JP6573111B2 - 梁と柱の接合部構造 - Google Patents

Description

本発明は、梁と柱の接合部構造に関し、特にハーフプレキャストコンクリート（ハーフＰＣａ）梁と柱の接合部の構造に関する。

従来、工期の短縮や安全性の向上、品質の向上、ひいてはコスト削減などの多くの利点を有することから、コンクリート系建築物の梁や柱を予め工場などで製作したＰＣａ造とし、これらを現場で組み立てて建築物を構築することが行なわれている。

また、ＰＣａ造の梁と柱の接合方法（接合部構造）として、例えば、柱の側面やこの柱の側面に接合する梁の側端面（接合端）に接合用の鉄筋を設け、接合用鉄筋が配置される梁の側端面と柱の側面の間に現場打ちコンクリートを打設し、これら接合用鉄筋と現場打ちコンクリートを介して梁と柱を接合し一体化する方法が用いられている。

さらに、下部主筋とせん断補強筋の下部側をコンクリートに埋設してハーフＰＣａ梁として形成し、柱から突出した接合用下部鉄筋（現場配筋主筋）をハーフＰＣａ梁の接合端面から突出する下部主筋に重ね合わせ、且つ、上面から上方に露出したせん断補強筋に接続して上部主筋を配設するとともに柱から突出した接合用上部鉄筋（現場配筋主筋）を上部主筋に重ね合わせ、柱から突出する接合用鉄筋と、梁の主筋を重ね継手で接続し、ハーフＰＣａ梁上や柱との接合部にコンクリートを現場打ちしてＰＣａ造の梁と柱を一体に接合する構法も実用化されている。

また、例えば特許文献１に開示されるように、柱から突出する接合用鉄筋と、ハーフＰＣａ梁の主筋とを間隔をあけて重ね合わせるあき重ね継手で接続する構法も提案、実用化されている。

特開平１１−８１４５２号公報

一方、上記のように柱の接合用鉄筋とハーフＰＣａ梁の主筋を重ね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、柱の接合用鉄筋とハーフＰＣａ梁の主筋を間隔をあけて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。

本発明は、上記事情に鑑み、柱の接合用鉄筋とハーフＰＣａ梁の主筋を間隔をあけて重ね合わせるあき重ね継手を用いて梁と柱を好適に接合することを可能にする梁と柱の接合部構造を提供することを目的とする。

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。

本発明の梁と柱の接合部構造は、柱から横方向に突出した接合用鉄筋と梁の主筋とを所定の間隔をあけて重ねるあき重ね継手で接続して梁と柱を接合する構造であって、前記接合用鉄筋と前記主筋の重ね継手長Ｌが、下記の式（１）によって算出されるあき重ね継手の必要継手長Ｌ_ｄ以上となるように設定されていることを特徴とする。

ここで、Ｌ_ｐは継手無効長さ（ｍｍ）である。ｆ_ｙは鉄筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、規格点強度とする。ａ_ｓは梁主筋１本あたりの断面積（ｍｍ^２）、φは梁主筋１本あたりの周長（ｍｍ）、τ_ｂｍａｘは梁主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。

前記継手無効長さＬ_ｐは、１≦Ｒ_ｂ／Ｒ_ｅ≦２．５×γ＋１のときに下記の式（２）、２．５×γ＋１＜Ｒ_ｂ／Ｒ_ｅのときに下記の式（３）によって求める。なお、Ｌ_ｐ＞１．５ｄのときはＬ_ｐ＝１．５ｄとする。

ａは梁のクリアスパン長さ（ｍｍ）、Ｄは梁の全せい（ｍｍ）、Ｒ_ｄは設計目標部材角（ｒａｄ）である。Ｒ_ｅはＡＣＩ（アメリカコンクリート学会）規準に定められた降伏変形角（ｒａｄ）である。ｄは梁下端引張時の梁の有効せい（ｍｍ）である。γ 及びβはシアスパン比（ａ／Ｄ）による影響因子であり、下記の式（４）、式（５）によって求める。

本発明の梁と柱の接合部構造によれば、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梁と柱の接合部構造を実現することが可能になる。

本発明の一実施形態に係る梁と柱の接合部構造を示す断面図である。 図１のＸ１−Ｘ１線矢視図である。 本発明の一実施形態に係る梁と柱の接合部構造の継手部の鉄筋応力度分布を例示した図である。 本発明の一実施形態に係る梁と柱の接合部構造の継手すべり耐力を示す概念図である。 図４のＸ１−Ｘ１線矢視図であり、本発明の一実施形態に係る梁と柱の接合部構造の継手すべり面を示す概念図である。 ＡＣＩ３１８におけるストレスブロック法を示す図である。 継手無効長さの有効梁せいに対する比（Ｌ_ｐ／ｄ）の関係を示す図である。 本発明の一実施形態に係る梁と柱の接合部構造の設計法の妥当性を確認するために用いた試験体を示す断面図である。 図８のＸ１−Ｘ１線矢視図である。 図８のＸ２−Ｘ２線矢視図である。 図８のＸ３−Ｘ３線矢視図である。

以下、図１及び図１１を参照し、本発明の一実施形態に係る梁と柱の接合部構造について説明する。ここで、本実施形態は、鉄筋コンクリート（ＲＣ）製の柱と、プレキャストコンクリート梁（ＰＣａ梁）を接合する構造に関するものである。

はじめに、本実施形態のＰＣａ梁１は、図１及び図２に示すように、Ｕ字型ハーフＰＣａ梁であり、軸線Ｏ１方向側端側の幅方向中央部が、上端から下端に向けて凹み、現場打ちコンクリートを打設するコンクリート打設空間（現場打ちコンクリート部分）２を備えてＵ字型の断面を形成している。

また、このハーフＰＣａ梁１は、コンクリート打設空間２が上端から梁せいの中央（高さ方向中央）よりも下方まで凹んで形成されている。

これにより、ハーフＰＣａ梁１の下部主筋３がハーフＰＣａのコンクリートに埋設されている。また、せん断補強筋４が下端側をコンクリートに埋設し、上端側をハーフＰＣａ梁１の軸線Ｏ１方向中央部及びコンクリート打設空間２の上面から上方に突出させるようにして、ハーフＰＣａ梁１が形成されている。

なお、ハーフＰＣａ梁１のコンクリート打設空間２の上面と下部主筋３とのかぶり厚さは後述のあき重ね継手５の所定の間隔を確保するように設定されている。また、コンクリート打設空間２を形成するＵ字型部分のハーフＰＣａの厚さは８０ｍｍ程度とされている。

一方、本実施形態の柱６は、ＰＣａ柱やＲＣ柱であり、接合用下部鉄筋１０（や接合用上部鉄筋）を一体にコンクリートに埋設しつつハーフＰＣａ梁１を接合する接合端面（柱フェース部）６ａから横方向に突設させるように形成されている。

そして、本実施形態の梁と柱の接合部構造Ａでは、柱６から突出した接合用上部鉄筋７をハーフＰＣａ梁１の上部主筋とし、ハーフＰＣａ梁１の上面から上方に突出したせん断補強筋４の上端側に接続する。また、上部主筋７をせん断補強筋４とともに囲繞するようにキャップ筋８を配筋する。

さらに、柱６から突出した接合用下部鉄筋１０が、ハーフＰＣａ梁１のコンクリート打設空間２の上面に近接配置され、コンクリートに埋設されたハーフＰＣａ梁１の下部主筋３の上方に所定の間隔をもって配設される。

そして、コンクリート打設空間２及びハーフＰＣａ上に、せん断補強筋４や上部主筋７、キャップ筋８を埋設するようにコンクリートを打設することによって、ハーフＰＣａ梁１と柱６を接合する。

このようにハーフＰＣａ梁１と柱６を接合する本実施形態の梁と柱の接合部構造Ａでは、柱６から突出した接合用下部鉄筋１０とハーフＰＣａ梁１の下部主筋３が所定の間隔をあけて重ねられ、接合用下部鉄筋１０と下部主筋３を繋ぐ継手部があき重ね継手５として構成されている。

ここで、上記のように柱６から突出した接合用下部鉄筋１０とハーフＰＣａ梁１の下部主筋３の継手部をあき重ね継手５とする場合の設計法について説明する。

（曲げモーメントに対する算定）
まず、本実施形態の梁と柱の接合部構造の曲げモーメントに対する算定は、下記の１−１）、１−２）を基にして行う。

１−１）日本建築学会編「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説：２０１０年版」（以下、ＲＣ規準という）、又は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、又は終局曲げ耐力を求める。なお、当該国あるいは当該地域において適用される基規準類に基づいて求めるようにしてもよい。
１−２）梁の最小主筋量は、適用する設計基準の規定に従う。

（せん断に対する算定）
次に、本実施形態の梁と柱の接合部構造のせん断に対する算定は、下記の２−１）、２−２）、２−３）を基にして行う。

２−１）ＲＣ規準またはＡＣＩ３１８に基づいて、許容せん断力又は終局せん断強度を求める。なお、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。
２−２）最小せん断補強筋比は、適用する設計基準の規定に従う。
２−３）せん断は、Ｕ字形小口部（コンクリート打設部）及び継手終了部で算定する。

（あき重ね継手の設計）
そして、本実施形態の梁と柱の接合部構造のあき重ね継手は、以下の手順３−１）〜３−５）によって設計する。

３−１）設計目標最大変形角Ｒ_ｄを定める。
３−２）必要継手長Ｌ_ｄを算出する。
３−３）継手部の必要横補強筋量ｐ_ｗｄを算定する。
３−４）重ね継手長ＬのＡＣＩ規準への適合性を確認する。
３−５）継手部以外のせん断設計を行う。

本設計法では、梁危険断面は柱フェース部であり、継手部鉄筋の応力分布は図３のような形状を仮定する。また、継手すべり耐力に寄与するのは継手部の打継界面の摩擦性状と横補強筋のだぼせん断耐力であり、継手すべり面の設定に関しては図４及び図５に示す通りとする。

（設計目標最大変形角Ｒ_ｄの設定）
梁端部の降伏ヒンジ部に重ね継手を設ける場合の設計目標部材角Ｒ_ｄは、式（６）に示す通り、ＡＣＩ規準に基づき限界変形角Ｒ_ｘ以下となるよう選定する。
また、Ｒ_ｘは式（７）によって、Ｒ_eは式（８）によってそれぞれ求める。さらに、降伏ヒンジ部以外に重ね継手を設ける場合はＲ_ｄ＝Ｒ_ｅとする。

ここで、Ｒ_ｘは限界変形角（ｒａｄ）である。Ｃ_ｄは塑性倍率であり、下記の表１による。

また、φ・Ｍ_ｎは梁下端引張時の設計曲げ終局耐力（Ｎ・ｍｍ）であり、図６に示すストレスブロック法に基づき、下記の式（９）、式（１０）によって求める。

さらに、Ｌ_ｂは梁クリアスパン長（ｍｍ）である。Ｅ_ｃはコンクリートのヤング係数（Ｎ／ｍｍ^２）であり、式（１１）による。また、Ｉ_ｃｒは梁の低減断面２次モーメント（ｍｍ^４）であり、式（１２）による。

また、ｆ_ｃ’は現場打ちコンクリートの設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｂは梁幅（ｍｍ）である。Ｉ_ｇは梁の断面２次モーメント（ｍｍ^４）である。

（あき重ね継手の必要継手長Ｌ_ｄの算出）
次に、あき重ね継手の必要継手長Ｌ_ｄの算出について説明する。
本実施形態では、あき重ね継手部の必要継手長Ｌ_ｄを式（１３）によって算出し、重ね継手長ＬはＬ_ｄ以上確保するようにする。

ここで、Ｌ_ｐは継手無効長さ（ｍｍ）である。ｆ_ｙは鉄筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、規格点強度とする。ａ_ｓは梁主筋１本あたりの断面積（ｍｍ^２）、φは梁主筋１本あたりの周長（ｍｍ）、τ_ｂｍａｘは梁主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。

継手無効長さＬ_ｐは、１≦Ｒ_ｂ／Ｒ_ｅ≦２．５×γ＋１のときに下記の式（１４）、２．５×γ＋１＜Ｒ_ｂ／Ｒ_ｅのときに下記の式（１５）によって求める。なお、Ｌ_ｐ＞１．５ｄのときはＬ_ｐ＝１．５ｄとする。

ここで、ａは梁のシアスパン（ｍｍ）、Ｄは梁の全せい（ｍｍ）、Ｒ_ｄは設計目標部材角（ｒａｄ）である。Ｒ_ｅはＡＣＩ規準に定められた降伏変形角（ｒａｄ）であり、上記の式（８）によって求まる。Ｄは梁下端引張時の梁の有効せい（ｍｍ）である。γ 及びβはシアスパン比（ａ／Ｄ）による影響因子であり、下記の式（１６）、式（１７）によって求まる。

そして、表２は継手無効長さの有効梁せいに対する比（Ｌ_ｐ／ｄ）の計算例、図７は継手無効長さの有効梁せいに対する比（Ｌ_ｐ／ｄ）の関係を示している。

梁主筋の付着強度τ_ｂｍａｘは下記の式（１８）によって算出する。ただし、√（２２／ｄ_ｂ）＜１．０のときは√（２２／ｄ_ｂ）＝１．０とする。
ここで、ｆ_ｃ’は現場打ちコンクリートのシリンダー圧縮強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、設計規準強度とする。ｄ_ｂは梁主筋の呼び径（ｍｍ）である。

（必要横補強筋量ｐ_ｗｄの算出）
必要横補強筋量ｐ_ｗｄは下記の式（１９）に従って算出する。
ここで、αは継手すべり余裕度で１．３とする。Ａ_ｖｆは梁下端引張鉄筋の総断面積（ｍｍ^２）である。ｆ_ｙは梁主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、規格点強度とする。μはコンクリート打継界面の摩擦係数であり、縞鋼板にて処理した場合１．０とする。ｆ_ｙｔは横補強筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、規格点強度とする。Ｂは梁幅（ｍｍ）である。Ｌは重ね継手長（ｍｍ）であり、必要継手長さＬ_ｄ以上確保する。

（重ね継手長ＬのＡＣＩ規準への適合性確認）
次に、必要継手長Ｌ_ｄ以上となるよう設定した重ね継手長Ｌが、ＡＣＩ規準による引張全数継手の必要継手長Ｌ_ｄ２以上であることを確認した結果について説明する。

Ｌ_ｄ２は下記の式（２０）によって算定される。
但し、（Ｃ_ｂ＋Ｋ_ｔｒ）／＋ｄ_ｂ＞２．５のときは（Ｃ_ｂ＋Ｋ_ｔｒ）／＋ｄ_ｂ＝２．５とする。

ここで、ｆ_ｙは梁主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、規格点強度とする。ｆ_ｃ’は現場打ちコンクリートのシリンダー圧縮強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、設計規準強度とする。ｄ_ｂは梁主筋の呼び径（ｍｍ）、λはコンクリート種類による係数で普通コンクリートでは１．０とする。

φ_ｓは安全係数であり、鉄筋径：Ｄ２２以上を用いた場合は１．０、それ以外では０．７とする。Ｃ_ｂは鉄筋芯より側面へりまでの距離Ｃ_ｂ１、鉄筋芯より底面へりまでの距離Ｃ_ｂ２、鉄筋ならび方向の鉄筋芯間距離Ｃ_ｂ３の２分の１のうちの最小値（ｍｍ）とする。

Ｋ_ｔｒは横補強筋に関わる係数であり、下記の式（２１）による。
Ａ_ｔｒは１組の横補強筋断面積（ｍｍ^２）、Ｓは横補強筋ピッチ（ｍｍ）、Ｎは横補強筋の拘束する梁主筋本数（本）である。

（継手部以外のせん断設計）
次に、継手部以外（通常部）は、式（２２）のように、梁せん断耐力Ｖ_ｕが設計用想定最大梁せん断力Ｖ_ｐｒを上回るようにせん断設計する。

ここで、Ｖ_ｕは通常部の梁せん断耐力であり、式（２３）による。Ｖ_ｐｒは通常部の設計用想定最大梁せん断力であり、式（２４）による。なお、Ｖ_Ｅ＞（Ｖ_Ｄ＋Ｖ_Ｅ）／２のため、Ｖ_Ｃ＝０である。

また、φ_１は低減係数であり、０．７５とする。Ｖ_Ｓは梁のせん断耐力であり、式（２５）による。Ｍ_ｐｒは梁の想定最大曲げモーメントであり、式（２６）による。ｌ_ｂは梁のクリアスパンである。

さらに、Ａ_ｔｒは１組の横補強筋の断面積（ｍｍ^２）である。ｆ_ｙｔは横補強筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）で規格点強度とする。ｄは梁の有効せい（ｍｍ）、ｓは横補強筋ピッチ（ｍｍ）である。φ_２は低減係数であり、１．０とする。Ａ_ｓは梁引張鉄筋の総断面積（ｍｍ^２）、ｆ_ｙは梁主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）で規格点強度とする。ａ_ｓｔはコンクリートのストレスブロック長さ（ｍｍ）、ｆ_ｃ’は現場打ちコンクリートの設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）、ｂは梁幅（ｍｍ）であり、式（２７）による。

そして、上記の設計法は、次の４−１）〜４−１１）の条件のもとで適用する（図１参照）。
４−１）柱への定着部梁下端主筋と、ＰＣａ内の梁主筋の径、本数、材質は同一とする。
４−２）ＰＣａ端部下端主筋は１段筋とする。
４−３）上端主筋の設計は適用する設計基準の規定に従う。
４−４）最小継手長さは、主筋径の４０倍以上とする。
４−５）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。
４−６）構造形式がＩＭＦ（Intermediate Moment Frame）の場合、Zone Aの横補強筋の径は１０ｍｍ以上とし、間隔は２００ｍｍ以下とする。Zone Bの横補強筋は適用する設計基準の規定に従う。
４−７） 構造形式がＳＭＦ（Special Moment Frame）で塑性領域以外に重ね継手を設ける場合は、ＡＣＩ２１．５．２．３の規定（横補強筋の最大間隔はｄ／４以下かつ１００ｍｍ以下）に従う。
４−８）スターラップおよび中子筋の頂部フックは、余長６ｄ以上の１３５度フックまたは１８０度フックとする。
４−９）梁主筋のあきは、粗骨材径の４／３倍、かつ主筋径以上とする。
４−１０）柱接合部コンクリートと梁端部は同時打ちを原則とする。
４−１１）柱から突出した接合用下部鉄筋とハーフＰＣａ梁の下部主筋の間隔は、あき重ね継手長の１／５且つ１５０ｍｍ以下と規定する。

次に、上記した本実施形態のあき重ね継手を用いた場合の設計法の妥当性を確認した結果について説明する。

ここでは、図８から図１１、表３に示す試験体を用いた。また、梁主筋は４−Ｄ２５（ＳＤ３９０）、横補強筋は継手部で２−Ｄ１３＠９０（ＳＤ３９０）、通常部で２−Ｄ１３＠１３５（ＳＤ３９０）を用いている。

また、表４は設計目標部材角Ｒ_ｄの設定、表５は必要継手長Ｌ_ｄ１の算出結果、表６は必要横補強筋量ｐ_ｗｄの算出結果を示している。

そして、表７は重ね継手長Ｌ＞Ｌ_ｄ２（ＡＣＩ）の確認結果、表８は継手部以外のせん断設計の確認結果を示している。これら結果から、本実施形態の設計法を用いることによってあき重ね継手を用いた場合の設計が可能であることが確認された。

したがって、本実施形態の梁と柱の接合部構造においては、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梁と柱の接合部構造を実現することが可能になる。

以上、本発明に係る梁と柱の接合部構造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。

１ ハーフＰＣａ梁
２ コンクリート打設空間
３ 下部主筋
４ せん断補強筋
５ あき重ね継手
６ 柱
６ａ 柱フェース部
７ 上部主筋
８ キャップ筋
１０ 接合用下部鉄筋
Ａ 梁と柱の接合部構造
Ｏ１ 梁の軸線

Claims (1)

1. 柱から横方向に突出した接合用鉄筋と梁の主筋とを所定の間隔をあけて重ねるあき重ね継手で接続して梁と柱を接合する構造であって、
   前記接合用鉄筋と前記主筋の重ね継手長Ｌが、下記の式（１）によって算出されるあき重ね継手の必要継手長Ｌ_ｄ以上となるように設定されていることを特徴とする梁と柱の接合部構造。
   

   

   ここで、Ｌ_ｐは継手無効長さ（ｍｍ）である。ｆ_ｙは鉄筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ^２）であり、規格点強度とする。ａ_ｓは梁主筋１本あたりの断面積（ｍｍ^２）、φは梁主筋１本あたりの周長（ｍｍ）、τ_ｂｍａｘは梁主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ^２）である。
   前記継手無効長さＬ_ｐは、１≦Ｒ_ｂ／Ｒ_ｅ≦２．５×γ＋１のときに下記の式（２）、２．５×γ＋１＜Ｒ_ｂ／Ｒ_ｅのときに下記の式（３）によって求める。なお、Ｌ_ｐ＞１．５ｄのときはＬ_ｐ＝１．５ｄとする。
   

   

   

   ａは梁のクリアスパン（ｍｍ）、Ｄは梁の全せい（ｍｍ）、Ｒ_ｄは設計目標部材角（ｒａｄ）である。Ｒ_ｅはＡＣＩ規準に定められた降伏変形角（ｒａｄ）である。ｄは梁下端引張時の梁の有効せい（ｍｍ）である。γ 及びβはシアスパン比（ａ／Ｄ）による影響因子であり、下記の式（４）、式（５）によって求める。
   

   

   

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