(57)【要約】【解決手段】複数本の異形鉄線１ａ、１ｂを格子状に配列し、各異形鉄線１ａ、１ｂの交点を溶接して組み立てられた異形鉄線溶接金網１をデッキプレート２の上方に配置する。前記異形鉄線溶接金網１と前記デッキプレート２の全体にわたってコンクリートを打設して一枚のスラブとする。【効果】このデッキ合成スラブを用いた場合には、ひび割れおよび終局耐力など構造性能の面で優れていて、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果がある。また、建築基準法第１章総則における第２条第７号（耐火構造）の規定に基づく認定に係る「防・耐火性能の試験・評価方法」に定める２時間の耐火性能の判定基準を満足する。【選択図】図６
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
複数本の異形鉄線を格子状に配列し、各異形鉄線の交点を溶接して組み立てられた異形鉄線溶接金網をデッキプレートの上方に配置し、前記異形鉄線溶接金網と前記デッキプレートの全体にわたってコンクリートを打設して一枚のスラブとしたことを特徴とするデッキ合成スラブ。
【請求項２】
異形鉄線溶接金網の重ね継手部において、所定の重ね長さを保った状態で直交方向の鉄線を取り除いたものとし、この異形鉄線溶接金網の前記重ね継手部をデッキプレートの中間支点上方に配置し、前記重ね継手部を含む異形鉄線溶接金網と前記デッキプレートの全体にわたってコンクリートを打設して連続梁形式の一枚のスラブとしたことを特徴とする請求項１記載のデッキ合成スラブ。
【請求項３】
デッキプレート上方に配置される異形鉄線溶接金網の重ね継手部に、梁上補強筋を追加配置したことを特徴とする請求項２記載のデッキ合成スラブ。
【請求項４】
デッキプレートの谷部分に、デッキプレートの長手方向に沿って耐火補強筋を追加配置したことを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載のデッキ合成スラブ。
【請求項５】
異形鉄線は、JIS G 3532「鉄線」の記号SWM-Rに適合する鉄線であって、その外周面に所定方向に所定列のリブが形成されたものであることを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載のデッキ合成スラブ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、複数本の異形鉄線を格子状に配列し、各異形鉄線の交点を溶接して組み立てられた異形鉄線溶接金網と、角波形のデッキプレートとを、コンクリートで固めて一枚のスラブとしたデッキ合成スラブに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来、溶接金網を用いて鉄筋コンクリート床スラブを構築する場合においては、複数本の丸鉄線を格子状に配列し、各丸鉄線の交点を溶接して組み立てられた溶接金網を使用することが前提になっている（非特許文献１参照）。
【０００３】
この場合においても、規準に適合する鉄筋コンクリート床スラブを構築することができるが、従来の丸鉄線に代えて別の鉄線を用いた溶接金網を鉄筋コンクリート床スラブに適用できないかについて、以前から鋭意研究を重ねて来た。
【０００４】
その過程において、本発明者は、従来の丸鉄線に代わる独特な異形鉄線を案出するともに、複数本の当該異形鉄線を格子状に配列し、各異形鉄線の交点を溶接して組み立てられた異形鉄線溶接金網を用いた場合でも、鉄筋コンクリート床スラブが規準に適合することを見出した。
【０００５】
さらに、本発明者は、これらの溶接金網の重ね継手部、すなわち、丸鉄線および異形鉄線を用いた溶接金網の重ね継手部においては、２枚重ねの溶接金網の端部の直交方向の鉄線相互の間隔が接近しており、いずれの場合も鉄線がそれだけ必要となる等の欠点を有していることを見出した。
【０００６】
そこで、このような事態が起らないように工夫することができれば、さらなるコストダウンを図ることができることに気付き、前記異形鉄線の交点を溶接して組み立てられた溶接金網の重ね継手部について、さらに研究を重ねて来た。
【０００７】
その結果、従来の丸鉄線に代えて複数本の異形鉄線を格子状に配列し、各異形鉄線の交点を溶接して組み立てられた異形鉄線溶接金網の重ね継手部において、所定の重ね長さを保った状態で直交方向の鉄線を取り除けば、さらなるコストダウンを図ることができることを見出した。
【０００８】
さらに、前記重ね継手部を含む異形鉄線溶接金網全体にわたってコンクリートを打設して鉄筋コンクリート床スラブとすれば、前記重ね継手部において直交方向の鉄線を配置しなくても、異形鉄線の付着作用により継手強度を確保できるのみならず、長期荷重時のひび割れ幅を従来の場合よりも小さくできることを確認することができた。そこで、本出願人はこの工法を提案するに至った（特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【非特許文献】
【０００９】
【非特許文献１】鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説，第１６条（付着および継手），第１７条（定着），日本建築学会，１９９９年，ｐ．１７０−２０２
【特許文献】
【００１０】
【特許文献１】特開２００９−１８５５３２号公報（図１〜図３、図６）
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１１】
この異形鉄線溶接金網は、鉄筋コンクリート床スラブに適用するのを本旨としており、前記工法開発時において、発明者はそれ以外の場合に応用できることまでは認識していなかった。
【００１２】
その後、さらに鋭意研究を重ねていたところ、この異形鉄線溶接金網を鉄筋コンクリート床スラブ以外にも応用できる可能性を見出すに至った。すなわち、この異形鉄線溶接金網を単にコンクリート床スラブの補強要素として用いるのではなく、角波形のデッキプレートと組み合わせてデッキ合成スラブとすることにより、長期荷重時のひび割れおよび終局耐力など構造性能の面で優れており、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果があること、さらに、耐火性能を有することを合わせて確認することができ、本発明を完成させるに至ったものである。
【課題を解決するための手段】
【００１３】
本発明では、複数本の異形鉄線を格子状に配列し、各異形鉄線の交点を溶接して組み立てられた異形鉄線溶接金網をデッキプレートの上方に配置し、前記異形鉄線溶接金網と前記デッキプレートの全体にわたってコンクリートを打設して一枚のスラブとする。
【００１４】
このデッキ合成スラブを用いた場合には、ひび割れおよび終局耐力など構造性能の面で優れていて、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果がある。
【００１５】
異形鉄線溶接金網の重ね継手部において、所定の重ね長さを保った状態で直交方向の鉄線を取り除いたものとし、この異形鉄線溶接金網の前記重ね継手部をデッキプレートの中間支点上方に配置する。そして、前記重ね継手部を含む異形鉄線溶接金網と前記デッキプレートの全体にわたってコンクリートを打設して連続梁形式の一枚のスラブとすることが望ましい。
【００１６】
このデッキ合成スラブを用いた場合には、重ね継手なしの場合と同等以上のひび割れおよび終局耐力など構造性能の面で非常に優れていて、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果が高まる。
【００１７】
また、上記いずれかのデッキ合成スラブを用いた場合には、建築基準法第１章総則における第２条第７号（耐火構造）の規定に基づく認定に係る「防・耐火性能の試験・評価方法」に定める２時間の耐火性能の判定基準を満足する。
【００１８】
デッキプレート上方に配置される異形鉄線溶接金網の重ね継手部に、梁上補強筋を追加配置することが望ましい。この梁上補強筋が追加配置されていると、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果がさらに高まる。
【００１９】
デッキプレートの谷部分に、デッキプレートの長手方向に沿って耐火補強筋を追加配置することが望ましい。この耐火補強筋が追加配置されていると、設計荷重に対して、構造設計上、長期荷重時の要求性能を満足する。
【００２０】
異形鉄線は、JIS G 3532「鉄線」の記号SWM-Rに適合する鉄線であって、その外周面に所定方向に所定列のリブが形成されたものであることが望ましい。このような異形鉄線を用いた場合には、異形鉄線の付着作用がさらに増大するので、重ね継手部の付着破壊を完全に防止することができる。
【発明の効果】
【００２１】
請求項１記載のデッキ合成スラブによれば、ひび割れおよび終局耐力など構造性能の面で優れていて、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果がある。
【００２２】
また、請求項１記載のデッキ合成スラブによれば、建築基準法第１章総則における第２条第７号（耐火構造）の規定に基づく認定に係る「防・耐火性能の試験・評価方法」に定める２時間の耐火性能の判定基準を満足する。
【００２３】
請求項２記載のデッキ合成スラブによれば、重ね継手なしの場合と同等以上のひび割れおよび終局耐力など構造性能の面で非常に優れていて、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果が高まる。
【００２４】
また、請求項２記載のデッキ合成スラブによれば、建築基準法第１章総則における第２条第７号（耐火構造）の規定に基づく認定に係る「防・耐火性能の試験・評価方法」に定める２時間の耐火性能の判定基準を満足する。
【００２５】
請求項３記載のデッキ合成スラブによれば、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果がさらに高まる。
【００２６】
請求項４記載の発明によれば、設計荷重に対して、構造設計上、長期荷重時の要求性能を満足する。
【００２７】
請求項５記載の発明によれば、異形鉄線の付着作用がさらに増大し、重ね継手部の付着破壊を完全に防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２８】
【図１】異形鉄線溶接金網の重ね継手部を説明するための原理図である。
【図２】異形鉄線溶接金網を用いて重ね継手部とするに当っての一例を示す図であって、(a)は、右側に現われる異形鉄線溶接金網の縦方向の鉄線のみを取り除き、いわゆる片側の突き出し部のみを重ね継手部とする場合を、(b)は、左右両側に現われる異形鉄線溶接金網の縦方向の鉄線をいずれも取り除き、いわゆる両側の突き出し部を重ね継手部とする場合を示す。
【図３】重ね継手部において、直交方向の鉄線を取り除いた左右２枚の異形鉄線溶接金網の重ね方を例示する正面図である。
【図４】本発明において用いられる異形鉄線溶接金網の材料に形成されているリブの形状寸法を示す図で、(a)は正面図、(b)は(a)のＡ−Ａ線断面図、(c)は(a)のＢ−Ｂ線断面図である。
【図５】デッキプレートの一例を示す断面図で、各部の寸法を合わせて示す。
【図６】構造性能実験に用いる単純梁形式試験体の形状・寸法を示す図である。
【図７】構造性能実験に用いる連続梁形式試験体の形状・寸法を示す図である。
【図８】耐火性能実験に用いる単純梁形式試験体の形状・寸法を示す図である。
【図９】耐火性能実験に用いる連続梁形式試験体の形状・寸法を示す図である。
【図１０】使用材料試験片の形状・寸法をひずみゲージ貼付位置とともに示す図で、(a)は鉄線の形状・寸法を、(b)はデッキプレートの形状・寸法を示す。
【図１１】構造性能実験を行うのに用いる載荷装置の一例を示す図で、(a)は単純梁形式試験体に用いられる場合を、(b)は連続梁形式試験体に用いられる場合を示す。
【図１２】構造性能実験における変位量測定位置を示す図で、(a)は単純梁形式試験体の場合を、(b)は連続梁形式試験体の場合を示す。
【図１３】構造性能実験におけるひずみゲージ貼付位置を示す図で、（a）は単純梁形式試験体の場合を、(b)は連続梁形式試験体の場合を示す。
【図１４】Ｐ−δvc（荷重値−スパン中央のたわみ量）関係を表わすグラフである。
【図１５】Ｐ−ｗ（荷重値−ひび割れ幅）関係を表わすグラフである。
【図１６】Ｐ−εP（荷重値−デッキプレートに貼付した２枚のひずみゲージの読みの平均値）関係を表わすグラフである。
【図１７】Ｐ−δH（荷重値−試験体端部におけるデッキプレートとコンクリートのずれ量）関係を表わすグラフである。
【図１８】デッキ合成スラブの全等価断面二次モーメントの原理図である。
【図１９】デッキ合成スラブの有効等価断面二次モーメントの原理図である。
【図２０】３等分・２点集中荷重を受ける単純梁のたわみ量δvxを示す原理図である。
【図２１】１．５×設計荷重ＰD時におけるスパン中央および載荷点位置のたわみ分布の実験値と計算値とを示す図である。
【図２２】Ｐ−δvc（荷重値−両スパン中央のたわみ量）関係を表わすグラフである。
【図２３】支持点、中間支点、載荷点の位置を示す原理図である。
【図２４】Ｐ−ｗ（荷重値−ひび割れ幅）関係を表わすグラフである。
【図２５】Ｐ−εP（荷重値−左右スラブのデッキプレートに貼付した２枚のひずみゲージの読みの平均値）関係を表わすグラフである。
【図２６】Ｐ−δH（荷重値−試験体端部におけるデッキプレートとコンクリートのずれ量）関係を表わすグラフである。
【図２７】３等分・２点集中荷重を受ける１端固定・他端ピン支持梁のたわみ量δvxを示す原理図である。
【図２８】連続梁形式試験体の弾性域の応力状態を示す原理図である。
【図２９】連続梁形式試験体の崩壊機構を示す原理図である。
【図３０】１．５×設計荷重ＰD時におけるスパン中央および載荷点位置のたわみ分布の実験値と計算値とを表わすグラフと、載荷点、支持点、中間支点を示す原理図である。
【図３１】耐火性能実験を行うのに用いる載荷装置の一例を示す図で、(a)は単純梁形式試験体に用いられる場合を、(b)は連続梁形式試験体に用いられる場合を示す。
【図３２】試験体各部のたわみ量および各種温度測定位置を表わす図である。
【図３３】試験体（Ｆ−１）のたわみ量を表わすグラフである。
【図３４】試験体（Ｆ−２）のたわみ量を表わすグラフである。
【図３５】試験体（Ｆ−１）の裏面温度を表わすグラフである。
【図３６】試験体（Ｆ−２）の裏面温度を表わすグラフである。
【図３７】試験体（Ｆ−１）の鋼材温度を表わすグラフである。
【図３８】試験体（Ｆ−２）の鋼材温度を表わすグラフである。
【図３９】試験体（Ｆ−３）のたわみ量を表わすグラフである。
【図４０】試験体（Ｆ−４）のたわみ量を表わすグラフである。
【図４１】試験体（Ｆ−３）の裏面温度を表わすグラフである。
【図４２】試験体（Ｆ−４）の裏面温度を表わすグラフである。
【図４３】試験体（Ｆ−３）の鋼材温度を表わすグラフである。
【図４４】試験体（Ｆ−４）の鋼材温度を表わすグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００２９】
本発明を実施するための形態について、図面を参照しながら詳細に説明する。
本発明で用いることができる異形鉄線溶接金網１は、図１〜図３に示すように、複数本の異形鉄線１ａ，１ｂを格子状に配列し、各異形鉄線１ａ，１ｂの交点を溶接して組み立てられたもので、JIS G 3551（溶接金網及び鉄筋格子）に適合し、かつ、溶接点せん断強さを２５０Ｎ／ｍｍ２−全点保証−に特別管理して製造されたものである。なお、本明細書および図面においては、便宜上、図面符号１ａで示す異形鉄線を縦方向の異形鉄線、図面符号１ｂで示す異形鉄線を横方向の異形鉄線という。
【００３０】
前記異形鉄線溶接金網１に用いられる材料は、JIS G 3532「鉄線」の記号SWM-Rに適合する異形鉄線であり、線径は５ｍｍ（ＣＤ５）、５．５ｍｍ（ＣＤ５．５）、６ｍｍ（ＣＤ６）、７ｍｍ（ＣＤ７）、８ｍｍ（ＣＤ８）、９ｍｍ（ＣＤ９）、１０ｍｍ（ＣＤ１０）の７種類とすることができる。前記異形鉄線１ａ，１ｂの外周面には、複数列のリブ１ｃ，１ｃが形成されている。リブ１ｃの形状寸法を図４(a)、(b)、(c)に、また、リブ１ｃの投影面積係数を表１に表わす。リブの投影面積係数ｆrは、以下の式(1)から求めることができる。
なお、図４(b)は、図４(a)のＡ−Ａ線断面図、図４(c)は図４(a)のＢ−Ｂ線断面図である。
【００３１】
【表１】
2013185359.tif 000003
【００３２】
ｆr＝ｋ×ＦR×ｓｉｎβ／（π×ｄ×ｃ）            (1)
【００３３】
ここに、
ｋ ：リブの列の数
ＦR：１つのリブの平面投影面積（ｍｍ２）
β ：リブの傾き  （４５度以上）
ｄ ：公称線径
ｃ ：リブの間隔
【００３４】
また、異形鉄線１ａ，１ｂの諸量およびその許容差を、表２に示す。
【００３５】
【表２】
2013185359.tif 000004
【００３６】
このような異形鉄線１ａ，１ｂを格子状に配列し、各異形鉄線１ａ，１ｂの交点を溶接して組み立てられた左右２枚の異形鉄線溶接金網１，１の重ね継手部において、所定の重ね長さ（図１(a)，(c)および図２(a)，(b)参照）を保った状態で直交方向の鉄線（図１〜図３においては、右側に現われる異形鉄線溶接金網１の縦方向の鉄線）１ａを取り除く。
このようにすれば、左右２枚の異形鉄線溶接金網１，１を組み合わせて重ね継手部を有する溶接金網とすることができる。
【００３７】
一方、本発明で用いることができるデッキプレート２は、図５に示すように、角波形をした鋼板であって、山部分が平板部２ａとなっている。
【００３８】
そして、このデッキプレート２の平板部２ａの上方に前記溶接金網を配置し、その上からコンクリートを打ち込んで養生すると、デッキプレートを用いた一枚のデッキ合成スラブとすることができる。このデッキ合成スラブを用いた場合には、長期荷重時のひび割れおよび終局耐力など構造性能の面で優れており、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重時のスパン中央たわみ抑制効果が高まること、さらに、耐火性能を有することを見出した。
【００３９】
このデッキ合成スラブが長期荷重（鉛直荷重）時のひび割れおよび終局耐力などデッキ合成スラブの構造性能ならびに耐火性能を確認するために、以下の実験を行った。
【００４０】
Ａ．実験の説明
１．実験の概要
デッキ合成スラブの構造性能ならびに耐火性能を確認するために、以下の構造性能実験と耐火性能実験を行った。両実験の概要を表３に表わす。
【００４１】
２．試験体の説明
構造性能実験の試験体Ｓ−１〜Ｓ−４の形状・寸法を図６、図７に、耐火性能実験の試験体Ｆ−１〜Ｆ−４の形状・寸法を図８、図９に示す。
両実験の試験体の長さ、厚さ、加力位置および支持位置は同じとし、試験体の幅は、構造性能実験ではデッキプレート１枚分の６００ｍｍ、耐火性能実験では床梁炉の支持幅と同じ２０００ｍｍとする。
【００４２】
実験因子は、表３に示すように、両実験ともに、(a)デッキ合成スラブの支持形式、(b)溶接金網の継手の「有」・「無」であり、構造性能実験では、このほかに、梁上補強筋の「有」・「無」を追加した。なお、梁上補強筋とは、連続梁形式の支持梁上方に追加するコンクリートのひび割れ防止筋をいう。
【００４３】
【表３】
2013185359.tif 000005
【００４４】
３．異形鉄線溶接金網およびデッキ合成スラブの説明
表４に示すように、各試験体ともに、国土交通大臣認定による耐火２時間の仕様（合成スラブ工業会，「国土交通大臣認定・無被覆耐火構造床  合成スラブの設計・施工マニュアル」，平成１８年８月）と同様、溶接金網は線径６ｍｍ（ＣＤ６）で網目寸法１００×１００ｍｍの異形鉄線溶接金網とし、平板部２ａのコンクリート厚さは９０ｍｍとした。溶接金網の引張鉄筋比ｐtは、６×２８．３ｍｍ２／（６００ｍｍ×９０ｍｍ）＝０．３１％である。
【００４５】
【表４】
2013185359.tif 000006
【００４６】
連続梁形式の試験体における溶接金網の重ね継手位置は、中間支点の支持梁上方とし、溶接金網の重ね継手長さは、いずれも３５ｄ＝３５×６ｍｍ＝２１０ｍｍとした。ｄは異形鉄線の直径である。
なお、単純梁形式の試験体の場合、溶接金網の重ね継手は、スパン中央の曲げ圧縮側コンクリート内に配置され、デッキ合成スラブの終局耐力に影響を及ぼさないと考えられるので、継手なしの構造性能実験は省略した。
【００４７】
４．デッキプレートの説明
デッキプレートは、国土交通大臣認定による耐火２時間の仕様に適合した日鐵住金建材株式会社製の溝広タイプ〔EZ75-SDP2GA：JIS G 3552による種類の記号SDP2G（メッキあり：亜鉛付着量表記記号Z12）〕を使用した。なお、本実験に使用したデッキプレートの断面形状を図５に示すとともに、デッキプレート各部の寸法を合わせて示す。
【００４８】
表４に示した積載荷重は、国土交通大臣認定による下式の積載荷重（合成スラブ工業会，「国土交通大臣認定・無被覆耐火構造床  合成スラブの設計・施工マニュアル」，平成１８年８月）に基づいて定めた。
積載荷重＝５，４００×（３．４／ｌ）２かつ９，８００Ｎ／ｍ２以下
＝５，４００×（３．４／２．７）２＝８，５７０Ｎ／ｍ２
ここに、ｌ：試験体のスパン長
【００４９】
なお、ここに示すデッキ合成スラブの構造諸元は、日鐵住金建材株式会社の技術資料に示されたデッキ合成スラブの寸法諸元を用い、デッキ床設計規準（社団法人日本鉄鋼連盟編集，「デッキプレート床構造  設計・施工規準−２００４」，第Ｉ編「デッキプレートとコンクリートとのデッキ合成スラブ」，技報堂出版，２００４年，ｐ．３−７８）に示された算定式より求めた値である。
【００５０】
５．コンクリートの打設方法および養生方法の説明
コンクリートは、バケットを用いて試験体の中央部から端部に向けて打ち込み、高周波バイブレータ（直径３０ｍｍ）によって締め固めた。コンクリート上面は、打設終了から約２時間後より木片によってタンピングを行い、金ごて仕上げを行った。
【００５１】
コンクリート打設後、３日間は毎日コンクリート上面に水を噴霧し、その後、シート掛け養生(湿潤養生)を行い、さらに、４日間はシート掛け養生を継続して行った。その後、型枠脱型を行い、所定の場所に搬入し、実験日まで試験室内に静置した。
【００５２】
なお、耐火性能実験においては、試験体が気乾状態であることが要求されるため、コンクリート中の含水率を５％以下に抑えるよう強制乾燥を施し、実験実施前に試験室に搬入した。
【００５３】
Ｂ．使用材料の説明
両実験で使用した各種材料の試験結果を表５に示す。コンクリートを除く各種材料は、両実験ともに同一ロットとした。
【００５４】
１．異形鉄線溶接金網
本実験で使用した線径６ｍｍ（ＣＤ６）について、鉄線および溶接金網の引張試験を行った。溶接金網試験片の形状を図１０(a)に示す。試験片の数は、鉄線および溶接金網ともに各６本、試験片の長さは５００ｍｍとし、それぞれ３本はひずみゲージを貼付した。また、鉄線および溶接金網試験片は、本実験の試験体用の溶接金網と同一ロットとした。
表５(a)に、鉄線および溶接金網の引張試験結果を示す。
【００５５】
２．デッキプレート
本実験で使用したデッキプレートと同一ロットより切り出した試験片について、引張試験を行った。試験片（JIS Z 2201 による５号）の形状・寸法を図１０(b)に示す。試験片数は５枚とし、それぞれにひずみゲージを貼付した。
【００５６】
表５(b)に、デッキプレートの引張試験結果を示す。
【００５７】
３．コンクリート
表５(c)に、コンクリートの圧縮強度試験結果を示す。
【００５８】
４．耐火補強筋
本実験で使用した耐火補強筋と同一ロットの鉄筋について、引張試験を行った。試験片数は３本、試験片の長さは５００ｍｍとした。
表５(d)に、耐火補強筋の引張試験結果を示す。
【００５９】
【表５】
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【００６０】
Ｃ．構造性能実験の説明
１．実験方法の説明
構造性能実験を行うのに用いる載荷装置を、図１１に示す。
単純梁形式の場合には、図１１(a)に示すように、試験体両端部の支持梁上部をピン・ニードルローラー支持とし、連続梁形式の場合には、図１１(b)に示すように、試験体両端部の支持梁上部をピン・ニードルローラー支持、試験体中央部の支持梁上部をピン支持とした。単純梁形式および連続梁形式ともに、載荷はそれぞれ荷重分配ビームを介し、スパン長の１／３区間に鉛直荷重を加えた。
【００６１】
試験体各部の変位量を図１２に示す位置で測定するとともに、図１３に示すように、スパン中央のデッキプレート下面のひずみをひずみゲージを用いて測定した。実験中、コンクリートのひび割れ発生状況を観察し、適宜、主要なひび割れ幅を測定した。
載荷履歴は、両支持形式ともに、以下の１スパン当たりの設計荷重ＰDとその１．５倍の荷重を上限荷重としたそれぞれ３サイクルの片振り繰り返し載荷およびその後の単調漸増載荷とした。
１スパン当たりの設計荷重ＰDは、両支持形式ともに、以下の式(2)から算定した。
【００６２】
ＰD＝３ｗＬ・Ｂ・Ｌ／４                              (2)
【００６３】
ｗＬは積載荷重、Ｂは試験体幅、Ｌはスパン長であり、図６、図７および表４より、Ｂ＝６００ｍｍ、Ｌ＝２７００ｍｍおよびｗＬ＝８５７０Ｎ／ｍ２となるので、ＰD＝１０．４ｋＮとなる。
なお、上記式(2)は、デッキ床設計規準（社団法人日本鉄鋼連盟，「デッキプレート床構造  設計・施工規準−２００４」，第Ｉ編「デッキプレートとコンクリートとのデッキ合成スラブ」，技報堂出版，２００４年，ｐ．３−７８）の４．３（完成時の荷重に対する検討）に基づいて、単純梁形式の３等分・２点集中荷重による曲げモーメント（Ｍ＝Ｐ・Ｌ／６）と等分布荷重による曲げモーメント（Ｍ＝ｗ・Ｂ・Ｌ２／８）を等値して導出されるものである。
ここに、Ｐは１スパン当たりの荷重の総和、ｗは等分布荷重である。
【００６４】
２．構造性能実験結果と考察
（イ）単純梁形式の場合
(1)  荷重−変形の関係と破壊性状
Ｐ−δvc関係を図１４に示す。Ｐは荷重値であり、δvcはスパン中央のたわみ量である。図１４中には、実験中に観察された主な発生現象を記した。ひび割れ発生荷重Ｐcrはスパン中央側面下部に発生したひび割れを目視により確認した時点とした。また、設計荷重ＰD、１．５×ＰD、長期許容荷重ＰaLおよびＰD時のスパン中央たわみ量計算値δLより求めた剛性Ｋe（＝ＰD／δL）の計算値を合わせて示す。なお、ＰaLおよびＰD時のδLの算出方法を、以下の(5)構造性能の評価の項の(a)算定式のところで示す。
【００６５】
図１４より、デッキプレートひずみが０．１５×１０−３に到達した直後から剛性は緩やかに低下するとともに、長期許容荷重ＰaLに到達した直後のδvc＝３．８ｍｍ時にスパン中央側面下部に曲げひび割れが発生し、Ｐ＝７２ｋＮ（δvc＝１２．６ｍｍ）時にデッキプレートひずみが引張降伏ひずみに達した。
【００６６】
最大荷重はδvc＝４０．３ｍｍ時であり、δvc＝７０．４ｍｍで試験体上面のコンクリートに圧壊が生じた。最大荷重後、緩やかに荷重は低下したが、δvc＝１００ｍｍ到達時でも最大荷重の９０％程度の荷重を保持した。
【００６７】
実験終了後の試験体端部におけるコンクリートとデッキプレートのずれ量は、１０ｍｍ程度、試験体の純曲げ区間に生じたひび割れの平均間隔ｌaveは７５ｍｍ、高さは１３５ｍｍ程度で、デッキ合成スラブの全せい（１６５ｍｍ）の０．８２倍となった。
【００６８】
(2)  ひび割れ進展状況
ひび割れ幅の各段階の測定結果を表６に、Ｐ−ｗ関係を図１５に示す。ｗは試験体のスパン中央側面下部に生じたひび割れの中で最も早期に増大したひび割れ幅である。
表６および図１５より、ひび割れは長期許容荷重ＰaLに到達した直後に生じ、ほぼ最大荷重付近である１００ｋＮ時でも０．２ｍｍ以下に止まった。
【００６９】
【表６】
2013185359.tif 000008
【００７０】
(3)  デッキプレートひずみ
Ｐ−εP関係を図１６に示す。ここに、εPは、図１３(a)に示すデッキプレートのスパン中央部底面に貼付した２枚のひずみゲージの読みの平均値である。図１６中には、デッキプレートひずみが０．１５×１０-３時（Ｐ150）、降伏ひずみ到達時（Ｐpy）、曲げひび割れ発生時（Ｐcr）を併記した。
図１６からも明らかなように、デッキプレートひずみは、１．５×ＰD時に０．１５×１０-３程度に達し、曲げひび割れ発生時に０．４５×１０-３程度となった。
【００７１】
(4)  試験体端部におけるデッキプレートとコンクリートのずれ量
Ｐ−δH関係を図１７に示す。ここに、δHは、試験体端部におけるデッキプレートとコンクリートのずれ量である。図１７中には、デッキプレートのひずみが０．１５×１０-３時（Ｐ150）、降伏ひずみ到達時（Ｐpy）、曲げひび割れ発生時（Ｐcr）、ずれ量０．０２ｍｍ到達時を併記した。
図１７からも明らかなように、デッキプレートのスパン中央部底面が降伏ひずみに到達した後、デッキプレートとコンクリートにずれが生じ、その後、荷重の増大に伴い、ずれ量も増加した。
【００７２】
(5)  構造性能についての評価
(a)  算定式
単純梁形式試験体の設計荷重ＰD時におけるスパン中央たわみ量δL、１スパン当たりのひび割れ発生荷重Ｐcr、長期許容荷重ＰaLおよび終局耐力Ｐuは、それぞれ式(4)、式(7)、式(10)、式(15)より求めることができる。
その際、コンクリートのヤング係数Ｅcおよび圧縮強度σBは材料試験結果による値、コンクリートの長期許容圧縮応力度ｆcはσB／３、コンクリートの曲げ引張強度σctはＲＣ構造計算規準（日本建築学会，「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」，第８条，１９９９年，ｐ．５１−６９）に示された計算値〔下式(3)〕とし、コンクリートに対する鋼のヤング係数比ｎは材料試験結果によるコンクリートのヤング係数Ｅcを用いて求めた値とした。
【００７３】
【数３】
2013185359.tif 000009
【００７４】
また、デッキプレート（SDP2GA）の長期許容引張応力度ｆtは２３５／１．５（Ｎ／ｍｍ２）、耐火補強筋（SD295A）の長期許容引張応力度ｆrtは２１５（Ｎ／ｍｍ２）とし、デッキプレートの降伏強度σsyおよび耐火補強筋の降伏強度σryは、材料試験結果による値とした。
【００７５】
(1) スパン中央たわみ量δLおよび支点からｘにおけるたわみ量δvx
スパン中央のたわみ量δLは、下式(4)で求めることができる（ティモシェンコ著，「材料力学（上巻）」，第５章  「横荷重を受けるはりのたわみ」，ｐ．８０−８２，ｐ．９０，第６章  「曲げの不静定問題」，コロナ社，１９５５年，ｐ．１０３−１０４）。
【００７６】
δL＝２３Ｐ・Ｌ３／（１２９６ＥI）                    (4)
【００７７】
ここに、Ｐ：１スパン当たりの荷重の総和
Ｌ：スパン長
ＥI：デッキ合成スラブの曲げ剛性
【００７８】
デッキ合成スラブの曲げ剛性ＥIは、下式(5)のＥI1またはＥI2とする。
【００７９】
ＥI1＝Ｅc・ｆＩ  ，  ＥI2＝Ｅs・cＩn／ｎ          (5)
【００８０】
ここに、Ｅc：コンクリートのヤング係数（材料試験結果）
ｆＩ：デッキ合成スラブの全等価断面二次モーメント（図１８参照）
Ｅs（＝２０５ｋＮ／ｍｍ２）：鋼のヤング係数
ｎ：コンクリートに対する鋼のヤング係数比（＝Ｅc／Ｅsとする）
cＩn：デッキ合成スラブの有効等価断面二次モーメント（図１９参照）
【００８１】
一方、支点からｘにおけるたわみ量δvxは、式(6)で求めることができる（ティモシェンコ著，「材料力学（上巻）」，第５章  「横荷重を受けるはりのたわみ」，ｐ．８０−８２，ｐ．９０，第６章  「曲げの不静定問題」，コロナ社，１９５５年，ｐ．１０３−１０４）（図２０参照）。
なお、ｘ＝Ｌ／２として式(6)より求めたδvxは、式(4)によるδLと一致する。
【００８２】
（０≦ｘ≦Ｌ／３の時）
δvx1＝｛Ｐ・ｘ／（３６・ＥI）｝・（２・Ｌ２−３ｘ２）
（Ｌ／３≦ｘ≦２Ｌ／３の時）
δvx2＝｛Ｐ・ｘ／（３６・ＥI）｝・（２・Ｌ２−３ｘ２）
＋｛Ｐ／（１２・ＥI）｝・（ｘ−Ｌ／３）３                        (6)
（２Ｌ／３≦ｘ≦Ｌの時）
δvx3＝｛Ｐ・ｘ／（３６・ＥI）｝・（２・Ｌ２−３ｘ２）
＋｛Ｐ／（１２・ＥI）｝・｛（ｘ−Ｌ／３）３＋（ｘ−２Ｌ／３）３｝
【００８３】
(2) １スパン当たりのひび割れ発生荷重Ｐcr
Ｐcr＝６（正Ｍcr−正Ｍd）／Ｌ                            (7)
【００８４】
正Ｍcr＝cＺeo・σct  ，  cＺeo＝ｆI／（Ｄ−ｆＸn）       (8)
【００８５】
正Ｍd＝ｗｄ・Ｂ・Ｌ２／８                                 (9)
【００８６】
ここに、正Ｍcr：正曲げによるひび割れ発生モーメント
cＺeo：デッキ合成スラブの下端コンクリートに対する全等価断面係数
Ｄ：デッキ合成スラブの全せい
ｆＸn：デッキ合成スラブの全等価断面のコンクリート上端から中立軸までの距離
Ｂ：デッキ合成スラブの全幅
σct：コンクリートの曲げ引張強度
正Ｍd：スラブ自重による正曲げモーメント
ｗｄ：スラブ自重による等分布荷重
【００８７】
(3) １スパン当たりの長期許容荷重ＰaL
ＰaL＝６（正ＭaL−正Ｍd）／Ｌ                            (10)
【００８８】
正ＭaL＝ｍｉｎ（正ＭaL1，正ＭaL2）                       (11)
【００８９】
正ＭaL1＝cＺc・ｆc                                       (12)
【００９０】
正ＭaL2＝cＺt・ｆt ＋ ｎｒ・ａｒ・ｆrt・ｊｒ             (13)
【００９１】
cＺc＝cＩn／Ｘn  ，  cＺt＝cＩn／ｎ（Ｄ−Ｘn）           (14)
【００９２】
ここに、正ＭaL：正曲げによる長期許容曲げモーメント
正ＭaL1：コンクリートの長期許容圧縮応力度で決定する正曲げモーメント
正ＭaL2：デッキプレートの長期許容引張応力度で決定する正曲げモーメント
Ｘn：デッキ合成スラブの有効等価断面のコンクリート上端から中立軸までの距離
ｆc：コンクリートの長期許容圧縮応力度（σB／３とする）
σB：コンクリートの圧縮強度(材料試験結果)
ｆt：デッキプレートの長期許容引張応力度
ｎｒ，ａｒ：耐火補強筋の本数および断面積
ｆrt：耐火補強筋の長期許容引張応力度
ｊｒ：耐火補強筋に対する応力中心距離（＝（７／８）ｄｒとする）
ｄｒ：耐火補強筋に対する有効せい
【００９３】
(4) １スパン当たりの終局耐力Ｐu
Ｐu＝６（正Ｍu−正Ｍd）／Ｌ                                  (15)
【００９４】
正Ｍu＝ｍｉｎ（正Ｍu1 ，正Ｍu2）                             (16)
【００９５】
正Ｍu1＝cＺc・σB                                            (17)
【００９６】
正Ｍu2＝cＺt・σsy  ＋  ０．９ｎｒ・ａｒ・σry・ｄｒ         (18)
【００９７】
ここに、正Ｍu：デッキ合成スラブの正曲げ終局モーメント
正Ｍu1：コンクリートの圧縮強度で決定する正曲げ終局モーメント
正Ｍu2：デッキプレートの降伏強度で決定する正曲げ終局モーメント
σsy：デッキプレートの降伏強度
σry：耐火補強筋の降伏強度
【００９８】
(b)  構造性能についての検討結果
単純梁形式試験体の構造性能についての検討結果を、表７に示す。
【００９９】
【表７】
2013185359.tif 000010
【０１００】
(1)  スパン中央のたわみ量
設計荷重ＰD時のスパン中央たわみ量の実験値(δL)tは、合成スラブの全等価断面二次モーメントｆIより求めた計算値(ＥI1)と有効等価断面二次モーメントcＩnより求めた計算値(ＥI2)のほぼ中間になった（表７(a)参照）。
また、たわみスパン比(δL)t／Ｌは、１／２９７０であり、ＲＣ規準（小柳光生、堀長生、津田和明、丹羽博則、藤田佳広、藤井彰人，「防水層を内蔵した合成スラブ工法の開発」，大林組技術研究所報，Ｎｏ．７１，２００７年，ｐ．１−８）に示されたＲＣ床スラブの限界値１／２５０と比べて小さな値である。
なお、表７(a)中には、長期許容荷重ＰaL時のスパン中央たわみ量の実験値(δaL)tおよび計算値を併記した。これによると、(δaL)tはＥI2を用いた計算値(δaL)cと同程度である。
【０１０１】
(2)  たわみ分布
１．５×設計荷重ＰD時におけるスパン中央および載荷点位置のたわみ分布の実験値と計算値を、図２１に示す。図２１によると、１．５×ＰD時のたわみ分布の実験値は、ＥI２を用いた計算値と概ね一致する。
【０１０２】
(3)  ひび割れ発生荷重
１スパン当たりのひび割れ発生荷重実験値(Ｐcr)t（＝３０．０ｋＮ）は、スパン中央のコンクリート側面下部でひび割れを目視により確認した時の値であり、計算値(Ｐcr)cの３．１倍である。
このように、ひび割れ発生荷重実験値が計算値よりも著しく増大したのは、デッキプレートとコンクリートとの付着抵抗に起因すると考えられる。実験結果によるひび割れ発生荷重時におけるスパン中央のデッキプレートひずみの測定値は、０．４８×１０-３であり、材料試験より求まるコンクリートの引張強度時ひずみ（０．１５×１０-３）の３．２倍である。
【０１０３】
(4)  長期許容荷重と終局耐力
１スパン当たりの長期許容荷重ＰaL(２９．７ｋＮ)は、設計荷重ＰD(１０．４ｋＮ)の２．９倍、最大荷重実験値Ｐmax(１１２ｋＮ)の（１／３．８）倍であり、最大荷重実験値Ｐmaxは、終局耐力計算値Ｐuの１．２倍である。
【０１０４】
これらによると、単純梁形式の場合において、設計荷重ＰDは、長期許容荷重ＰaLおよび終局耐力計算値Ｐuと比較して控え目な値であり、終局耐力計算値Ｐuは、最大荷重実験値Ｐmaxと比較して安全側に評価されている。
【０１０５】
一方、デッキプレートの効果を無視し、耐火補強筋のみを考慮した場合、長期許容荷重ＰaLおよび終局耐力計算値Ｐuは、以下の値となる。
ＰaL＝１６．１ｋＮ  ，  Ｐu＝２９．９ｋＮ
【０１０６】
これらの値は、設計荷重ＰDの１．５倍および２．９倍である。したがって、正曲げについては、耐火補強筋のみによる曲げ耐力としても、設計荷重ＰDに対して、構造設計上、長期荷重時の要求性能を満足する可能性がある。
【０１０７】
（ロ）連続梁形式の場合
(1)  荷重−変形の関係と破壊性状
Ｐ−δvc関係を図２２に示す。Ｐは荷重値であり、δvcは両スパン中央のたわみ量である。図２２中には、実験中に観察された主な発生現象を表わした。ひび割れ発生荷重Ｐcr−は中間支点上面に、Ｐcr＋はスパン中央側面下部にひび割れが発生した時点とした。
また、設計荷重ＰD、１．５×ＰD、長期許容荷重ＰaLおよび設計荷重ＰD時のスパン中央たわみ量計算値δLより求めた剛性Ｋe（ＰD／δL）の計算値を合わせて示す。ＰaLおよびＰD時のδLの算出方法を、前記（イ）単純梁形式の場合における、(5)構造性能の評価の(a)算定式のところに示す。
【０１０８】
なお、図２３に、支持点、中間支点、載荷点の位置をそれぞれ示す。
【０１０９】
(a) 長期許容荷重ＰaL時まで
図２２より、中間支点上面のひび割れ(Ｐcr−)は、試験体Ｓ−２およびＳ−３では設計荷重ＰD以前のδvc＝０．３〜０．４ｍｍ時、試験体Ｓ−４では１．５×ＰD以前のδvc＝０．５ｍｍ時に生じた。その後、δvc＝１．０〜１．３ｍｍ時に、すべての試験体でデッキプレートひずみが０．１５×１０-３となり、剛性は緩やかに低下した。
スパン中央側面下部のひび割れ(Ｐcr＋)は、試験体Ｓ−２およびＳ−３では長期許容荷重ＰaL時付近、試験体Ｓ−４ではデッキプレートひずみが０．１５×１０-３時に達するとほぼ同時に生じた。
【０１１０】
中間支点上面に生じたひび割れの発生荷重およびデッキプレートひずみが０．１５×１０-３に達した時の荷重は、重ね継手なし試験体Ｓ−２、重ね継手あり試験体Ｓ−３、梁上補強筋あり試験体Ｓ−４の順に高い。すなわち、中間支点上に、溶接金網の継手または梁上補強筋を配置することで、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重ＰD時のスパン中央たわみ抑制効果が高まった。
【０１１１】
(b) 長期許容荷重ＰaL〜δvc＝６０ｍｍ時まで
図２２より、δvc＝１０〜１３ｍｍでデッキプレートひずみが引張降伏ひずみに達した後、剛性の低下が見られ、δvc＝２１〜２５ｍｍで最大荷重となった。最大荷重時またはその直後に、各試験体ともに、中間支点上の溶接金網（鉄線）が破断し、荷重は低下したが、最大荷重時の９０％程度の荷重を保持した。また、試験体Ｓ−２ではδvc＝６０ｍｍ、試験体Ｓ−３ではδvc＝５０ｍｍで試験体上面のコンクリートに圧壊が生じ、試験体Ｓ−４では生じなかった。
【０１１２】
(c) 実験終了後の状況
実験終了後、各試験体を調べてみると、試験体Ｓ−２では中間支点直上、試験体Ｓ−３では重ね継手端部、試験体Ｓ−４では梁上補強筋端部で生じたひび割れが最も進展したことがうかがえた。また、重ね継手あり試験体Ｓ−３および梁上補強筋あり試験体Ｓ−４では、重ね継手端部および梁上補強筋端部のひび割れが、支持鉄骨梁フランジ隅角部まで進展していた。
【０１１３】
最大荷重付近で生じた鉄線破断の位置は、試験体Ｓ−２では試験体中央、試験体Ｓ−３では重ね継手端部、試験体Ｓ−４では梁上補強筋端部であった。
スパン中央側面下部に生じたひび割れの平均間隔および高さは、各試験体間で大きな違いは見られず、ひび割れの平均間隔ｌaveは１００〜１２９ｍｍ、高さは１３５ｍｍであった。
【０１１４】
(2)  ひび割れ進展状況
ひび割れ幅の各段階の測定結果を表８に、Ｐ−ｗ関係を図２４に示す。ひび割れ幅ｗは、中間支点上面およびスパン中央側面下部に生じたひび割れの中で、それぞれ最も早期に増大したひび割れの測定値である。図２４中には、設計荷重ＰD、１．５×ＰD、長期許容荷重ＰaLおよびひび割れ幅ｗ＝０．２ｍｍ時を併記した。
表８および図２４より、中間支点上面のひび割れ幅は、重ね継手なし試験体Ｓ−２、重ね継手あり試験体Ｓ−３、梁上補強筋あり試験体Ｓ−４の順に減少し、スパン中央側面下部のひび割れ幅は、上記各試験体の順に増大した。
【０１１５】
【表８】
2013185359.tif 000011
【０１１６】
(a) 中間支点上面のひび割れ：Ｐcr−
中間支点上面のひび割れ幅は、重ね継手なし試験体Ｓ−２が最も増大し、１．５×ＰD時に０．２ｍｍ程度に達した。梁上補強筋あり試験体Ｓ−４では、他の２体と比べ、長期許容荷重ＰaL付近までひび割れ幅の進展が抑制されている。
【０１１７】
(b) スパン中央側面下部のひび割れ：Ｐcr＋
スパン中央側面下部のひび割れ幅は、梁上補強筋あり試験体Ｓ−４が最も増大したが、０．２ｍｍ到達時の荷重値は、長期許容荷重ＰaLのほぼ２倍である６０ｋＮであった。
【０１１８】
(3)  デッキプレートひずみ
Ｐ−εP関係を図２５に示す。εPは図１３(b)に示す左右スラブのデッキプレートのスパン中央部底面に貼付した２枚のひずみゲージの読みの平均値であり、左右スラブの最大荷重の大きい方の値である。図２５中には、デッキプレートひずみが０．１５×１０-３時（Ｐ150）、曲げひび割れ発生時(Ｐcr−，Ｐcr＋)を併記した。
図２５からもわかるように、デッキプレートひずみは、設計荷重時ＰD時で０．０５〜０．０７×１０-３程度、１．５×ＰD時で０．１０〜０．１２×１０-３程度、長期許容荷重ＰaL時で０．２８〜０．３０×１０-３程度であった。１．５×ＰD時までは、重ね継手なし試験体Ｓ−２、重ね継手あり試験体Ｓ−３、梁上補強筋あり試験体Ｓ−４の順に、ひずみがわずかに小さくなった。
【０１１９】
(4)  試験体端部におけるデッキプレートとコンクリートとのずれ量
Ｐ−δH関係を図２６に示す。δHは試験体端部におけるデッキプレートとコンクリートのずれ量である。図２６中には、デッキプレートひずみが０．１５×１０-３時（Ｐ150）、降伏ひずみ到達時(ＰPy)、曲げひび割れ発生時(Ｐcr)、ずれ量０．０２ｍｍ到達時を併記した。
図２６より、デッキプレートのスパン中央底面が降伏ひずみに到達する前後で、デッキプレートとコンクリートにずれが生じ、その後、荷重の増大に伴ってずれ量も増加した。また、ずれ量０．０２ｍｍ到達時の荷重は、７５〜８０ｋＮ程度（試験体Ｓ−４のＥ側スパンのδHを除く）であり、溶接金網の継手の有無による有意な差は見られなかった。
【０１２０】
(5)  構造性能についての評価
(a)  算定式
連続梁形式試験体の設計荷重ＰD時におけるスパン中央たわみ量δL、１スパン当たりのひび割れ発生荷重Ｐcr、長期許容荷重ＰaLおよび終局耐力Ｐuは、それぞれ式(19)、式(21)、式(24)、式(27)より求めることができる。
【０１２１】
その際、単純梁試験体の場合と同様、コンクリートのヤング係数Ｅcおよび圧縮強度σBは材料試験結果による値、コンクリートの長期許容圧縮応力度ｆcはσB／３、コンクリートの曲げ引張強度σctはＲＣ構造計算規準（日本建築学会，「鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説」，第８条，１９９９年，ｐ．５１−６９）に示された計算値〔下式(3)〕とし、コンクリートに対する鋼のヤング係数比ｎは、材料試験結果によるコンクリートのヤング係数Ｅcを用いて求めた値とした。
【０１２２】
【数３】
2013185359.tif 000012
【０１２３】
また、デッキプレート（SDP2G）の長期許容引張応力度ｆtは２３５／１．５（Ｎ／ｍｍ２）、溶接金網の長期許容引張応力度ｆwtは１９５（Ｎ／ｍｍ２）とし、デッキプレートの降伏強度σsyおよび溶接金網の降伏強度σwyは、材料試験結果による値とした。
【０１２４】
(1) スパン中央たわみ量δLおよび支点からｘにおけるたわみ量δvx
スパン中央のたわみ量δLは、下式(19)で求めることができる（ティモシェンコ著，「材料力学（上巻）」，第５章  「横荷重を受けるはりのたわみ」，ｐ．８０−８２，ｐ．９０，第６章  「曲げの不静定問題」，コロナ社，１９５５年，ｐ．１０３−１０４）。
【０１２５】
δL＝１９Ｐ・Ｌ３／（２５９２ＥI）                    (19)
【０１２６】
ここに、Ｐ：１スパン当たりの荷重の総和
Ｌ：スパン長
ＥI：デッキ合成スラブの曲げ剛性
【０１２７】
デッキ合成スラブの曲げ剛性ＥIは、単純梁形式と同様、下式(5)のＥI1またはＥI2とする。
【０１２８】
ＥI1＝Ｅc・ｆＩ  ，  ＥI2＝Ｅs・cＩn／ｎ          (5)
【０１２９】
ここに、Ｅc：コンクリートのヤング係数（材料試験結果）
ｆＩ：デッキ合成スラブの全等価断面二次モーメント（図１８参照）
Ｅs（＝２０５ｋＮ／ｍｍ２）：鋼のヤング係数
ｎ：コンクリートに対する鋼のヤング係数比（＝Ｅc／Ｅsとする）
cＩn：デッキ合成スラブの有効等価断面二次モーメント（図１９参照）
【０１３０】
一方、支点からｘにおけるたわみ量δvxは、式(20)で求めることができる（ティモシェンコ著，「材料力学（上巻）」，第５章  「横荷重を受けるはりのたわみ」，ｐ．８０−８２，ｐ．９０，第６章  「曲げの不静定問題」，コロナ社，１９５５年，ｐ．１０３−１０４）（図２７参照）。
なお、ｘ＝Ｌ／２として式(20)より求めたδvxは、式(19)によるδLと一致する。
【０１３１】
（０≦ｘ≦Ｌ／３の時）
δvx1＝｛Ｐ・ｘ／（３２４・ＥI）｝・（９・Ｌ２−１８・ｘ２）
（Ｌ／３≦ｘ≦２Ｌ／３の時）
δvx2＝｛Ｐ・ｘ／（３２４・ＥI）｝・（９・Ｌ２−１８・ｘ２）
＋｛Ｐ／（１２・ＥI）｝・（ｘ−Ｌ／３）３               (20)
（２Ｌ／３≦ｘ≦Ｌの時）
δvx3＝｛Ｐ・ｘ／（３２４・ＥI）｝・（９・Ｌ２−１８・ｘ２）
＋｛Ｐ／（１２・ＥI）｝・｛（ｘ−Ｌ／３）３＋（ｘ−２Ｌ／３）３｝
【０１３２】
(2) １スパン当たりのひび割れ発生荷重Ｐcr
Ｐcr＝６（負Ｍcr−負Ｍd）／Ｌ                           (21)
【０１３３】
負Ｍcr＝Ｚcu・σct                                      (22)
【０１３４】
負Ｍd＝ｗｄ・Ｂ・Ｌ２／８                                (23)
【０１３５】
ここに、負Ｍcr：負曲げによるひび割れ発生モーメント
負Ｍd：デッキ合成スラブ自重による負曲げモーメント
Ｚcu：デッキ合成スラブの上端コンクリート断面係数
【０１３６】
デッキ合成スラブの上端コンクリート断面係数Ｚcuは、下記のＺcu1またはＺcu2とする。
Ｚcu1＝ｆI／ｆＸn  ，  Ｚcu2＝ｆIo／ｆＸno
【０１３７】
ここに、ｆIo：デッキ合成スラブのコンクリート全断面二次モーメント
ｆＸno：デッキ合成スラブのコンクリート全断面の上端から中立軸までの距離
【０１３８】
連続梁形式試験体の１スパン当たりのひび割れ発生荷重Ｐcrの算定式〔式(21)〕は、中間支点上部の上端コンクリートが曲げ引張強度に達した時の荷重として導出した（図２８参照）。
【０１３９】
(3) １スパン当たりの長期許容荷重ＰaL
ＰaL＝６（正ＭaL＋２負ＭaL）／Ｌ−Ｐd                     (24)
【０１４０】
負ＭaL＝ｎw・ａw・ｆwt・ｊw                               (25)
【０１４１】
Ｐd＝３ｗd・Ｂ・Ｌ／４                                   (26)
【０１４２】
ここに、正ＭaL：正曲げによる長期許容曲げモーメント
（耐火補強筋を無視し、前記式(11)より求める。）
負ＭaL：負曲げによる長期許容曲げモーメント
ｎw ，ａw：溶接金網の本数および断面積
ｆwt：溶接金網の長期許容引張応力度（＝１９５Ｎ／ｍｍ２）
ｊw：溶接金網に対する応力中心距離（＝（７／８）ｄwとする）
ｄw：溶接金網に対する有効せい
Ｐd：デッキ合成スラブ自重による等価荷重
ｗd：デッキ合成スラブ自重による等分布荷重
【０１４３】
１スパン当たりの長期許容荷重ＰaLの算定式〔式(24)〕は、次項に示す終局耐力Ｐuと同様の抵抗機構を仮定して導出した。
【０１４４】
なお、連続梁試験体の中間支点の曲げモーメントＭcは、弾性域での釣り合い式より、等分布荷重の場合Ｍc＝ｗ・Ｂ・Ｌ２／８、３等分・２点集中荷重の場合Ｍc＝Ｐ・Ｌ／６となるので、デッキ合成スラブ自重による等価荷重Ｐdは式(26)で求めることができる。
【０１４５】
(4) １スパン当たりの終局耐力Ｐu
Ｐu＝（６正Ｍu＋２負Ｍu）／Ｌ − Ｐd                         (27)
【０１４６】
負Ｍu＝０．９ｎw・ａw・σwy・ｄw                             (28)
【０１４７】
ここに、正Ｍu：デッキ合成スラブの正曲げ終局モーメント
（耐火補強筋を無視し、前記式(16)より求める。）
負Ｍu：デッキ合成スラブの負曲げ終局モーメント
σwy：溶接金網の降伏強度
【０１４８】
式(27)右辺の第１項は、図２９に示す崩壊機構を仮定して求めた終局耐力である。
【０１４９】
なお、崩壊機構を仮定した連続梁形式試験体の終局耐力については、図２９に示す点Ａと点Ｃに降伏ヒンジが形成されると仮定すると、
−Ｍc＝Ｒo・Ｌ−｛（Ｐ・Ｌ／３）＋（Ｐ・Ｌ／６）｝
＝（Ｒo−Ｐ／２）・Ｌ                                              (29)
Ｒo＝（Ｐ／２）−（Ｍc／Ｌ）                                          (30)
また、Ｍa＝Ｍao＋Ｍc／３＝Ｒo・Ｌ／３＝｛（Ｐ／２）−（Ｍc／Ｌ）｝・Ｌ／３  (31)
Ｐ＝（６Ｍa＋２Ｍc）／Ｌ                                            (32)
となるので、Ｍa＝正Ｍu、Ｍc＝負Ｍuとすると、式(27)の右辺の第１項が得られる。
【０１５０】
ここに、Ｍa ，Ｍc：点Ａおよび点Ｃの曲げモーメント
Ｍao：単純梁とした時の点Ａの曲げモーメント
【０１５１】
(b)  構造性能についての検討結果
連続梁形式試験体の構造性能についての検討結果を、表９に示す。
【０１５２】
【表９】
2013185359.tif 000013
【０１５３】
表９中に示す１スパン当たりのひび割れ発生荷重実験値(Ｐcr)tは、中間支点上方のコンクリート上面でひび割れを目視により確認した時の値であり、設計荷重ＰD時のスパン中央たわみ量実験値(δL)tおよび最大耐力実験値Ｐmaxは、それぞれ左右スパンでの値の大きい方である。
なお、１スパン当たりの長期許容荷重ＰaLおよび終局耐力計算値Ｐuは、すべて重ね継手なし試験体の場合と同じとした。
【０１５４】
表９によると、ひび割れ発生荷重実験値(Ｐcr)tは、重ね継手なし試験体Ｓ−２、重ね継手あり試験体Ｓ−３、梁上補強筋あり試験体Ｓ−４の順に増大し、スパン中央たわみ量実験値(δL)tは、上記各試験体の順に減少した。すなわち、中間支点上方において重ね継手を配置すると、重ね継手なしの場合と比べ、ひび割れ発生荷重の増大効果および設計荷重ＰD時のスパン中央たわみ抑制効果が高まり、梁上補強筋を追加すると、両効果はさらに高まる結果が得られた。
【０１５５】
(1)  スパン中央のたわみ量
設計荷重ＰD時のスパン中央たわみ量実験値(δL)tは、ＥI2＝（Ｅs・cＩn／ｎ）を用いた計算値(δL)cの０．９〜１．４倍程度となり、長期許容荷重ＰaL時では計算値(δL)cの１．６〜１．８倍と大きい。
また、設計荷重ＰD時のたわみスパン比(δL)t／Ｌは、１／４２４０〜１／６３８０、長期許容荷重ＰaL時のたわみスパン比(δaL)t／Ｌは、１／１２２０〜１／１３６０であり、ＲＣ規準（小柳光生、堀長生、津田和明、丹羽博則、藤田佳広、藤井彰人，「防水層を内蔵した合成スラブ工法の開発」，大林組技術研究所報，Ｎｏ．７１，２００７年，ｐ．１−８）に示されたＲＣ床スラブの限界値１／２５０と比べて著しく小さい。
【０１５６】
(2)  たわみ分布
１．５×設計荷重ＰD時におけるスパン中央および載荷点位置のたわみ分布の実験値と計算値を、図３０に示す。図３０によると、１．５×ＰD時におけるたわみ分布は、重ね継手あり試験体Ｓ−３および梁上補強筋あり試験体Ｓ−４では、実験値と計算値は概ね一致した。
【０１５７】
(3)  ひび割れ発生荷重
ひび割れ発生荷重実験値(Ｐcr)tは、重ね継手なし試験体Ｓ−２では、合成スラブのコンクリート全断面係数Ｚcu2を用いた計算値に近く、重ね継手あり試験体Ｓ−３および梁上補強筋あり試験体Ｓ−４では、合成スラブの全等価断面係数Ｚcu1を用いた計算値に近い。
【０１５８】
(4)  長期許容荷重と終局耐力
１スパン当たりの長期許容荷重ＰaLは、設計荷重ＰD(１０．４ｋＮ)の２．７倍、最大荷重実験値Ｐmaxの（１／３．５）倍程度であり、最大荷重実験値Ｐmaxは、終局耐力計算値Ｐuの１．４倍程度である。
【０１５９】
これらによると、連続梁形式の場合にも、設計荷重ＰDは、長期許容荷重ＰaLおよび終局耐力計算値Ｐuと比較して控え目な値であり、終局耐力計算値Ｐuは、最大荷重実験値Ｐmaxと比較して安全側に評価されている。
【０１６０】
また、設計荷重ＰDに対する長期許容荷重ＰaLの比は、単純梁形式試験体よりも小さく、最大荷重実験値Ｐmaxに対する終局耐力計算値Ｐuの比は、単純梁形式試験体よりも大きい。
【０１６１】
一方、単純梁形式の場合と同様、耐火補強筋を配置し、デッキプレートの効果を無視したとすると、長期許容荷重ＰaLおよび終局耐力計算値Ｐuは、以下の値となる。
ＰaL＝１９．０ｋＮ  ，  Ｐu＝３８．５ｋＮ
【０１６２】
これらの値は、設計荷重ＰDの１．８倍および３．７倍である。したがって、連続梁形式の場合にも、単純梁形式と同様、耐火補強筋を配置すれば、デッキプレートの効果を期待しなくても、設計荷重ＰDに対して、構造設計上、長期荷重時の要求性能を満足する可能性があると思われる。
【０１６３】
３．構造性能についてのまとめ
以上の実験から、両形式（単純梁形式および連続梁形式）の試験体について、以下の事項を確認することができた。
【０１６４】
（単純梁形式試験体）
(1)  設計荷重ＰD（１０．４ｋＮ）時には、ひび割れは発生せず、たわみスパン比(δL)t／Ｌは１／２９７０となった。
(2)  最大荷重実験値Ｐmaxは１１２ｋＮであり、設計荷重ＰDの１１倍程度、かつ、終局耐力計算値Ｐu（９１．７ｋＮ）の１．２倍となった。
(3)  スパン中央のコンクリート側面下部で目視により確認できたひび割れ発生荷重は３０．０ｋＮであり、前記式(10)による長期許容荷重計算値ＰaL（２９．７ｋＮ）とほぼ等しく、設計荷重ＰDの２．９倍となった。
【０１６５】
（連続梁形式試験体）
(1)  中間支点上面のひび割れ発生荷重は、重ね継手なし試験体Ｓ−２（７．４ｋＮ）、重ね継手あり試験体Ｓ−３（９．７ｋＮ）、梁上補強筋あり試験体Ｓ−４（１２．５ｋＮ）の順に高くなり、設計荷重ＰD時のひび割れ幅は上記各試験体の順に減少した。
(2)   設計荷重ＰD時のたわみスパン比(δL)t／Ｌは、重ね継手なし試験体Ｓ−２で１／４２４０、重ね継手あり試験体Ｓ−３で１／４９８０、梁上補強筋あり試験体Ｓ−４で１／６３８０となった。
(3)  重ね継手の「有」、「無」および梁上補強筋の「有」、「無」にかかわらず、最大荷重実験値Ｐmaxは９１〜９７ｋＮで同じ程度であり、設計荷重ＰDの９倍程度、かつ、終局耐力計算値Ｐu（６６．６ｋＮ）の１．４倍程度となった。
(4)  各試験体ともに、最大荷重時またはその直後に、中間支点上方の溶接金網の鉄線が破断した。
【０１６６】
このように、溶接金網の重ね継手を中間支点上方に配置した連続梁形式のデッキ合成スラブは、重ね継手なしの場合と同等以上のひび割れおよび終局耐力に関する構造性能を有すると判断できる。また、単純梁形式についても、長期荷重（鉛直荷重）時のひび割れおよび終局耐力に関する構造性能を有すると判断できる。
一方、本実験で採用した梁上補強筋を追加配置すると、終局耐力の増大効果は認められないが、中間支点上方におけるデッキ合成スラブ・コンクリートの設計荷重時ひび割れ幅の低減効果を期待できる。
【０１６７】
Ｄ．耐火性能実験の説明
１．実験方法の説明
耐火性能実験は、所定の場所にある床・梁炉を用い、財団法人日本建築総合試験所制定の「防耐火性能試験・業務方法書  4.1  耐火性能試験・評価方法」に従って実施した。実験は所定の鉛直荷重を載荷した状態で１２０分間加熱し、加熱終了後１８０分間載荷を継続して、試験体各部のたわみ量、裏面温度および内部鋼材温度を測定し、耐火構造に要求される３性能（非損傷性、遮熱性、遮炎性）を満たしているか否かを確認した。
【０１６８】
耐火性能実験を行うのに用いる載荷装置を、図３１に示す。
単純梁形式の場合、図３１(a)に示すように、試験体両端部の支持梁を支持台（コンクリート製）にボルトで固定した。また、連続梁形式の場合、図３１(b)に示すように、試験体両端部の支持梁をボルトで固定し、試験体中央部の支持梁は固定しない状態とした。
【０１６９】
単純梁形式および連続梁形式ともに、載荷荷重は等分布積載荷重８５７０Ｎ／ｍ２による曲げモーメントと等価になる三等分二線荷重とした。一線当たりの載荷荷重Ｐは、両支持形式ともに、式(33)より算定した。
【０１７０】
Ｐ＝３ｗＬ・Ｂ・Ｌ／４                            (33)
【０１７１】
等分布積載荷重ｗＬは８５７０Ｎ／ｍ２、スパン長Ｌは２．７ｍ、試験体幅Ｂは２．０ｍであるので、Ｐ＝３４．７ｋＮとなる（スパン長Ｌ、試験体幅Ｂについては、図８、図９参照）。
【０１７２】
試験体各部のたわみ量を図３２に示す位置で測定するとともに、加熱温度、裏面温度および内部鋼材温度を測定した。
たわみ量は、スパン中央、載荷位置および梁支点位置の鉛直変位として測定し、スパン中央および載荷位置の値として算出した。
加熱制御（加熱温度）は、デッキプレート下面より１００ｍｍ離れた位置においてシース熱電対（ＪＩＳ  Ｃ１６０５，タイプ：ＳＫ，φ３．０ｍｍ）を用いて行い、経過時間ｔの加熱温度が次式(34)による数値となるように加熱した。
【０１７３】
Ｔ＝３４５ｌｏｇ１０（８ｔ＋１）＋２０              (34)
ただし、Ｔ：平均温度（℃）
ｔ：試験の経過時間（分）
【０１７４】
各部温度については、試験体のコンクリート表面に設置した１２点の熱電対〔ＪＩＳ  Ｃ１６０５，タイプ：Ｋ，φ０．６５ｍｍ（銅板付＋３０ｍｍ×３０ｍｍ×厚２ｍｍの被覆マット付）〕を用いて裏面温度を測定し、溶接金網（継手部）および耐火補強筋（スパン中央）の鋼材温度は、溶接金網および耐火補強筋に結束線で取り付けた熱電対（ＪＩＳ  Ｃ１６０５，タイプ：Ｋ，φ０．６５ｍｍ）用いて測定した。測定間隔は３０秒とした。
【０１７５】
２．耐火性能実験結果と考察
（イ）単純梁形式の場合
たわみ量および各種温度測定結果を、図３３〜図３８に示す。
【０１７６】
(1)  非損傷性
重ね継手なし試験体Ｆ−１および重ね継手あり試験体Ｆ−２によるたわみ量の差は見られず、非損傷性上同様な挙動を示している。加熱初期にデッキプレートが熱せられて急激にたわみ量が進むが、コンクリートに含まれている水分の影響により３０分過ぎにたわみ量の停滞が確認できる。その後、水分の蒸発が進むにつれたわみ量の増加が見られるが、加熱終了時のたわみ量は約６５ｍｍであった。加熱終了後は剛性が残存していることにより、たわみ量の回復が確認できる。
【０１７７】
(2)  遮熱性および遮炎性
試験体Ｆ−１およびＦ−２による裏面温度の差は見られず、遮熱性上同様な挙動を示している。加熱開始後２０分頃から温度上昇を生じ、およそ５０分時では１００℃停滞（コンクリート中に含まれる水分が蒸発するまで生じる現象）となり、１２０分加熱終了以降も継続している。その後、再び温度上昇が起り、１８０分時点でピークを迎えている。両試験体とも、最高温度は２００℃程度である。
【０１７８】
内部鋼材温度に関しても、裏面温度と同様にほとんど同じ挙動を示している。耐火補強筋は加熱側に近いため、温度停滞が２０分頃から始まり、溶接金網は６０分頃から生じている。最高温度は両試験体とも同程度であり、耐火補強筋は５００〜５５０℃、溶接金網は２００〜２８０℃であり、耐力の限界温度（日本建築学会，「鋼構造耐火設計指針」，第２章  「鋼材」，１９９９年，ｐ．１１−２１）には達していないと考えられる。
【０１７９】
（ロ）連続梁形式の場合
たわみ量および各種温度測定結果を、図３９〜図４４に示す。
【０１８０】
(1)  非損傷性
重ね継手なし試験体Ｆ−３および重ね継手あり試験体Ｆ−４によるたわみ量の差が、顕著に見られた。試験体Ｆ−３は単純梁形式と同様の挙動を示しており、加熱終了時のたわみ量は約４５ｍｍであったのに対して、試験体Ｆ−４は、加熱初期は同様に推移したものの、その後急激にたわみ量が進み、加熱終了時で約９０ｍｍのたわみ量となった。これは中間支点上方のコンクリートに大きな亀裂が入り、生じたものである。なお、両仕様とも加熱終了後は剛性が残存していることにより、たわみ量の回復が確認できる。
【０１８１】
(2)  遮熱性および遮炎性
試験体Ｆ−３およびＦ−４による裏面温度の差は見られず、遮熱性上同様な挙動を示している。加熱開始後２０分頃から温度上昇を生じ、およそ５０分時では１００℃停滞となり、測定個所１点を除き１２０分加熱終了以降も継続している。その後、再び温度上昇が起り、１８０分時点でピークを迎えている。両試験体とも、最高温度は１８０℃程度である。
【０１８２】
内部鋼材温度（溶接金網）に関しては、差が顕著に見られた。試験体Ｆ−３はたわみ量が小さいため、約８０分以降に１００℃停滞となったが、試験体Ｆ−４は、たわみ量が大きくなるにつれ、コンクリート内部の水蒸気の吹き出し等の影響により、溶接金網の温度が不安定になっていることがわかる。なお、最高温度は、試験体Ｆ−３で１２０℃程度、試験体Ｆ−４で４００℃程度であり、ともに耐力の限界温度（日本建築学会，「鋼構造耐火設計指針」，第２章  「鋼材」，１９９９年，ｐ．１１−２１）には達していないと考えられる。
【０１８３】
３．判定基準と判定結果
(1)  判定基準
財団法人日本建築総合試験所制定の「防耐火性能試験・業務方法書  4.1  耐火性能試験・評価方法」に定める判定基準は、以下の通りである。
【０１８４】
(a)   非損傷性
最大たわみ量および最大たわみ速度が実験終了時（加熱１２０分間＋計測１８０分間）まで以下の値を越えないこと。
・最大たわみ量（ｍｍ）：Ｌ２／４００ｄ（＝１１０．４ｍｍ[規定値]）
・最大たわみ速度（ｍｍ／分）：Ｌ２／９０００ｄ（＝４．９ｍｍ／分[規定値]）
ただし、最大たわみ速度は、たわみ量がＬ／３０（９０ｍｍ＝２７００／３０）を超えた後の値を採用する。
この式において、Ｌは試験体の支点間距離２７００ｍｍ、ｄは試験体の構造断面の圧縮縁から引張り縁までの距離１６５ｍｍとする。
【０１８５】
(b)  遮熱性
加熱開始後７２分間（遮熱性については、耐火１時間の２０％増しの７２分）、試験体の裏面温度上昇が平均で１４０Ｋ以下、最高で１８０Ｋ以下であること。
【０１８６】
(c)  遮炎性
加熱開始後７２分間（遮炎性については、耐火１時間の２０％増しの７２分）、以下の基準を満足すること。
・非加熱側へ１０秒を超えて継続する火炎の噴出がないこと。
・非加熱側へ１０秒を超えて継続する発炎がないこと。
・火炎が通る亀裂等の損傷を生じないこと。
【０１８７】
(2)  判定結果
耐火実験結果の一覧を、表１０に示す。
【０１８８】
【表１０】
2013185359.tif 000014
【０１８９】
４．耐火性能についてのまとめ
(1)   非損傷性
(a)  単純梁形式については、最大たわみ量および最大たわみ速度とも、重ね継手「有」、「無」の差が見られず、判定基準を満足していた。
(b)  連続梁形式については、重ね継手「有」で中間支点上方の溶接金網において継手部以外（一般部）の鉄線で破断を生じたため、重ね継手「無」に比べ、最大たわみ量および最大たわみ速度が大きくなったが、判定基準を満足していた。
【０１９０】
(2)   遮熱性
単純梁形式および連続梁形式とも、重ね継手「有」、「無」の差は見られず、判定基準を満足していた。
【０１９１】
(3)   遮炎性
単純梁形式および連続梁形式とも、重ね継手「有」、「無」の差は見られず、判定基準を満足していた。
【０１９２】
このように、溶接金網の重ね継手を中間支点上方に配置した連続梁形式のデッキ合成スラブは、重ね継手なしの場合に比べ、最大たわみ量および最大たわみ速度について大きくなったものの、単純梁形式と同様、財団法人日本建築総合試験所制定の「防耐火性能試験・業務方法書  4.1  耐火性能試験・評価方法」に定める２時間の耐火性能の判定基準を満足することを、１体ずつについて確認することができた。
【０１９３】
Ｅ．むすび
以上から明らかなように、単純梁形式および連続梁形式とも、ひび割れおよび終局耐力に関する構造性能を有するとともに、耐火性能の判定基準も満足していることを確認することができた。
【０１９４】
ここでは、線径６ｍｍ（ＣＤ６）で網目寸法１００×１００ｍｍの異形鉄線溶接金網を用いて実験した場合について例示したが、それ以外の線径であって網目寸法も上記以外の寸法とした異形鉄線溶接金網を用いた場合についても、同等の効果を期待することができる。
【符号の説明】
【０１９５】
１…異形鉄線溶接金網、１ａ、１ｂ…異形鉄線、１ｃ…リブ、２…デッキプレート、２ａ…平板部。
【図１】
2013185359.tif 000015
【図２】
2013185359.tif 000016
【図３】
2013185359.tif 000017
【図４】
2013185359.tif 000018
【図５】
2013185359.tif 000019
【図６】
2013185359.tif 000020
【図７】
2013185359.tif 000021
【図８】
2013185359.tif 000022
【図９】
2013185359.tif 000023
【図１０】
2013185359.tif 000024
【図１３】
2013185359.tif 000025
【図１４】
2013185359.tif 000026
【図１５】
2013185359.tif 000027
【図１６】
2013185359.tif 000028
【図１７】
2013185359.tif 000029
【図１８】
2013185359.tif 000030
【図１９】
2013185359.tif 000031
【図２０】
2013185359.tif 000032
【図２１】
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【図２２】
2013185359.tif 000034
【図２３】
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【図２４】
2013185359.tif 000036
【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
2013185359.tif 000039
【図２８】
2013185359.tif 000040
【図２９】
2013185359.tif 000041
【図３０】
2013185359.tif 000042
【図３２】
2013185359.tif 000043
【図１１】
2013185359.tif 000044
【図１２】
2013185359.tif 000045
【図３１】
2013185359.tif 000046
【図３３】
2013185359.tif 000047
【図３４】
2013185359.tif 000048
【図３５】
2013185359.tif 000049
【図３６】
2013185359.tif 000050
【図３７】
2013185359.tif 000051
【図３８】
2013185359.tif 000052
【図３９】
2013185359.tif 000053
【図４０】
2013185359.tif 000054
【図４１】
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【図４２】
2013185359.tif 000056
【図４３】
2013185359.tif 000057
【図４４】
2013185359.tif 000058