WO2017061413A1 - Ｒｃ部材の接合構造 - Google Patents

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WO2017061413A1
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cross
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清臣 金本
山野辺　宏治
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清水建設株式会社
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    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
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    • E04B1/38—Connections for building structures in general
    • E04B1/58—Connections for building structures in general of bar-shaped building elements

Definitions

  • the present invention relates to a joint structure of reinforced concrete (RC) members.
  • RC reinforced concrete
  • a plurality of mechanical joint sleeves are provided at the upper end of the stub, and a precast concrete (PCa) pillar having a plurality of main bars projecting downward from the lower end is installed and joined on the stub There is.
  • PCa precast concrete
  • An object of this invention is to provide the joining structure of the RC member which enables it to join RC members suitably using a lap-lap joint in view of the said situation.
  • the present invention adopts the following aspects in order to solve the above-mentioned problems.
  • one RC member is formed by extending the main bar outward from the joint end face, and the other RC member is a column, and is arranged parallel to the main bar, A sheath tube is embedded so as to open at the joint end face, and the main reinforcement of the one RC member is inserted into the sheathing tube and grout material is filled in the sheath tube, and the main reinforcement of the one RC member and the reinforcement
  • the required joint length L b of the perforated lap joints is expressed by the following formulas (1) to (6) It is characterized in that it is set.
  • L d is a joint length (mm)
  • d b is a nominal diameter (mm) of a column main bar.
  • L b is the joint lower part ineffective length (mm), and is obtained by the equation (4).
  • ⁇ y f is the yield strength (N / mm 2 ) of the column main bars .
  • H is the shear span (mm) of the column.
  • h b is the joint thickness (mm).
  • D s is the sheath tube outer diameter (mm).
  • ⁇ bmax is the adhesion strength (N / mm 2 ) of the column main bar, and is obtained by the equation (5).
  • ⁇ sbmax is the adhesion strength (N / mm 2 ) of the sheath tube, and is obtained by the equation (6).
  • ⁇ t is the ratio of the joint top ineffective length to the joint length.
  • R d is the design limit member angle (%).
  • R y is the yield member angle (%).
  • d cy is the effective length (mm) of the column, which is the distance from the compressive stress edge of the cross section of the column base to the center of gravity of the tensile rebar (separator).
  • ⁇ is an adhesion reduction coefficient.
  • f c is concrete design standard strength (N / mm 2 ).
  • the bending yield strength M Y of the cross section based on the arrangement of main bars of the other RC member arranged inside the sheath tube is the joint end point
  • the required joint length L d may be set so as not to cause bending yield in the cross section of the joint end point of the punched lap joint by satisfying the condition of the following equation (7) by exceeding the action bending moment M LE in.
  • M Y is the bending yield strength (kNm) of the cross section of the end of the joint by the column main bars, and is obtained 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 determined by the following equation (9).
  • ⁇ e is a coefficient of bending moment, which is 1.0.
  • a s is the cross-sectional area of the tensile reinforcement (mm 2).
  • d Y is the effective length (mm) of the column, which is the distance from the compression stress edge of the joint end point cross section to the gravity center position of the tensile rebar.
  • a is the stress block length (mm) of concrete, and it is calculated by the equation (10) from the balance of cross sections.
  • F c is the concrete design standard strength (N / mm 2 )
  • f y is the standard yield point strength of the column bars (N / mm 2 )
  • b is the member width (mm).
  • C s is the smaller one of double (2) of the clearance (mm) between the sheath tubes or the minimum covering thickness (mm) of the sheath tubes.
  • D s is the sheath tube outer diameter (mm) and p wd is the required transverse reinforcement ratio.
  • f wy is the standard yield point strength (N / mm 2 ) of the transverse reinforcement.
  • ⁇ td is the splitting stress for design (N / mm 2 ).
  • ⁇ t0 is a reference splitting strength (N / mm 2).
  • ⁇ tav is a stress level (N / mm 2 ) acting on the split surface on average at the time of the split fracture of concrete, and is obtained by the following equation (13).
  • ⁇ is an adhesion reduction coefficient.
  • ⁇ b is the existing adhesion stress level (N / mm 2 ) of the column main bar, and is obtained by the following equation (14).
  • ⁇ sb is the existing adhesion stress degree (N / mm 2 ) of the sheath tube, and is obtained by the following equation (15).
  • f t is a tensile strength (N / mm 2 ) of concrete, which is obtained by the following equation (17).
  • FIG. 1 shows the joining structure of the RC member which concerns on one embodiment of this invention. It is an X1-X1 arrow directional view of FIG. It is an X2-X2 arrow line view of FIG. It is an X3-X3 arrow line view of FIG. It is a figure which shows rebar stress degree distribution of the coupling part of the joining structure of RC member which concerns on one embodiment of this invention. It is a figure which shows an example of the dimension setting at the time of calculation of the required transverse reinforcement bar ratio of the joining structure of RC member which concerns on one embodiment of this invention. It is a figure which shows the cross-sectional intensity determination position of the joint end point of the joining structure of RC member which concerns on one embodiment of this invention. It is a figure which shows the stress block method in ACI (American Concrete Society) 318. FIG. It is a figure which shows the dimension shape of a test body, and a bar arrangement state.
  • ACI American Concrete Society
  • PCa pillar 2 as the other RC member is installed on stub 1 as one RC member, and stub 1 and PCa pillar 2 are respectively provided. Join and set up the PCa pillar 2.
  • the stub 1 is formed by extending (projecting) a plurality of main reinforcements 3 from the upper end surface (joint end surface) upward by a predetermined length.
  • a plurality of substantially bottomed cylindrical sheath tubes 4 are integrally embedded in the PCa column 2 so that the axial direction is directed in the vertical direction along the material axis while being open at the lower end face (bonding end face) toward the lower end portion.
  • the PCa column 2 includes the throttling portion 6 in which the lower end portion of the plurality of main reinforcements 5 is bent at a gradient angle of 1/6 toward the center.
  • a pair of sheath tubes 4 and main bars 5 are embedded in concrete in parallel with the main bars 5 in close proximity to the pipes 4 with a predetermined interval.
  • the main muscle 3 of the PCa pillar 2 is laterally spaced from the main reinforcement 5 of the PCa pillar 2 in the sheath tube 4 and the main reinforcement 3 protruding below the stub 1 is Insert and insert to inject grout into each sheath tube 4 and to the joint 7.
  • the stub 1 and the main bars 3 and 5 of the PCa pillar 2 are connected by the open lap joint 8 through the sheath tube 4 and the stub 1 and the PCa pillar 2 are integrally joined.
  • the joints covered by this design method should be applied, for example, to buildings built in earthquake areas (areas corresponding to Seismic zones 2 to 4 in UBC 1997 Section 1653) and satisfying the following conditions. preferable.
  • D is the column height (mm)
  • N U is the axial force (kN) generated in the column at the end
  • M U is the bending moment (kN ⁇ m) generated in the column at the end
  • Q U is generated in the column at the end
  • a g is the cross-sectional area of the column (mm 2 )
  • f c is the cylinder test body compressive strength (N / mm 2 ).
  • the frame type shall be a rigid frame structure or a rigid frame structure combined with bearing walls.
  • the joint of the column base is designed by the following procedures (a) to (c).
  • (A) Calculate the joint length Ld by adhesion.
  • (B) Next, confirmation is made that bending does not occur at the cross section of the joint end point.
  • (C) Then, calculate the required lateral reinforcement amount p wd of the joint section.
  • L d is a joint length (mm)
  • d b is a nominal diameter (mm) of a column main bar.
  • L b is a joint lower part ineffective length (mm), and is obtained by the equation (21).
  • ⁇ y f is the yield strength (N / mm 2 ) of the column main bar, which is 1.1 times the standard yield strength.
  • H is the shear span (mm) of the column.
  • D s is the sheath tube outer diameter (mm).
  • ⁇ bmax is the adhesion strength (N / mm 2 ) of the column main bar, and is obtained by the equation (22).
  • ⁇ sbmax is the adhesion strength (N / mm 2 ) of the sheath tube, and is obtained by the equation (23).
  • ⁇ t is a ratio of the joint top invalid length to the joint length, which is 0.13.
  • Rd is a design limit member angle (%), and is 2.0%.
  • R y is a yield member angle (%), which is 0.75%.
  • d cy is the effective length (mm) of the column, which is the distance from the compressive stress edge of the cross section of the column base to the center of gravity of the tensile rebar (separator).
  • ⁇ is an adhesion reduction coefficient, and is 0.8 at the time of making a column by a flat, and 1.0 at the other.
  • f c is concrete design standard strength (N / mm 2 ).
  • M Y is a bending yield strength (kN ⁇ m) of a cross section of a column main bar at the joint end point, and is obtained 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 obtained by the following equation (26).
  • H is the shear span length (mm) of the column.
  • L d is a joint length (mm).
  • L b is a joint lower part ineffective length (mm), and is obtained by Expression (21).
  • ⁇ e is a coefficient of bending moment, which is 1.0.
  • a s is the cross-sectional area of the tensile reinforcement (mm 2).
  • d Y is the effective length (mm) of the column, which is the distance from the compression stress edge of the joint end point cross section to the gravity center position of the tensile rebar.
  • d cy is the effective length (mm) of the column, which is the distance from the compressive stress edge of the cross section of the column base to the center of gravity of the tensile rebar (separator).
  • a is the stress block length (mm) of concrete, which is calculated by the equation (27) from the balance of cross sections.
  • F c is the concrete design standard strength (N / mm 2 )
  • f y is the standard yield point strength of the column bars (N / mm 2 )
  • b is the member width (mm).
  • C s is the smaller one of double (2) of the clearance (mm) between the sheath tubes or the minimum covering thickness (mm) of the sheath tubes.
  • D s is the sheath tube outer diameter (mm) and p wd is the required transverse reinforcement ratio.
  • f wy is the standard yield point strength (N / mm 2 ) of the transverse reinforcing bar, and is 390 N / mm 2 or less.
  • ⁇ td is the splitting stress for design (N / mm 2 ).
  • ⁇ t0 is a reference splitting strength (N / mm 2 ), which is 1.0.
  • ⁇ tav is a stress level (N / mm 2 ) acting on the split surface on average at the time of the split failure of concrete, and is obtained by the following equation (30).
  • ⁇ is an adhesion reduction coefficient, and is 0.8 at the time of making a column by a flat, and 1.0 at the other.
  • (tau) b is the existing adhesion stress degree (N / mm ⁇ 2 >) of a column main bar, and is calculated
  • ⁇ sb is the existing adhesion stress level (N / mm 2 ) of the sheath tube, and is obtained by the following equation (32).
  • d b is the nominal diameter (mm) of the column main bars.
  • ⁇ y is the yield strength (N / mm 2 ) of the column main bar, which is 1.1 times the standard yield strength.
  • H is the shear span (mm) of the column.
  • L d is a joint length (mm).
  • L t is a joint top invalid length (mm), which is obtained by the following equation (33).
  • L b is the joint lower part ineffective length (mm), which is obtained by the equation (21).
  • D S is a sheath tube outer diameter (mm) and f c is a concrete design standard strength (N / mm 2 ).
  • f t is a tensile strength (N / mm 2 ) of concrete, which is obtained by the following equation (34).
  • 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 column main reinforcement in the sheath inner pipe and the column main reinforcement in PCa are the same.
  • 8-2) The narrowed portion of the column main bars in PCa is processed so that the inclination is 1/6 or less. At the bending points of the column main bars, place additional lateral reinforcement bars to bear the horizontal component force.
  • the minimum joint length shall be at least 40 times the main bar diameter.
  • the joint length is determined in consideration of the length required for calculation and the construction error.
  • the diameter of the transverse reinforcing bars in the joint section shall be 10 mm or more, and the spacing shall be 100 mm or less.
  • the transverse reinforcements at the top of the joint section follow the provisions of the applicable design criteria. 8-6) In order to prevent fracture, all sheath tubes are restrained with lateral reinforcement (core). 8-7) Hooks of hoop and core are hooks of 135 degrees or 180 degrees with an extra length of 6 d or more. 8-8) Except for the combination of the sheath tube and the column main muscle forming the joint, the sheath tube and the column main reinforcement should be 4/3 times the coarse aggregate diameter and not less than the main muscle diameter. 8-9) The distance between the main bar of the stub and the main bar of the PCa column in the open lap joint is specified to be 1/5 of the open lap joint length and 150 mm or less.
  • the stress state assumed in this design assumes the stress state of the reinforcing bar of the joint when the bending yield moment is reached at the column end as shown in FIG. Furthermore, the fracture line at the time of bond fracture and various dimensions are assumed as shown in FIG. In confirming that the joint end point does not yield by bending, the bending moment distribution shown in FIG. 7 is assumed.
  • the cross section at the end of the joint is bent and yield, the upper joint ineffective length L t shown in FIG. 5 becomes longer than expected, and as a result, the effective joint length becomes shorter than expected and the column main bars come off from the joint Is expected to occur. Therefore, the cross section at the joint end point is designed not to yield bending.
  • Design limit member angle Rd 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 has been confirmed by experiments. When the numerical value of R d is reduced, the joint lower invalid length L b becomes long, and the required joint length L b according to the equation (18) becomes short.
  • yield strength for examination of no bending at the joint end point The yield strength MY of the cross section of the joint end point and the yield strength M cy of the cross section of the column base are obtained by the following equation (35) for obtaining the ultimate strength using the concrete stress block method shown in ACI 318 (FIG. 8) It is calculated based on (36). Since the method of obtaining the yield strength by a simple calculation is not shown in ACI 318, here, the equation (25) and the equation (26) with the strength reduction coefficient ⁇ of 1.0 based on this equation and the joint end point It was taken as the yield strength for examination of not yielding in the cross section.
  • 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
  • the distance (mm) is the stress block length (mm) of the concrete, and is obtained from the balance of the cross sections by the equation (36):
  • ⁇ is the strength reduction coefficient, which is 0.9 and f c 'is the concrete Design standard strength (N / mm 2 ),
  • b is member width (mm).
  • Test body No. 1 Although the required joint length and the required transverse reinforcement amount are satisfied on the positive side, it is judged that the transverse reinforcement amount is insufficient on the negative side, and as a result of the experiment, adhesion split fracture occurred on the negative side It is consistent with the thing.
  • Test body No. 2 the required joint length and the required amount of transverse reinforcement were satisfied, and as a result of the experiment, it was consistent with the fact that it became a bending toughness type without load reduction.
  • Test body No. 3 and No. In No. 4 it was determined that both the joint length and the lateral reinforcement amount were insufficient. As a result of the experiment, the test specimen No. 3 and No. 4 was a failure where the column main bars were pulled out from the joint, and it was consistent with the judgment result.
  • One RC member according to the present invention may not necessarily be a stub, and may be, for example, a pillar member.
  • the other RC member may be a cast-in-place RC column instead of the PCa column.

Abstract

この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、一方のＲＣ部材の主筋をシース管に挿入するとともにシース管内にグラウト材を充填し、一方のＲＣ部材の主筋と他方の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。 さらに、このＲＣ部材の接合構造は、付着による継手長の算定を行い、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、継手区間の必要横補強筋量の算定を行って構成されている。

Description

ＲＣ部材の接合構造
　本発明は、鉄筋コンクリート（ＲＣ）部材の接合構造に関する。
本願は、２０１５年１０月５日に日本国に出願された特願２０１５－１９８０５４に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　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。
　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。
　この構法では、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）。
日本国特開２０１２－７７５４７号公報
　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。
　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。
　本発明は、上記課題を解決するために、以下の態様を採用した。
（１）本発明の一態様に係る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Ｌｂ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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000018
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000019
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000020
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000021
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000022
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000023
　ここに、Ｌｄは継手長（ｍｍ）、ｄｂは柱主筋の呼び径（ｍｍ）である。Ｌｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（４）で求める。σｙｆは柱主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ２）である。
　Ｈは柱のシアスパン（ｍｍ）である。ｈｂは目地厚さ（ｍｍ）である。Ｄｓはシース管外径（ｍｍ）である。τｂｍａｘは柱主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、式（５）によって求める。τｓｂｍａｘはシース管の付着強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、式（６）によって求める。
　γｔは継手上部無効長さの継手長に対する割合である。Ｒｄは設計限界部材角（％）である。Ｒｙは降伏部材角（％）である。ｄｃｙ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。ｆｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ２）である。
（２）上記（１）に記載の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ＭＹが、継手終了点における作用曲げモーメントＭＬＥ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Ｌｄが設定されていてもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000024
　ここで、ＭＹ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。ＭＬＥは継手終了点に作用するモーメント（ｋＮｍ）である。Ｍｃｙ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。φｅは曲げモーメントの係数であり、１．０とする。
　Ａｓは引張鉄筋の断面積（ｍｍ２）である。ｄＹ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。Ｆｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ２）、ｆｙは柱主筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ２）、ｂは部材幅（ｍｍ）である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000025
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000026
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000027
（３）上記（１）または（２）に記載の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ｐｗｄが下記の式（１１）～式（１２）によって設定されていてもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000028
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000029
　ここで、Ｃｓ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。Ｄｓはシース管外径（ｍｍ）、ｐｗｄは必要横補強筋比である。ｆｗｙは横補強筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ２）である。
　σｔｄは設計用割裂応力度（Ｎ／ｍｍ２）である。σｔ０は基準割裂強度（Ｎ／ｍｍ２）である。σｔａｖ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／ｍｍ２）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。τｂは柱主筋の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（１４）によって求める。τｓｂはシース管の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（１５）によって求める。
　ｆｔはコンクリートの引張強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（１７）によって求める。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000030
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000031
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000032
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000033
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000034
　本発明の一態様に係る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。
本発明の一実施の形態に係るＲＣ部材の接合構造を示す図である。 図１のＸ１－Ｘ１線矢視図である。 図１のＸ２－Ｘ２線矢視図である。 図１のＸ３－Ｘ３線矢視図である。 本発明の一実施の形態に係る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。 本発明の一実施の形態に係る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。 本発明の一実施の形態に係る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。 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。 試験体の寸法形状と配筋状態を示す図である。
　以下、図１から図９を参照し、本発明の一実施の形態に係るＲＣ部材の接合構造について説明する。
　はじめに、本実施の形態では、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。
　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。
　ＰＣａ柱２は、その下端部寄りに、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、本実施の形態に係るＰＣａ柱２は、複数の主筋５の下端部寄りの部分を中央寄りに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。
　そして、本実施の形態に係る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。
　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。
　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。
（適用する柱の制限）
１－１）終局時の軸力ＮＵはＡｇ・ｆｃ／１０以下とする。
１－２）終局時のせん断スパン比ＭＵ／（ＱＵ・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。
　ここに、Ｄは柱のせい（ｍｍ）、ＮＵは終局時に柱に生じる軸力（ｋＮ）、ＭＵは終局時に柱に生じる曲げモーメント（ｋＮ・ｍ）、ＱＵは終局時に柱に生じるせん断力（ｋＮ）、Ａｇは柱の断面積（ｍｍ２）、ｆｃはシリンダー試験体圧縮強度（Ｎ／ｍｍ２）である。
（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。
（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。
（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、ｆｃ＝２１～３０Ｎ／ｍｍ２（シリンダー強度）またはｆｃｕ＝２５～４０Ｎ／ｍｍ２（立方体強度）以上とし、ｆｃ＝０．８ｆｃｕ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。
（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／ｍｍ２以下とする。
（シース管）
　　JIS G3302（JIS：日本工業規格）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。
（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／ｍｍ２以上（シリンダー強度）とする。
（ＰＣａ柱の設計）
　次に、ＰＣａ柱の設計について説明する。
（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。
（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。
（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Ｌｄの算定を行う。
（ｂ）次に、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う。
（ｃ）そして、継手区間の必要横補強筋量ｐｗｄの算定を行う。
（ａ）付着による継手長Ｌｄの算定
　重ね継手部の必要継手長Ｌｄ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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000035
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000036
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000037
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000038
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000039
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000040
　ここに、Ｌｄは継手長（ｍｍ）、ｄｂは柱主筋の呼び径（ｍｍ）である。Ｌｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（２１）で求める。σｙｆは柱主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ２）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。ｈｂはプレキャスト目地厚さ（ｍｍ）であり、安全側の検討ではｈｂ＝０とする。Ｄｓはシース管外径（ｍｍ）である。τｂｍａｘは柱主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、式（２２）によって求める。τｓｂｍａｘはシース管の付着強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、式（２３）によって求める。
　γｔ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。Ｒｄは設計限界部材角（％）であり、２．０％とする。Ｒｙは降伏部材角（％）であり、０．７５％とする。ｄｃｙ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。ｆｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ２）である。
（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ＭＹが、継手終了点における作用曲げモーメントＭＬＥ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Ｌｄを割り増しする。
　ここで、ＭＹ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。ＭＬＥは継手終了点に作用するモーメント（ｋＮ・ｍ）である。Ｍｃｙ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。ｈｂはプレキャスト目地厚さ（ｍｍ）であり、安全側の検討ではｈｂ＝０とする。Ｌｄは継手長（ｍｍ）である。Ｌｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（２１）によって求める。φｅは曲げモーメントの係数であり、１．０とする。
　また、Ａｓは引張鉄筋の断面積（ｍｍ２）である。ｄＹ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。ｄｃｙ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。Ｆｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ２）、ｆｙは柱主筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ２）、ｂは部材幅（ｍｍ）である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000041
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000042
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000043
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000044
（ｃ）継手区間の必要横補強筋量ｐｗｄの算定
　必要横補強筋量ｐｗｄは、下記の式（２８）、式（２９）によって算出する。
　ここで、Ｃｓ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。Ｄｓはシース管外径（ｍｍ）、ｐｗｄは必要横補強筋比である。ｆｗｙは横補強筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ２）とし、３９０Ｎ／ｍｍ２以下とする。
　σｔｄは設計用割裂応力度（Ｎ／ｍｍ２）である。σｔ０は基準割裂強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、１．０とする。σｔａｖ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／ｍｍ２）であり、下記の式（３０）によって求める。
　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。τｂは柱主筋の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（３１）によって求める。τｓｂはシース管の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（３２）によって求める。
　ｄｂは柱主筋の呼び径（ｍｍ）である。σｙは柱主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ２）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。ｈｂはプレキャスト目地厚さ（ｍｍ）であり、安全側の検討ではｈｂ＝０とする。Ｌｄは継手長（ｍｍ）である。Ｌｔ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、Ｌｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（２１）によって求める。ＤＳはシース管外径（ｍｍ）、ｆｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ２）である。ｆｔはコンクリートの引張強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（３４）によって求める。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000045
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000046
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000047
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000048
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000049
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000050
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000051
　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。
（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Ｌｔ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。
（設計限界部材角Ｒｄの設定）
　継手下部無効長さＬｂの算出に用いる設計限界部材角Ｒｄは、米国ＡＳＣＥ　７－０５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Ｒｄ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Ｒｄの数値を変更することは可とする。ただし、Ｒｄの上限値は実験で確認のできている２．５％とする。Ｒｄの数値を小さくすると、継手下部無効長さＬｂは長くなり、式（１８）による必要継手長Ｌｂは短くなる。
（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ＭＹ及び柱脚部の断面の降伏強度Ｍｃｙ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。
　ここで、Ａｓは引張鉄筋の断面積（ｍｍ２）、ｆｙは主筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ２）、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。ｆｃ’はコンクリートの設計基準強度（Ｎ／ｍｍ２）、ｂは部材幅（ｍｍ）である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000052
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000053
（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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000054
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000055
　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。
　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。
　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。
　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。
　したがって、本実施の形態に係る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。
　以上、本発明の実施の形態に係る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の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。
　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。
　本発明のＲＣ部材の接合構造によれば、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接合部の構造を実現することが可能になる。
１　　スタブ（一方のＲＣ部材）
２　　ＰＣａ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
Ａ　　ＲＣ部材の接合構造

Claims (3)

  1. 　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Ｌｂ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。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
     　ここに、Ｌｄは継手長（ｍｍ）、ｄｂは柱主筋の呼び径（ｍｍ）である。Ｌｂは継手下部無効長さ（ｍｍ）であり、式（４）で求める。σｙｆは柱主筋の降伏強度（Ｎ／ｍｍ２）である。
    　Ｈは柱のシアスパン（ｍｍ）である。ｈｂは目地厚さ（ｍｍ）である。Ｄｓはシース管外径（ｍｍ）である。τｂｍａｘは柱主筋の付着強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、式（５）によって求める。τｓｂｍａｘはシース管の付着強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、式（６）によって求める。
    　γｔは継手上部無効長さの継手長に対する割合である。Ｒｄは設計限界部材角（％）である。Ｒｙは降伏部材角（％）である。ｄｃｙ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。ｆｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ２）である。
  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ＭＹが、継手終了点における作用曲げモーメントＭＬＥ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Ｌｄが設定されていることを特徴とするＲＣ部材の接合構造。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
     　ここで、ＭＹ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。ＭＬＥは継手終了点に作用するモーメント（ｋＮ・ｍ）である。Ｍｃｙ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。φｅは曲げモーメントの係数であり、１．０とする。
    　Ａｓは引張鉄筋の断面積（ｍｍ２）である。ｄＹ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。Ｆｃはコンクリート設計基準強度（Ｎ／ｍｍ２）、ｆｙは柱主筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ２）、ｂは部材幅（ｍｍ）である。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
  3. 　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ｐｗｄ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。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000012
     　ここで、Ｃｓ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。Ｄｓはシース管外径（ｍｍ）、ｐｗｄは必要横補強筋比である。ｆｗｙは横補強筋の規格降伏点強度（Ｎ／ｍｍ２）である。
    　σｔｄは設計用割裂応力度（Ｎ／ｍｍ２）である。σｔ０は基準割裂強度（Ｎ／ｍｍ２）である。σｔａｖ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／ｍｍ２）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。τｂは柱主筋の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（１４）によって求める。τｓｂはシース管の存在付着応力度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（１５）によって求める。
    　ｆｔはコンクリートの引張強度（Ｎ／ｍｍ２）であり、下記の式（１７）によって求める。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000013
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000014
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000015
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000016
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000017
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