JP6646206B2

JP6646206B2 - Joint structure of RC members

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Publication number: JP6646206B2
Application number: JP2015198054A
Authority: JP
Inventors: 清臣金本; 山野辺　宏治; 宏治山野辺
Original assignee: Shimizu Corp
Current assignee: Shimizu Corp
Priority date: 2015-10-05
Filing date: 2015-10-05
Publication date: 2020-02-14
Anticipated expiration: 2035-10-05
Also published as: PH12018500730A1; WO2017061413A1; JP2017071913A; SG11201802768TA; MY192067A

Description

本発明は、鉄筋コンクリート（ＲＣ）部材の接合構造に関する。 The present invention relates to a joint structure for reinforced concrete (RC) members.

従来、ＰＣａ化率を高め、現場打ちコンクリートを減らすことで工期短縮を図る技術の開発が進められ、実用化されている。 2. Description of the Related Art Conventionally, a technology for shortening the construction period by increasing the rate of conversion to PCa and reducing cast-in-place concrete has been developed and has been put to practical use.

例えば、スタブの上端部に機械式継手のスリーブ（シース管）を複数設け、下端部から下方に向けて複数の主筋を突出させたプレキャストコンクリート（ＰＣａ）柱をスタブ上に設置して接合する構法がある。 For example, a method in which a plurality of sleeves (sheath pipes) of a mechanical joint are provided at the upper end of a stub, and a precast concrete (PCa) column having a plurality of main bars projecting downward from the lower end is installed on the stub and joined. There is.

このとき、ＰＣａ柱の下方に突出した複数の主筋をそれぞれ、スタブの機械式継手のスリーブ内に差し込む。そして、スタブの複数の機械式継手のスリーブ内、上下に隣り合うＰＣａ柱の間の目地部にグラウト材を注入し、スタブとＰＣａ柱のＰＣａ柱同士を一体に接合する（例えば、特許文献１参照）。 At this time, a plurality of main bars projecting below the PCa column are respectively inserted into the sleeves of the mechanical joints of the stub. Then, a grout material is injected into joints between the vertically adjacent PCa columns in the sleeves of the plurality of mechanical joints of the stub, and the stub and the PCa columns of the PCa column are integrally joined (for example, Patent Document 1). reference).

特開２０１２−７７５４７号公報JP 2012-77547 A

一方、一対のＲＣ部材の主筋同士を機械式継手で接続する構法はその設計手法が確立されているが、互いの主筋同士の間隔をあけつつ重ね合わせるあき重ね継手で接続する構法の設計手法は十分に確立されていない。 On the other hand, a design method has been established for a method of connecting the main reinforcing bars of a pair of RC members with a mechanical joint. Not well established.

本発明は、上記事情に鑑み、あき重ね継手を用いてＲＣ部材同士を好適に接合することを可能にするＲＣ部材の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 an object of the present invention is to provide a joining structure of RC members that enables appropriate joining of RC members using a lap joint.

上記の目的を達するために、この発明は以下の手段を提供している。 To achieve the above object, the present invention provides the following means.

本発明のＲＣ部材の接合構造は、一方のＲＣ部材が主筋を接合端面から外側に延出して形成され、他方のＲＣ部材が柱であり、主筋と並設し、接合端面に開口するようにシース管を埋設して形成され、前記一方のＲＣ部材の主筋を前記シース管に挿入するとともに前記シース管内にグラウト材を充填し、前記一方のＲＣ部材の主筋と前記他方のＲＣ部材の主筋を間隔をあけて重ねるあき重ね継手で接続するＲＣ部材の接合構造であって、前記あき重ね継手の必要継手長Ｌ _ｄが下記の式（１）〜式（６）によって設定されていることを特徴とする。 In the joint structure of the RC members of the present invention, one of the RC members is formed by extending the main reinforcement outward from the joint end face, and the other RC member is a column, and is arranged side by side with the main reinforcement and opens to the joint end face. A main tube of the one RC member is inserted into the sheath tube, and a grout material is filled into the sheath tube, and a main bar of the one RC member and a main bar of the other RC member are formed by embedding a sheath tube. characterized in that a joint structure RC members connected by perforated lap joint overlap at intervals, necessary coupling length L _d of the perforated lap joint is set by equation (1) to formula (6) And

ここに、Ｌ_ｄは継手長（ｍｍ）、ｄ_ｂは柱主筋の呼び径（ｍｍ）である。Ｌ_ｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（４）で求める。σ_ｙｆは柱主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。 Here, _{L d} is the joint length (mm), _{d b} is the nominal diameter of the pillar main reinforcement (mm). _Lb is an ineffective length (mm) at the lower part of the joint, which is obtained by equation (4). σ _yf is the yield strength (N / mm ² ) of the column main _bar .

Ｈは柱のシアスパン（ｍｍ）である。ｈ_ｂは目地厚さ（ｍｍ）である。Ｄ_ｓはシース管外径（ｍｍ）である。τ_ｂｍａｘは柱主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、式（５）によって求める。τ_{ｓｂｍａｘ}はシース管の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、式（６）によって求める。 H is the shear span (mm) of the column. h _b is a joint thickness (mm). D _s is the sheath outer diameter (mm). τ _bmax is the adhesion strength (N / mm ² ) of the column main bar, and is determined by equation (5). τ _sbmax is the adhesive strength (N / mm ² ) of the sheath tube, which is determined by equation (6).

γ_ｔは継手上部無効長さの継手長に対する割合である。Ｒ_ｄは設計限界部材角（％）である。Ｒ_ｙは降伏部材角（％）である。ｄ_ｃｙは柱の有効せい（ｍｍ）であり、柱脚部断面の圧縮応力縁より引張鉄筋（差筋）の重心位置までの距離である。 The gamma _t is a ratio with respect to the joint length of the joint upper invalid length. R _d is a design limit member angle (%). _Ry is the yield member angle (%). d _cy is the effective threshold (mm) of the column, and is the distance from the compressive stress edge of the column base section to the position of the center of gravity of the tensile reinforcing bar (rebar).

αは付着低減係数である。ｆ_ｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。 α is the adhesion reduction coefficient. f _c is the concrete design strength (N / mm ^2).

また、本発明のＲＣ部材の接合構造においては、前記シース管の内側に配筋された前記他方のＲＣ部材の主筋配置に基づく断面の曲げ降伏強度Ｍ_Ｙが、継手終了点における作用曲げモーメントＭ_ＬＥを上回り、下記の式（７）の条件を満たして前記あき重ね継手の継手終了点の断面において曲げ降伏しないように、必要継手長Ｌ_ｄが設定されていることが望ましい。 In the joint structure of the RC member of the present invention, flexural yield strength M _Y cross-section based on the main reinforcement arrangement of the other RC member which is Haisuji inside the sheath tube, bending moment M acts in the joint end point greater than _LE, to bend surrender in the cross section of the joint end point of the perforated lap joint satisfies the condition of equation (7) below, it is desirable to require joint length L _d is set.

ここで、Ｍ_Ｙは継手終了点の柱主筋による断面の曲げ降伏強度（ｋＮｍ）であり、下記の式（８）によって求める。Ｍ_ＬＥは継手終了点に作用するモーメント（ｋＮｍ）である。Ｍ_ｃｙは柱脚部の断面の曲げ降伏強度（ｋＮｍ）であり、下記の式（９）によって求める。φ_ｅは曲げモーメントの係数であり、１．０とする。 Here, M _Y is flexural yield strength of a section along a pillar main reinforcement of the joint end point (kNm), determined by the following equation (8). M _LE is a moment (kNm) acting on the joint end point. M _cy is the bending yield strength (kNm) of the cross section of the column base, and is calculated by the following equation (9). phi _e is the coefficient of bending moment, and 1.0.

Ａ_ｓは引張鉄筋の断面積（ｍｍ^２）である。ｄ_Ｙは柱の有効せい（ｍｍ）であり、継手終了点断面の圧縮応力縁より引張鉄筋の重心位置までの距離である。ａはコンクリートのストレスブロック長さ（ｍｍ）であり、断面のつり合いより式（１０）によって算定する。ｆ _ｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｆ_ｙは柱主筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｂは部材幅（ｍｍ）である。 A _s is the cross-sectional area of the tensile reinforcement (mm ^2). d _Y is the effective threshold (mm) of the column, and is the distance from the compressive stress edge of the cross section at the joint end point to the position of the center of gravity of the tensile rebar. a is the length (mm) of the concrete stress block, which is calculated by equation (10) from the balance of the cross sections. f _c is the concrete design strength ^{_{(N / mm 2), f}} y standards yield strength of the column main reinforcement (N / ^mm 2), b is a member width (mm).

さらに、本発明のＲＣ部材の接合構造においては、継手区間の必要横補強筋量ｐ_ｗｄが下記の式（１１）〜式（１２）によって設定されていることが望ましい。 Furthermore, in the joint structure of RC members of the present invention, it is desirable that the required lateral reinforcing _bar amount p _wd of the joint section is set by the following equations (11) to (12).

ここで、Ｃ_ｓはシース管同士のあき（ｍｍ）またはシース管の最小かぶり厚さ（ｍｍ）の２倍のうち小さい方の値である。Ｄ_ｓはシース管外径（ｍｍ）、ｐ_ｗｄは必要横補強筋比である。ｆ_ｗｙは横補強筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。 Here, C _s is the smaller value of the space between the sheath tubes (mm) or twice the minimum cover thickness (mm) of the sheath tubes. D _s is the sheath tube outer diameter (mm), and p _wd is the required lateral reinforcement ratio. f _wy is the standard yield strength (N / mm ² ) of the lateral reinforcement.

σ_ｔｄは設計用割裂応力度（Ｎ／ｍｍ^２）である。σ_ｔ０は基準割裂強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。σ_ｔａｖはコンクリートの割裂破壊時において平均的に割裂面に作用する応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（１３）によって求める。 σ _td is the design splitting stress degree (N / mm ² ). σ _t0 is the standard splitting strength (N / mm ² ). σ _tv is the stress (N / mm ² ) acting on the split surface on average at the time of split fracture of concrete, and is calculated by the following equation (13).

αは付着低減係数である。τ_ｂは柱主筋の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（１４）によって求める。τ_ｓｂはシース管の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（１５）によって求める。 α is the adhesion reduction coefficient. τ _b is the existing adhesive stress (N / mm ² ) of the column main bar, and is determined by the following equation (14). τ _sb is the existing adhesive stress level (N / mm ² ) of the sheath tube, and is determined by the following equation (15).

ｆ_ｔはコンクリートの引張強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（１７）によって求める。 _ft is the tensile strength of concrete (N / mm ² ), which is determined by the following equation (17).

本発明のＲＣ部材の接合構造においては、従来、その設計法が確立されていなかったあき重ね継手を用いて信頼性の高い接合部の構造を実現することが可能になる。 In the joint structure of RC members of the present invention, a highly reliable joint structure can be realized by using an open lap joint whose design method has not been established.

本発明の一実施形態に係るＲＣ部材の接合構造を示す図である。It is a figure showing the joining structure of the RC member concerning one embodiment of the present invention. 図１のＸ１−Ｘ１線矢視図である。FIG. 2 is a view taken along line X1-X1 in FIG. 1. 図１のＸ２−Ｘ２線矢視図である。FIG. 2 is a view taken along line X2-X2 in FIG. 1. 図１のＸ３−Ｘ３線矢視図である。FIG. 2 is a view taken along line X3-X3 in FIG. 1. 本発明の一実施形態に係るＲＣ部材の接合構造の継手部の鉄筋応力度分布を示す図である。It is a figure which shows the reinforcement stress distribution of the joint part of the joining structure of the RC member which concerns on one Embodiment of this invention. 本発明の一実施形態に係るＲＣ部材の接合構造の必要横補強筋比算定時の寸法設定の一例を示す図である。It is a figure which shows an example of the dimension setting at the time of calculating the required lateral reinforcement ratio of the joining structure of RC member which concerns on one Embodiment of this invention. 本発明の一実施形態に係るＲＣ部材の接合構造の継手終了点の断面強度判定位置を示す図である。It is a figure showing the section intensity judging position of the joint end point of the joining structure of the RC member concerning one embodiment of the present invention. ＡＣＩ（アメリカコンクリート学会）３１８におけるストレスブロック法を示す図である。It is a figure which shows the stress block method in ACI (American Concrete Institute) 318. 試験体の寸法形状と配筋状態を示す図である。It is a figure which shows the dimension shape of a test body, and a reinforcement arrangement state.

以下、図１から図９を参照し、本発明の一実施形態に係るＲＣ部材の接合構造について説明する。 Hereinafter, a joining structure of an RC member according to an embodiment of the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 9.

はじめに、本実施形態では、図１から図４に示すように、一方のＲＣ部材であるスタブ１上に他方のＲＣ部材であるＰＣａ柱２を設置し、これらスタブ１とＰＣａ柱２をそれぞれ接合してＰＣａ柱２を立設する。 First, in the present embodiment, as shown in FIGS. 1 to 4, a PCa column 2 as another RC member is installed on a stub 1 as one RC member, and these stubs 1 and PCa columns 2 are respectively joined. The PCa column 2 is erected.

スタブ１は、その上端面（接合端面）から複数の主筋３をそれぞれ、所定の長さで上方に延出（突出）させて形成されている。 The stub 1 is formed by extending (projecting) a plurality of main reinforcements 3 upward by a predetermined length from the upper end surface (joining end surface).

ＰＣａ柱２は、その下端部側に、下端面（接合端面）に開口しつつ材軸に沿う上下方向に軸線方向を向けて複数の略有底円筒状のシース管４が一体に埋設されている。また、本実施形態のＰＣａ柱２は、複数の主筋５の下端部側を中央側に１／６の勾配角度で屈曲させた絞り部６を備え、この絞り部６によって各シース管４に各主筋５を近接させ、所定の間隔をあけて平行に一対のシース管４と主筋５がコンクリートに埋設されている。 The PCa column 2 has a plurality of substantially bottomed cylindrical sheath tubes 4 integrally embedded at the lower end side thereof, opening in the lower end surface (joining end surface) and facing the axial direction in the vertical direction along the material axis. I have. Further, the PCa column 2 of the present embodiment is provided with a constricted portion 6 in which the lower ends of the plurality of main reinforcements 5 are bent toward the center at a gradient angle of 1/6. A pair of sheath pipes 4 and a pair of main reinforcements 5 are buried in concrete in parallel with a predetermined spacing between the main reinforcements 5.

そして、本実施形態のＲＣ部材の接合構造Ａでは、ＰＣａ柱２のシース管４内に、ＰＣａ柱２の主筋５と横方向に間隔をあけ、スタブ１の下方に突出した主筋３を差し込んで挿入し、各シース管４内及び目地部７にグラウト材を注入する。これにより、シース管４を介してスタブ１とＰＣａ柱２の主筋３、５があき重ね継手８で接続され、スタブ１とＰＣａ柱２が一体に接合される。 In the joint structure A of the RC member of the present embodiment, the main bar 3 protruding below the stub 1 is inserted into the sheath tube 4 of the PCa column 2 with a gap in the lateral direction from the main bar 5 of the PCa column 2. The grout material is injected into each sheath tube 4 and the joint portion 7. Thereby, the main reinforcements 3 and 5 of the stub 1 and the PCa column 2 are connected by the lap joint 8 via the sheath tube 4, and the stub 1 and the PCa column 2 are integrally joined.

ここで、上記のようにスタブ１とＰＣａ柱２の主筋２、５の継手部をあき重ね継手８とする場合の設計法について説明する。 Here, a design method in the case where the joint portions of the main reinforcements 2 and 5 of the stub 1 and the PCa column 2 are formed as the lap joints 8 as described above will be described.

なお、この設計法が対象する接合部は、例えば、地震地域（米国UBC 1997 Section 1653において、Seismic zone２〜４に該当する地域）に建設され、以下の条件を満足する建築物に適用することが好ましい。 The joints covered by this design method may be applied, for example, to buildings constructed in an earthquake area (areas corresponding to Seismic zones 2 to 4 in UBC 1997 Section 1653 in the United States) and satisfying the following conditions. preferable.

（適用する柱の制限）
１−１）終局時の軸力Ｎ_ＵはＡ_ｇ・ｆ_ｃ／１０以下とする。
１−２）終局時のせん断スパン比Ｍ_Ｕ／（Ｑ_Ｕ・Ｄ）は、５．０以上とする。
１−３）塑性変形を考慮した終局時の柱の設計限界部材角は、２．０％以下とする。 (Restrictions on applicable pillars)
1-1) axial force _{N U} at ultimate is an _A g _· f c / 10 or less.
1-2) The shear span ratio M _U / (Q _U · D) at the end of the operation is 5.0 or more.
1-3) The design limit member angle of the column at the end of the operation considering plastic deformation is set to 2.0% or less.

ここに、Ｄは柱のせい（ｍｍ）、Ｎ_Ｕは終局時に柱に生じる軸力（ｋＮ）、Ｍ_Ｕは終局時に柱に生じる曲げモーメント（ｋＮ・ｍ）、Ｑ_Ｕは終局時に柱に生じるせん断力（ｋＮ）、Ａ_ｇは柱の断面積（ｍｍ^２）、ｆ_ｃはシリンダー試験体圧縮強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。 Here, D is because of the pillar (mm), _{N U} is the axial force generated in the pillar ultimate time (kN), _{M U} bending occurs pillars ultimate time moment (kN · m), _{Q U} is occurring pillar ultimate time shear force (kN), _{a g} is the cross-sectional area of the column ^(mm 2), the _{f c} is a cylindrical specimen compressive strength (N / mm ^2).

（架構形式）
架構形式は、ラーメン構造または耐力壁併用ラーメン構造とする。 (Frame type)
The frame type shall be a rigid frame structure or a rigid frame structure with load-bearing walls.

（基本事項）
その他の基本事項として、
２−１）地震荷重は、当該国あるいは当該地域において適用される規準類による。
２−２）軸方向力、曲げおよびせん断に対する断面算定は、応力解析結果に対し、日本建築学会編「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」（以下、ＲＣ規準）またはＡＣＩ３１８に基づいて行う。ただし、当該国あるいは当該地域において適用される規準類に基づいてもよい。
２−３）継手の設計は、後述の（継手の設計）に基づいて行う。 (Basic matters)
As another basic matter,
2-1) The seismic load depends on the standards applied in the country or region concerned.
2-2) The cross-sectional calculation for the axial force, bending and shear is performed based on the stress analysis results based on “Standards for Calculation of Reinforced Concrete Structures and Explanations” (hereinafter referred to as RC standards) edited by the Architectural Institute of Japan or ACI318. However, it may be based on standards applicable in the country or region.
2-3) Design of the joint is performed based on (design of joint) described later.

（使用材料）
（コンクリート）
３−１）普通コンクリートとする。
３−２）設計基準強度は、ｆ_ｃ＝２１〜３０Ｎ／ｍｍ^２（シリンダー強度）またはｆ_ｃｕ＝２５〜４０Ｎ／ｍｍ^２（立方体強度）以上とし、ｆ_ｃ＝０．８ｆ_ｃｕでシリンダー強度に換算する。換算係数は、適用規準による数値としてもよい。 (Material used)
(concrete)
3-1) Use ordinary concrete.
3-2) design strength _is set to f c = 21~30N / mm ² (cylinder strength) or _f cu = _25~40N / mm ² (cubic strength) _above, the cylinder strength f c = 0.8f _cu Convert. The conversion factor may be a numerical value according to the applicable standard.

（鉄筋）
４−１）異形鉄筋とし、径は２５ｍｍ以下とする。
４−２）主筋の規格降伏点強度は、５００Ｎ／ｍｍ^２以下とする。 (Rebar)
4-1) A deformed reinforcing bar having a diameter of 25 mm or less.
4-2) The standard yield point strength of the main reinforcement is 500 N / mm ² or less.

（シース管）
JIS G3302溶融亜鉛メッキ鋼板および鋼帯あるいは同等の材料とする。 (Sheath tube)
JIS G3302 Hot-dip galvanized steel sheet and steel strip or equivalent material.

（グラウト材）
５−１）シース管内部およびＰＣａ柱脚に適用する。
５−２）圧縮強度は、６０Ｎ／ｍｍ^２以上（シリンダー強度）とする。 (Grout material)
5-1) Applies to the inside of the sheath tube and the PCa pedestal.
5-2) The compressive strength is 60 N / mm ² or more (cylinder strength).

（ＰＣａ柱の設計）
次に、ＰＣａ柱の設計について説明する。 (PCa pillar design)
Next, the design of the PCa column will be described.

（軸方向力と曲げに対する算定）
まず、軸方向力と曲げに対しては、
６−１）ＲＣ規準またはＡＣＩ３１８に基づいて断面内の応力度を算定し、許容曲げモーメント、または終局曲げ耐力を求める。ただし、当該国あるいは当該地域において適用される規準類に基づいてもよい。
６−２）柱の最小主筋量は、適用する設計基準の規定に従う。 (Calculation for axial force and bending)
First, for axial force and bending,
6-1) Calculate the stress in the cross section based on the RC standard or ACI 318 to obtain the allowable bending moment or ultimate bending strength. However, it may be based on standards applicable in the country or region.
6-2) The minimum main reinforcement of a column follows the rules of the applicable design standard.

（せん断に対する算定）
せん断に対する算定は、
７−１）ＲＣ規準またはＡＣＩ３１８に基づいて、許容せん断力または終局せん断強度を求める。ただし、当該国あるいは当該地域において適用される規準類に基づいてもよい。
７−２）最小せん断補強筋比は、適用する設計基準の規定に従う。
７−３）せん断は、柱脚および継手終了点で算定する。
７−４）柱脚小口面において、グラウトとのせん断摩擦強度を検討する。 (Calculation for shear)
The calculation for shear is
7-1) Determine allowable shear force or ultimate shear strength based on RC standards or ACI 318. However, it may be based on standards applicable in the country or region.
7-2) The minimum shear reinforcement ratio follows the rules of the applicable design standards.
7-3) Shear is calculated at column base and joint end point.
7-4) The shear friction strength with the grout on the column base small face is examined.

（継手の設計）
次に、柱脚部の継手は、以下の手順（ａ）〜（ｃ）によって設計する。
（ａ）付着による継手長Ｌ_ｄの算定を行い、
（ｂ）継手終了点の断面において曲げ降伏しないことの確認を行い、
（ｃ）継手区間の必要横補強筋量ｐ_ｗｄの算定を行う。 (Joint design)
Next, the joint of the column base is designed by the following procedures (a) to (c).
(A) is performed to calculate the joint length _{L d} by adhesion,
(B) Confirm that bending yield does not occur at the section at the joint end point,
(C) The required lateral reinforcement _bar amount p _wd of the joint section is calculated.

（ａ）付着による継手長Ｌ_ｄの算定
重ね継手部の必要継手長Ｌ_ｄは下記の式（１８）〜式（２３）によって算出する。なお、式中の記号は図５を参照。 (A) have joint length _{L d} of calculating lap joint part of the joint length _{L d} by adhering calculated by the following equation (18) to (23). The symbols in the formulas are shown in FIG.

ここに、Ｌ_ｄは継手長（ｍｍ）、ｄ_ｂは柱主筋の呼び径（ｍｍ）である。Ｌ_ｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（２１）で求める。σ_ｙｆは柱主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、規格降伏点強度の１．１倍とする。 Here, _{L d} is the joint length (mm), _{d b} is the nominal diameter of the pillar main reinforcement (mm). _Lb is the ineffective length at the lower part of the joint (mm), which is obtained by equation (21). σ _yf is the yield strength (N / mm ² ) of the column main _{bar, which} is 1.1 times the standard yield point strength.

Ｈは柱のシアスパン（ｍｍ）である。ｈ_ｂはプレキャスト目地厚さ（ｍｍ）であり、安全側の検討ではｈ_ｂ＝０とする。Ｄ_ｓはシース管外径（ｍｍ）である。τ_ｂｍａｘは柱主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、式（２２）によって求める。τ_{ｓｂｍａｘ}はシース管の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、式（２３）によって求める。 H is the shear span (mm) of the column. h _b is the precast joint thickness (mm), and _h b = 0 in the study of the safety side. D _s is the sheath outer diameter (mm). τ _bmax is the adhesion strength (N / mm ² ) of the column main bar, and is determined by equation (22). τ _sbmax is the adhesion strength of the sheath tube (N / mm ² ), which is determined by equation (23).

γ_ｔは継手上部無効長さの継手長に対する割合であり、０．１３とする。Ｒ_ｄは設計限界部材角（％）であり、２．０％とする。Ｒ_ｙは降伏部材角（％）であり、０．７５％とする。ｄ_ｃｙは柱の有効せい（ｍｍ）であり、柱脚部断面の圧縮応力縁より引張鉄筋（差筋）の重心位置までの距離である。 gamma _t is the fraction for the joint length of the joint upper invalid length, and 0.13. _Rd is a design limit member angle (%), which is set to 2.0%. _Ry is the yield member angle (%), which is 0.75%. d _cy is the effective threshold (mm) of the column, and is the distance from the compressive stress edge of the column base section to the position of the center of gravity of the tensile reinforcing bar (rebar).

αは付着低減係数であり、平打ちによる柱製作時は０．８とし、その他は１．０とする。ｆ_ｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。 α is an adhesion reduction coefficient, which is set to 0.8 when manufacturing a pillar by flat striking, and set to 1.0 for others. f _c is the concrete design strength (N / mm ^2).

（ｂ）継手終了点の断面において曲げ降伏しないことの確認
シース管の内側に配筋されたＰＣａ柱主筋配置に基づく断面の曲げ降伏強度Ｍ_Ｙが、継手終了点における作用曲げモーメントＭ_ＬＥを上回っていることを下記の式（２４）によって確認する。式（２４）を満たさない場合は、継手終了点におけるひび割れが卓越することが予想されるため、式（２４）を満足するように必要継手長Ｌ_ｄを割り増しする。 (B) the cross-section based on PCa Columns main reinforcement arrangement is Haisuji inside the confirmation sheath tube of not bent yield in the cross section of the joint end point flexural yield strength M _Y is greater than the effect bending moment M _LE in the joint end point Is confirmed by the following equation (24). If not satisfy Expression (24), since the cracks in the joint end point is expected to excellence and extra required joint length L _d so as to satisfy the equation (24).

ここで、Ｍ_Ｙは継手終了点の柱主筋による断面の曲げ降伏強度（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（２５）によって求める。Ｍ_ＬＥは継手終了点に作用するモーメント（ｋＮ・ｍ）である。Ｍ_ｃｙは柱脚部の断面の曲げ降伏強度（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（２６）によって求める。前述の通り、Ｈは柱のシアスパン長（ｍｍ）である。ｈ_ｂはプレキャスト目地厚さ（ｍｍ）であり、安全側の検討ではｈ_ｂ＝０とする。Ｌ_ｄは継手長（ｍｍ）である。Ｌ_ｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（２１）によって求める。φ_ｅは曲げモーメントの係数であり、１．０とする。 Here, M _Y is flexural yield strength of a section along a pillar main reinforcement of the joint end point (kN · m), determined by the following equation (25). M _LE is a moment (kN · m) acting on the joint end point. M _cy is the bending yield strength (kN · m) of the cross section of the column base, and is calculated by the following equation (26). As described above, H is the shear span length (mm) of the column. h _b is the precast joint thickness (mm), and _h b = 0 in the study of the safety side. L _d is the joint length (mm). _Lb is the ineffective length (mm) at the lower part of the joint, which is obtained by equation (21). phi _e is the coefficient of bending moment, and 1.0.

また、Ａ_ｓは引張鉄筋の断面積（ｍｍ^２）である。ｄ_Ｙは柱の有効せい（ｍｍ）であり、継手終了点断面の圧縮応力縁より引張鉄筋の重心位置までの距離である。ｄ_ｃｙは柱の有効せい（ｍｍ）であり、柱脚部断面の圧縮応力縁より引張鉄筋（差筋）の重心位置までの距離である。ａはコンクリートのストレスブロック長さ（ｍｍ）であり、断面のつり合いより式（２７）によって算定する。ｆ _ｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｆ_ｙは柱主筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｂは部材幅（ｍｍ）である。
Also, _{A s} is the cross-sectional area of the tensile reinforcement (mm ^2). d _Y is the effective threshold (mm) of the column, and is the distance from the compressive stress edge of the cross section at the joint end point to the position of the center of gravity of the tensile rebar. d _cy is the effective threshold (mm) of the column, and is the distance from the compressive stress edge of the column base section to the position of the center of gravity of the tensile reinforcing bar (rebar). a is the length (mm) of the stress block of the concrete, which is calculated by equation (27) from the balance of the cross sections. f _c is the concrete design strength ^{_{(N / mm 2), f}} y standards yield strength of the column main reinforcement (N / ^mm 2), b is a member width (mm).

（ｃ）継手区間の必要横補強筋量ｐ_ｗｄの算定
必要横補強筋量ｐ_ｗｄは、下記の式（２８）、式（２９）によって算出する。 (C) Calculation required transverse reinforcement amount _{p wd} necessary transverse reinforcement amount _{p wd} joint section, the following equation (28), is calculated by equation (29).

ここで、Ｃ_ｓはシース管同士のあき（ｍｍ）またはシース管の最小かぶり厚さ（ｍｍ）の２倍のうち小さい方の値である。Ｄ_ｓはシース管外径（ｍｍ）、ｐ_ｗｄは必要横補強筋比である。ｆ_ｗｙは横補強筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ^２）とし、３９０Ｎ／ｍｍ^２以下とする。 Here, C _s is the smaller value of the space between the sheath tubes (mm) or twice the minimum cover thickness (mm) of the sheath tubes. D _s is the sheath tube outer diameter (mm), and p _wd is the required lateral reinforcement ratio. f _wy is the standard yield point strength (N / mm ² ) of the lateral reinforcement, and is 390 N / mm ² or less.

σ_ｔｄは設計用割裂応力度（Ｎ／ｍｍ^２）である。σ_ｔ０は基準割裂強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、１．０とする。σ_ｔａｖはコンクリートの割裂破壊時において平均的に割裂面に作用する応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（３０）によって求める。 σ _td is the design splitting stress degree (N / mm ² ). σ _t0 is the standard splitting strength (N / mm ² ) and is set to 1.0. σ _tv is the average stress (N / mm ² ) acting on the split surface at the time of concrete split fracture, and is determined by the following equation (30).

αは付着低減係数であり、平打ちによる柱製作時は０．８とし、その他は１．０とする。τ_ｂは柱主筋の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（３１）によって求める。τ_ｓｂはシース管の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（３２）によって求める。 α is an adhesion reduction coefficient, which is set to 0.8 when manufacturing a pillar by flat striking, and set to 1.0 for others. τ _b is the existing adhesive stress level (N / mm ² ) of the column main bar, and is determined by the following equation (31). τ _sb is the existing adhesive stress level (N / mm ² ) of the sheath tube, and is determined by the following equation (32).

ｄ_ｂは柱主筋の呼び径（ｍｍ）である。σ_ｙは柱主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、規格降伏点強度の１．１倍とする。Ｈは柱のシアスパン（ｍｍ）である。ｈ_ｂはプレキャスト目地厚さ（ｍｍ）であり、安全側の検討ではｈ_ｂ＝０とする。Ｌ_ｄは継手長（ｍｍ）である。Ｌ_ｔは継手上部無効長さ（ｍｍ）であり、下記の式（３３）によって求める。前述の通り、Ｌ_ｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（２１）によって求める。Ｄ_Ｓはシース管外径（ｍｍ）、ｆ_ｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。ｆ_ｔはコンクリートの引張強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（３４）によって求める。 d _b is the nominal diameter of the pillar main reinforcement (mm). σ _y is the yield strength (N / mm ² ) of the column main bar, which is 1.1 times the standard yield point strength. H is the shear span (mm) of the column. h _b is the precast joint thickness (mm), and _h b = 0 in the study of the safety side. L _d is the joint length (mm). _Lt is the joint ineffective length (mm), which is determined by the following equation (33). As described above, _Lb is the ineffective length (mm) at the lower part of the joint, which is obtained by Expression (21). D _S is a sheath outer diameter (mm), _{f c} is the concrete design strength (N / mm ^2). _ft is the tensile strength (N / mm ² ) of the concrete, which is determined by the following equation (34).

そして、上記の設計法は、次の８−１）〜８−９）の条件のもとで適用する。
８−１）シース管内柱主筋とＰＣａ内の柱主筋の径、本数、材質は同一とする。
８−２）ＰＣａ内の柱主筋の絞り部は、傾きが１／６以下となるように加工する。柱主筋の屈曲点においては、水平方向分力を負担できるように追加の横補強筋を配置する。
８−３）最小継手長さは、主筋径の４０倍以上とする。
８−４）継手長さは、計算上必要な長さとともに施工誤差を考慮して定める。
８−５）継手区間の横補強筋の径は１０ｍｍ以上とし、間隔は１００ｍｍ以下とする。継手区間上部の横補強筋は、適用する設計基準の規定に従う。
８−６）割裂破壊の防止のため、シース管は全数を横補強筋（中子筋）で拘束する。
８−７）フープおよび中子筋のフックは、余長６ｄ以上の１３５度または１８０度フックとする。
８−８）継手を形成するシース管と柱主筋の組合せを除く、シース管および柱主筋のあきは、粗骨材径の４／３倍かつ主筋径以上とする。
８−９）あき重ね継手におけるスタブの主筋とＰＣａ柱の主筋の間隔は、あき重ね継手長の１／５、且つ１５０ｍｍ以下と規定する。 The above design method is applied under the following conditions 8-1) to 8-9).
8-1) The diameter, the number, and the material of the sheath main column in the sheath tube and the column main bar in the PCa are the same.
8-2) The narrowed portion of the column main bar in PCa is processed so that the inclination is 1/6 or less. At the inflection point of the column main reinforcement, an additional lateral reinforcement is arranged so as to bear the horizontal component force.
8-3) The minimum joint length is 40 times or more the main bar diameter.
8-4) The joint length is determined in consideration of construction errors as well as lengths necessary for calculation.
8-5) The diameter of the lateral reinforcement in the joint section is 10 mm or more, and the interval is 100 mm or less. The horizontal reinforcement at the top of the joint section complies with the applicable design standards.
8-6) In order to prevent split fracture, all of the sheath tubes are restrained by lateral reinforcing bars (core bars).
8-7) The hook of the hoop and the core muscle is a 135-degree or 180-degree hook with a surplus length of 6d or more.
8-8) Except for the combination of the sheath tube and the column main bar that form the joint, the gap between the sheath tube and the column main bar is 4/3 times the coarse aggregate diameter and equal to or larger than the main bar diameter.
8-9) The interval between the main reinforcement of the stub and the main reinforcement of the PCa column in the open lap joint is specified to be 1/5 of the length of the open lap joint and 150 mm or less.

（本設計で想定する応力状態）
また、本設計で想定する応力状態は、柱端部で曲げ降伏モーメントに達した際の継手部の鉄筋の応力状態を、図５のように仮定する。
さらに、付着割裂破壊時の割裂線や各種寸法は図６のように仮定する。継手終了点が曲げ降伏しないことを確認する際には、図７に示す曲げモーメント分布を仮定する。なお、継手終了点の断面が曲げ降伏すると、図５に示す上部継手無効長さＬ_ｔが想定よりも長くなり、その結果、有効継手長が想定より短くなって継手部からの柱主筋の抜け出しが起こることが予想される。そのため、継手終了点の断面が曲げ降伏しないような計画とする。 (Stress condition assumed in this design)
As the stress state assumed in this design, the stress state of the reinforcing bar of the joint when the bending yield moment is reached at the column end is assumed as shown in FIG.
Further, the split line and various dimensions at the time of the adhesive split fracture are assumed as shown in FIG. When confirming that the joint end point does not yield bending, the bending moment distribution shown in FIG. 7 is assumed. Incidentally, the cross-section of the joint end point bending yields, longer than the upper joint invalid length L _t is assumed as shown in FIG. 5, as a result, escape of pillar main reinforcement from the joint portion by effectively coupling length is shorter than expected Is expected to happen. Therefore, the plan is such that the cross section at the end point of the joint does not bend and yield.

（設計限界部材角Ｒ_ｄの設定）
継手下部無効長さＬ_ｂの算出に用いる設計限界部材角Ｒ_ｄは、米国ＡＳＣＥ７−０５における一般建物の層間変形角クライテリア２．０％に基づき設定した。本設計においては、設計限界部材角Ｒ_ｄまで継手部を先行して破壊させない思想に基づく設計式となっている。建物の設計方針に従って適切に評価することにより、適宜Ｒ_ｄの数値を変更することは可とする。ただし、Ｒ_ｄの上限値は実験で確認のできている２．５％とする。Ｒ_ｄの数値を小さくすると、継手下部無効長さＬ_ｂは長くなり、式（１８）による必要継手長Ｌ_ｂは短くなる。 (Setting of design limit member angle _Rd )
Design limit member angle _{R d} used for calculating the joint lower invalid length _{L b} were set based on the story drift Criteria 2.0% of the general buildings in the United States ASCE 7-05. In this design, a design equation based on the idea not to destroy prior joint portion to the design limits member angle R _d. By appropriately evaluated according to the design policy of the building, to change the value of the appropriate R _d is a variable. However, the upper limit value of R _d is 2.5% which is made of empirically confirmed. Smaller numbers of R _d, fitting the lower invalid length L _b is longer, requires joint length L _b according to equation (18) becomes shorter.

（継手終了点において曲げ降伏しないことの検討用の降伏強度）
継手終了点の断面の降伏強度Ｍ_Ｙ及び柱脚部の断面の降伏強度Ｍ_ｃｙは、ＡＣＩ３１８に示されたコンクリートストレスブロック法（図８）を用いた終局耐力を求める下記の式（３５）、式（３６）をベースに算出している。降伏強度を簡易な計算で求める手法がＡＣＩ３１８では示されていないため、ここでは本式をベースとし、強度低減係数φを１．０とした式（２５）、式（２６）を、継手終了点の断面において曲げ降伏しないことの検討用の降伏強度とした。 (Yield strength for studying that bending yield does not occur at the joint end point)
Yield strength M _cy of the cross-section of the yield strength M _Y and the column base portion of the cross-section of the joint end point, following obtaining the ultimate strength of using concrete stress block method shown in ACI318 (Figure 8) Equation (35), It is calculated based on equation (36). Since the method for obtaining the yield strength by simple calculation is not shown in ACI318, here, based on this equation, the equations (25) and (26) with the strength reduction coefficient φ of 1.0 are used as the joint end points. Yield strength for studying that bending yield does not occur in the cross section of.

ここで、Ａ_ｓは引張鉄筋の断面積（ｍｍ^２）、ｆ_ｙは主筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｄは柱の有効せい(圧縮応力縁より引張鉄筋の重心位置までの距離（ｍｍ）、ａはコンクリートのストレスブロック長さ（ｍｍ）であり、断面のつり合いより式（３６）によって求める。φは強度低減係数であり、０．９とする。ｆ_ｃ’はコンクリートの設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｂは部材幅（ｍｍ）である。 Here, A _s is the tensile cross-sectional area of the reinforcing bars (mm ^2), f _y standards yield strength of main reinforcement (N / mm 2), ^d is blame effective pillar (up to the center of gravity of the tensile than the compressive stress edge reinforcement distance (mm), a is the stress block length of concrete (mm), .φ determined by equation (36) from the balance of the cross section is the intensity reduction factor, .f _c 'is the concrete 0.9 Design reference strength (N / mm ² ), b is the member width (mm).

（実験結果との照合）
ここで、前述の必要継手長の算定方法、付着強度、必要横補強筋量の算定方法によって柱部材試験体の破壊モードを正しく判定できるか否かを確認した。
図９に試験体の寸法形状と配筋を、表１及び表２に検討結果を示す。なお、正側はプレキャスト上端側、負側はプレキャスト下端側である。 (Collation with experimental results)
Here, it was confirmed whether or not the failure mode of the column member test piece can be correctly determined by the above-described calculation method of the necessary joint length, the adhesion strength, and the calculation method of the necessary lateral reinforcement.
FIG. 9 shows the dimensions, shapes and arrangements of the test pieces, and Tables 1 and 2 show the results of the study. The positive side is the upper side of the precast, and the negative side is the lower side of the precast.

試験体Ｎｏ．１では、正側では必要継手長、必要横補強筋量を満足しているが、負側は横補強筋量が不足するという判定結果となり、実験の結果、負側において付着割裂破壊が起きたことと合致している。 Specimen No. In No. 1, the positive side satisfies the required joint length and the required amount of lateral reinforcement, but the negative side resulted in a determination that the amount of lateral reinforcement was insufficient. Is consistent with that.

試験体Ｎｏ．２では、必要継手長、必要横補強筋量を満足しており、実験の結果、荷重低下のない曲げ靱性型となったことと一致した。 Specimen No. In No. 2, the required joint length and the required amount of lateral reinforcement were satisfied, and as a result of the experiment, it was consistent with the fact that the bending toughness type without load reduction was obtained.

試験体Ｎｏ．３及びＮｏ．４では、継手長及び横補強筋量の両方が不足するという判定結果となった。実験の結果、試験体Ｎｏ．３及びＮｏ．４は継手部から柱主筋が抜出す破壊となり判定結果と合致した。 Specimen No. 3 and No. 3 In No. 4, the determination result was that both the joint length and the amount of the lateral reinforcement were insufficient. As a result of the experiment, the specimen No. 3 and No. 3 In No. 4, the main column was pulled out from the joint, and the fracture was consistent with the judgment result.

このようにいずれの試験体においても、実験によって得られた破壊モードを正しく判定することができることが確認された。 As described above, it was confirmed that the fracture mode obtained by the experiment can be correctly determined in any of the test pieces.

したがって、本実施形態のＲＣ部材の接合構造においては、従来、その設計法が確立されていなかったあき重ね継手を用いて信頼性の高い接合部の構造を実現することが可能になる。 Therefore, in the joint structure of the RC member of the present embodiment, it is possible to realize a highly reliable joint structure by using an open lap joint whose design method has not been established conventionally.

以上、本発明に係るＲＣ部材の一実施形態について説明したが、本発明は上記の一実施形態に限定されるものではなく、その趣旨を逸脱しない範囲で適宜変更可能である。 Although the embodiment of the RC member according to the present invention has been described above, the present invention is not limited to the above-described embodiment, and can be appropriately changed without departing from the gist of the present invention.

本発明に係る一方のＲＣ部材は必ずしもスタブでなくてもよく、例えば柱部材であってもよい。また、他方のＲＣ部材は、ＰＣａ柱でなく、現場打ちのＲＣ柱であってもよい。 One RC member according to the present invention is not necessarily a stub, and may be, for example, a column member. Further, the other RC member may be a cast-in-place RC column instead of the PCa column.

１スタブ（一方のＲＣ部材）
２ＰＣａ柱（他方のＲＣ部材／柱）
３主筋
４シース管
５主筋
６絞り部
７目地部
８あき重ね継手
ＡＲＣ部材の接合構造 1 stub (one RC member)
2 PCa pillar (the other RC member / pillar)
3 Main Bar 4 Sheath Tube 5 Main Bar 6 Restrictor 7 Joint 8 Opening Joint ARC Joint Structure of RC Member

Claims

一方のＲＣ部材が主筋を接合端面から外側に延出して形成され、
他方のＲＣ部材が柱であり、主筋と並設し、接合端面に開口するようにシース管を埋設して形成され、
前記一方のＲＣ部材の主筋を前記シース管に挿入するとともに前記シース管内にグラウト材を充填し、前記一方のＲＣ部材の主筋と前記他方のＲＣ部材の主筋を間隔をあけて重ねるあき重ね継手で接続するＲＣ部材の接合構造であって、
前記あき重ね継手の必要継手長Ｌ _ｄが下記の式（１）〜式（６）によって設定されていることを特徴とするＲＣ部材の接合構造。

ここに、Ｌ_ｄは継手長（ｍｍ）、ｄ_ｂは柱主筋の呼び径（ｍｍ）である。Ｌ_ｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（４）で求める。σ_ｙｆは柱主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。
Ｈは柱のシアスパン（ｍｍ）である。ｈ_ｂは目地厚さ（ｍｍ）である。Ｄ_ｓはシース管外径（ｍｍ）である。τ_ｂｍａｘは柱主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、式（５）によって求める。τ_{ｓｂｍａｘ}はシース管の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、式（６）によって求める。
γ_ｔは継手上部無効長さの継手長に対する割合である。Ｒ_ｄは設計限界部材角（％）である。Ｒ_ｙは降伏部材角（％）である。ｄ_ｃｙは柱の有効せい（ｍｍ）であり、柱脚部断面の圧縮応力縁より引張鉄筋（差筋）の重心位置までの距離である。
αは付着低減係数である。ｆ_ｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。 One RC member is formed by extending the main reinforcement outward from the joint end face,
The other RC member is a pillar, is formed by embedding a sheath tube so as to be juxtaposed with the main reinforcement and opening at the joint end face,
An open lap joint that inserts the main reinforcement of the one RC member into the sheath tube, fills the sheath tube with a grout material, and overlaps the main reinforcement of the one RC member and the main reinforcement of the other RC member at intervals. A joining structure of connecting RC members,
Joint structure RC member, characterized in that the required joint length L _d of the perforated lap joint is set by equation (1) to (6) below.

Here, _{L d} is the joint length (mm), _{d b} is the nominal diameter of the pillar main reinforcement (mm). _Lb is an ineffective length (mm) at the lower part of the joint, which is obtained by equation (4). σ _yf is the yield strength (N / mm ² ) of the column main _bar .
H is the shear span (mm) of the column. h _b is a joint thickness (mm). D _s is the sheath outer diameter (mm). τ _bmax is the adhesion strength (N / mm ² ) of the column main bar, and is determined by equation (5). τ _sbmax is the adhesive strength (N / mm ² ) of the sheath tube, which is determined by equation (6).
The gamma _t is a ratio with respect to the joint length of the joint upper invalid length. R _d is a design limit member angle (%). _Ry is the yield member angle (%). d _cy is the effective threshold (mm) of the column, and is the distance from the compressive stress edge of the column base section to the position of the center of gravity of the tensile reinforcing bar (rebar).
α is the adhesion reduction coefficient. f _c is the concrete design strength (N / mm ^2).

請求項１記載のＲＣ部材の接合構造において、
前記シース管の内側に配筋された前記他方のＲＣ部材の主筋配置に基づく断面の曲げ降伏強度Ｍ_Ｙが、継手終了点における作用曲げモーメントＭ_ＬＥを上回り、下記の式（７）の条件を満たして前記あき重ね継手の継手終了点の断面において曲げ降伏しないように、必要継手長Ｌ_ｄが設定されていることを特徴とするＲＣ部材の接合構造。

ここで、Ｍ_Ｙは継手終了点の柱主筋による断面の曲げ降伏強度（ｋＮｍ）であり、下記の式（８）によって求める。Ｍ_ＬＥは継手終了点に作用するモーメント（ｋＮ・ｍ）である。Ｍ_ｃｙは柱脚部の断面の曲げ降伏強度（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（９）によって求める。φ_ｅは曲げモーメントの係数であり、１．０とする。
Ａ_ｓは引張鉄筋の断面積（ｍｍ^２）である。ｄ_Ｙは柱の有効せい（ｍｍ）であり、継手終了点断面の圧縮応力縁より引張鉄筋の重心位置までの距離である。ａはコンクリートのストレスブロック長さ（ｍｍ）であり、断面のつり合いより式（１０）によって算定する。ｆ _ｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｆ_ｙは柱主筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｂは部材幅（ｍｍ）である。

The joint structure of an RC member according to claim 1,
Flexural yield strength M _Y cross-section based on the main reinforcement arrangement of the other RC member which is Haisuji inside the sheath tube, exceeds the effect bending moment M _LE in the joint end point, the condition of the following formula (7) joint structure RC member characterized by satisfying to bend surrender in the cross section of the joint end point of the perforated lap joints, requires the joint length L _d is set.

Here, M _Y is flexural yield strength of a section along a pillar main reinforcement of the joint end point (kNm), determined by the following equation (8). M _LE is a moment (kN · m) acting on the joint end point. M _cy is the bending yield strength (kN · m) of the cross section of the column base, and is calculated by the following equation (9). phi _e is the coefficient of bending moment, and 1.0.
A _s is the cross-sectional area of the tensile reinforcement (mm ^2). d _Y is the effective threshold (mm) of the column, and is the distance from the compressive stress edge of the cross section at the joint end point to the position of the center of gravity of the tensile rebar. a is the length (mm) of the concrete stress block, which is calculated by equation (10) from the balance of the cross sections. f _c is the concrete design strength ^{_{(N / mm 2), f}} y standards yield strength of the column main reinforcement (N / ^mm 2), b is a member width (mm).

請求項１または請求項２に記載のＲＣ部材の接合構造において、
継手区間の必要横補強筋量ｐ_ｗｄが下記の式（１１）〜式（１２）によって設定されていることを特徴とするＲＣ部材の接合構造。

ここで、Ｃ_Ｓはシース管同士のあき（ｍｍ）またはシース管の最小かぶり厚さ（ｍｍ）の２倍のうち小さい方の値である。Ｄ_Ｓはシース管外径（ｍｍ）、ｐ_ｗｄは必要横補強筋比である。ｆ_ｗｙは横補強筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。
σ_ｔｄは設計用割裂応力度（Ｎ／ｍｍ^２）である。σ_ｔ０は基準割裂強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。σ_ｔａｖはコンクリートの割裂破壊時において平均的に割裂面に作用する応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（１３）によって求める。
αは付着低減係数である。τ_ｂは柱主筋の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（１４）によって求める。τ_ｓｂはシース管の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（１５）によって求める。
ｆ_ｔはコンクリートの引張強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、下記の式（１７）によって求める。

In the joining structure of the RC member according to claim 1 or 2,
The joint structure of RC members, wherein the required lateral reinforcement _bar amount p _{wd of the} joint section is set by the following equations (11) to (12).

Here, C _S is the smaller value of twice the minimum head thickness Aki (mm) or sheath tube between the sheath tube (mm). D _S sheath outer diameter _{(mm), p wd} is necessary transverse reinforcement ratio. f _wy is the standard yield strength (N / mm ² ) of the lateral reinforcement.
σ _td is the design splitting stress degree (N / mm ² ). σ _t0 is the standard splitting strength (N / mm ² ). σ _tv is the stress (N / mm ² ) acting on the split surface on average at the time of split fracture of concrete, and is calculated by the following equation (13).
α is the adhesion reduction coefficient. τ _b is the existing adhesive stress (N / mm ² ) of the column main bar, and is determined by the following equation (14). τ _sb is the existing adhesive stress level (N / mm ² ) of the sheath tube, and is determined by the following equation (15).
_ft is the tensile strength of concrete (N / mm ² ), which is determined by the following equation (17).