WO2018151281A1

WO2018151281A1 - 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

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Publication number: WO2018151281A1
Application number: PCT/JP2018/005593
Authority: WO
Inventors: 政樹有田; 聡北岡; 悠介鈴木; 慧木村; 半谷　公司
Original assignee: 新日鐵住金株式会社
Priority date: 2017-02-16
Filing date: 2018-02-16
Publication date: 2018-08-23
Also published as: JP6515302B2; JPWO2018151281A1

Abstract

この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、を備える梁接合構造の設計方法であって、前記梁の長手方向において、前記第１貫通孔及び前記第２貫通孔の内面に、前記ボルトが接触して支圧接合するときの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。

Description

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

　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。

　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。

　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。

日本国特開２００２－２８５６４２号公報日本国特開２００９－０５２３０２号公報日本国特開２０１５－６８００５号公報日本国特開２０１５－６８００１号公報日本国特開平６－２８０３１０号公報

西本信哉、外４名、「鉄骨小梁端高力ボルト接合部の回転剛性とすべり耐力　その１　実験概要」、日本建築学会大会学術講演梗概集、2010年9月、p.703-704 安田聡、外４名、「鉄骨小梁端高力ボルト接合部の回転剛性とすべり耐力　その２　解析的検討」、日本建築学会大会学術講演梗概集、2010年9月、p.705-706

　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。

　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。

　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、を備える梁接合構造の設計方法であって、前記梁の長手方向において前記第１貫通孔及び前記第２貫通孔の内面に、前記ボルトが接触して支圧接合するときの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。

（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。

（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。

（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。

（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）を決定してもよい。

（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ｄ_０１（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ｄ_０２（ｍｍ）、前記ボルトの外径をｄ_ｂ（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ｘ_b２（ｍｍ）、前記梁の長さをｌ（ｍｍ）、前記梁の曲げ剛性をＥＩ_Ｓ（Ｎｍｍ^２）、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ｇ_ｂを決定してもよい。

（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。

（８）本発明の第３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貫通孔及び前記第２貫通孔の内面に、前記ボルトが接触して支圧接合するときの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い。

（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。

（１０）上記（８）又は（９）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、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）式を満たしてもよい。

（１１）上記（１０）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ｄ_０１（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ｄ_０２（ｍｍ）、前記ボルトの外径をｄ_ｂ（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ｘ_b２（ｍｍ）、前記梁の長さをｌ（ｍｍ）、前記梁の曲げ剛性をＥＩ_Ｓ（Ｎｍｍ^２）、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ｇ_ｂは（４）式を満たしてもよい。

（１２）上記（８）から（１１）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。

　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。

本発明の第１実施形態に係る梁接合構造が用いられる建築物の一部を透過した斜視図である。同梁接合構造の要部を側面視した図であって、床スラブのコンクリート硬化後の梁の回転を説明する断面図である。同梁接合構造の要部を側面視した図であって、床スラブのコンクリート硬化前の梁の回転を説明する断面図である。図２Ａ中のＩＩＩ－ＩＩＩ線に相当する断面図である。同梁接合構造の合成貫通孔を示す図であって、床スラブの中立軸の上方に配置された合成貫通孔にボルトが挿入されている状態を説明する側面図である。図４Ａ中の合成貫通孔をＩＶ－ＩＶ線から平面視した断面図である。同梁接合構造の合成貫通孔を示す図であって、床スラブの中立軸の下方に配置された合成貫通孔にボルトが挿入されている状態を説明する側面図である。図５Ａ中の合成貫通孔をＶ－Ｖ線から平面視した断面図である。同梁接合構造の合成貫通孔を示す図であって、積載荷重による曲げモーメントが床スラブに作用する前の状態において、床スラブの中立軸の下方に配置された合成貫通孔にボルトが挿入されている状態を説明する側面図である。図６Ａ中の合成貫通孔をＶＩ－ＶＩ線から平面視した断面図である。同梁接合構造の合成貫通孔を示す図であって、積載荷重による曲げモーメントが床スラブ作用した後の状態において、床スラブの中立軸の下方に配置された合成貫通孔にボルトが挿入されている状態を説明する側面図である。図７Ａ中の合成貫通孔をＶＩＩ－ＶＩＩ線から平面視した断面図である。同実施形態に係る梁接合構造の設計方法を示すフローチャートである。同実施形態に係る同梁接合構造の合成貫通孔を示す図であって、床スラブの中立軸の下方に配置された合成貫通孔にボルトが挿入されている状態を説明する側面図である。同梁接合構造の施工工程において、同梁接合構造の要部を側面視した断面図であり、支持部材に対して梁が下方向にずれた場合を示す。図１０Ａの合成貫通孔の一部を拡大した図である。本発明の第２実施形態の貫通孔を示す図であって、床スラブの中立軸の上方に配置された貫通孔にボルトが挿入されている状態を説明する側面図である。同実施形態の貫通孔を示す図であって、床スラブの中立軸の下方に配置された貫通孔にボルトが挿入されている状態を説明する側面図である。本発明の第３実施形態の貫通孔を示す図であって、床スラブの中立軸の下方に配置された貫通孔にボルトが挿入されている状態を説明する側面図である。同梁接合構造の施工工程において、同梁接合構造の要部を側面視した断面図であり、支持部材に対して梁が下方向にずれた場合を示す。図１３Ａの貫通孔の一部を拡大した図である。

（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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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（Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}）、回転剛性（Ｋ_ｓｌａｂ）、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（ｇ_ｂ）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。

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。

　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。

　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。

〔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ＥＩ_ｓｌａｂ（Ｎｍｍ^２）、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ｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}（ｍｍ）とすると、床スラブ４１の回転剛性Ｋ_ｓｌａｂ（Ｎｍｍ／ｒａｄ）は（１１）式で求められる。

〔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ＥＩ_ｓｌａｂ、及び床スラブ４１の曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}（Ｎｍｍ）は、例えば各場合において以下の式で計算できる。

〔１．１．１．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ＥＩ_ｓｌａｂ、及び床スラブ４１の曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，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Ｅ_ｃ（Ｎ／ｍｍ^２）、床スラブ４１の有効幅をｂ_ｅｆｆ（ｍｍ）、コンクリートスラブの有効厚さをｔ_ｓｌａｂ（ｍｍ）、コンクリートの圧縮強度をｆ_ｃ（Ｎ／ｍｍ^２）とする。

　ｆ_ｃ，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ｂ_ｅｆｆ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ｂ_ｅｆｆ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ｂ_ｅｆｆと等しくてもよい。また、有効幅ｂ_ｅｆｆ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ｂ_ｅｆｆ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。

　床スラブ４１の有効厚さｔ_ｓｌａｂは、例えば図２Ａに示すように、床スラブ４１の厚さＤ_ｓ（ｍｍ）からデッキプレート４２の溝４２ａの深さＤ_ｐ－ｔを引いた値（Ｄ_ｓ－Ｄ_ｐ＋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ｔ_ｓｌａｂは、（Ｄ_ｓ－Ｄ_ｐ＋ｔ）の値よりも床スラブ４１の厚さＤ_ｓに近い値としてもよい。

〔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ＥＩ_ｓｌａｂ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Ｅ_Ｓ（Ｎ／ｍｍ^２）、第１鉄筋４３の有効断面積をａ_ｒ（ｍｍ^２）、床スラブ４１の上面４１ａと第１鉄筋４３の中心軸との距離をＤ_ｒ（図２Ａ参照）（ｍｍ）、コンクリートのヤング係数Ｅ_ｃに対する鉄筋のヤング係数Ｅ_Ｓの比であるヤング係数比をｎ_Ｅとする。
　第１鉄筋４３の有効断面積ａ_ｒは、例えば、床スラブ４１の有効幅ｂ_ｅｆｆ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。

　床スラブ４１の曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}は、（１２）式及び（１９）式を用いて（２０）式で算出される。

〔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ＥＩ_ｓｌａｂは、（２１）式から（２３）式を用いて（２４）式で算出される。

　床スラブ４１の曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，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ｆ_ｓｄ（Ｎ／ｍｍ^２）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。

　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。

〔１．２．接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}の算出例〕
　接合部の有効長さｌ_{ｊ，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ｌ_{ｊ，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ｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}として計算する。

〔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ｇ_ｂ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ｇ_ｂ（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θ_ｊ（ｒａｄ〔ｒａｄｉａｎ：ラジアン〕）とする。なお、回転角をθ_ｊ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ｘ_b１（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ｘ_ｎ（ｍｍ）とする。

　（３１）式において等号が成立するときの回転角をθ_ｊ，ｔ（ｒａｄ）とすると、回転角θ_ｊ，ｔは（３２）式で算出される。

　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Ｍ_{ｓｌａｂ，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θ_ｊ，ｔのときに床スラブ４１に発生する曲げモーメントをＭ_{ｓｌａｂ，ｔ}（Ｎｍｍ）とする。

　（３３）式に（３２）式を代入して整理すると、（３４）式が求められる。

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。

〔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ｇ_ｂ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。

　（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。

　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ｄ_０１（ｍｍ）、第２方向Ｙにおける貫通孔２５ａの内面間の距離をｄ_０２（ｍｍ）、ボルト３６のボルト軸３６ａの外径をｄ_ｂ（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ｘ_b２（ｍｍ）、小梁３１の曲げ剛性をＥＩ_Ｓ（Ｎｍｍ^２）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。

　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ｇ_ｂ（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ｇ_ｂ（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。

　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θ_ｊ，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、｛（ｘ_b１－ｘ_b２）／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）。

　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ｇ_ｂ（ｍｍ、図９参照）は（３８）式で算出される。

　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（ｄ_０－ｄ_ｂ）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ｇ_ｂ’は、（３８）式で算出した隙間ｇ_ｂよりも小さくなる。そのため、（３８）式で算出した隙間ｇ_ｂ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。

　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ｐ_ｖ（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。

　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。

〔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Ｅ_Ｓは２０５０００（Ｎ／ｍｍ^２）、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Ｅ_ｃは１４０００（Ｎ／ｍｍ^２）、床スラブの厚さＤ_ｓは１９０（ｍｍ）、床スラブの有効幅ｂ_ｅｆｆは２０００（ｍｍ）、第１鉄筋の間隔（ピッチ）ｐ_Ｒは１００（ｍｍ）、床スラブの上面と第１鉄筋の中心軸との距離Ｄ_ｒは２５（ｍｍ）、梁の長さｌは１０４００（ｍｍ）、梁の曲げ剛性ＥＩ_Ｓは７６８７５×１０^９（Ｎｍｍ^２）、貫通孔３２ａの内径ｄ_０１及び貫通孔２５ａの内径ｄ_０２はいずれも２６（ｍｍ）、ボルトの外径ｄ_ｂ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。

　これにより、コンクリートのヤング係数Ｅ_ｃに対する鉄筋のヤング係数Ｅ_Ｓの比であるヤング係数比ｎ_Ｅは、１４．６４になる。第１鉄筋の本数ｎ_Ｒは、（ｂ_ｅｆｆ／ｐ_Ｒ－１）の式より１９本になる。

〔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。

　比較例では、コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃは４０（Ｎ／ｍｍ^２）である。コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃを用いて、（１２）式より引張強度ｆ_ｃ，ｔ（Ｎ／ｍｍ^２）の値が求められる。デッキプレートの凸部の高さＤ_ｐは、５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ^２）であり、外径Ｄ_Ｒ（ｍｍ）は１６（ｍｍ）である。この場合、第１鉄筋の有効断面積ａ_ｒ（ｍｍ^２）は、（πｎ_ＲＤ_Ｒ ^２／４）の式より３８２０（ｍｍ^２）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。

　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ｘ_b１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ｘ_b２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θ_ｊ，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ｇ_ｂは０．７（ｍｍ）である。

　コンクリートスラブの有効厚さｔ_ｓｌａｂは、（Ｄ_ｓ－Ｄ_ｐ＋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ｔ_ｓｌａｂは（Ｄ_ｓ－Ｄ_ｐ）の式から算出されるとしてもよい。
　前述の鉄筋比は、｛ａ_ｒ／（ｂ_ｅｆｆ・（ｔ_ｓｌａｂ－Ｄ_ｒ））｝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ｘ_ｎは、（ｔ_ｓｌａｂ／２）の式より７０．６（ｍｍ）と算出される。

　床スラブの曲げ剛性ＥＩ_ｓｌａｂは、｛（ｂ_ｅｆｆｔ_ｓｌａｂ ^３／１２）・Ｅ_ｃ／１０^９｝の式より６５６９（ｋＮｍ^２）と算出される。床スラブの有効幅ｂ_ｅｆｆ、及びコンクリートスラブの有効厚さｔ_ｓｌａｂを用いて、（１３）式より床スラブの断面係数Ｚ_ｃの値は６６４５８１３（ｍｍ^３）と求められる。
　床スラブの曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，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φ_１は床スラブの曲率であり（Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}／ＥＩ_ｓｌａｂ／１０^３）の式より３．５８×１０^－６（ｍｍ^－１）と算出される。
　接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}は、２００（ｍｍ）である。
　表１には示さないが、回転角φ_２は（φ_１・ｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}）の式より０．０００７（ｒａｄ）と算出される。

　床スラブの回転剛性Ｋ_ｓｌａｂは、｛ＥＩ_ｓｌａｂ／（ｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}／１０^３）｝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Ｋ_ｓｌａｂに対する曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}の比率（以下、曲げ耐力比率と呼ぶ）は、（Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}／Ｋ_ｓｌａｂ）の式より、０．０００７２と算出される。
　距離ｘ_b１と距離ｘ_ｎとの差に対する隙間ｇ_ｂの比率（以下、隙間比率と呼ぶ）は、｛ｇ_ｂ／（ｘ_b１－ｘ_ｎ）｝の式より、０．００１２９と算出される。

　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。

　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ｆ_ｃを１００（Ｎ／ｍｍ^２）、接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}を２５０（ｍｍ）とした。圧縮強度ｆ_ｃ及び有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}を変化させることで、引張強度ｆ_ｃ，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。

　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Ｄ_ｐ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ｘ_b１を６４０（ｍｍ）、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘ_b２を２４０（ｍｍ）とした。

　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。

〔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。

　比較例では、コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃは４０（Ｎ／ｍｍ^２）、デッキプレートの凸部の高さＤ_ｐは５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ^２）であり、外径Ｄ_Ｒ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ｘ_b１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ｘ_b２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θ_ｊ，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ｇ_ｂは０．７（ｍｍ）である。接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}は、２００（ｍｍ）である。
　コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃ、デッキプレートの凸部の高さＤ_ｐ、第１鉄筋の外径Ｄ_Ｒ等を変化させることで、引張強度ｆ_ｃ，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。

　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ｘ_ｎは、（１６）式より６７．３（ｍｍ）と算出される。断面二次モーメントＩ_{ｕｎｃｒａｃｋｅｄ}は、（１７）式より３４９２２６３５（ｍｍ^４）と算出される。床スラブの曲げ剛性ＥＩ_ｓｌａｂは、（１８）式より７１５９（ｋＮｍ^２）と算出される。
　断面二次モーメントＩ_{ｕｎｃｒａｃｋｅｄ}、ヤング係数比ｎ_Ｅ、及び距離ｘ_ｎを用いて、（１９）式より床スラブの断面係数Ｚ_ｃ，ｒの値が７５９５４９４（ｍｍ^３）と求められる。床スラブの曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}は、（２０）式より２６．９０（ｋＮｍ）と算出される。

　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。

　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Ｄ_ｐを１００（ｍｍ）、第１鉄筋の外径Ｄ_Ｒ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ｘ_b１を６４０（ｍｍ）、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘ_b２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ｆ_ｃを６０（Ｎ／ｍｍ^２）、第１鉄筋の外径Ｄ_Ｒを１６（ｍｍ）、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘ_b１を６３０（ｍｍ）、上端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘ_b２を２５０（ｍｍ）、接合部の有効長さｌ_{ｊ，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。

〔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。

　比較例では、コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃは４０（Ｎ／ｍｍ^２）であり、デッキプレートの凸部の高さＤ_ｐは５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ^２）であり、外径Ｄ_Ｒ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ｘ_b１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ｘ_b２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θ_ｊ，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ｇ_ｂは１．４（ｍｍ）である。接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}は、１００（ｍｍ）である。
　第１鉄筋の外径Ｄ_Ｒ、降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄ、凸部の高さＤ_ｐ等を変化させることで、引張強度ｆ_ｃ，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。

　ただしこの場合には、第１鉄筋の有効断面積ａ_ｒ、床スラブの有効幅ｂ_ｅｆｆ、ヤング係数比ｎ_Ｅ、及びコンクリートスラブの有効厚さｔ_ｓｌａｂを用いて、（２１）式より等価鉄筋比ｐ_ｓ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ｘ_ｎは、（２２）式より１００．６（ｍｍ）と算出される。断面二次モーメントＩ_{ｃｒａｃｋｅｄ}は、（２３）式より１１５７５６９４（ｍｍ^４）と算出される。床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩ_ｓｌａｂは、（２４）式より２３７３（ｋＮｍ^２）と算出される。距離ｘ_ｎ、床スラブ４１の上面４１ａと第１鉄筋４３の中心軸との距離Ｄ_ｒ、コンクリートスラブの有効厚さｔ_ｓｌａｂ、床スラブの有効幅ｂ_ｅｆｆ、コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃ、鉄筋の降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄ、及び第１鉄筋の有効断面積ａ_ｒ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Ｍ_ｃ，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Ｍ_ｒ，Ｒｄの値が６１．３（ｋＮｍ）と求められる。
　床スラブの曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}は、（２７）式より６１．３（ｋＮｍ）と算出される。

　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。

　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Ｄ_Ｒ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ｆ_ｓｄを５００（Ｎ／ｍｍ^２）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Ｄ_ｐ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。

　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Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}、床スラブ４１の回転剛性Ｋ_ｓｌａｂ、貫通孔２５ａとボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇ_ｂ、下端貫通孔２５ａＢの中心軸と床スラブ４１の上面４１ａとの距離ｘ_b１、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ｘ_ｎ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ｇ_ｂ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ｇ_ｂ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。

　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。

　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。　

（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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

　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。

（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。

〔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ＥＩ_ｓｌａｂ（Ｎｍｍ^２）、小梁３１と大梁２１との接合部の有効長さをｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}（ｍｍ）とすると、床スラブ４１の回転剛性Ｋ_ｓｌａｂ（Ｎｍｍ／ｒａｄ）は（Ａ１１）式で求められる。

〔１．１．床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩ_ｓｌａｂ及び曲げ耐力の算出例〕
　床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩ_ｓｌａｂ、及び床スラブ４１の曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}（Ｎｍｍ）は、例えば各場合において以下の式で計算できる。

〔１．１．１．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ＥＩ_ｓｌａｂ、及び床スラブ４１の曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，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Ｅ_ｃ（Ｎ／ｍｍ^２）、コンクリートスラブの有効幅をｂ_ｅｆｆ（ｍｍ）、コンクリートスラブの有効厚さをｔ_ｓｌａｂ（ｍｍ）、コンクリートの圧縮強度をｆ_ｃ（Ｎ／ｍｍ^２）とする。

　コンクリートスラブの有効幅ｂ_ｅｆｆ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ｂ_ｅｆｆとすることができる。また、有効幅ｂ_ｅｆｆ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ｂ_ｅｆｆ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。

　コンクリートスラブの有効厚さｔ_ｓｌａｂは、例えば図２Ａに示すように、床スラブ４１の厚さＤ_ｓ（ｍｍ）からデッキプレート４２の凸部の高さＤ_ｐを引いた値（Ｄ_ｓ－Ｄ_ｐ）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ｔ_ｓｌａｂは、（Ｄ_ｓ－Ｄ_ｐ）の値よりも床スラブ４１の厚さＤ_ｓに近い値としてもよい。

〔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ＥＩ_ｓｌａｂ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Ｅ_Ｓ（Ｎ／ｍｍ^２）、第１鉄筋４３の有効断面積をａ_ｒ（ｍｍ^２）、床スラブ４１の上面４１ａと第１鉄筋４３の中心軸との距離をＤ_ｒ（図２Ａ参照）（ｍｍ）、コンクリートのヤング係数Ｅ_ｃに対する鉄筋のヤング係数Ｅ_Ｓの比であるヤング係数比をｎ_Ｅとする。
　第１鉄筋４３の有効断面積ａ_ｒは、例えば、コンクリートスラブの有効幅ｂ_ｅｆｆ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。

　床スラブ４１の曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}は、（Ａ１２）式及び（Ａ１９）式を用いて（Ａ２０）式で算出される。

〔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ＥＩ_ｓｌａｂは、（Ａ２１）式から（Ａ２３）式を用いて（Ａ２４）式で算出される。

　床スラブ４１の曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，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ｆ_ｓｄ（Ｎ／ｍｍ^２）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。

〔１．２．接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}の算出例〕
　接合部の有効長さｌ_{ｊ，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。

〔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ｇ_ｂｂ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ｇ_ｂｂ（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θ_ｊ（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ｘ_b１（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ｘ_ｎ（ｍｍ）とする。

　（Ａ３１）式において等号が成立するときの回転角をθ_ｊ，ｔ（ｒａｄ）とすると、回転角θ_ｊ，ｔは（Ａ３２）式で算出される。

　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Ｍ_{ｓｌａｂ，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θ_ｊ，ｔのときに床スラブ４１に発生する曲げモーメントをＭ_{ｓｌａｂ，ｔ}（Ｎｍｍ）とする。

　（Ａ３３）式に（Ａ３２）式を代入して整理すると、（Ａ３４）式が求められる。

〔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ｇ_ｂｂ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。

　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ｄ_０（ｍｍ）、支圧ボルト３６のボルト軸３６ａの外径をｄ_ｂ（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ｘ_b２（ｍｍ）、小梁３１の曲げ剛性をＥＩ_Ｓ（Ｎｍｍ^２）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。

　貫通孔２５ａと支圧ボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇ_ｂｂ（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ｇ_ｂｂ（ｍｍ）は、貫通孔２５ａとボルト軸３６ａとの隙間の最大値である。

　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θ_ｊ，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、｛（ｘ_b１－ｘ_b２）／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）。

　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ｇ_ｂｂ（ｍｍ、図１２参照）は（Ａ３８）式で算出される。

　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（ｄ_０－ｄ_ｂ）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ｇ_ｂｂ’は、（Ａ３８）式で算出した隙間ｇ_ｂｂよりも小さくなる。そのため、（Ａ３８）式で算出した隙間ｇ_ｂｂ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。

　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ｐ_ｖ（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。

　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Ｅ_Ｓは２０５０００（Ｎ／ｍｍ^２）、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Ｅ_ｃは１４０００（Ｎ／ｍｍ^２）、床スラブの厚さＤ_ｓは１９０（ｍｍ）、床スラブの有効幅ｂ_ｅｆｆは２０００（ｍｍ）、第１鉄筋の間隔（ピッチ）ｐ_Ｒは１００（ｍｍ）、床スラブの上面と第１鉄筋の中心軸との距離Ｄ_ｒは２５（ｍｍ）である。

〔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。

　比較例Ａでは、コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃは４０（Ｎ／ｍｍ^２）である。コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃを用いて、（Ａ１２）式より引張強度ｆ_ｃ，ｔ（Ｎ／ｍｍ^２）の値が求められる。デッキプレートの凸部の高さＤ_ｐは、５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ^２）であり、外径Ｄ_Ｒ（ｍｍ）は１０（ｍｍ）である。この場合、第１鉄筋の有効断面積ａ_ｒ（ｍｍ^２）は、（πｎ_ＲＤ_Ｒ ^２／４）の式より１４９２（ｍｍ^２）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。

　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ｘ_b１は５９０（ｍｍ）であり、貫通孔と支圧ボルトのボルト軸との隙間ｇ_ｂｂは０．５（ｍｍ）である。

　床スラブの曲げ剛性ＥＩ_ｓｌａｂは、｛（ｂ_ｅｆｆｔ_ｓｌａｂ ^３／１２）・Ｅ_ｃ／１０^９｝の式より６５６９（ｋＮｍ^２）と算出される。床スラブの有効幅ｂ_ｅｆｆ、及びコンクリートスラブの有効厚さｔ_ｓｌａｂを用いて、（Ａ１３）式より床スラブの断面係数Ｚ_ｃの値は６６４５８１３（ｍｍ^３）と求められる。
　床スラブの曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，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φ_１は（Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}／ＥＩ_ｓｌａｂ／１０^３）の式より３．５８×１０^－６（ｍ^－１）と算出される。
　接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}は、２００（ｍｍ）である。
　表４には示さないが、回転角φ_２は（φ_１・ｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}）の式より０．０００７（ｒａｄ）と算出される。

　床スラブの回転剛性Ｋ_ｓｌａｂは、｛ＥＩ_ｓｌａｂ／（ｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}／１０^３）｝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Ｋ_ｓｌａｂに対する曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}の比率（以下、曲げ耐力比率と呼ぶ）は、（Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}／Ｋ_ｓｌａｂ）の式より、０．０００７と算出される。
　距離ｘ_b１と距離ｘ_ｎとの差に対する隙間ｇ_ｂｂの比率（以下、隙間比率と呼ぶ）は、｛ｇ_ｂｂ／（ｘ_b１－ｘ_ｎ）｝の式より、０．００１０と算出される。

　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。

　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ｆ_ｃを６０（Ｎ／ｍｍ^２）、接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}を２５０（ｍｍ）とした。圧縮強度ｆ_ｃ及び有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}を変化させることで、引張強度ｆ_ｃ，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。

　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Ｄ_ｐ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ｆ_ｃを１００（Ｎ／ｍｍ^２）、下端貫通孔の中心軸と床スラブの上面との距離ｘ_b１を６９０（ｍｍ）、貫通孔と支圧ボルトのボルト軸との隙間ｇ_ｂｂを１．０（ｍｍ）、接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}を３００（ｍｍ）とした。

　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。

〔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。

　比較例Ａでは、コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃは４０（Ｎ／ｍｍ^２）、デッキプレートの凸部の高さＤ_ｐは５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ^２）であり、外径Ｄ_Ｒ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ｘ_b１は５８０（ｍｍ）であり、貫通孔と支圧ボルトのボルト軸との隙間ｇ_ｂｂは０．５（ｍｍ）である。接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}は、２００（ｍｍ）である。
　圧縮強度ｆ_ｃ、凸部の高さＤ_ｐ等を変化させることで、引張強度ｆ_ｃ，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。

　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ｘ_ｎは、（Ａ１６）式より６７．３（ｍｍ）と算出される。断面二次モーメントＩ_{ｕｎｃｒａｃｋｅｄ}は、（Ａ１７）式より３４９２２６３５（ｍｍ^４）と算出される。床スラブの曲げ剛性ＥＩ_ｓｌａｂは、（Ａ１８）式より７１５９（ｋＮｍ^２）と算出される。
　断面二次モーメントＩ_{ｕｎｃｒａｃｋｅｄ}、ヤング係数比ｎ_Ｅ、及び距離ｘ_ｎを用いて、（Ａ１９）式より床スラブの断面係数Ｚ_ｃ，ｒの値が７５９５４９４（ｍｍ^３）と求められる。床スラブの曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}は、（Ａ２０）式より２６．９０（ｋＮｍ）と算出される。

　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。

　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Ｄ_ｐを１００（ｍｍ）、第１鉄筋の外径Ｄ_Ｒ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ｆ_ｃを８０（Ｎ／ｍｍ^２）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ｌ_{ｊ，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。

〔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。

　比較例Ａでは、コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃは４０（Ｎ／ｍｍ^２）であり、デッキプレートの凸部の高さＤ_ｐは５０（ｍｍ）である。第１鉄筋について、降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄは４００（Ｎ／ｍｍ^２）であり、外径Ｄ_Ｒ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ｘ_b１は３５０（ｍｍ）であり、貫通孔と支圧ボルトのボルト軸との隙間ｇ_ｂｂは１．５（ｍｍ）である。接合部の有効長さｌ_{ｊ，ｓｌａｂ}は、２００（ｍｍ）である。
　圧縮強度ｆ_ｃ、凸部の高さＤ_ｐ等を変化させることで、引張強度ｆ_ｃ，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。

　ただしこの場合には、第１鉄筋の有効断面積ａ_ｒ、床スラブの有効幅ｂ_ｅｆｆ、ヤング係数比ｎ_Ｅ、及びコンクリートスラブの有効厚さｔ_ｓｌａｂを用いて、（Ａ２１）式より等価鉄筋比ｐ_ｓ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ｘ_ｎは、（Ａ２２）式より１００．６（ｍｍ）と算出される。断面二次モーメントＩ_{ｃｒａｃｋｅｄ}は、（Ａ２３）式より１１５７５６９４（ｍｍ^４）と算出される。床スラブ４１の曲げ剛性ＥＩ_ｓｌａｂは、（Ａ２４）式より２３７３（ｋＮｍ^２）と算出される。
　距離ｘ_ｎ、床スラブ４１の上面４１ａと第１鉄筋４３の中心軸との距離Ｄ_ｒ、コンクリートスラブの有効厚さｔ_ｓｌａｂ、コンクリートスラブの有効幅ｂ_ｅｆｆ、コンクリートの圧縮強度ｆ_ｃ、鉄筋の降伏応力又は引張強さｆ_ｓｄ、及び第１鉄筋の有効断面積ａ_ｒ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Ｍ_ｃ，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Ｍ_ｒ，Ｒｄの値が６１．３（ｋＮｍ）と求められる。
　床スラブの曲げ耐力Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}は、（Ａ２７）式より６１．３（ｋＮｍ）と算出される。

　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。

　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Ｄ_Ｒ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ｆ_ｓｄを５００（Ｎ／ｍｍ^２）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Ｄ_ｐ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。

　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Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}、床スラブ４１の回転剛性Ｋ_ｓｌａｂ、貫通孔２５ａと支圧ボルト３６のボルト軸３６ａとの隙間ｇ_ｂｂ、下端貫通孔２５ａＢの中心軸と床スラブ４１の上面４１ａとの距離ｘ_b１、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ｘ_ｎ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ｇ_ｂｂ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ｇ_ｂｂ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。

　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。

　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
　Ｍ_{ｓｌａｂ，Ｒｄ}　床スラブの曲げ耐力

Claims

　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、
を備える梁接合構造の設計方法であって、
　前記梁の長手方向において前記第１貫通孔及び前記第２貫通孔の内面に、前記ボルトが接触して支圧接合するときの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。
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。
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。
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することを特徴とする請求項１～３のいずれか一項に記載の梁接合構造の設計方法。
　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）を決定することを特徴とする請求項１～４のいずれか一項に記載の梁接合構造の設計方法。
　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ｄ_０１（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ｄ_０２（ｍｍ）、前記ボルトの外径をｄ_ｂ（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ｘ_b２（ｍｍ）、前記梁の長さをｌ（ｍｍ）、前記梁の曲げ剛性をＥＩ_Ｓ（Ｎｍｍ^２）、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ｇ_ｂを決定することを特徴とする請求項５に記載の梁接合構造の設計方法。
請求項１～６のいずれか一項に記載の設計方法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ことを特徴とする梁接合構造の製造方法。
　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貫通孔及び前記第２貫通孔の内面に、前記ボルトが接触して支圧接合するときの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いことを特徴とする梁接合構造。
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ることを特徴とする請求項８に記載の梁接合構造。
　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；
ことを特徴とする請求項８又は９に記載の梁接合構造。
　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ｄ_０１（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ｄ_０２（ｍｍ）、前記ボルトの外径をｄ_ｂ（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ｘ_b２（ｍｍ）、前記梁の長さをｌ（ｍｍ）、前記梁の曲げ剛性をＥＩ_Ｓ（Ｎｍｍ^２）、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ｇ_ｂは（４）式を満たす
を特徴とする請求項１０に記載の梁接合構造。
　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いことを特徴とする請求項８～１１のいずれか一項に記載の梁接合構造。