異形鉄線溶接金網 CD メッシュ重ね継手・定着工法
益尾 潔 ●一般社団法人建築構造技術支援機構 代表理事

本工法の開発経緯
日本建築学会の RC 計算規準 1)では、溶接金網の重ね継手
溶接金網および定着長さは、図 1 に示すように、丸鋼の溶接金網を想定し、直交筋の効果を期待して規定されている。この規定は、岡田ら 2)の研究のほか、多数の実験を基に 1971 年版の RC 計算規準から取り入れられている。その当時、溶接金

図 2 合成スラブの断面図例 5)

網利用の関心が高く、「建築技術」でも特集として取り上3)げられている 。
このように、丸鋼溶接金網を用いた合成スラブの場合、パネル材隅部で、平板部コンクリート上面側または下面側50mm以上の最小かぶり厚さが不足する恐れがある。
重ね長さ d
横線間隔+50mmかつ150mm以上(a) 重ね継手

これらの問題点の解消ならびに施工性の向上を意図し、定着長さ d150mm以上

筆者らは、異形鉄線溶接金網 CD メッシュ重ね継手・定着工法の一連の実験を行った 7),8)。

(b) 定着部

異形鉄線溶接金網 CD メッシュは、図 3 に示すように、JIS

図 1 RC 計算規準 1)による重ね継手および定着部

G 3551(溶接金網及び鉄筋格子)に適合する冷間加工によるリブを有する。このリブの形状寸法は、表 1 に示すように、この規定によると、図 1(a)に示すように、重ね継手部でISO 10544（Cold-reduced steel wire for the reinforcementの鉄線同士の重なりは、直交筋効果を期待しない場合の 2of concrete and the manufacture of welded fabric）を倍になる。通常、溶接金網は 2m×4m のパネル材としている基にした JIS G 3532(鉄線)で規定されている。

ので、パネル材の隅部同士が重なる箇所では 4 倍になる。

すなわち、リブの平均間隔の最大値は、JIS G 3112 によ

これらの問題点より、溶接金網は、鉄筋コンクリート床スる異形鉄筋の値と概ね同じであり、異形鉄筋の節の高さおラブに使用されることが少なく、溶接金網の重ね継手およ

よびすき間の和の最大値は、JIS G 3532 および ISO 10544

び定着長さの規定は、2010 年版の RC 計算規準 1)でも、1971と 同 様 の 規 格 で あ る DIN 488 （ Teil4 ： Betonstahl -年版から全く改定されていない。

Betonstahlmatten und Bewehrungsdraht Aufbau, Ma e und

一方、鉄骨架構と組合せて用いられている合成スラブ 4),5)

Gewichte）の値と概ね同じである。

は、図 2 に示すように、デッキプレートと溶接金網およびこれらより、異形鉄線溶接金網 CD メッシュによると、異コンクリートで構成される。この場合、デッキプレート山形鉄筋と同様の付着効果を期待できると考えられる。この上の平板部コンクリート厚さは、スパン長、許容積載荷重

場合、図 4(a)に示すように、異形鉄線溶接金網 CD メッシおよび耐火時間によって決定される。

ュにおける直交方向の異形鉄線を取り付けずに、重ね継手例えば、普通コンクリートを用いた耐火構造 2 時間の連とすれば、合成スラブの平板部コンクリートにおけるかぶ続支持合成スラブの場合、平板部コンクリート厚さは 100mmり厚さの問題は解消される。

以上とし、径 6-150×150mm または 6-100×100mm の溶接金網が用いられる 5)。平板部コンクリート厚さを 100mm、スラβ:リブの傾き
ｃ:リブの間隔ａ:リブの高さ

ブ上面側のかぶり厚さを 30mm とすると、パネル材の隅部同士が重なる箇所では、平板部コンクリート下面からの寸法は 100-30-54=16mm となり、最小かぶり厚さ(20mm) 6)を確保

図 3 JIS G 3551 の異形鉄線溶接金網に用いられる異形鉄線のリブ形状できず、耐荷能力も不足する恐れがある。

-1-

表 1 JIS G 3532 の異形鉄線とJIS G 3112 の異形鉄筋の規格値の比較
公称 公称
線径 断面積(db ) (S)19.6mm

☆

★

○4.0

3.50.32

CD66.028.3

4.8

4.20.40

CD77.0

38.5

5.6―

0.46

CD88.050.3

6.4

5.60.55

CD10 10.0

78.5

8.0

7.00.75＜≦
0.8db 0.7db

上記の通り

定着長さ d
重ね長さ dmm★

0.2～ 0.40.3○★

3.14.3※(a) 重ね継手

図 4 本工法による重ね継手および定着部 9)

0.039
3.8

5.0

4.4―

5.0

6.3

6.3

7.50.052≦≦0.20 0.25
ψψ

上記の通り

～ 0.6―RC スラブ重ね継手・定着実験(1) 実験計画

0.0450.3～ 0.60.4～ 0.80.04db～ 0.08db(b) 定着部

本実験 7)は、図 5 に示すように、重ね継手シリーズと定着シリーズの RC スラブについて、それぞれ鉄線の呼び名、コンクリート強度、重ね長さまたは定着長さを実験因子として行った。試験体数は、重ね継手シリーズ 30 体と定着シ
リーズ 20 体、計 50 体である。

注)1)☆:JIS G 3532(鉄線),★:JIS G 3112(鉄筋ｺﾝｸﾘｰﾄ用棒鋼)○:DIN 488 による規格値
2)※:JIS G 3532,ISO 10544,DIN 488によるfr の規格値は同じであり,fr =K×FR ×sinβ/(π×db ×c) として算定している。
K：リブの列の数(K=3)，FR ：一つのリブの平面投影面積3)―：JIS G 3112には，異形鉄筋D7は規定されていない。
4)db :異形鉄線または異形鉄筋の呼び名，ψ:公称周長重ね継手シリーズ実験では、図 5(a)に示すように、スラブ上端が曲げ引張側となるように、スパン長の 1/3 点位置を支持し、両端にそれぞれ荷重 P を加えた。重ね継手は、コンクリートに対する鉄線の付着強度が低いスラブ上端に配置した。
定着シリーズ実験では、図 5(b)に示すように、片持ちス

本稿では、異形鉄線溶接金網 CD メッシュを用いた RC ス

ラブの先端部に荷重 P を加え、定着部は、スラブ上端側のラブおよび合成スラブの実験 7),8)を基に、CD メッシュの必支持梁内に配置した。

要重ね長さおよび必要定着長さを提案する 9)。

溶接金網

150
400

重ね長さ d【上面図】
重ね長さ d【中央部断面図】
溶接金網

P80150

コンクリート打設方向P

100

900 支持点位置

支持点位置

9002800【側面図】

900100(a) 重ね継手シリーズ
450
スラブ支持梁コンクリート打設方向
P
溶接金網

上端鉄線の定着長さ d
溶接金網4504001300

80150

横補強筋35規格

投影面積係数(fr )450
上端鉄線の定着長さ d

下端鉄線の定着長さ
D13＠200(SD295A)
8-D19(SD345)
1175
1625

150

【側面図】

(寸法単位:mm)【上面図】(b) 定着シリ－ズ
図 5 RC スラブ試験体の形状寸法-2-355.0mm

mm

リブのすき間の和の最大値(Σfi )

300

CD52

リブ
中央の高さ
(a)

35mm

リブの平均間隔の最大値
(c)

35

呼び名

(2) 代表的試験体の変形性状およびひび割れ幅

M/Mu

1.5:l d=35d b

w=0.2mm:l d=25db:l d=∞

重ね継手シリーズ、定着シリーズでは、呼び名 CD6 の鉄1.0線を用い、重ね長さ d/db=35,45,∞の試験体、または定着長さ d=35,45 の試験体について、それぞれ基準化モーメント▽ Ma/Mu

0.5

M/Mu－鉛直変形量δv 関係を図 6、基準化モーメント M/Mu－w(mm)0.0

ひび割れ幅 w 関係を図 7 に示す。図 7 中には、Ma/Mu を併示0.0した。M は純曲げ区間の作用モーメント、Mu は終局曲げモ

0.20.40.60.81.0(a)重ね継手シリーズ

2ーメント、Ma は鉄線の長期許容引張応力度 ftL(=195N/mm )M/Mu

1.5w=0.2mmで決定する長期許容曲げモーメントであり、d/db=∞は継手1.0なし、db は鉄線直径(呼び名の値)を示す。各試験体ともに、
2コンクリートの圧縮強度σB は 27.5N/mm である。

:ld=25db▽ Ma/Mu0.5

重ね継手シリーズ試験体では、図 6(a)に示すように、鉛:l d=35d bw(mm)0.0

直変形量δv が 20mm 程度以降、鉄線の塑性化が進み、δv

0.00.20.40.60.81.0が 70～110mm 程度で最大荷重に達し、その直後にスパン中(b) 定着シリーズ央上端の鉄線が破断した。鉄線破断時のδv は、重ね継手な

図 7 基準化モーメント M/Mu－ひび割れ幅 w 関係

し試験体が最も大きく、重ね長さが長くなるほど小さい。
(3) ひび割れ幅 w=0.2mm 時の鉄線引張応力σs

また、図 7(a)に示すように、重ね継手の有無および重ね長重ね継手シリーズ、定着シリーズともに、呼び名 CD5～さに係らず、ひび割れ幅 w の進展状況に有意な差は見られ

CD10 の鉄線を用いた全試験体について、ひび割れ幅 w=なかった。
定着シリーズ試験体では、図 6(b)に示すように、鉛直変0.2mm 時の基準化鉄線引張応力σs/ftL を図 8 に示す。σs

形量δv が 20mm 程度以降、鉄線の塑性化が進み、両試験体は M/(Σat･j)として算出した鉄線引張応力であり、Σat はともに、δv が 50～55mm 程度で最大荷重に達し、その直後鉄線の全断面積、j は RC スラブの応力中心距離を示す。まに危険断面位置上端の鉄線が破断した。また、図 7(b)に示た、同図中に併記した Fc21,Fc36 は、試験体コンクリートすように、定着長さに係らず、ひび割れ幅 w の進展状況にの目標圧縮強度である。
同図に示すように、両シリーズともに、コンクリート強有意な差は見られなかった。

度、呼び名に係わらず、w=0.2mm 時の鉄線引張応力σs は長期許容引張応力度 fta 以上となる。言い換えると、呼び名
M/Mu

×:鉄線の破断

1.5

CD5～CD10 の場合、異形鉄線の長期許容引張応力度 ftL を

L6-F1-∞

195N/mm2 とすれば、ひび割れ幅は 0.2mm 以下に留めること1.0ができる。

0.5L6-F1-45

L6-F1-350.004080120δv (mm)2.51602.0

σ s/ftL【Fc36】【Fc21】

1.5(a) 重ね継手シリーズ
M/Mu

1.00.5×:鉄線の破断

1.5

呼び名
CD5 CD6 CD7 CD8 CD10 CD7 CD8 CD10(a)重ね継手シリーズ
1.0A6-F1-35

A6-F1-45

2.50.50.003060δv (mm)

2.090

1.5

σ s/ftL【Fc21】【Fc36】【凡例】

呼び名

1.0(b) 定着シリーズ

呼び名0.5図 6 基準化モーメント M/Mu－鉛直変形量δv 関係

CD5 CD6 CD7 CD8 CD10 CD7 CD8 CD10l d/d b

記号Fc21

Fc36

CD5CD7CD102520●3530○CD6CD83530●4540○l d /d b：付 着長さ比(b) 定着シリーズ
図 8 ひび割れ幅 w=0.2mm 時の基準化鉄線引張応力σs/ftL-3-(4) 重ね継手および定着部の必要付着長さ以上より、異形鉄線溶接金網 CD メッシの重ね継手およびまず、異形鉄線溶接金網 CD メッシュについて、RC 計算

定着部の必要付着長さ ao は、式(1)に安全率φ(=1.5)を乗じ規準 17 条 1)による式(1)の引張鉄筋の必要定着長さ ab と式て算定することを基本とし、これを基に、式(3)のように定(2)の鉄線最大引張応力σmax の関係を検討する。
abめる 9)。

= α･S･σt･db/(10･fb)(1)

18N/mm2≦Fc＜21N/mm2 の場合：45db 以上

fb ：付着割裂の基準となる強度で，Fc/40+0.9 (N/mm2)

21N/mm2≦Fc＜30N/mm2 の場合：40db 以上

Fc はコンクリートの設計基準強度を表す。

2(3)230N/mm ≦Fc≦60N/mm の場合：35db 以上

σt：鉄筋の短期許容引張応力度式(3)の必要付着長さは、表 2 に示すように、RC 配筋指db：鉄筋呼び名の値

針 6)による異形鉄筋の必要重ね長さ L1 および必要定着長さ

α ：横 補強 筋で拘 束さ れた コア 内に 定着 する場 合 は

L2 と同程度の値である。

1.0，そうでない場合は 1.25 とする。
表 2 RC 配筋指針による SD295A,B のS：必要定着長さの修正係数

σmax = Mmax/(0.9･Σat･d)

直線重ね長さ L1 および直線定着長さ L2(2)Fc
L1L2Mmax：最大荷重時曲げモーメント
Σat：引張側鉄線の全断面積、d：スラブの有効せい

18454021 24～27 30～36 39～45 48～6040353530303530302525

F c：コンクリートの設計基準強度(N/mm 2)

本検討では、Fc はコンクリートの実圧縮強度σB、σt は溶接金網の短期許容引張応力度 ftE(295N/mm2)、α=1.25、合成スラブ重ね継手実験

S=1.0(非耐震部材の直線定着の場合)とする。

(1) 実験計画

図 9 に、重ね継手シリーズおよび定着シリーズの基準化

デッキプレートを用いた合成スラブは、連続梁形式の場鉄線最大応力σmax/ftE－付着長さ比 d/ ab 関係を示す。同図合、図 10 に示すように、常時荷重下でも崩壊機構形成時曲中には、付着破壊型または定着破壊型および曲げ破壊型ごげモーメントを基に設計される 4)。この場合、スパン中間7)とに、各呼び名の実験値 を示した。また、 d は、図 4 にでは正曲げ(スラブ下端：引張側)、中間支点位置では負曲示すように、重ね長さまたは定着長さであり、これらを付げ(スラブ上端：引張側)を受け、溶接金網は中間支点位置着長さと総称する。の負曲げによる引張力に抵抗する。

図 9 によると、 d/ ab≧1.5 の場合、鉄線の最大引張応力

本実験は、中間支点位置における異形鉄線溶接金網の重σmax は、重ね継手シリーズでは ftE の 2.0 倍以上、定着シね継手の有無、重ね長さ、梁上補強筋の有無を実験因子とリーズでは ftE の 1.5 倍以上となる。すなわち、両シリーズした 2 スパン連続梁形式の合成スラブ試験体(4 体)についともに、 d/ ab≧1.5 とすれば、異形鉄線溶接金網を用いたて行った。

RC スラブは、曲げ終局耐力計算値の 1.5 倍まで付着破壊ま長期許容荷重時： Ma1=PL/9,Mc=-PL/6,Mo=PL/6
終局荷重時： Ma1=正 Mu,Mc=負 Mu

たは定着破壊を起こさない。
P/2

P/2Mc

P/2P/2A【凡例】
付着(定着)破壊型

CD5＋CD6△

CD7☐

CD8◇

CD10○

曲げ破壊型

×▲

■◆

●

σ max/f tE

3.0

3.02.5

2.5

2.0

2.0

1.5

1.5

l d/lab1.00.51.0

1.5

2.0(a)重ね継手シリーズ

2.5

1.00.5

CRo

MoL/3

σ max/f tE

Ma1〃
L

Rc
L/3

降伏ヒンジ

L/3Ro
〃
L

L/3

図 10 合成スラブの崩壊機構
合成スラブ試験体の全景および中間支点梁上部配筋詳細
1.0

1.52.0l d/labを図 11、図 12 に示す。試験体の幅は 600mm(デッキプレー2.5

ト 1 枚分)であり、一方の溶接金網には重ね継手部直交方向(b) 定着シリーズの鉄線を取り付けず、重ね継手左右の最上段金網のかぶり

図 9 基準化鉄線最大応力σmax/ftE－付着長さ比 d/ ab 関係

厚さを設計かぶり厚さ(30mm)とした 6)。また、デッキプレートは耐火 2 時間仕様の日鐵住金建材(株)製溝広タイプ
EZ75 -SDP2GA とした。

-4-全長0L1L2L1000L2(注) 1) L 1=35d b=210mm,(kN)

P max
/P aL

A

P max
/P u(kN)

(kN)

(kN)

8.9
9.0
16.9
19.7

113
109115126

3.96 1.54
28.4 72.9 3.82 1.49
4.06 1.58
31.1 80.0 4.03 1.57

焼抜き栓溶接(φ18)

平板部溶接金網(CD6-100×100)
2002002700
5600
(平面)
中間支点梁上部配筋詳細図
デッキプレートPPP/2P/2P/2P/2

L 2=200+400×2=1000mm2) (P cr) t ：ひび割れ発生荷重実験値、P max：最大荷重実験値

100200100

端部支点梁9009002700

表 3 に示すように、溶接金網の重ね長さ L1 は、RC スラブ

中間支点梁端部支点梁
900
9009005600(A-A断面)重ね継手・定着実験の結果を踏まえ、35db =210mm とし、L2

図 11 合成スラブ試験体の全景(共通)3) P aL ：長期許容荷重計算値、P u ：曲げ終局荷重計算値

900

100100に示された梁平板部溶接金網(CD6-100×100)

試験体 S-2-0 では、重ね長さを L2CLとすることで、重ね継手効果だけでな

500(@100)
20 3535 10×400mm=1000mm)とした。

CL600

上補強筋の推奨長さ(梁幅(200mm)+215 3535 15500(@100)

はデッキ床設計規準4)

A【試験体:S-0-0】【試験体:S-1-0】とした。また、試験体に用いたコンク(2) 各試験体の変形性状

500

梁上補強筋全長:L2(=1000)
梁上補強筋
500 CL 500(CD6@100)

105

105

重ね長さ:L2(=1000)

重ね長さ:L1(=210)【試験体:S-2-0】【試験体:S-1-2-6】

図 12 合成スラブ試験体の中間支点梁上部配筋詳細

リートの実圧縮強度は 23.6 N/mm2(3本の平均値)である。

500

500(@100)
20 3535 10

それぞれ鉛直荷重(P/2)を加える方法

CL
10 35
35 20500(@100)

ように、左右スパンの(1/3)点位置に500(@100)
20 35
35 10

S-1-2-6 では、重ね継手(L1)と梁上補本実験の載荷方法は、図 11 に示す

105

重ね長さ:L1(=210)

く、梁上補強筋の効果も期待し、強筋(L2)を配置した。

105

10 35
35 20500(@100)

長さPu

30 20

10 35
35 20500(@100)

S-0-0
S-1-0
S-2-0
S-1-2-6

計算値
P aL

H-200×200×8×12( =1100)
5500(@100)
CL600

実験値
溶接金 梁上試験体 網重ね 補強筋 (P cr) t P max

20 30165

表 3 合成スラブ重ね継手実験の概要【主な発生現象】
PδH：試験体端部ずれ発生荷重(ｺﾝｸﾘｰﾄとﾃﾞｯｷﾌﾟﾚｰﾄのずれ量 0.02mm 時)
Pcr-：中間支点上面ひび割れ発生荷重
Pmax：最大荷重
Pwb ：溶接金網破断荷重
Pcr+：ｽﾊﾟﾝ中央側面下部ひび割れ発生荷重 Pcc ：コンクリート圧壊発生荷重
Psc ：せん断破壊時荷重
P150：デッキプレートひずみ 150μ時荷重 PPy ：デッキプレート引張降伏時荷重

各試験体の荷重 P－左右スパン中央たわみ量δvc 関係を図 13 に示す。同図中には主な発生現象を併記した。Pcr-は中間支点上面、Pcr+はスパン中央下部のひび割れ発生時、PδH は試験体端部のコンクリートとデッキプレートのずれ量 0.02mm 発生時の荷重値であり、設計荷重
PD、1.5×PD、長期許容荷重 PaL および終局荷重Pu を一点鎖線で併示した(表 3 参照)。設計荷重 PD(=10.4kN)は合成スラブ設計施工マニュア
ル 5)によって算出し、PaL および Pu の算定方法
は、(3)項で詳述する。
各試験体ともに、たわみ量δvc が 0.3～0.8mm程度で中間支点上面ひび割れ(Pcr-)が発生し、その後、δvc が 1.7～2.8mm 程度でスパン中央下部ひび割れ(Pcr+)、続いてデッキプレートの引張降伏(Ppy)が生じた。最大荷重実験値 Pmax
は、設計荷重 PD の 10～12 倍、長期許容荷重 PaL

図 13 各試験体の荷重 P－左右スパン中央たわみ量δvc 関係-5-

Bの 3.8～4.1 倍、終局荷重 Pu の 1.5～1.6 倍である。
各試験体の P－δvc 関係包絡線を図 14 に示す。同図の包XnCdr

絡線は、最大荷重以降、左右スパンで荷重低下が大きい方DTとした。同図によると、重ね継手あり試験体 S-1-0 および4)

梁上補強筋あり試験体 S-2-0 の最大荷重実験値 Pmax は、重図 15 合成スラブの応力状態

ね継手なし試験体 S-0-0 と同程度であり、梁上補強筋と重(中立軸：平板部コンクリート内の場合)ね継手を組み合せた試験体 S-1-2-6 の Pmax は、重ね継手なし試験体 S-0-0 よりも大きい。

表 3 中の PaL および Pu の計算では、コンクリートの長期許容圧縮応力度 fc はσB/3、コンクリートの圧縮強度σB は材 料 試 験 値 、 溶 接 金 網 の 長 期 許 容 引 張 応 力 度 fwt は195N/mm2 、デッキプレートの長期許容引張応力度 ft は235/1.5N/mm2 とし、溶接金網の降伏強度σwy およびデッキプレートの降伏強度σsy は材料試験値とした。また、計算に算入した溶接金網の本数 nw は、S-0-0, S-1-0, S-2-0 の3 体では 6 本、S-1-2-6 では梁上補強筋を含めた 6 本とした。

図 14 各試験体の P－δvc 関係包絡線(4) 各試験体のひび割れ幅
各試験体の荷重 P－ひび割れ幅 w 関係を図 16 に示す。同(3) 長期許容荷重 PaL および終局荷重 Pu

図のひび割れ幅 w は、中間支点位置スラブ上面の最大ひび

デッキ床設計規準 4)と同様、図 10 の崩壊機構を仮定し、割れ幅である。

長期許容荷重 PaL は式(4)、終局荷重 Pu は式(8)で求める。
PaL = (6 正 MaL+2 負 MaL)/L-Pd(4)

正 MaL = min(正 MaL1, 正 MaL2)(5)負 MaL = nw･aw･fwt･jw(6)

Pd = 3wd･B･L/4(7)

同図によると、重ね継手なし試験体 S-0-0、重ね継手あり試験体 S-1-0 ともに、1.5×設計荷重 PD 時のひび割れ幅 w
は 0.1mm 程度であり、重ね継手あり試験体 S-1-0 の w=0.2mm
時の荷重値 P は、重ね継手なし試験体 S-0-0 よりも大きい。
梁上補強筋あり試験体 S-2-0, S-1-2-6 では、1.5×設計荷正 MaL, 負 MaL：正、負曲げによる長期許容曲げモーメント重 PD 時には、中間支点スラブ上面にひび割れは発生せず、

正 MaL1, 正 MaL2：圧縮側コンクリートの長期許容圧縮応力

w=0.2mm 時の荷重値 P は、ともに梁上補強筋なし試験体度 fc および引張側デッキプレートの長期許容引S-0-0,S-1-0 よりも大きい。

張応力度 ft で決定する長期許容曲げモーメント

すなわち、中間支点位置スラブに重ね継手を配置しても、(図 15 参照)

ひび割れ幅 w は重ね継手なしの場合よりも減少し、梁上補nw, aw：溶接金網の本数および断面積強筋を配置すると、ひび割れ幅 w は配置しない場合よりも

fwt：溶接金網の長期許容引張応力度減少する。

jw：溶接金網に対する応力中心距離(=(7/8)dw とする)
dw：溶接金網鉄線中心から合成スラブ下面までの距離(有効せい)
Pd：スラブ自重による等価荷重
wd：スラブ自重による等分布荷重
B：試験体幅、

L：スパン長Pu = (6 正 Mu+2 負 Mu)/L-Pd(8)

正 Mu = min(正 Mu1, 正 Mu2)

(9)

負 Mu = 0.9nw･aw･σwy･dw(10)

図 16 各試験体の荷重 P－ひび割れ幅 w 関係

正 Mu1, 正 Mu2：圧縮側コンクリートの圧縮強度および引張側デッキプレートの引張降伏強度で決定する終局曲げモーメント
σwy：溶接金網の降伏強度-6-(5) 合成スラブにおける CD メッシュの必要重ね長さ
8)合成スラブ重ね継手実験では、コンクリートの実圧縮強度を 23.6N/mm2、異形鉄線の重ね継手長さ d を 35db とし、9)中間支点位置スラブに重ね継手を配置しても、最大荷重実験値は重ね継手なしの場合と同程度であり、ひび割れ幅 wは重ね継手なしの場合よりも減少することを確認した。上記の知見および RC スラブでの式(3)の必要重ね長さを基に、合成スラブにおける異形鉄線溶接金網 CD メッシュの必要重ね長さを式(11)のように定める 9)。
18N/mm2≦Fc＜21N/mm2 の場合：40db 以上
21N/mm2≦Fc＜30N/mm2 の場合：35db 以上
2(11)230N/mm ≦Fc≦60N/mm の場合：30db 以上

あとがき
従来、丸鋼溶接金網の場合、パネル材隅部同士の重なり寸法が増加するので、かぶり厚さの確保が難しい。一方、
異形鉄線溶接金網CDメッシュの場合、図4に示すように、JISG 3112の異形鉄筋と同様、CDメッシュ異形鉄線リブの付着効果によって、重ね継手および定着部とすることができる。
本稿では、異形鉄線溶接金網CDメッシュを用いたRCスラ
ブ重ね継手・定着実験および合成スラブ重ね継手実験を基に、RCスラブでは式(3)、合成スラブでは式(11)による必要重ね長さおよび必要定着長さを確保すれば、所要の長期許容荷重PaLおよび終局荷重Puを発現し、かつ、設計荷重時のひび割れ幅を抑制できることを明らかにした。
異形鉄線溶接金網CDメッシュを用いた合成スラブについては、CDメッシュの重ね継手の有無に係わらず、耐火2時間の判定基準を満足することを耐火実験によって確認していることを付記する9)。

【参考文献】
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昭和産業グループ(代表会社 (株)昭和産業)：異形鉄
線溶接金網「CD メッシュ」重ね継手・定着工法(改定3)、建築技術性能証明評価概要報告書((一財)日本建築総合試験所)、2013 年 9 月 24 日