) according to equation (15).
Although not shown in Table 1, the variable φ 1 is the curvature of the floor slab, which is calculated as 3.58 × 10 −6 (mm −1 ) from the formula of (M slab, Rd / EI slab / 10 3 ).
The effective length l j, slab of the joint is 200 (mm).
Although not shown in Table 1, the rotation angle φ 2 is calculated to be 0.0007 (rad) from the equation (φ 1 · l j, slab ).
床スラブの回転剛性Ｋｓｌａｂは、｛ＥＩｓｌａｂ／（ｌｊ，ｓｌａｂ／１０３）｝の式より、３２８４４（ｋＮｍ／ｒａｄ）と算出される。
床スラブにおける回転剛性Ｋｓｌａｂに対する曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄの比率（以下、曲げ耐力比率と呼ぶ）は、（Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ／Ｋｓｌａｂ）の式より、０．０００７２と算出される。
距離ｘb１と距離ｘｎとの差に対する隙間ｇｂの比率（以下、隙間比率と呼ぶ）は、｛ｇｂ／（ｘb１−ｘｎ）｝の式より、０．００１２９と算出される。The rotational stiffness K slab of the floor slab is calculated as 32844 (kNm / rad) according to the formula {EI slab / (l j, slab / 10 3 )}.
Bending Strength M slab for rotational stiffness K slab in the floor slab, the ratio of the Rd (hereinafter referred to as bending strength ratio), from formula (M slab, Rd / K slab ), is calculated to be 0.00072.
The ratio of the gap g b to the difference between the distance x b1 and the distance x n (hereinafter referred to as the gap ratio) is calculated as 0.00129 from the equation {g b / (x b1 −x n )}.
前述の（３４）式は、曲げ耐力比率が隙間比率以上である条件、と言い換えることができる。すなわち、曲げ耐力比率が隙間比率以上であると実施例となり、曲げ耐力比率が隙間比率よりも小さいと比較例となる。
表１における比較例では曲げ耐力比率が隙間比率よりも小さく、ボルトが貫通孔の内面に接触して支圧接合するときの床スラブに作用する床スラブの曲げモーメントが、床スラブの曲げ耐力よりも大きいことが分かった。The above-mentioned equation (34) can be reworded as a condition in which the bending resistance ratio is equal to or higher than the gap ratio. That is, the embodiment becomes an example when the bending resistance ratio is equal to or more than the gap ratio, and the comparison example becomes when the bending resistance ratio is smaller than the gap ratio.
In the comparative example in Table 1, the bending moment of the floor slab acting on the floor slab when the bending strength ratio is smaller than the gap ratio and the bolt contacts the inner surface of the through hole and carries out pressure bonding is more than the bending strength of the floor slab It was also found to be large.
実施例１の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、コンクリートの圧縮強度ｆｃを１００（Ｎ／ｍｍ２）、接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂを２５０（ｍｍ）とした。圧縮強度ｆｃ及び有効長さｌｊ，ｓｌａｂを変化させることで、引張強度ｆｃ，ｔの値から曲げ耐力比率、隙間比率までの値が上記と同様に算出される。
実施例１の梁接合構造では、曲げ耐力比率が隙間比率以上であり、ボルトが貫通孔の内面に接触して支圧接合するときの床スラブに作用する床スラブの曲げモーメントが、床スラブの曲げ耐力よりも小さいことが分かった。In the beam joint structure of Example 1, in the beam joint structure of the comparative example, the compressive strength f c of concrete is 100 (N / mm 2 ), and the effective length l j of the joint is 250 (mm). By changing the compressive strength f c and the effective length l j, slab , values from the value of the tensile strength f c, t to the bending resistance ratio and the gap ratio are calculated in the same manner as described above.
In the beam joint structure of the first embodiment, the bending strength ratio is equal to or higher than the gap ratio, and the bending moment of the floor slab acting on the floor slab when the bolt contacts the inner surface of the through hole It was found to be smaller than the bending resistance.
実施例２の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、デッキプレートの凸部の高さＤｐを１２０（ｍｍ）とした。実施例３の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１を６４０（ｍｍ）、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb２を２４０（ｍｍ）とした。Beam junction structure of Example 2, the beams joining structure of the comparative example, the height D p of the convex portion of the deck plate was 120 (mm). The beam joining structure of the third embodiment is the beam joining structure of the comparative example, in which the distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 640 (mm), and the central axis of the upper through hole and the upper surface of the floor slab And the distance x b2 between them was 240 (mm).
実施例２及び実施例３の梁接合構造においても、曲げ耐力比率が隙間比率以上であり、ボルトが貫通孔の内面に接触して支圧接合するときの床スラブに作用する床スラブの曲げモーメントが、床スラブの曲げ耐力よりも小さいことが分かった。 Also in the beam joint structures of Example 2 and Example 3, the bending moment of the floor slab acting on the floor slab when the bending strength ratio is equal to or higher than the gap ratio and the bolt contacts the inner surface of the through hole But it was found to be smaller than the flexural strength of the floor slab.
〔２．床スラブが鉄筋コンクリートスラブ（コンクリートのひび割れが許容されない）の場合〕
比較例、及び実施例１から実施例３の寸法及び物性値等の一例を表２に示す。この場合、床スラブがコンクリートスラブの場合と同様に、床スラブに曲げモーメントが作用しても、その曲げモーメントにより床スラブのコンクリートが割れないように床スラブが設計される。[2. When the floor slab is a reinforced concrete slab (concrete cracking is not acceptable)
Table 2 shows an example of the dimensions, physical property values and the like of the comparative example and the example 1 to the example 3. In this case, as in the case where the floor slab is a concrete slab, the floor slab is designed such that even if a bending moment acts on the floor slab, the bending moment does not break the concrete of the floor slab.
比較例では、コンクリートの圧縮強度ｆｃは４０（Ｎ／ｍｍ２）、デッキプレートの凸部の高さＤｐは５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ２）であり、外径ＤＲは１０（ｍｍ）である。
ボルトの位置について、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１は６２０（ｍｍ）であり、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb２は２６０（ｍｍ）であり、小梁が自身に作用する重力により撓んだときに、小梁の端部に生じる回転角θｊ，０は０．０１８３（ｒａｄ）であり、小梁長さ方向における第２貫通孔の小梁から遠い側の内面とボルトとの隙間及び第１貫通孔の支持部材から遠い側の内面とボルトとの隙間の合計値ｇｂは０．７（ｍｍ）である。接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、２００（ｍｍ）である。
コンクリートの圧縮強度ｆｃ、デッキプレートの凸部の高さＤｐ、第１鉄筋の外径ＤＲ等を変化させることで、引張強度ｆｃ，ｔの値から曲げ耐力比率、隙間比率までの値が上記と同様に算出される。In the comparative example, the compressive strength f c of the concrete is 40 (N / mm 2 ), and the height D p of the convex portion of the deck plate is 50 (mm). For the first rebar, the yield stress or tensile strength f sd is 400 (N / mm 2 ), and the outer diameter D R is 10 (mm).
The distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 620 (mm) and the distance x b2 between the central axis of the upper end through hole and the upper surface of the floor slab is 260 (mm) The rotation angle θ j, 0 generated at the end of the beam when the beam is deflected by gravity acting on itself is 0.0183 (rad), and the second penetration in the beam length direction total value g b of the gap from the support member of the gap and the first through-hole of the far side of the inner surface and the bolt from the beams and the far side of the inner surface and bolt holes is 0.7 (mm). The effective length l j, slab of the joint is 200 (mm).
By changing the compressive strength f c of the concrete, the height D p of the convex part of the deck plate, the outer diameter D R of the first reinforcing bar, etc. , the value from the tensile strength f c, t to the bending strength ratio and the gap ratio Values are calculated as above.
この場合には、床スラブの中立軸と床スラブの上面との距離ｘｎは、（１６）式より６７．３（ｍｍ）と算出される。断面二次モーメントＩｕｎｃｒａｃｋｅｄは、（１７）式より３４９２２６３５（ｍｍ４）と算出される。床スラブの曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、（１８）式より７１５９（ｋＮｍ２）と算出される。
断面二次モーメントＩｕｎｃｒａｃｋｅｄ、ヤング係数比ｎＥ、及び距離ｘｎを用いて、（１９）式より床スラブの断面係数Ｚｃ，ｒの値が７５９５４９４（ｍｍ３）と求められる。床スラブの曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（２０）式より２６．９０（ｋＮｍ）と算出される。In this case, the distance x n between the neutral axis of the floor slab and the upper surface of the floor slab is calculated to be 67.3 (mm) according to equation (16). Second moment I Uncracked is calculated as (17) than 34,922,635 (mm 4). The flexural rigidity EI slab of the floor slab is calculated as 7159 (kNm 2 ) according to equation (18).
From the equation (19) , the value of the cross section coefficient Zc , r of the floor slab can be obtained as 7595494 (mm 3 ) using the second moment of area I uncracked , Young's modulus ratio n E and distance x n . The flexural strength M slab, Rd of the floor slab is calculated to be 26.90 (kNm) according to equation (20).
比較例の梁接合構造では、曲げ耐力比率（０．０００７５）が隙間比率（０．００１２８）よりも小さく、床スラブの曲げ耐力は、ボルトが貫通孔の内面に接触して支圧接合するときの床スラブに作用する床スラブの曲げモーメントが、床スラブの曲げ耐力よりも大きいことが分かった。 In the beam connection structure of the comparative example, the bending strength ratio (0.00075) is smaller than the gap ratio (0.00128), and the bending strength of the floor slab is when the bolt contacts the inner surface of the through hole and carries out pressure bonding It has been found that the bending moment of the floor slab acting on the floor slab of is larger than that of the floor slab.
実施例１の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、デッキプレートの凸部の高さＤｐを１００（ｍｍ）、第１鉄筋の外径ＤＲを１６（ｍｍ）とした。実施例２の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１を６４０（ｍｍ）、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb２を２４０（ｍｍ）とした。実施例３の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、コンクリートの圧縮強度ｆｃを６０（Ｎ／ｍｍ２）、第１鉄筋の外径ＤＲを１６（ｍｍ）、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１を６３０（ｍｍ）、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb２を２５０（ｍｍ）、接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂを１９０（ｍｍ）とした。
実施例１から実施例３の梁接合構造では、曲げ耐力比率が隙間比率以上であり、ボルトが貫通孔の内面に接触して支圧接合するときの床スラブに作用する床スラブの曲げモーメントが、床スラブの曲げ耐力よりも小さいことが分かった。In the beam joint structure of Example 1, in the beam joint structure of the comparative example, the height D p of the convex portion of the deck plate is 100 (mm), and the outer diameter D R of the first reinforcing bar is 16 (mm). The beam joining structure of Example 2 is the beam joining structure of the comparative example, in which the distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 640 (mm), and the central axis of the upper through hole and the upper surface of the floor slab And the distance x b2 between them was 240 (mm). The beam joining structure of Example 3 is the beam joining structure of the comparative example, and the compressive strength f c of concrete is 60 (N / mm 2 ), the outer diameter D R of the first reinforcing bar is 16 (mm), and the lower end through hole Distance x b1 between center axis and top surface of floor slab 630 mm, distance x b2 between center axis of top through hole and top surface of floor slab 250 mm, effective length of joint l j, slab Was set to 190 (mm).
In the beam joint structure of Examples 1 to 3, the bending strength ratio is equal to or higher than the gap ratio, and the bending moment of the floor slab acting on the floor slab when the bolt contacts the inner surface of the through hole and performs bearing connection , It was found that it is smaller than the bending strength of the floor slab.
〔３．床スラブが鉄筋コンクリートスラブ（コンクリートのひび割れが許容される）の場合〕
比較例、及び実施例１から実施例３の寸法及び物性値等の一例を表３に示す。この場合、床スラブに曲げモーメントが作用したときに、その曲げモーメントにより床スラブのコンクリートにひび割れが生じる場合も想定されている。[3. When the floor slab is a reinforced concrete slab (cracks in concrete are acceptable)
Table 3 shows an example of the dimensions, physical properties and the like of the comparative example and the examples 1 to 3. In this case, it is also assumed that when a bending moment acts on the floor slab, the concrete in the floor slab is cracked due to the bending moment.
比較例では、コンクリートの圧縮強度ｆｃは４０（Ｎ／ｍｍ２）であり、デッキプレートの凸部の高さＤｐは５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ２）であり、外径ＤＲは１０（ｍｍ）である。
ボルトの位置について、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１は５８０（ｍｍ）であり、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb２は３００（ｍｍ）であり、小梁が自身に作用する重力により撓んだときに、小梁の端部に生じる回転角θｊ，０は０．０１８３（ｒａｄ）であり、小梁長さ方向における第２貫通孔の小梁から遠い側の内面とボルトとの隙間及び第１貫通孔の支持部材から遠い側の内面とボルトとの隙間の合計値ｇｂは１．４（ｍｍ）である。接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、１００（ｍｍ）である。
第１鉄筋の外径ＤＲ、降伏応力又は引張強さｆｓｄ、凸部の高さＤｐ等を変化させることで、引張強度ｆｃ，ｔの値から曲げ耐力比率、隙間比率までの値が上記と同様に算出される。In the comparative example, the compressive strength f c of the concrete is 40 (N / mm 2 ), and the height D p of the convex portion of the deck plate is 50 (mm). For the first rebar, the yield stress or tensile strength f sd is 400 (N / mm 2 ), and the outer diameter D R is 10 (mm).
The distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 580 (mm), and the distance x b2 between the central axis of the upper end through hole and the upper surface of the floor slab is 300 (mm) The rotation angle θ j, 0 generated at the end of the beam when the beam is deflected by gravity acting on itself is 0.0183 (rad), and the second penetration in the beam length direction total value g b of the gap from the support member of the gap and the first through-hole of the far side of the inner surface and the bolt from the beams and the far side of the inner surface and bolt holes is 1.4 (mm). The effective length l j, slab of the joint is 100 (mm).
By changing the outer diameter D R of the first rebar, yield stress or tensile strength f sd , height D p of the convex part, etc. , the value from the value of tensile strength f c, t to the ratio of bending strength and gap ratio Is calculated in the same manner as above.
ただしこの場合には、第１鉄筋の有効断面積ａｒ、床スラブの有効幅ｂｅｆｆ、ヤング係数比ｎＥ、及びコンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂを用いて、（２１）式より等価鉄筋比ｐｓの値が０．０７７求められる。床スラブの中立軸と床スラブの上面との距離ｘｎは、（２２）式より１００．６（ｍｍ）と算出される。断面二次モーメントＩｃｒａｃｋｅｄは、（２３）式より１１５７５６９４（ｍｍ４）と算出される。床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、（２４）式より２３７３（ｋＮｍ２）と算出される。距離ｘｎ、床スラブ４１の上面４１ａと第１鉄筋４３の中心軸との距離Ｄｒ、コンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂ、床スラブの有効幅ｂｅｆｆ、コンクリートの圧縮強度ｆｃ、鉄筋の降伏応力又は引張強さｆｓｄ、及び第１鉄筋の有効断面積ａｒを用いて、（２５）式よりコンクリートで決まる床スラブの曲げ耐力Ｍｃ，Ｒｄの値が１６６．９（ｋＮｍ）と求められ、（２６）式より鉄筋で決まる床スラブの曲げ耐力Ｍｒ，Ｒｄの値が６１．３（ｋＮｍ）と求められる。
床スラブの曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（２７）式より６１．３（ｋＮｍ）と算出される。However, in this case, using the effective cross-sectional area a r of the first rebar, the effective width b eff of the floor slab, the Young's modulus ratio n E , and the effective thickness t slab of the concrete slab, equivalent rebar The value of the ratio p s is determined to be 0.077. The distance x n between the neutral axis of the floor slab and the upper surface of the floor slab is calculated to be 100.6 (mm) according to equation (22). The geometrical moment of inertia I cracked is calculated as 11575694 (mm 4 ) from the equation (23). The flexural rigidity EI slab of the
The flexural strength M slab, Rd of the floor slab is calculated to be 61.3 (kNm) according to equation (27).
比較例の梁接合構造では、曲げ耐力比率（０．００２６）が隙間比率（０．００３０）よりも小さく、ボルトが貫通孔の内面に接触して支圧接合するときの床スラブに作用する床スラブの曲げモーメントが、床スラブの曲げ耐力よりも大きいことが分かった。 In the beam joint structure of the comparative example, the floor which acts on the floor slab when the bending strength ratio (0.0026) is smaller than the gap ratio (0.0030) and the bolt contacts the inner surface of the through hole and performs pressure bonding It was found that the bending moment of the slab was greater than the bending capacity of the floor slab.
実施例１の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、第１鉄筋の外径ＤＲを１６（ｍｍ）とした。実施例２の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、第１鉄筋の降伏応力又は引張強さｆｓｄを５００（Ｎ／ｍｍ２）とした。実施例３の梁接合構造は、比較例の梁接合構造において、デッキプレートの凸部の高さＤｐを７０（ｍｍ）とした。
実施例１から実施例３の梁接合構造では、曲げ耐力比率が隙間比率以上であり、ボルトが貫通孔の内面に接触して支圧接合するときの床スラブに作用する床スラブの曲げモーメントが、床スラブの曲げ耐力よりも小さいことが分かった。The beam joint structure of Example 1 has an outer diameter D R of the first reinforcing bar of 16 (mm) in the beam joint structure of the comparative example. In the beam joint structure of Example 2, in the beam joint structure of the comparative example, the yield stress or tensile strength f sd of the first reinforcing bar is 500 (N / mm 2 ). Beam junction structure of Example 3, the beam joining structure of the comparative example, the height D p of the convex portion of the deck plate was 70 (mm).
In the beam joint structure of Examples 1 to 3, the bending strength ratio is equal to or higher than the gap ratio, and the bending moment of the floor slab acting on the floor slab when the bolt contacts the inner surface of the through hole and performs bearing connection , It was found that it is smaller than the bending strength of the floor slab.
以上説明したように、本実施形態に係る梁接合構造２の梁接合方法、梁接合構造２の製造方法、及び梁接合構造２によれば、床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ、床スラブ４１の回転剛性Ｋｓｌａｂ、貫通孔２５ａとボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇｂ、下端貫通孔２５ａＢの中心軸と床スラブ４１の上面４１ａとの距離ｘb１、及び床スラブ４１の中立軸Ｃ１と床スラブ４１の上面４１ａとの距離ｘｎが（３４）式を満たす。これにより、ボルト３６を介して小梁３１の端部と大梁２１との間で曲げモーメントが伝達される状態を定量的に評価し、床スラブ４１が損傷するのを効果的に抑制することができる。
また、隙間ｇｂの値に（３８）式を用いて、小梁３１の上の床スラブ４１が硬化する前に小梁３１に作用する重力により小梁３１が撓んだ状態を考慮することで、貫通孔２５ａとボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇｂを定量的に評価し、床スラブ４１が損傷するのをより効果的に抑制することができる。As described above, according to the beam joining method of the
Also, consider using the value of the gap g b (38) where the deflected state the
以上、本発明の第１実施形態について図面を参照して詳述したが、具体的な構成はこの実施形態に限られるものではない。本発明の要旨を逸脱しない範囲で、構成の変更、組み合わせ、削除等を行うことができる。さらに、各実施形態で示した構成のそれぞれを適宜組み合わせて利用できることは、言うまでもない。
例えば、前記第１実施形態では、大梁２１の第２シアプレート２５に貫通孔２５ａが形成され、小梁３１にボルト３６が固定されるとした。しかし、大梁２１にボルト３６が固定され、小梁３１に貫通孔が形成されるとしてもよい。
大梁２１の構成要素である第２シアプレート２５に貫通孔２５ａが形成されてもよいが、大梁２１のウェブ２２、フランジ２３、２４に貫通孔が形成されてもよい。
支持部材が大梁２１であり、梁が小梁３１であるとした。しかし、支持部材が柱であり、梁が大梁（梁）であるとしてもよい。As mentioned above, although 1st Embodiment of this invention was explained in full detail with reference to drawings, a specific structure is not limited to this embodiment. Modifications, combinations, deletions and the like of configurations can be made without departing from the scope of the present invention. Furthermore, it goes without saying that each of the configurations shown in each embodiment can be used in combination as appropriate.
For example, in the first embodiment, the through
Although the through
The supporting member is the
ここまでは、支持部材及び梁に形成される合成貫通孔について説明したが、シアプレートの貫通孔と小梁の貫通孔が同じ寸法であり、かつ小梁に外力や重力による曲げモーメントが作用していない自然状態のときには、ボルトの中心軸と直交する平面内においてシアプレートの貫通孔と小梁の貫通孔が同じ位置にある場合を想定し、シアプレートの貫通孔のみを考慮した簡易的な形態について、以下に説明する。 So far, the support member and the synthetic through-hole formed in the beam have been described, but the through-hole in the shear plate and the through-hole in the small beam have the same dimensions, and a bending moment due to external force or gravity acts on the small beam. In the case of a natural state where there is no natural condition, it is assumed that the through hole of the shear plate and the through hole of the girder are at the same position in a plane orthogonal to the central axis of the bolt. The form will be described below.
（第２実施形態）
以下、本発明に係る梁接合構造の第２実施形態を、図１から図３、図１１Ａから図１１Ｂを参照しながら説明する。図１に示す建築物１には、本実施形態の梁接合構造２が用いられている。この建築物１は、上下方向に沿って延びる柱１１と、柱１１から水平面に沿って延びる大梁（支持部材）２１と、大梁２１から水平面に沿って延びる小梁（梁）３１と、大梁２１及び小梁３１の上方に接合された床スラブ４１と、を備えている。
なお、図１では、床スラブ４１において後述する第１鉄筋４３以外が透過されて示されている。大梁２１及び小梁３１は、水平面に対して傾斜していてもよい。Second Embodiment
Hereinafter, a second embodiment of a beam joint structure according to the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 3 and FIGS. 11A to 11B. The beam
In addition, in FIG. 1, the
この例では、柱１１はＣＦＴ（Concrete Filled steel Tube）造である。すなわち、柱１１は、コンクリート１３が鋼管１２で囲まれて構成されている。鋼管１２には、第１シアプレート１４が固定されている。
以下では、建築物１の構成のうち、大梁２１と、この大梁２１に接合された小梁３１と、この小梁３１に接合された床スラブ４１に着目して説明する。これら大梁２１、小梁３１、及び床スラブ４１を有して、梁接合構造２が構成される。In this example, the
In the following, among the configurations of the
図２Ａから図３に示すように、例えば、大梁２１にはＨ形鋼が用いられている。大梁２１は、ウェブ２２の上方、下方にフランジ２３、フランジ２４がそれぞれ位置するとともに、水平面に沿って延びるように配置されている。以下では、大梁２１の長手方向を第１方向Ｘと呼ぶ。
As shown in FIGS. 2A to 3, for example, an H-shaped steel is used for the
大梁２１には、第２シアプレート２５が溶接等により固定されている。第２シアプレート２５は、大梁２１から、水平面に沿うとともに第１方向Ｘに直交する第２方向Ｙに向かって突出している。第２シアプレート２５には、複数の貫通孔２５ａが上下方向に沿って並べて形成されている。各貫通孔２５ａは、第２シアプレート２５を第１方向Ｘに貫通している。すなわち、第２シアプレート２５には、貫通孔２５ａが一列形成されている。以下では、複数の貫通孔２５ａのうち床スラブ４１に最も近い貫通孔２５ａ（最も上方に配置された貫通孔２５ａ）を上端貫通孔２５ａＡをと呼ぶ場合がある。複数の貫通孔２５ａのうち床スラブ４１から最も遠い貫通孔２５ａ（最も下方に配置された貫通孔２５ａ）を下端貫通孔２５ａＢと呼ぶ場合がある。
大梁２１の端部は、柱１１の第１シアプレート１４に、符号を省略したボルトや溶接等により接合されている。The
The end of the
例えば、小梁３１にはＨ形鋼が用いられている。小梁３１は、ウェブ３２の上方、下方にフランジ３３、フランジ３４がそれぞれ位置するとともに、第２方向Ｙに沿って延びるように配置されている。
フランジ３３の上面には、フランジ３３から上方に向かって突出するスタッド３５が複数固定されている。複数のスタッド３５は、第２方向Ｙに互いに間隔を空けて配置されている。For example, an H-shaped steel is used for the
A plurality of
小梁３１は、小梁３１に外力や重力による曲げモーメントが作用していない自然状態のときには、第２方向Ｙに沿って延びるように配置されている。後述するように、小梁３１に下方に向けて外力等が作用すると、小梁３１は第２方向Ｙに平行であって上下方向に平行な基準面Ｓ上で、下方に向かって凸となるように湾曲する（図２Ａの形状Ｐ１参照）。小梁３１が自然状態のときには、小梁３１の各端部には、複数の支圧ボルト３６が上下方向に沿って並べて固定されている。本実施形態では、小梁３１のウェブ３２の各端部において、貫通孔２５ａに対応する位置に、貫通孔３２ａ（図３参照）が形成されている。
なお、以下では、複数の支圧ボルト３６のうち、小梁３１の中立軸Ｃ３の上方に配置されたものを支圧ボルト３６Ａと呼び、中立軸Ｃ３の下方に配置されたものを支圧ボルト３６Ｂと呼ぶ場合がある。中立軸Ｃ３は、小梁３１の上下方向の中心線である。The
Hereinafter, among the plurality of bearing
図２Ａから図２Ｂ、図１１Ａから図１１Ｂに示すように、各支圧ボルト３６のボルト軸３６ａは、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａに挿入されている。例えば、小梁３１が自然状態のときには、各支圧ボルト３６のボルト軸３６ａは位置Ｐ３に配置され、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａと同軸に配置されている。小梁３１が自然状態のときとは、後述するように大梁２１に小梁３１を仮留めする際に、小梁３１をクレーン等で吊り上げたとき等を意味する。
床スラブ４１のコンクリート４４が硬化する前の小梁３１に対して、外力等による曲げモーメントが作用すると、中立軸Ｃ３の上方に配置された支圧ボルト３６Ａは、第２方向Ｙにおける大梁２１から離れる方向（小梁３１の長さが短くなる方向）に移動する。上方に配置された支圧ボルト３６Ａほど第２方向Ｙの移動量が多くなるため、最も上方に配置された支圧ボルト３６Ａのボルト軸３６ａが上端貫通孔２５ａＡの内面に接触しやすい。
同様に、中立軸Ｃ３の下方に配置された支圧ボルト３６Ｂは、第２方向Ｙにおける大梁２１に近づく方向（小梁３１の長さが長くなる方向）に移動する。下方に配置された支圧ボルト３６Ｂほど第２方向Ｙの移動量が多くなるため、最も下方に配置された支圧ボルト３６Ｂのボルト軸３６ａが下端貫通孔２５ａＢの内面に接触しやすい。As shown in FIGS. 2A to 2B and FIGS. 11A to 11B, the
When a bending moment due to an external force or the like acts on the
Similarly, the
図示はしないが、支圧ボルト３６のボルト軸３６ａにはナットが嵌め合わされている。支圧ボルト３６のボルト頭部とナットとは、第２シアプレート２５を第１方向Ｘに挟み込む。より詳しくは、支圧ボルト３６のボルト軸３６ａは、小梁３１の貫通孔３２ａ、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａにそれぞれ挿入されている。支圧ボルト３６のボルト頭部と支圧ボルト３６に嵌め合わされたナットとは、小梁３１のウェブ３２及び第２シアプレート２５を第１方向Ｘに挟み込む。
なお、一般的に支圧ボルトを用いるときには、支圧ボルトとシアプレートとが摩擦接合しない（支圧ボルトとシアプレートとの間に摩擦力が作用しない）とみなして設計する。
大梁２１と小梁３１の端部とは、第２シアプレート２５の貫通孔２５ａに小梁３１の支圧ボルト３６が挿入されることで接合されている。Although not shown, a nut is fitted to the
In general, when using a bearing bolt, the bearing bolt and the shear plate are designed not to be frictionally bonded (no frictional force acts between the bearing bolt and the shear plate).
The
図２Ａから図３に示すように、例えば床スラブ４１は、デッキプレート４２上に複数の第１鉄筋４３及び図示しない第２鉄筋を配置した後で、デッキプレート４２上にコンクリート４４を打設することで製造される。
デッキプレート４２は、デッキプレート４２に形成された凹部４２ａが第１方向Ｘに沿って延びるように配置されている。
各第１鉄筋４３は、第２方向Ｙに沿って延びるとともに、第１方向Ｘに互いに間隔を空けて配置されている。一方で、各第２鉄筋は、第１方向Ｘに沿って延びるとともに、第２方向Ｙに互いに間隔を空けて配置されている。
複数の第１鉄筋４３及び複数の第２鉄筋は、コンクリート４４に埋設されている。床スラブ４１は、小梁３１及び大梁２１に接合されている。As shown in FIGS. 2A to 3, for example, the
The
The first reinforcing
The plurality of
このように構成された梁接合構造２の床スラブ４１に曲げモーメントが作用すると、自然状態の小梁３１は基準面Ｓ上で下方に向かって凸となるように湾曲する。この曲げモーメントは、第１方向Ｘ（水平面に沿うとともに小梁３１が延びる第２方向Ｙに直交する方向）に沿う軸線周りの曲げモーメントである。
床スラブ４１の曲げ耐力（特に、床スラブ４１の第１方向Ｘに沿う軸線周りの曲げ耐力）は、床スラブ４１に曲げモーメントが作用して貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６のボルト軸３６ａが接触したときの曲げモーメントの大きさ以上である。
ここで言う床スラブ４１の曲げ耐力は、例えば、曲げ試験において規定された永久変形（非弾性変形）が生じるときの曲げモーメントのことを意味する。When a bending moment acts on the
The bending strength of the floor slab 41 (in particular, the bending strength around the axis along the first direction X of the floor slab 41) is determined by the bending moment acting on the
The bending strength of the
具体的に説明すると、第３方向Ｚにおいて、床スラブ４１の中立軸Ｃ１に対して離間した位置に配置された支圧ボルト３６ほど、小梁３１が湾曲したときの第２方向Ｙの移動距離が長い。このため、複数の貫通孔２５ａのうち、床スラブ４１から最も遠い位置に配置された下端貫通孔２５ａＢ（最も下方に配置された貫通孔２５ａ）の内面に、支圧ボルト３６のボルト軸３６ａが最初に接触する。貫通孔２５ａ内面に支圧ボルト３６のボルト軸３６ａが接触すると、小梁３１に作用する曲げモーメントが支圧ボルト３６を介して小梁３１の端部と大梁２１との間で伝達される。
Specifically, in the third direction Z, the moving distance in the second direction Y when the
床スラブ４１に作用する曲げモーメントが大きくなるのにしたがって床スラブ４１が湾曲していき、貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６が近づく。このとき、床スラブ４１の曲げ耐力が、貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６が接触したときの曲げモーメントの大きさ以上という条件を満たすように、貫通孔２５ａの内径や床スラブ４１の曲げ耐力等が設定されている。
言い換えれば、梁接合構造２は、貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６が接触するまで、床スラブ４１に作用する曲げモーメントの大きさが床スラブ４１の曲げ耐力を超えないように、貫通孔２５ａの内径や床スラブ４１の曲げ耐力等が設定されている。As the bending moment acting on the
In other words, in the beam
なお、本実施形態の梁接合方法は、以下の工程を行う。
まず、作業者は、小梁３１の端部を大梁２１に接合することで、小梁３１を大梁２１から水平面に沿って延びるように配置する（小梁配置工程）。このとき、大梁２１と小梁３１の端部とを、小梁３１に固定された支圧ボルト３６を大梁２１に形成された貫通孔２５ａに挿入して接合する。
小梁３１の上方に床スラブ４１を接合（打設）する（床スラブ打設工程）。床スラブ４１の曲げ耐力を、床スラブ４１に曲げモーメントが作用して貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６のボルト軸３６ａが接触したときの曲げモーメントの大きさ以上にする。
以上の工程を行うことで、梁接合構造２が製造される。In the beam joining method of the present embodiment, the following steps are performed.
First, the worker places the
The
Beam
以上説明したように、本実施形態の梁接合構造２及び梁接合方法によれば、貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６が接触すると、小梁３１に作用する曲げモーメントが支圧ボルト３６を介して小梁３１の端部と大梁２１との間で伝達される。床スラブ４１の曲げ耐力が、床スラブ４１に曲げモーメントが作用して貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６が接触したときの曲げモーメントの大きさ以上であることで、貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６が接触するまでの間においても、床スラブ４１に曲げモーメントが作用しても床スラブ４１が損傷するのを抑制することができる。
さらに、貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６が接触したときには、床スラブ４１単独の曲げ抵抗よりも支圧ボルト３６による大梁２１と小梁３１との接合の抵抗の分、支圧ボルト３６による大梁２１と小梁３１との接合単独の抵抗よりも床スラブ４１の曲げ抵抗分、それぞれ高い剛性及び耐力を発揮することができる。As described above, according to the
Furthermore, when the bearing
（第３実施形態）
次に、本発明の第３実施形態について図１２から図１３Ｂ、及び前述の図２Ａから図２Ｂ、図１１Ａから図１１Ｂを参照しながら説明するが、前記実施形態と同一の部位には同一の符号を付してその説明は省略し、異なる点についてのみ説明する。
本実施形態では、梁接合構造２において、床スラブ４１に曲げモーメントが作用したときの支圧ボルト３６の移動量を、各場合に分けて定量的に検討した。Third Embodiment
Next, a third embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. 12 to 13B, and FIGS. 2A to 2B and FIGS. 11A to 11B described above. The reference numerals will be added and the description thereof will be omitted, and only different points will be described.
In the present embodiment, in the beam
〔１．床スラブ４１の回転剛性及び曲げ耐力の算出方法〕
床スラブ４１の曲げ剛性をＥＩｓｌａｂ（Ｎｍｍ２）、小梁３１と大梁２１との接合部の有効長さをｌｊ，ｓｌａｂ（ｍｍ）とすると、床スラブ４１の回転剛性Ｋｓｌａｂ（Ｎｍｍ／ｒａｄ）は（Ａ１１）式で求められる。[1. Method of calculating rotational rigidity and bending strength of floor slab 41]
Assuming that the flexural rigidity of
〔１．１．床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂ及び曲げ耐力の算出例〕
床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂ、及び床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ（Ｎｍｍ）は、例えば各場合において以下の式で計算できる。[1.1. Calculation example of flexural rigidity EI slab and flexural strength of floor slab 41]
The flexural rigidity EI slab of the
〔１．１．１．床スラブ４１がコンクリートスラブの場合〕
床スラブ４１が第１鉄筋４３及び第２鉄筋等の鉄筋を有しないコンクリートスラブの場合、床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂ、及び床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（Ａ１２）式及び（Ａ１３）式を用いて、（Ａ１４）式及び（Ａ１５）式で算出される。
ただし、コンクリートのヤング係数をＥｃ（Ｎ／ｍｍ２）、コンクリートスラブの有効幅をｂｅｆｆ（ｍｍ）、コンクリートスラブの有効厚さをｔｓｌａｂ（ｍｍ）、コンクリートの圧縮強度をｆｃ（Ｎ／ｍｍ２）とする。[1.1.1. When the
When the
However, Young's modulus of concrete E c (N / mm 2 ), effective width of concrete slab b eff (mm), effective thickness of concrete slab t slab (mm), compressive strength of concrete f c (N / Mm 2 )
コンクリートスラブの有効幅ｂｅｆｆの決め方は特に限定されないが、例えば図３に示すように、第１方向Ｘに隣り合う小梁３１間のピッチを有効幅ｂｅｆｆとすることができる。また、有効幅ｂｅｆｆは、例えば、British Standards ”Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings”、又は、「各種合成構造設計指針・同解説」、日本建築学会、等に基づいて決めることができる。
コンクリートスラブの有効幅ｂｅｆｆを決める際には、第２鉄筋の剛性や本数等の影響を考慮してもよい。Although the method of determining the effective width b eff of the concrete slab is not particularly limited, for example, as shown in FIG. 3, the pitch between the
In determining the effective width b eff of the concrete slab, the influence of the rigidity and the number of second reinforcing bars may be taken into consideration.
コンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂは、例えば図２Ａに示すように、床スラブ４１の厚さＤｓ（ｍｍ）からデッキプレート４２の凸部の高さＤｐを引いた値（Ｄｓ−Ｄｐ）とすることができる。デッキプレート４２によりコンクリート４４に形成された凹部は、第１方向Ｘに沿って延びる。コンクリート４４において、凹部と凹部との間に凸部が形成されていても、この凸部は第１方向Ｘに平行な軸周りの曲げモーメントに有効ではない。このため、コンクリート４４において、凸部の高さの一部又は全部を考慮しない。
なお、例えばコンクリート４４に形成された凹部が第２方向Ｙに沿って延びている場合には、有効厚さをｔｓｌａｂは、（Ｄｓ−Ｄｐ）の値よりも床スラブ４１の厚さＤｓに近い値としてもよい。For example, as shown in FIG. 2A, the effective thickness t slab of the concrete slab is a value obtained by subtracting the height D p of the convex portion of the
For example, when the recess formed in the concrete 44 extends along the second direction Y, the thickness t slab of the
〔１．１．２．床スラブ４１が鉄筋コンクリートスラブ（コンクリートのひび割れが許容されない）の場合〕
この場合、コンクリートは引張り力を保つ。床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、（Ａ１６）式及び（Ａ１７）式を用いて、（Ａ１８）式で算出される。
ただし、鉄筋（鋼）のヤング係数をＥＳ（Ｎ／ｍｍ２）、第１鉄筋４３の有効断面積をａｒ（ｍｍ２）、床スラブ４１の上面４１ａと第１鉄筋４３の中心軸との距離をＤｒ（図２Ａ参照）（ｍｍ）、コンクリートのヤング係数Ｅｃに対する鉄筋のヤング係数ＥＳの比であるヤング係数比をｎＥとする。
第１鉄筋４３の有効断面積ａｒは、例えば、コンクリートスラブの有効幅ｂｅｆｆ内に複数本の第１鉄筋４３が配置されている場合には、複数本の第１鉄筋４３の断面積の合計とする。[1.1.2. In the case where
In this case, the concrete maintains a tensile force. The flexural rigidity EI slab of the
However, the Young's modulus of the reinforcing bar (steel) is E S (N / mm 2 ), the effective sectional area of the first reinforcing
The effective sectional area a r of the first reinforcing
床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（Ａ１２）式及び（Ａ１９）式を用いて（Ａ２０）式で算出される。The bending strength Mslab, Rd of the
〔１．１．３．床スラブ４１が鉄筋コンクリートスラブ（コンクリートのひび割れが許容される）の場合〕
この場合、床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、（Ａ２１）式から（Ａ２３）式を用いて（Ａ２４）式で算出される。[1.1.3. In the case where
In this case, the flexural rigidity EI slab of the
床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（Ａ２５）式及び（Ａ２６）式を用いて（Ａ２７）式で算出される。
ただし、鉄筋の降伏応力又は引張強さをｆｓｄ（Ｎ／ｍｍ２）とする。関数min（Ａ，Ｂ）は、Ａ及びＢのうち小さい方の値（ただし、ＡとＢとが同じ値の場合にはＡの値）を意味する。The bending strength Mslab, Rd of the
However, let f sd (N / mm 2 ) be the yield stress or tensile strength of the rebar. The function min (A, B) means the smaller value of A and B (however, the value of A when A and B are the same value).
〔１．２．接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂの算出例〕
接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、例えば第２方向Ｙにおいて大梁２１のウェブ２２の中心から支圧ボルト３６のボルト列の中心までの距離（図２Ａ参照）とすることができる。[1.2. Calculation example of effective length l j, slab of joint]
The effective length l j, slab of the joint can be, for example, the distance from the center of the
〔２．貫通孔２５ａの内面に支圧ボルト３６が接触する条件式の導出〕
〔２．１．床スラブ４１に曲げモーメントが作用する前の隙間をｇｂｂとする場合〕
床スラブ４１に曲げモーメントが作用する前の、貫通孔２５ａと支圧ボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間をｇｂｂ（ｍｍ）とする。床スラブ４１に曲げモーメントが作用すると、床スラブ４１及び小梁３１が湾曲する。このとき、下端貫通孔２５ａＢの内面に支圧ボルト３６のボルト軸３６ａが接触する。また、条件によっては、上端貫通孔２５ａＡの内面に支圧ボルト３６のボルト軸３６ａが接触する。
積載荷重等の荷重が与えられて床スラブ４１が曲げ変形を受けるときに、床スラブ４１とともに曲げ変形する小梁３１の端部の回転角をθｊ（ｒａｄ〔ｒａｄｉａｎ：ラジアン〕）とする。下端貫通孔２５ａＢの内面に支圧ボルト３６のボルト軸３６ａが接触する条件は、（Ａ３１）式である。ただし、図２Ａに示すように、下端貫通孔２５ａＢの中心軸と床スラブ４１の上面４１ａとの距離をｘb１（ｍｍ）、床スラブ４１の中立軸Ｃ１と床スラブ４１の上面４１ａとの距離をｘｎ（ｍｍ）とする。[2. Derivation of a conditional expression in which the
[2.1. When the gap before the bending moment acts on the
A gap between the through
When a load such as a load is applied and the
（Ａ３１）式において等号が成立するときの回転角をθｊ，ｔ（ｒａｄ）とすると、回転角θｊ，ｔは（Ａ３２）式で算出される。Assuming that the rotation angle when an equal sign is established in the equation (A31) is θ j, t (rad), the rotation angle θ j, t is calculated by the equation (A32).
一方で、下端貫通孔２５ａＢの内面に支圧ボルト３６のボルト軸３６ａが接触するまで、曲げモーメントの大きさが床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄを超えない条件は、（Ａ３３）式である。ただし、小梁３１の端部の回転角がθｊ，ｔのときに床スラブ４１に発生する曲げモーメントをＭｓｌａｂ，ｔ（Ｎｍｍ）とする。On the other hand, the condition that the magnitude of the bending moment does not exceed the bending resistance M slab, Rd of the
（Ａ３３）式に（Ａ３２）式を代入して整理すると、（Ａ３４）式が求められる。 Substituting the equation (A32) into the equation (A33) and rearranging, the equation (A34) is obtained.
〔２．２．床スラブ４１が硬化する前の小梁３１の端部の回転角を考慮して隙間ｇｂｂを決める場合〕
小梁３１及び床スラブ４１は、例えば下記の手順で施工される。
（１）大梁２１に小梁３１の端部を支圧ボルト３６で仮留めする。
（２）小梁３１の上方にデッキプレート４２を接合する。
（３）小梁３１上に図示しないスペーサを介して第１鉄筋４３及び第２鉄筋を配置する。
（４）デッキプレート４２上に硬化する前のコンクリートを打設する。
（５）コンクリートを硬化させて、硬化後のコンクリート４４とする。これにより、小梁３１上に床スラブ４１が形成される。[2.2. In the case of determining the gap g bb in consideration of the rotation angle of the end of the
The
(1) Temporarily fasten the end of the
(2) Join the
(3) The first reinforcing
(4) The concrete before hardening is placed on the
(5) The concrete is hardened to obtain
（１）工程から（４）工程では、小梁３１に作用する重力等は小梁３１のみで支持される。そして、（５）工程を行ってコンクリートが硬化して初めて、小梁３１とコンクリート４４と一体化して合成梁となる。合成梁となった小梁３１及び床スラブ４１に作用する重力等は、小梁３１及び床スラブ４１で支持される。
したがって、小梁３１及び床スラブ４１が合成梁になる前には、小梁３１に重力等が作用することで、小梁３１の端部が回転する。In the steps (1) to (4), the gravity acting on the
Therefore, before the
ここで、合成梁になる前の小梁３１は、両端がピン接合（ピン支承）で支持されているとする。小梁３１の長さをｌ（ｍｍ）、小梁３１の単位長さあたりの荷重に換算した小梁３１の質量（自重）をｗ（Ｎ／ｍｍ）、貫通孔２５ａの内径をｄ０（ｍｍ）、支圧ボルト３６のボルト軸３６ａの外径をｄｂ（ｍｍ）、上端貫通孔２５ａＡの中心軸と床スラブ４１の上面４１ａとの距離をｘb２（ｍｍ）、小梁３１の曲げ剛性をＥＩＳ（Ｎｍｍ２）とする。
例えば、小梁３１の質量が１（ｍｍ）あたりで０．０２（ｋｇ）である場合には、小梁３１の単位長さあたりの荷重に換算した小梁３１の質量は、（０．０２×９．８）の式から、０．１９６（Ｎ／ｍｍ）となる。
このように、小梁３１に等分布荷重が作用すると仮定する。Here, it is assumed that the
For example, when the mass of the
In this way, it is assumed that an equally distributed load acts on the
貫通孔２５ａと支圧ボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇｂｂ（ｍｍ）は、（Ａ３５）式で算出される（図１１Ａ参照）。なお、第１方向Ｘに沿って見たときに、貫通孔２５ａ及びボルト軸３６ａはそれぞれ円形であるとしている。この隙間ｇｂｂ（ｍｍ）は、貫通孔２５ａとボルト軸３６ａとの隙間の最大値である。The gap g bb (mm) between the through
床スラブ４１に曲げモーメントが作用する前であって、小梁３１が自身に作用する重力により撓んだときに、小梁３１の端部は（Ａ３６）式から算出される回転角θｊ，０（ｒａｄ）回転する。
最も下方に配置された支圧ボルト３６と小梁３１の中立軸Ｃ３との距離は、｛（ｘb１−ｘb２）／２｝の式の値となる。このため、この最も下方に配置された支圧ボルト３６は、下端貫通孔２５ａＢに対して第２方向Ｙにおける外側に（Ａ３７）式から得られるΔｇ（ｍｍ）移動する（図１２参照）。Before the bending moment acts on the
The distance between the bearing
なお、Δｇを、小梁３１の質量を小梁３１の単位長さあたりの荷重に換算した値に基づいて決めたが、Δｇを、小梁３１の質量及びコンクリートが硬化する前の床スラブ４１の質量を小梁３１の単位長さあたりの荷重に換算した値に基づいて決めてもよい。この場合、Δｇは大きくなる。
最も上方に配置された支圧ボルト３６は、上端貫通孔２５ａＡに対して第２方向Ｙにおける内側にΔｇ（ｍｍ）移動する場合がある。
これにより、床スラブ４１に曲げモーメントが作用する前であって、小梁３１が自重で撓んだときに、下端貫通孔２５ａＢと支圧ボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇｂｂ（ｍｍ、図１２参照）は（Ａ３８）式で算出される。Although Δg is determined based on a value obtained by converting the mass of the
The bearing
Thereby, before the bending moment acts on the
さらに、前述の小梁３１及び床スラブ４１の施工手順において、小梁３１を支圧ボルト３６で仮留めした際、図１３Ａから図１３Ｂに示すように、第２シアプレート２５に設けられた貫通孔２５ａと小梁３１のウェブ３２に設けられた貫通孔３２ａ（図３も参照）は、小梁３１の重さで上下方向に（ｄ０−ｄｂ）の式による値だけずれる。なお、図１３Ｂに、一部を拡大してさらに断面をとった図も示している。
このときの第２方向Ｙの隙間ｇｂｂ’は、（Ａ３８）式で算出した隙間ｇｂｂよりも小さくなる。そのため、（Ａ３８）式で算出した隙間ｇｂｂを用いて（Ａ３４）式を満たすように床スラブ４１の曲げ耐力を設定すれば、安全側の設計となる。Furthermore, in the construction procedure of the above-mentioned
The gap g bb ′ in the second direction Y at this time is smaller than the gap g bb calculated by the equation (A38). Therefore, if the bending strength of the
複数の貫通孔２５ａ（支圧ボルト３６）が一定のピッチで設けられている場合、複数の貫通孔２５ａの上下方向のピッチをｐｖ（ｍｍ）、複数の貫通孔２５ａの数（複数の支圧ボルト３６の数）をｎとすると、（Ａ３９）式が成り立つ。（Ａ３８）式に（Ａ３９）式を代入すると、（Ａ４０）式が求められる。When the plurality of through
以下では、上記の実施形態について、実施例及び比較例に基づいて説明する。
以下の全ての実施例及び比較例において、寸法、物性値等は以下のようである。
鉄筋のヤング係数ＥＳは２０５０００（Ｎ／ｍｍ２）、デッキプレートの板厚ｔ（図２Ａ参照）は１．２（ｍｍ）、コンクリートのヤング係数Ｅｃは１４０００（Ｎ／ｍｍ２）、床スラブの厚さＤｓは１９０（ｍｍ）、床スラブの有効幅ｂｅｆｆは２０００（ｍｍ）、第１鉄筋の間隔（ピッチ）ｐＲは１００（ｍｍ）、床スラブの上面と第１鉄筋の中心軸との距離Ｄｒは２５（ｍｍ）である。Hereinafter, the above embodiment will be described based on examples and comparative examples.
In all the following examples and comparative examples, dimensions, physical property values and the like are as follows.
Young's modulus of the reinforcing bars E S is 205000 (N / mm 2), ( see FIG. 2A) plate thickness t of the deck plate is 1.2 (mm), the Young's modulus of the concrete E c is 14000 (N / mm 2), the floor Slab thickness D s is 190 (mm), floor slab effective width b eff is 2000 (mm), distance between first rebars (pitch) p R is 100 (mm), upper surface of floor slab and first rebar The distance D r to the central axis is 25 (mm).
これにより、コンクリートのヤング係数Ｅｃに対する鉄筋のヤング係数ＥＳの比であるヤング係数比ｎＥは、１４．６４になる。第１鉄筋の本数ｎＲは、（ｂｅｆｆ／ｐＲ−１）の式より１９本になる。Thereby, Young's modulus ratio n E which is a ratio of Young's modulus E S of reinforcing bars to Young's modulus E c of concrete becomes 14.64. The number n R of first rebars is 19 according to the equation (b eff / p R −1).
〔１．床スラブがコンクリートスラブ（鉄筋を有しない）の場合〕
比較例Ａ、及び実施例Ａ１から実施例Ａ３の寸法及び物性値等を表４に示す。この場合、コンクリートスラブに曲げモーメントが作用しても、その曲げモーメントによりコンクリートスラブが割れないように床スラブが設計される。このため、コンクリートの引張耐力でコンクリートスラブが損傷するか否かが決まる。[1. When the floor slab is a concrete slab (without rebar)
The dimensions and physical property values and the like of Comparative Example A and Examples A1 to A3 are shown in Table 4. In this case, even if a bending moment acts on the concrete slab, the floor slab is designed such that the bending moment does not break the concrete slab. Therefore, the tensile strength of the concrete determines whether the concrete slab is damaged or not.
比較例Ａでは、コンクリートの圧縮強度ｆｃは４０（Ｎ／ｍｍ２）である。コンクリートの圧縮強度ｆｃを用いて、（Ａ１２）式より引張強度ｆｃ，ｔ（Ｎ／ｍｍ２）の値が求められる。デッキプレートの凸部の高さＤｐは、５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ２）であり、外径ＤＲ（ｍｍ）は１０（ｍｍ）である。この場合、第１鉄筋の有効断面積ａｒ（ｍｍ２）は、（πｎＲＤＲ ２／４）の式より１４９２（ｍｍ２）と算出される。なお、πは円周率である。
なお、鉄筋比は後で説明する。
床スラブがコンクリートスラブの場合は、床スラブは第１鉄筋を有しない。しかし、後述する他の場合のために第１鉄筋に関する各値を求めた。In Comparative Example A, the compressive strength f c of the concrete is 40 (N / mm 2 ). Using the compressive strength f c of concrete, the value of the tensile strength f c, t (N / mm 2 ) can be obtained from the formula (A12). The height D p of the convex portion of the deck plate is 50 (mm). For the first rebar, the yield stress or tensile strength f sd is 400 (N / mm 2 ), and the outer diameter D R (mm) is 10 (mm). In this case, the effective cross-sectional area a r a first reinforcing bar (mm 2) is calculated to be (πn R D R 2/4 ) 1492 from the formula of (mm 2). Here, π is the circle ratio.
The rebar ratio will be described later.
When the floor slab is a concrete slab, the floor slab does not have the first rebar. However, the values for the first reinforcing bar were determined for the other cases described later.
支圧ボルトの位置について、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１は５９０（ｍｍ）であり、貫通孔と支圧ボルトのボルト軸との隙間ｇｂｂは０．５（ｍｍ）である。The distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 590 (mm), and the gap g bb between the through hole and the bolt axis of the support bolt is 0.5 ( mm).
コンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂは、（Ｄｓ−Ｄｐ＋ｔ）の式より１４１．２（ｍｍ）と算出される。なお、前述のように有効厚さｔｓｌａｂは（Ｄｓ−Ｄｐ）の式から算出されるとしてもよい。
前述の鉄筋比は、｛ａｒ／（ｂｅｆｆ・（ｔｓｌａｂ−Ｄｒ））｝の式より、０．６４（％）と算出される。床スラブの中立軸と床スラブの上面との距離ｘｎは、（ｔｓｌａｂ／２）の式より７０．６（ｍｍ）と算出される。The effective thickness t slab of the concrete slab is calculated to be 141.2 (mm) from the equation (D s −D p + t). As described above, the effective thickness t slab may be calculated from the equation (D s −D p ).
Reinforcement ratio described above, the equation of {a r / (b eff · (t slab -D r))}, is calculated to be 0.64 (%). The distance x n between the neutral axis of the floor slab and the top surface of the floor slab is calculated to be 70.6 (mm) according to the equation (t slab / 2).
床スラブの曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、｛（ｂｅｆｆｔｓｌａｂ ３／１２）・Ｅｃ／１０９｝の式より６５６９（ｋＮｍ２）と算出される。床スラブの有効幅ｂｅｆｆ、及びコンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂを用いて、（Ａ１３）式より床スラブの断面係数Ｚｃの値は６６４５８１３（ｍｍ３）と求められる。
床スラブの曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（Ａ１５）式より２３．５（ｋＮｍ）と算出できる。
表４には示さないが、変数φ１は（Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ／ＥＩｓｌａｂ／１０３）の式より３．５８×１０−６（ｍ−１）と算出される。
接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、２００（ｍｍ）である。
表４には示さないが、回転角φ２は（φ１・ｌｊ，ｓｌａｂ）の式より０．０００７（ｒａｄ）と算出される。Flexural rigidity EI slab of the floor slabs is calculated as {(b eff t slab 3/ 12) · E c / 10 9} 6569 the equation of (kNm 2). Using the effective width b eff of the floor slab and the effective thickness t slab of the concrete slab, the value of the cross section coefficient Z c of the floor slab can be obtained as 6645813 (mm 3 ) from the equation (A13).
The flexural strength M slab, Rd of the floor slab can be calculated as 23.5 (kNm) from the formula (A15).
Although not shown in Table 4, the variable φ 1 is calculated to be 3.58 × 10 −6 (m −1 ) according to the formula of (M slab, Rd / EI slab / 10 3 ).
The effective length l j, slab of the joint is 200 (mm).
Although not shown in Table 4, the rotation angle φ 2 is calculated to be 0.0007 (rad) from the equation (φ 1 · l j, slab ).
床スラブの回転剛性Ｋｓｌａｂは、｛ＥＩｓｌａｂ／（ｌｊ，ｓｌａｂ／１０３）｝の式より、３２８４４（ｋＮｍ／ｒａｄ）と算出される。
床スラブにおける回転剛性Ｋｓｌａｂに対する曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄの比率（以下、曲げ耐力比率と呼ぶ）は、（Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ／Ｋｓｌａｂ）の式より、０．０００７と算出される。
距離ｘb１と距離ｘｎとの差に対する隙間ｇｂｂの比率（以下、隙間比率と呼ぶ）は、｛ｇｂｂ／（ｘb１−ｘｎ）｝の式より、０．００１０と算出される。The rotational stiffness K slab of the floor slab is calculated as 32844 (kNm / rad) according to the formula {EI slab / (l j, slab / 10 3 )}.
The ratio of flexural strength Mslab, Rd to rotational stiffness Kslab in the floor slab (hereinafter referred to as the flexural strength ratio) is calculated to be 0.0007 from the equation ( Mslab, Rd / Kslab ).
The ratio of the gap g bb to the difference between the distance x b1 and the distance x n (hereinafter referred to as the gap ratio) is calculated as 0.0010 from the equation {g bb / (x b1 −x n )}.
前述の（Ａ３４）式は、曲げ耐力比率が隙間比率以上である条件、と言い換えることができる。すなわち、曲げ耐力比率が隙間比率以上であると実施例となり、曲げ耐力比率が隙間比率よりも小さいと比較例となる。
表４における比較例Ａでは曲げ耐力比率が隙間比率よりも小さく、床スラブの曲げ耐力は、床スラブに曲げモーメントが作用して貫通孔の内面に支圧ボルトのボルト軸が接触したときの曲げモーメントの大きさ未満であることが分かった。The aforementioned equation (A34) can be rephrased as a condition in which the bending resistance ratio is equal to or greater than the gap ratio. That is, the embodiment becomes an example when the bending resistance ratio is equal to or more than the gap ratio, and the comparison example becomes when the bending resistance ratio is smaller than the gap ratio.
In Comparative Example A in Table 4, the bending strength ratio is smaller than the gap ratio, and the bending strength of the floor slab is bending when a bending moment acts on the floor slab and the bolt axis of the bearing bolt contacts the inner surface of the through hole. It was found to be less than the magnitude of the moment.
実施例Ａ１の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、コンクリートの圧縮強度ｆｃを６０（Ｎ／ｍｍ２）、接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂを２５０（ｍｍ）とした。圧縮強度ｆｃ及び有効長さｌｊ，ｓｌａｂを変化させることで、引張強度ｆｃ，ｔの値から曲げ耐力比率、隙間比率までの値が上記と同様に算出される。
実施例Ａ１の梁接合構造では、曲げ耐力比率が隙間比率以上であり、床スラブの曲げ耐力は、床スラブに曲げモーメントが作用して貫通孔の内面に支圧ボルトのボルト軸が接触したときの曲げモーメントの大きさ以上であることが分かった。In the beam joint structure of Example A1, in the beam joint structure of Comparative Example A, the compressive strength f c of concrete is 60 (N / mm 2 ), and the effective length l j of the joint is 250 (mm). . By changing the compressive strength f c and the effective length l j, slab , values from the value of the tensile strength f c, t to the bending resistance ratio and the gap ratio are calculated in the same manner as described above.
In the beam joint structure of Example A1, the bending strength ratio is equal to or higher than the gap ratio, and the bending strength of the floor slab is determined by the bending moment acting on the floor slab and the bolt shaft of the bearing bolt contacting the inner surface of the through hole. It turned out that it is more than the size of bending moment.
実施例Ａ２の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、デッキプレートの凸部の高さＤｐを９０（ｍｍ）とした。実施例Ａ３の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、コンクリートの圧縮強度ｆｃを１００（Ｎ／ｍｍ２）、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１を６９０（ｍｍ）、貫通孔と支圧ボルトのボルト軸との隙間ｇｂｂを１．０（ｍｍ）、接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂを３００（ｍｍ）とした。In the beam joint structure of Example A2, in the beam joint structure of Comparative Example A, the height D p of the convex portion of the deck plate was 90 (mm). In the beam bonded structure of Example A3, in the beam bonded structure of Comparative Example A, the compressive strength f c of concrete is 100 (N / mm 2 ), and the distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 690 (mm), the gap g bb between the through hole and the bolt shaft of the bearing bolt was 1.0 (mm), and the effective length l j, slab of the joint was 300 (mm).
実施例Ａ２及び実施例Ａ３の梁接合構造においても、曲げ耐力比率が隙間比率以上であり、床スラブの曲げ耐力は、床スラブに曲げモーメントが作用して貫通孔の内面に支圧ボルトのボルト軸が接触したときの曲げモーメントの大きさ以上であることが分かった。 Also in the beam joint structure of Example A2 and Example A3, the bending strength ratio is equal to or more than the gap ratio, and the bending strength of the floor slab is determined by the bending moment acting on the floor slab and the bolt of the bearing bolt on the inner surface of the through hole. It turned out that it is more than the magnitude | size of a bending moment when an axis | shaft contacts.
〔２．床スラブが鉄筋コンクリートスラブ（コンクリートのひび割れが許容されない）の場合〕
比較例Ａ、及び実施例Ａ１から実施例Ａ３の寸法及び物性値等を表５に示す。この場合、床スラブがコンクリートスラブの場合と同様に、床スラブに曲げモーメントが作用しても、その曲げモーメントにより床スラブのコンクリートが割れないように床スラブが設計される。[2. When the floor slab is a reinforced concrete slab (concrete cracking is not acceptable)
The dimensions and physical property values and the like of Comparative Example A and Examples A1 to A3 are shown in Table 5. In this case, as in the case where the floor slab is a concrete slab, the floor slab is designed such that even if a bending moment acts on the floor slab, the bending moment does not break the concrete of the floor slab.
比較例Ａでは、コンクリートの圧縮強度ｆｃは４０（Ｎ／ｍｍ２）、デッキプレートの凸部の高さＤｐは５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ２）であり、外径ＤＲは１０（ｍｍ）である。 支圧ボルトの位置について、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１は５８０（ｍｍ）であり、貫通孔と支圧ボルトのボルト軸との隙間ｇｂｂは０．５（ｍｍ）である。接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、２００（ｍｍ）である。
圧縮強度ｆｃ、凸部の高さＤｐ等を変化させることで、引張強度ｆｃ，ｔの値から曲げ耐力比率、隙間比率までの値が上記と同様に算出される。In Comparative Example A, the compressive strength f c of the concrete is 40 (N / mm 2 ), and the height D p of the convex portion of the deck plate is 50 (mm). For the first rebar, the yield stress or tensile strength f sd is 400 (N / mm 2 ), and the outer diameter D R is 10 (mm). The distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 580 (mm), and the gap g bb between the through hole and the bolt axis of the support bolt is 0.5 ( mm). The effective length l j, slab of the joint is 200 (mm).
By changing the compressive strength f c , the height D p of the convex portion, and the like, values from the value of the tensile strength f c, t to the bending resistance ratio and the gap ratio are calculated in the same manner as described above.
ただしこの場合には、床スラブの中立軸と床スラブの上面との距離ｘｎは、（Ａ１６）式より６７．３（ｍｍ）と算出される。断面二次モーメントＩｕｎｃｒａｃｋｅｄは、（Ａ１７）式より３４９２２６３５（ｍｍ４）と算出される。床スラブの曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、（Ａ１８）式より７１５９（ｋＮｍ２）と算出される。
断面二次モーメントＩｕｎｃｒａｃｋｅｄ、ヤング係数比ｎＥ、及び距離ｘｎを用いて、（Ａ１９）式より床スラブの断面係数Ｚｃ，ｒの値が７５９５４９４（ｍｍ３）と求められる。床スラブの曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（Ａ２０）式より２６．９０（ｋＮｍ）と算出される。However, in this case, the distance x n between the neutral axis of the floor slab and the upper surface of the floor slab is calculated to be 67.3 (mm) from the formula (A16). Second moment I Uncracked is calculated as (A17) from equation 34922635 (mm 4). The flexural rigidity EI slab of the floor slab is calculated as 7159 (kNm 2 ) according to equation (A18).
From the equation (A19) , the value of the cross section coefficient Zc , r of the floor slab can be obtained as 7595494 (mm 3 ) using the moment of inertia of area I uncracked , Young's modulus ratio n E and distance x n . The flexural strength Mslab, Rd of the floor slab is calculated to be 26.90 (kNm) from the equation (A20).
比較例Ａの梁接合構造では、曲げ耐力比率（０．０００８）が隙間比率（０．００１０）よりも小さく、床スラブの曲げ耐力は、床スラブに曲げモーメントが作用して貫通孔の内面に支圧ボルトのボルト軸が接触したときの曲げモーメントの大きさ未満であることが分かった。 In the beam joint structure of Comparative Example A, the bending strength ratio (0.0008) is smaller than the clearance ratio (0.0010), and the bending strength of the floor slab is such that a bending moment acts on the floor slab and the inner surface of the through hole It turned out that it is less than the magnitude | size of a bending moment when the bolt shaft of a bearing bolt contacts.
実施例Ａ１の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、デッキプレートの凸部の高さＤｐを１００（ｍｍ）、第１鉄筋の外径ＤＲを１９（ｍｍ）とした。実施例Ａ２の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、コンクリートの圧縮強度ｆｃを８０（Ｎ／ｍｍ２）とした。実施例Ａ３の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂを３００（ｍｍ）とした。
実施例Ａ１から実施例Ａ３の梁接合構造では、曲げ耐力比率が隙間比率以上であり、床スラブの曲げ耐力は、床スラブに曲げモーメントが作用して貫通孔の内面に支圧ボルトのボルト軸が接触したときの曲げモーメントの大きさ以上であることが分かった。In the beam joint structure of Example A1, in the beam joint structure of Comparative Example A, the height D p of the convex portion of the deck plate was 100 (mm), and the outer diameter D R of the first reinforcing bar was 19 (mm). In the beam bonded structure of Example A2, in the beam bonded structure of Comparative Example A, the compressive strength f c of the concrete was 80 (N / mm 2 ). In the beam joint structure of Example A3, in the beam joint structure of Comparative Example A, the effective length l j, slab of the joint was 300 (mm).
In the beam connection structure of Example A1 to Example A3, the bending strength ratio is equal to or more than the gap ratio, and the bending strength of the floor slab is determined by the bending moment acting on the floor slab and the bolt shaft of the bearing bolt on the inner surface of the through hole. Was found to be greater than or equal to the magnitude of the bending moment at the time of contact.
〔３．床スラブが鉄筋コンクリートスラブ（コンクリートのひび割れが許容される）の場合〕
比較例Ａ、及び実施例Ａ１から実施例Ａ３の寸法及び物性値等を表６に示す。この場合、床スラブに曲げモーメントが作用したときに、その曲げモーメントにより床スラブのコンクリートが割れる場合も想定されている。[3. When the floor slab is a reinforced concrete slab (cracks in concrete are acceptable)
The dimensions and physical property values and the like of Comparative Example A and Examples A1 to A3 are shown in Table 6. In this case, it is also assumed that when the bending moment acts on the floor slab, the concrete of the floor slab breaks due to the bending moment.
比較例Ａでは、コンクリートの圧縮強度ｆｃは４０（Ｎ／ｍｍ２）であり、デッキプレートの凸部の高さＤｐは５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ２）であり、外径ＤＲは１０（ｍｍ）である。
支圧ボルトの位置について、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘb１は３５０（ｍｍ）であり、貫通孔と支圧ボルトのボルト軸との隙間ｇｂｂは１．５（ｍｍ）である。接合部の有効長さｌｊ，ｓｌａｂは、２００（ｍｍ）である。
圧縮強度ｆｃ、凸部の高さＤｐ等を変化させることで、引張強度ｆｃ，ｔの値から曲げ耐力比率、隙間比率までの値が上記と同様に算出される。In Comparative Example A, the compressive strength f c of the concrete is 40 (N / mm 2 ), and the height D p of the convex portion of the deck plate is 50 (mm). For the first rebar, the yield stress or tensile strength f sd is 400 (N / mm 2 ), and the outer diameter D R is 10 (mm).
The distance x b1 between the central axis of the lower end through hole and the upper surface of the floor slab is 350 (mm), and the gap g bb between the through hole and the bolt axis of the support bolt is 1.5 ( mm). The effective length l j, slab of the joint is 200 (mm).
By changing the compressive strength f c , the height D p of the convex portion, and the like, values from the value of the tensile strength f c, t to the bending resistance ratio and the gap ratio are calculated in the same manner as described above.
ただしこの場合には、第１鉄筋の有効断面積ａｒ、床スラブの有効幅ｂｅｆｆ、ヤング係数比ｎＥ、及びコンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂを用いて、（Ａ２１）式より等価鉄筋比ｐｓの値が０．０７７と求められる。床スラブの中立軸と床スラブの上面との距離ｘｎは、（Ａ２２）式より１００．６（ｍｍ）と算出される。断面二次モーメントＩｃｒａｃｋｅｄは、（Ａ２３）式より１１５７５６９４（ｍｍ４）と算出される。床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩｓｌａｂは、（Ａ２４）式より２３７３（ｋＮｍ２）と算出される。
距離ｘｎ、床スラブ４１の上面４１ａと第１鉄筋４３の中心軸との距離Ｄｒ、コンクリートスラブの有効厚さｔｓｌａｂ、コンクリートスラブの有効幅ｂｅｆｆ、コンクリートの圧縮強度ｆｃ、鉄筋の降伏応力又は引張強さｆｓｄ、及び第１鉄筋の有効断面積ａｒを用いて、（Ａ２５）式よりコンクリートで決まる床スラブの曲げ耐力Ｍｃ，Ｒｄの値が１６６．９（ｋＮｍ）と求められ、（Ａ２６）式より鉄筋で決まる床スラブの曲げ耐力Ｍｒ，Ｒｄの値が６１．３（ｋＮｍ）と求められる。
床スラブの曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄは、（Ａ２７）式より６１．３（ｋＮｍ）と算出される。However, in this case, using the effective cross-sectional area a r of the first rebar, the effective width b eff of the floor slab, the Young's modulus ratio n E , and the effective thickness t slab of the concrete slab, the equivalent rebar is obtained according to equation (A21) The value of the ratio p s is determined to be 0.077. The distance x n between the neutral axis of the floor slab and the top surface of the floor slab is calculated to be 100.6 (mm) according to equation (A22). The cross-sectional second moment I cracked is calculated as 11575694 (mm 4 ) from the formula (A23). The flexural rigidity EI slab of the
Distance x n , distance D r between
The flexural strength M slab, Rd of the floor slab is calculated to be 61.3 (kNm) from the equation (A27).
比較例Ａの梁接合構造では、曲げ耐力比率（０．００５２）が隙間比率（０．００６０）よりも小さく、床スラブの曲げ耐力は、床スラブに曲げモーメントが作用して貫通孔の内面に支圧ボルトのボルト軸が接触したときの曲げモーメントの大きさ未満であることが分かった。 In the beam joint structure of Comparative Example A, the bending strength ratio (0.0052) is smaller than the clearance ratio (0.0060), and the bending strength of the floor slab is such that a bending moment acts on the floor slab and the inner surface of the through hole is formed. It turned out that it is less than the magnitude | size of a bending moment when the bolt shaft of a bearing bolt contacts.
実施例Ａ１の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、第１鉄筋の外径ＤＲを１６（ｍｍ）とした。実施例Ａ２の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、第１鉄筋の降伏応力又は引張強さｆｓｄを５００（Ｎ／ｍｍ２）とした。実施例Ａ３の梁接合構造は、比較例Ａの梁接合構造において、デッキプレートの凸部の高さＤｐを７０（ｍｍ）とした。
実施例Ａ１から実施例Ａ３の梁接合構造では、曲げ耐力比率が隙間比率以上であり、床スラブの曲げ耐力は、床スラブに曲げモーメントが作用して貫通孔の内面に支圧ボルトのボルト軸が接触したときの曲げモーメントの大きさ以上であることが分かった。In the beam joint structure of Example A1, in the beam joint structure of Comparative Example A, the outer diameter D R of the first reinforcing bar was 16 (mm). In the beam bonded structure of Example A2, the yield stress or tensile strength f sd of the first reinforcing bar in the beam bonded structure of Comparative Example A was 500 (N / mm 2 ). In the beam joint structure of Example A3, in the beam joint structure of Comparative Example A, the height D p of the convex portion of the deck plate was 70 (mm).
In the beam connection structure of Example A1 to Example A3, the bending strength ratio is equal to or more than the gap ratio, and the bending strength of the floor slab is determined by the bending moment acting on the floor slab and the bolt shaft of the bearing bolt on the inner surface of the through hole. Was found to be greater than or equal to the magnitude of the bending moment at the time of contact.
以上説明したように、本実施形態の梁接合構造２及び梁接合方法によれば、床スラブ４１の曲げ耐力Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ、床スラブ４１の回転剛性Ｋｓｌａｂ、貫通孔２５ａと支圧ボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇｂｂ、下端貫通孔２５ａＢの中心軸と床スラブ４１の上面４１ａとの距離ｘb１、及び床スラブ４１の中立軸Ｃ１と床スラブ４１の上面４１ａとの距離ｘｎが（Ａ３４）式を満たす。これにより、支圧ボルト３６を介して小梁３１の端部と大梁２１との間で曲げモーメントが伝達される状態を定量的に評価し、床スラブ４１が損傷するのを効果的に抑制することができる。
また、隙間ｇｂｂの値に（Ａ３８）式を用いて、小梁３１の上の床スラブ４１が硬化する前に小梁３１に作用する重力により小梁３１が撓んだ状態を考慮することで、貫通孔２５ａと支圧ボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇｂｂを定量的に評価し、床スラブ４１が損傷するのをより効果的に抑制することができる。
As described above, according to the beam
Also, using the equation (A38) for the value of the gap g bb , consider the state in which the
本発明によれば、ボルトを用いて支持部材と梁とを支圧接合した場合に、床スラブに曲げモーメントが作用しても床スラブが損傷するのを抑制でき、かつ床スラブが損傷する前にボルトが接触することで、床スラブ単独、又はボルト接合単独よりも高い剛性及び耐力を発揮することができる。 According to the present invention, when the support member and the beam are bearing-bonded using bolts, damage to the floor slab can be suppressed even if a bending moment acts on the floor slab, and before the floor slab is damaged. By contacting the bolt, it is possible to exert higher rigidity and load resistance than the floor slab alone or the bolted joint alone.
２ 梁接合構造
２１ 大梁（支持部材）
２５ａ 貫通孔
３１ 小梁（梁）
３６ ボルト
４１ 床スラブ
４１ａ 上面
５０ 合成貫通孔
Ｃ１ 中立軸
Ｍｓｌａｂ，Ｒｄ 床スラブの曲げ耐力2
25a through
36
Claims (11)
端部が前記支持部材に接合される梁と、
前記梁の上方に接合された床スラブと、
前記端部の第１貫通孔と前記支持部材の第２貫通孔とを重ねて形成される合成貫通孔に挿入された状態で、前記端部と前記支持部材とを接合するボルトと、
を備え、
前記梁の長手方向において前記第１貫通孔と前記ボルトとの間及び前記第２貫通孔と前記ボルトとの間に隙間が存在する梁接合構造の設計方法であって、
前記床スラブに曲げ変形が与えられることにより、前記第１貫通孔及び前記第２貫通孔に対して前記ボルトが前記梁の長手方向に相対的に移動して、前記第１貫通孔の内面及び前記第２貫通孔の内面に前記ボルトが接触した支圧接合状態となるまでに前記床スラブに作用する曲げモーメントが、前記床スラブの曲げ耐力よりも小さくなるように、前記床スラブの曲げ耐力を設定する工程を有することを特徴とする梁接合構造の設計方法。 A support member,
A beam whose end is joined to the support member;
A floor slab joined above the beams;
A bolt for joining the end portion and the support member in a state in which the first through hole at the end portion and the second through hole of the support member are inserted into a composite through hole formed by overlapping each other;
Equipped with
A design method of a beam joint structure in which gaps exist between the first through hole and the bolt and between the second through hole and the bolt in the longitudinal direction of the beam,
By giving bending deformation to the floor slab, the bolt moves relative to the first through hole and the second through hole in the longitudinal direction of the beam, and the inner surface of the first through hole and Bending of the floor slab so that the bending moment acting on the floor slab becomes smaller than the bending strength of the floor slab until the bearing jointing state is reached in which the bolt contacts the inner surface of the second through hole A method of designing a beam joint structure, comprising the step of setting a proof stress.
前記床スラブの曲げ耐力は、床スラブに使用されるコンクリートの圧縮強度に基づいて計算されることを特徴とする請求項１に記載の梁接合構造の設計方法。 The floor slab is a concrete slab provided on the support member,
The method for designing a beam joint structure according to claim 1, wherein the bending strength of the floor slab is calculated based on the compressive strength of concrete used for the floor slab.
前記床スラブの曲げ耐力は、前記床スラブに使用されるコンクリートのヤング係数及び強度と前記鉄筋のヤング係数及び強度に基づいて計算されることを特徴とする請求項１又は２に記載の梁接合構造の設計方法。 The floor slab is a reinforced concrete slab provided on the support member, and reinforcing bars in the floor slab are extended in the longitudinal direction of the beam so as to straddle the support member,
The beam joint according to claim 1 or 2, wherein the bending strength of the floor slab is calculated based on Young's modulus and strength of concrete used for the floor slab and Young's modulus and strength of the reinforcing bar. How to design the structure.
端部が前記支持部材に接合される梁と；
前記梁の上方に接合された床スラブと；
前記端部の第１貫通孔と前記支持部材の第２貫通孔とを重ねて形成される合成貫通孔に挿入された状態で、前記端部と前記支持部材とを接合するボルトと；
を備え、
前記梁の長手方向において前記第１貫通孔と前記ボルトとの間及び前記第２貫通孔と前記ボルトとの間に隙間が存在する梁接合構造であって、
前記合成貫通孔は前記端部及び前記支持部材に複数設けられ；
鉛直方向において、前記床スラブから最も遠くに配置された前記合成貫通孔の、前記梁の長手方向における前記第２貫通孔の前記梁から遠い側の内面と前記ボルトとの隙間及び前記第１貫通孔の前記支持部材から遠い側の内面と前記ボルトとの隙間の合計値ｇ ｂ （ｍｍ）、前記床スラブの回転剛性Ｋ ｓｌａｂ （Ｎｍｍ／ｒａｄ）、前記床スラブの前記曲げ耐力Ｍ ｓｌａｂ，Ｒｄ （Ｎｍｍ）、曲げ変形を受ける前記床スラブの中立軸と前記床スラブの上面との距離ｘ ｎ （ｍｍ）、及び、前記複数の各合成貫通孔のうち、鉛直方向において、前記床スラブから最も遠い前記合成貫通孔の中心軸と前記床スラブの上面との距離ｘ b１ （ｍｍ）は、（３）式を満たす；
ことを特徴とする梁接合構造。
A beam whose end is joined to said support member;
A floor slab joined above the beams;
A bolt for joining the end portion and the support member in a state in which the first through hole at the end portion and the second through hole of the support member are inserted into a composite through hole formed by overlapping each other;
Equipped with
A beam joint structure in which gaps exist between the first through hole and the bolt and between the second through hole and the bolt in the longitudinal direction of the beam,
A plurality of the synthetic through holes are provided in the end portion and the support member;
A clearance between the inner surface of the second through hole farthest from the beam in the longitudinal direction of the beam and the bolt and the first through hole of the combined through hole arranged farthest from the floor slab in the vertical direction The total value g b (mm) of the gap between the inner surface of the hole remote from the support member and the bolt, the rotational stiffness K slab (N mm / rad) of the floor slab, and the bending resistance M slab, Rd of the floor slab (N mm), the distance x n (mm) between the neutral axis of the floor slab subjected to bending deformation and the upper surface of the floor slab , and, from among the plurality of synthetic through holes, the floor slab most in the vertical direction The distance x b1 (mm) between the central axis of the farthest synthetic through hole and the upper surface of the floor slab satisfies the formula (3);
Beam joint structure characterized by
前記溝が前記梁の長手方向と交差する方向に沿って延びることを特徴とする請求項８に記載の梁接合構造。 The floor slab comprises a deck plate having a plurality of grooves extending in one direction,
The beam joint structure according to claim 8, wherein the groove extends along a direction intersecting a longitudinal direction of the beam.
ことを特徴とする請求項９に記載の梁接合構造。
Beam structure according to claim 9, characterized in that.
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