デッキプレート付合成梁の繰返し載荷性能
Cyclic Loading Performance of Composite Beams with Formed Steel Deck
建築都市空間デザイン専攻 空間防災講座 建築構造工学研究室 髙橋裕人
Abstract
A database of composite beam experiments was developed. Influential factors on maximum strength ofcomposite beams were verified. Four specimens were subjected to cyclic loads to examine the seismic
performance of composite beams. Three parameters were analyzed, which include the influence of floor slab,
the direction of the formed steel deck, and the number of shear studs (fully composite beam or partiallycomposite beam). The maximum strength was evaluated by comparing with design formula to capture theaccurate strength of composite beams. When the direction of the formed steel deck was perpendicular to thebeam, the strength was quite lower than design formula.
Keywords: Composite beams, Cyclic loading test, Beam-to-column connections, Shear studs
1. はじめに
鋼構造建築物における鋼梁は、エレベーターコア周りなどを除き、鉄筋コンクリート床スラブが接合された合成梁で構成されることが多い。鋼梁を合成梁として設計できれば、純鋼梁より耐力、剛性が向上するため経済的であり、実情に即しているため合理的である。
福岡ら 1) は、梁端部の破断や梁下フランジの局部座屈で性能が決した合成梁の実験データを収集し、耐力や塑性回転角について評価した。梁せいに対するスラブ厚の寸法比が大きいほど、合成梁の曲げ耐力が大きくなることが示された。
本研究では、福岡ら 1)の検討より多くの実験データを収集し、国内の指針で示された耐力評価式を横断的に参照し、合成梁の最大耐力を分析した。
同分析より、デッキプレートの配置方法に着目した合成梁の検証実績が少ないことから、デッキプレートの配置が異なる 3 種の合成梁の繰返し載荷実験を実施した。
2. 合成梁実験のデータベース
合成梁に関する国内の実験データ 1)-12) を収集した。柱梁接合部の性能に着目し、最大耐力を発揮する前に梁が横座屈した試験体は、分析対象から除外した。対象とした試験体数は計 105 体で、内訳は、文献 1)で採用した試験体が 62 体と、新規追加した試験体 2)-12) が 43 体であった。
全 105 体に着目すると、載荷方法は、単調が 12体、繰返しが 93 体であった。試験体形式は、ト形が 63 体、十字形が 12 体、1 層の単スパン架構が13 体、1 層の多スパン架構が 16 体、2 層の多スパン架構が 1 体であった。床スラブは、等厚スラブが 33 体、フラットデッキが 4 体、波形デッキが68 体であった。波形デッキについては、デッキプレートの溝方向が梁と直交な試験体が 59 体、平行な試験体が 9 体であった。
図 1 に示すように、収集した実験データから得られた、正曲げ側における合成梁の最大耐力を分析した。各指針から算定した耐力の計算値には、材料試験の実測値を用いた。なお、4 章にて後述する試験体 1～4 の実験結果を併記した。
図 1(a)に、純鋼梁の全塑性耐力 sMp13)に対する実験で測定した最大耐力 Mmax の比 Mmax/sMp と鋼梁のせい D に対する床スラブの厚さ t の寸法比 t/Dの関係を示す。Mmax/sMp は 1.09 から 3.24 の範囲に、t/D は 0.13 から 0.34 の範囲に分布した。t/D が大きいほど、Mmax/sMp が大きい傾向が見られた。
図 1 (b)に、合成梁の全塑性耐力 cMp14) に対する実験で測定した最大耐力 Mmax の比 Mmax/cMp と寸法比 t/D の関係を示す。Mmax/cMp は 0.85 から 1.51 の範囲に分布した。t/D との相関関係は見られなかった。図 1 (c)に、合成梁の最大耐力 cMu に対する実験で測定した最大耐力 Mmax の比 Mmax/cMu と寸法比 t/D の関係を示す。合成梁の最大耐力 cMu は、
田中ら 9)が提案した角形鋼管柱の鋼管壁が降伏する崩壊機構に基づき算定した。なお、鋼管壁が降伏しない場合には、床スラブは有効圧縮耐力 14)を負担し、鋼梁は下フランジで引張強度、ウェブと上フランジで降伏強度となる応力分布を仮定した。Mmax/cMu は 0.68 から 1.29 の範囲に分布した。
3. 実験計画
中層鋼構造建築物の実大の 2/3 スケールを想定し、柱梁接合部周りを抽出したト型架構の試験体

Laboratory of Structural Engineering, Research Group of Structural and Urban Safety Design
Hiroto TAKAHASHI

23.5

2
柱面外降伏あり
柱面外降伏なし

32
1.5

Spec.2111.5

Mmax/cMu

Spec.3Spec.4

Mmax/cMp

Mmax/sMp

Spec.31.5

2.5

Spec.4
Spec.2

Spec.3Spec.4
Spec.20.5

0.5

Spec.1

10.5

(a)

000.1

0.2
t/D

0.3

0.4(b)

000.1

0.2
t/D

0.3

0.4(c)

000.1

0.2
t/D

0.30.4

図 1 合成梁の耐力の評価: (a) 𝑀𝑚𝑎𝑥 / 𝑠𝑀𝑝 ; (b) 𝑀𝑚𝑎𝑥 / 𝑐𝑀𝑝 ; (c) 𝑀𝑚𝑎𝑥 / 𝑐𝑀𝑢
コンクリート Fc = 24

断面1 A

断面2 A

断面1 B

断面2 B2700

鉄筋 D13 (SD295A)@200×2002300
断面 1デッキプレート
QL-99-50-10

断面 2801300

頭付きスタッド φ16 (L=80)

試験体
H-400×200×8×13(SN400B)＋2400を 4 体用意した。図 2 に示すように、柱の両端をピン支点、梁の自由端側を容量±2000 kN の油圧ジャッキへと接続し、水平力を受ける架構の曲げ応力分布を模擬した。柱のピン支点間の長さは 2,400mm、梁の柱芯から載荷点までの長さは 2,300 mmとした。角形鋼管柱には□-350×350×22 (BCR295)、梁には H-400×200×8×13 (SN400B)を用いた。接合部は、工場溶接式でノンスカラップの通しダイアフラム形式とした。表 1 に試験体一覧を示す。試験体のパラメータは、スラブの有無、デッキプレートの溝方向、頭付きスタッドの本数による完全/不完全の別とした。試験体 1 はスラブのつかない純鋼梁、試験体 2、3、4 は床スラブ付の合成梁とした。試験体 2、3、4 には、デッキ合成スラブを取り付けた。スラブの幅は 1300 mm、有効厚さは80 mm で、普通コンクリートの強度を Fc = 24N/mm2 とした。シアコネクタには、軸径 16 mm、高さ 80 mm の頭付きスタッドを用い、300 mm ピッチとした。
デッキプレートは溝の高さが 50 mm、溝の平均幅が 150 mm (QL-99-50-10) で、鉄筋は梁の長さ方向、直交方向ともに D13 (SD295A) を用い、200 mm ピッチで配した。
試験体 2 と 4 は、デッキプレートの溝方向を梁と直交させた。梁上でデッキプレートを連続させ、頭付きスタッドは、デッキプレートを貫通して梁に溶接した。なお、頭付きスタッドは、デッキプレートの溝のうち、柱側に配置した。試験体 3 は、デッキプレートの溝方向を梁と平行にさせた。梁上でデッキプレートを切断し、頭付きスタッドは、直接梁に溶接した。各種合成構造設計指針 14)により、材料強度に規格値を用いて、試験体 2 と 3 を完全合成梁、試験体 4 を不完全合成梁と設計した。
試験体 2 と 3 は 2 列配置で 14 本、試験体 4 は 1列配置で 7 本の頭付きスタッドを配置した。表 1中に、試験体に配置した頭付きスタッドの本数を指針 14), 15)から算定した完全合成梁に必要な本数

柱□-350×350×22(BCR295)

図 2 試験体形状で除した合成率を示す。AISC15)を見ると、試験体2 は完全合成梁の規定を満たさず、不完全合成梁と判定された。材料強度の実測値を採用した場合、いずれの指針でも、試験体 2 と 3 は完全合成梁として設計したにも関わらず不完全合成梁と判定された。
試験体への加力は、層変形角で制御した。載荷履歴は、米国の AISC 16)に規定される正負交番漸増繰返し履歴を採用した。振幅 0.00375、0.005、0.0075 rad を 6 回ずつ、0.01 rad を 4 回、0.015、0.02、0.03、0.04、0.05 rad を 2 回ずつ繰返した。
合成梁で床スラブが圧縮を受ける方向を、荷重、層変形角ともに正とした。

4. 実験結果
図 3(a)に、試験体 1 の梁端モーメントと層変形角の関係を示す。負側は振幅 0.03 rad の 1 回目で最大耐力に達し、梁下フランジが局部座屈し始めた。正側は 0.03 rad の 2 回目で最大耐力に達し、0.04 rad の 1 回目で梁上フランジが局部座屈し始めた。図 4(a)に示すように、0.05 rad では両側フランジで局部座屈が進展した。
図 3 (b)に、試験体 2 の梁端モーメントと層変形角の関係を示す。振幅 0.015 rad の正曲げ 2 回目で柱上のコンクリートが圧壊し始めた。正曲げは0.02 rad の 1 回目で最大耐力に達し、デッキプレートが変形して、スラブの内側でコンクリートがデッキプレートから離間した。図 4(b)に示すように、0.04 rad ではコンクリートとデッキプレートの離間が大きくなった。負曲げは 0.02 rad の 1 回目で最大耐力に達し、梁下フランジが局部座屈した。試験体 2 では、0.04 rad の負曲げ 2 回目の載荷途中で計測機器に支障が生じ、実験を終了した。
図 3(c)に、試験体 3 の梁端モーメントと層変形角の関係を示す。負曲げは振幅 0.02 rad の 1 回目（0.018 rad）で最大耐力に達し、梁下フランジが局部座屈した。正曲げは 0.03 rad の 1 回目（0.025rad）で最大耐力に達し、柱上のコンクリートが圧壊し、耐力が急激に低下した。図 4(c)に示すように、0.05 rad では柱上のコンクリートが大きく圧壊していた。0.04 rad の正曲げ 1 回目で上フランジがわずかに局部座屈した。
図 3 (d)に、試験体 4 の梁端モーメントと層変形角の関係を示す。振幅 0.02 rad の正曲げ 1 回目で柱上のコンクリートが圧壊し始めた。0.02 rad の負曲げ 1 回目で梁下フランジがわずかに局部座屈した。負曲げは 0.03 rad の 1 回目で最大耐力に達した。正曲げは 0.04 rad の 1 回目で最大耐力に達し、上フランジが局部座屈した。図 4(d)に示すように、0.05 rad では上フランジが大きく局部座屈していた。0.04 rad の正曲げ 2 回目で下フランジに亀裂が入った。試験体 4 は、大きな層変形角でも試験体 2 より高い耐力を維持した。
5. 考察
図 1 に、載荷実験より得られた試験体 1～4 の正曲げの最大耐力を示す。Mmax/sMp をみると、試験体 2、3、4 は、いずれも試験体 1 より 1 割以上大きな値を示し、スラブの合成効果が確認できた。
合成梁の最大耐力は試験体 3、4、2 の順に大きく、試験体 2、4 より試験体 3 が 100 kN・m 程度上回った。表 1 に示すように、各種合成構造設計指針による試験体 2、3 の合成率はほぼ同程度であるが、AISC の指針による試験体 2 の合成率は試験体 3 の 7 割程度となった。これは、AISC では、
図 5 に示すようなデッキプレートの溝方向が梁と直交する場合に、コンクリートが支圧力を負担する領域が狭まるため、シアコネクタのせん断耐力

表 1 試験体一覧
スラブ

デッキの方向合成率

完全/不完全規格値

実測値

各種合成 14)AISC15)

各種合成 14)AISC15)完全1.190.970.970.61

試験体 1

無試験体 2

有梁に直交試験体 3

有梁に平行

完全1.191.190.940.86

試験体 4

有梁に直交

不完全0.590.530.470.35800

梁端モーメント [kN・m]

600
400
2000-200-400-600-800-0.06 -0.03 00.03
層変形角 [rad]

(a)
0.06

(b)
-0.06 -0.03 00.03
層変形角 [rad]

0.06

(c)
-0.06 -0.0300.03
層変形角 [rad]00.03
0.06 -0.06 -0.03
層変形角 [rad]図 3 荷重変形関係: (a) 試験体 1; (b) 試験体 2; (c) 試験体 3; (d) 試験体 4(d)0.06

(a)(c)(b)(d)

図 4 正曲げの破壊モード: (a) 試験体 1; (b) 試験体 2; (c) 試験体 3; (d) 試験体 46. まとめ
合成梁に関して、データベースを構築し、繰返し載荷実験を実施し、以下の知見を得た。
1) デッキプレートの溝方向が梁に平行/直交な場合ともに、合成効果が確認でき、合成梁の最大耐力は全塑性耐力 cMp を上回った。
2) デッキプレートの溝方向が梁に直交する場合、頭付きスタッドの本数が多いと、性能が劣化する例が見られた。
3) デッキプレートの配置形式を考慮した米国の指針 15) による合成率は、合成梁の最大耐力
Mmax と相関関係が確認された。
【参考文献】
1) 福岡ら：日本建築学会大会学術講演梗概集、構造 III、

合成梁の断面位置 [mm]

ずれ変位 [mm]Mmax/cMu

を平行する場合より小さく規定しているためで
1spec.3spec.4ある。Mmax/cMu をみると、合成梁 3 体の最大耐力
spec.20.75
圧縮力は cMu を下回った。これは、本論文で採用したシ支圧力アコネクタの突出長さが AISC の規定値より短く、突出長さ0.5完全合成梁としての性能が発揮されなかったためと考えられる。図 6 に、試験体 2～4 の Mmax/cMu
0.25
各種,実測を表 1 で示した日米両指針による合成率に対してAISC,実測0示す。純鋼梁を想定し合成率 0 で Mmax = sMu13)と00.511.5した点と、合成率 1 で Mmax = cMu となる点を結び、合成率破線で示す。実測値で算定した AISC の合成率は、 図 5 直交な場合の断面 図 6 合成率と耐力の関係概ね破線に近い値を示した。以上より、AISC によ4000.4る合成率は最大耐力と相関関係が見られた。
spec.2spec.2
A側spec.4spec.4
図 7 に、振幅 0.00375 rad の正曲げ 1 回目ピーク
3000における、鋼梁と合成スラブのずれ変位の結果を-0.1200示す。横軸の断面番号は、図 2 中に示した断面 10.4
B側400および 2 である。試験体 2 のずれは試験体 4 より100小さく、頭付きスタッドの本数が多い試験体 2 の00-0.10方が、合成スラブを強く拘束していた。図 8 に合12032
断面番号
成梁の中立軸位置を示す。
0.02 rad の 2 回目まで、載荷サイクル
試験体 2 の方が中立軸位置は高いが、それ以降は
図 7 鋼梁とスラブのずれ
図 8 中立軸位置
試験体 4 の方が高く、合成効果が高いことが分かる。以上より、試験体 2 は頭付きスタッドが合成
1371-1372、 2014.9
スラブを強く拘束し、0.03 rad の 1 回目でコンク
2) 加藤ら：日本建築学会関東支部研究報告集、54、293リートがデッキプレートと大きく離間したこと
296、1983.7
3) 立山ら：日本建築学会大会学術講演梗概集、構造 II、から、試験体 4 よりも合成効果が早期に低下した
1365-1366、1989.10と推測される。
4) 北園ら：日本建築学会大会学術講演梗概集、構造 III、
535-536、1999.9
北園ら：日本建築学会大会学術講演梗概集、構造 III、735-736、2000.9
6) 北園ら：日本建築学会中国支部研究報告集、24、129132、2001.3
7) 石井ら：鋼構造論文集、31、65-79、2001.9
8) 岡田ら：日本建築学会構造系論文集、573、185-192、2003.119) 田中ら：日本建築学会構造系論文集、707、127-136、2015.110) 中田ら：日本建築学会大会学術講演梗概集、構造 III、
759-760、2015.9
11) 島田ら：日本建築学会構造系論文集、724、1005-1014、
2016.612) 青柳ら：日本建築学会大会学術講演梗概集、構造 II、837-838、2019.913) 日本建築学会：鋼構造接合部設計指針、2012.314) 日本建築学会：各種合成構造設計指針・同解説、2010.1115）AISC：Specification for Structural Steel Buildings、16.1105、2016.716）AISC：Seismic Provisions for Structural Steel Buildings、
9.1-148、2016.75)