特開 2023-177314 連続合成梁の構造および連続合成梁の最大たわみの評価方法

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】公開特許公報(A)

(11)【公開番号】P2023177314

(43)【公開日】2023-12-13

(54)【発明の名称】連続合成梁の構造および連続合成梁の最大たわみの評価方法

(51)【国際特許分類】

   E04B 1/24 20060101AFI20231206BHJP

   E04C 3/04 20060101ALI20231206BHJP

   G01N 3/00 20060101ALI20231206BHJP

   E04B 5/32 20060101ALI20231206BHJP

【ＦＩ】

E04B1/24 Q

E04C3/04 ESW

G01N3/00 Z

E04B5/32 D

【審査請求】未請求

【請求項の数】3

【出願形態】ＯＬ

(21)【出願番号】P 2023088689

(22)【出願日】2023-05-30

(31)【優先権主張番号】P 2022088228

(32)【優先日】2022-05-31

(33)【優先権主張国・地域又は機関】JP

(71)【出願人】

【識別番号】000001258

【氏名又は名称】ＪＦＥスチール株式会社

(74)【代理人】

【識別番号】100184859

【弁理士】

【氏名又は名称】磯村 哲朗

(74)【代理人】

【識別番号】100123386

【弁理士】

【氏名又は名称】熊坂 晃

(74)【代理人】

【識別番号】100196667

【弁理士】

【氏名又は名称】坂井 哲也

(74)【代理人】

【識別番号】100130834

【弁理士】

【氏名又は名称】森 和弘

(72)【発明者】

【氏名】鈴木 健太郎

(72)【発明者】

【氏名】田村 淳一

(72)【発明者】

【氏名】竹内 雅人

(72)【発明者】

【氏名】金城 陽介

(72)【発明者】

【氏名】植木 卓也

(72)【発明者】

【氏名】木下 智裕

【テーマコード（参考）】

2E163

2G061

【Ｆターム（参考）】

2E163FA12

2G061AA07

2G061AB01

2G061BA20

2G061CA02

2G061CA08

2G061CB01

2G061CB02

2G061DA11

2G061DA12

2G061EA01

2G061EA02

2G061EC02

(57)【要約】

【課題】 端部が大梁に剛接合された鉄骨小梁が複数本直列に連続してなる連続梁が、シアコネクタを介してコンクリートスラブと一体化されてなる連続合成梁において、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢおよび長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢの各々において、より合理的な構造とすることのできる、連続合成梁の構造および連続合成梁の最大たわみの評価方法を提供する。
【解決手段】 両端部が大梁に剛接合された鉄骨小梁と、前記鉄骨小梁の上面に設けられたシアコネクタを介して前記鉄骨小梁と一体化されたコンクリートスラブとを備える合成梁からなる小梁が、２スパン以上直列に連続して構成された連続合成梁の構造であって、前記連続合成梁の各スパンのうち、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域のみに、前記シアコネクタが設けられている、連続合成梁の構造。
【選択図】図１

【特許請求の範囲】

【請求項1】

両端部が大梁に剛接合された鉄骨小梁と、前記鉄骨小梁の上面に設けられたシアコネクタを介して前記鉄骨小梁と一体化されたコンクリートスラブとを備える合成梁からなる小梁が、２スパン以上直列に連続して構成された連続合成梁の構造であって、
前記連続合成梁の各スパンのうち、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域のみに、前記シアコネクタが設けられている、連続合成梁の構造。

【請求項2】

前記連続合成梁は、各スパンにおいてｎ個（ｎは２以上５以下の整数）の点から長期集中荷重を受ける箇所に設置され、
前記連続合成梁の各スパンにおいて、前記シアコネクタが設けられる領域の長さＬ_１［ｍｍ］が下記（１）式を満たす、請求項１に記載の連続合成梁の構造。
（β－０．０５）Ｌ≦Ｌ_１≦（β＋０．０５）Ｌ …（１）
ただし、
Ｌ［ｍｍ］は前記連続合成梁の各スパンの長さであり、
βは、下記（２）式
β＝Ａ_１×ｌｏｇ_ｅα＋Ａ_２ …（２）
により算出される値であり、上記（２）式において、
αは、前記鉄骨小梁の曲げ剛性に対する前記合成梁の曲げ剛性の比であり、１．０≦α≦３．５とし、
Ａ_１およびＡ_２は、前記スパンの数ｍ（ｍは２以上の整数）によって定まる係数である。

【請求項3】

請求項２に記載の連続合成梁の構造における連続合成梁の最大たわみの評価方法であって、
下記（３）式により、前記連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑ［ｍｍ］を算出する、連続合成梁の最大たわみの評価方法。
δ_ｅｑ＝Ｂ_１×δ_ｓ／｛（α－１）×β＋１｝－Ｂ_２ …（３）
ただし、上記（３）式において、
δ_ｓ［ｍｍ］は、前記連続合成梁の全長にわたって、前記鉄骨小梁部分のみが構造体として機能するものと評価して計算される、連続合成梁の最大たわみの値であり、
Ｂ_１およびＢ_２は、前記スパンの数ｍ（ｍは２以上の整数）によって定まる係数である。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、連続合成梁の構造および連続合成梁の最大たわみの評価方法に関する。

【背景技術】

【0002】

鉄骨造の建築物では、鉄骨小梁の端部の鉄骨大梁への接合を、鉄骨小梁のウェブのみを鉄骨大梁に接合するピン接合形式とすることが多いが、このような構造では、小梁のたわみが大きくなりやすい。

【0003】

そこで、鉄骨小梁の端部のウェブだけでなく上下フランジも鉄骨大梁に接合する剛接合形式とし、この鉄骨小梁が複数直列に連続した連続梁とすることで、鉄骨小梁の端部の回転剛性を高め、小梁のたわみを抑制することが行われている。

【0004】

また、鉄骨梁の上フランジに頭付きスタッド等のシアコネクタを設け、このシアコネクタを介して、鉄骨梁の上に設けられるコンクリートスラブと鉄骨梁とが一体化した合成梁とすることで、梁の曲げ剛性を高め、梁のたわみを抑制することも行われている。

【0005】

そして、例えば特許文献１に開示されるように、上記二種類の構造を組み合わせ、鉄骨小梁とコンクリートスラブとが一体化した合成梁とするとともに、鉄骨小梁の端部を鉄骨大梁に剛接合し、この小梁が複数直列に連続してなる連続合成梁の構造も知られている。図３５に示すように、従来の連続合成梁ＣＢＰの構造では、鉄骨小梁８の全長にわたって、上フランジ８２にシアコネクタ８４が設けられ、コンクリートスラブ９と一体化されている。

【先行技術文献】

【特許文献】

【0006】

【特許文献1】特開２０１７－０５３１０２号公報

【特許文献2】特開２０２１－０８２１５３号公報

【非特許文献】

【0007】

【非特許文献1】日本建築学会編、「各種合成構造設計指針・同解説」、日本建築学会、２０１０年１１月、ＰＰ．５１～１３３

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0008】

ここで、図３５に示すように、特許文献１に開示されるような従来の連続合成梁ＣＢＰの構造では、長期荷重作用時に、連続合成梁ＣＢＰの各スパンの中央部では正曲げが生じ、大梁１を跨ぐようにして大梁１に剛接合される小梁端部付近には負曲げが生じる。長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢでは、曲げ内側となるコンクリートスラブ９側に圧縮が生じ、コンクリートスラブ９が圧縮応力を負担して、合成梁の曲げ剛性が大きくなる。これに対し、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢでは、曲げ外側となるコンクリートスラブ９側に引張が生じるが、コンクリートスラブ９は引張応力をほとんど負担しないため、コンクリートスラブ９と鉄骨小梁８の合成効果が低い。よって、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢにおける合成梁の曲げ剛性は、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢよりも小さくなる。このように、連続合成梁ＣＢＰの構造では、長期荷重作用時に、正曲げが生じる領域ＰＢと、負曲げが生じる領域ＮＢとが各スパン内に生じ、これら二つの領域ＰＢ、ＮＢで曲げ剛性が異なる。

【0009】

また、図３６に示すように、従来の連続合成梁ＣＢＰの構造では、大梁１を跨ぐようにして大梁１に剛接合される小梁端部付近、すなわち長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢにおいて、鉄骨小梁８の曲げ外側となる上フランジ８２に設けられたシアコネクタ８４からコンクリートスラブ９のコンクリート９１に引張応力が伝達する。そして、この引張応力に十分対抗できるような安全側の設計とするには、コンクリートスラブ９内の鉄筋９２の量を多くする必要が生じ、不経済となる。

【0010】

上記課題に鑑み、本発明は、端部が大梁に剛接合された鉄骨小梁が複数直列に連続してなる連続梁が、シアコネクタを介してコンクリートスラブと一体化されてなる連続合成梁において、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢおよび長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢの各々において、より合理的な構造とすることのできる、連続合成梁の構造および連続合成梁の最大たわみの評価方法を提供することを目的としている。

【課題を解決するための手段】

【0011】

上記課題を解決するため、本発明は以下の特徴を有する。

【0012】

［１］ 両端部が大梁に剛接合された鉄骨小梁と、前記鉄骨小梁の上面に設けられたシアコネクタを介して前記鉄骨小梁と一体化されたコンクリートスラブとを備える合成梁からなる小梁が、２スパン以上直列に連続して構成された連続合成梁の構造であって、
前記連続合成梁の各スパンのうち、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域のみに、前記シアコネクタが設けられている、連続合成梁の構造。

【0013】

ここで、長期荷重とは、上記連続合成梁の構造を含む床組架構に常時作用する荷重を意味し、固定荷重（自重）および積載荷重を含む。なお、構造物の用途によって、床組架構に対し、車両走行時の輪圧荷重、荷下ろしに伴う衝撃荷重等の動的な荷重が作用する場合がある。このような動的な荷重が、当該構造物において日常的に作用するものである場合には、上記積載荷重に含まれるものとする。

【0014】

［２］ 前記連続合成梁は、各スパンにおいてｎ個（ｎは２以上５以下の整数）の点から長期集中荷重を受ける箇所に設置され、前記連続合成梁の各スパンにおいて、前記シアコネクタが設けられる領域の長さＬ_１［ｍｍ］が下記（１）式を満たす、［１］に記載の連続合成梁の構造。

【0015】

（β－０．０５）Ｌ≦Ｌ_１≦（β＋０．０５）Ｌ …（１）
ただし、
Ｌ［ｍｍ］は前記連続合成梁の各スパンの長さであり、βは、下記（２）式
β＝Ａ_１×ｌｏｇ_ｅα＋Ａ_２ …（２）
により算出される値であり、上記（２）式において、αは、前記鉄骨小梁の曲げ剛性に対する前記合成梁の曲げ剛性の比であり、１．０≦α≦３．５とし、Ａ_１およびＡ_２は、前記スパンの数ｍ（ｍは２以上の整数）によって定まる係数である。

【0016】

［３］ ［２］に記載の連続合成梁の構造における連続合成梁の最大たわみの評価方法であって、下記（３）式により、前記連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑ［ｍｍ］を算出する、連続合成梁の最大たわみの評価方法。

【0017】

δ_ｅｑ＝Ｂ_１×δ_ｓ／｛（α－１）×β＋１｝－Ｂ_２ …（３）
ただし、上記（３）式において、δ_ｓ［ｍｍ］は、前記連続合成梁の全長にわたって、前記鉄骨小梁部分のみが構造体として機能するものと評価して計算される、連続合成梁の最大たわみの値であり、Ｂ_１およびＢ_２は、前記スパンの数ｍ（ｍは２以上の整数）によって定まる係数である。

【発明の効果】

【0018】

本発明に係る連続合成梁の構造によれば、連続合成梁の各スパンのうち、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域のみにシアコネクタが設けられており、負曲げが生じる領域にはシアコネクタが設けられていない。よって、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域においては、鉄骨小梁の曲げ外側となる上フランジからコンクリートスラブに引張力がほとんど作用せず、コンクリートスラブ内の鉄筋量を多くする必要が生じない。

【0019】

このため、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域では、鉄骨小梁とコンクリートスラブとが一体化した合成梁とすることで、梁の曲げ剛性および耐力を高めて、梁のたわみを抑制しつつ、負曲げが生じる領域では、鉄骨小梁の曲げ外側で引張力に抵抗できる。このように、コンクリートスラブ内の鉄筋量を過度に多くせず、構造的に合理的で、経済的な構造とすることができる。

【0020】

また、本発明に係る連続合成梁の最大たわみの評価方法によれば、数値解析や収れん計算を必要とすることなく、上記（３）式に示す陽関数により、連続合成梁の最大たわみの評価値を精度良くかつ簡単に算出できる。

【図面の簡単な説明】

【0021】

【図1】図１は、本発明の連続合成梁の構造の一例を示す側面図である。

【図2】図２は、長期荷重を受ける３スパン連続合成梁に発生する曲げモーメント分布を模式的に示す図である。

【図3】図３は、シアコネクタが設けられている合成梁の拡大図である。

【図4】図４は、シアコネクタが設けられていない場合の拡大図である。

【図5】図５は、本発明の連続合成梁の構造を模式的に示す図である。

【図6】図６（ａ）～図６（ｄ）は、３スパン連続合成梁の各スパンの端部曲げモーメントを導出する手順を示す図である。

【図7】図７（ａ）および図７（ｂ）は、３スパン連続合成梁の各スパンの端部におけるたわみ角を示す図である。

【図8】図８（ａ）～図８（ｃ）は、端部曲げモーメントと３スパン連続合成梁に作用する集中荷重の重ね合わせを示す図である。

【図9】図９（ａ）～図９（ｄ）は、３スパン連続合成梁の各スパンの端部曲げモーメントを導出する手順を示す図である。

【図10】図１０は、３スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合β_１、β_２および端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図11】図１１は、２スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合βおよび端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図12】図１２（ａ）は、３スパン連続合成梁の各支点に発生する反力を示す図であり、図１２（ｂ）および図１２（ｃ）は、３スパン連続合成梁の各位置における曲げモーメントの釣り合いを示す図である。

【図13】図１３（ａ）および図１３（ｂ）は、長期荷重作用時に３スパン連続合成梁の両端のスパンで負曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図14】図１４は、長期荷重作用時に２スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図15】図１５は、４スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合β_１、β_２および端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図16】図１６は、５スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合β_１～β_３および端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図17】図１７は、６スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合β_１～β_３および端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図18】図１８は、７スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合β_１～β_４および端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図19】図１９は、８スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合β_１～β_４および端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図20】図２０は、９スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合β_１～β_５および端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図21】図２１は、１０スパン連続合成梁の各スパンで正曲げが発生する領域の割合β_１～β_５および端部曲げモーメントＭを模式的に示す図である。

【図22】図２２（ａ）および図２２（ｂ）は、長期荷重作用時に４スパン連続合成梁の両端のスパンで負曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図23】図２３（ａ）～図２３（ｃ）は、長期荷重作用時に５スパン連続合成梁の両端のスパンで負曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図24】図２４（ａ）～図２４（ｃ）は、長期荷重作用時に６スパン連続合成梁の両端のスパンで負曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図25】図２５（ａ）～図２５（ｄ）は、長期荷重作用時に７スパン連続合成梁の両端のスパンで負曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図26】図２６（ａ）～図２６（ｄ）は、長期荷重作用時に８スパン連続合成梁の両端のスパンで負曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図27】図２７（ａ）～図２７（ｅ）は、長期荷重作用時に９スパン連続合成梁の両端のスパンで負曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図28】図２８（ａ）～図２８（ｅ）は、長期荷重作用時に１０スパン連続合成梁の両端のスパンで負曲げが生じる領域の割合の解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図29】図２９は、等価曲げ二次モーメントの概念図である。

【図30】図３０（ａ）および図３０（ｂ）は、本発明の連続合成梁の構造の効果を検証するための数値解析の架構および荷重条件を示す図である。

【図31】図３１は、数値解析で設定した断面二次モーメントを示す図である。

【図32】図３２は、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域の判定手順を示すフローチャートである。

【図33】図３３は、３スパン連続合成梁の最大たわみの解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図34】図３４は、２スパン連続合成梁の最大たわみの解析結果および回帰式を示すグラフである。

【図35】図３５は、従来の連続合成梁の構造の一例を示す側面図である。

【図36】図３６は、従来の連続合成梁の構造の一例の要部を示す側面図である。

【発明を実施するための形態】

【0022】

以下、図面を参照して、本発明の連続合成梁の構造および連続合成梁の最大たわみの評価方法の実施形態について、詳細に説明する。
［連続合成梁の構造］
図１に、本実施形態の連続合成梁の構造の一例の側面図を示す。図１に示すように、本実施形態の連続合成梁ＣＢの構造は、Ｈ形鋼からなる鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化された合成梁が、２スパン以上直列に連続して構成されている。

【0023】

連続合成梁ＣＢの各スパンにおいて、鉄骨小梁２の両端部は、Ｈ形鋼からなる鉄骨大梁１に剛接合されている。具体的には、鉄骨小梁２の両端部では、鉄骨小梁２のウェブ２１が、鉄骨大梁１に設けられたガセットプレートに、スプライスプレート２５を介してボルト接合されるとともに、鉄骨小梁２の上フランジ２２および下フランジ２３が、鉄骨大梁１に溶接されている。そして、このような合成梁からなる小梁が、鉄骨大梁１を跨ぐようにして２スパン以上直列に連続する連続合成梁ＣＢとすることで、鉄骨小梁２の両端部の回転剛性を高め、連続合成梁ＣＢのたわみを抑制するようにしている。

【0024】

また、図１に示すように、本実施形態の連続合成梁ＣＢの構造では、連続合成梁ＣＢの各スパンのうち、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢのみにおいて、鉄骨小梁２の上面には、頭付きスタッドからなるシアコネクタ２４が設けられている。そして、このシアコネクタ２４を介して、鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４が一体化されている。換言すると、連続合成梁ＣＢの各スパンのうち、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢでは、鉄骨小梁２の上面にはシアコネクタ２４が設けられておらず、鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化されていない構造となっている。

【0025】

コンクリートスラブ４は、鉄骨小梁２の上にフラットデッキ（図示せず）を敷設し、その上に鉄筋４２を所定の間隔で配筋してコンクリート４１を打設することにより構成される。あるいは、これに代えて、鉄骨小梁２の上に合成スラブ用デッキプレート（図示せず）を敷設し、その上に鉄筋４２を配筋してコンクリート４１を打設することにより構成される合成スラブであってもよい。

【0026】

図２に、長期荷重を受ける３スパン連続合成梁ＣＢ３に発生する曲げモーメント分布を、模式的に示す。図２に示すように、連続合成梁ＣＢ３のうち、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢは、鉄骨大梁１を跨ぐようにして鉄骨大梁１に剛接合される小梁端部付近となる。そして、上述のとおり、本実施形態の連続合成梁ＣＢの構造では、連続合成梁ＣＢの各スパンのうち、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢにはシアコネクタ２４が設けられていない（図１参照）。この構成について、以下に説明する。

【0027】

図３および図４に、シアコネクタ２４が設けられている合成梁と、シアコネクタ２４が設けられていない場合の拡大図を、それぞれ示す。

【0028】

長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢにおいて、図３に示すようにシアコネクタ２４が設けられていると、鉄骨小梁２の曲げ外側となる上フランジ２２からシアコネクタ２４を介してコンクリートスラブ４のコンクリート４１に引張応力が伝達する。そして、コンクリートスラブ４内の鉄筋４２がこの引張応力を負担する。この引張応力を十分負担できるような安全側の設計とするには、コンクリートスラブ４内の鉄筋４２の量を多くする必要が生じ、不経済となる。

【0029】

これに対し、本実施形態の連続合成梁ＣＢでは、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢには、図４に示すようにシアコネクタ２４が設けられていない。よって、鉄骨小梁２の曲げ外側となる上フランジ２２からコンクリートスラブ４のコンクリート４１への引張応力の伝達がほとんど発生せず、鉄骨小梁２の上フランジ２２が引張応力を負担する。よって、コンクリートスラブ４内の鉄筋４２の量を多くする必要が生じない。

【0030】

このように、本実施形態の連続合成梁ＣＢの構造では、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢでは、鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化した合成梁とすることで、梁の曲げ剛性および耐力を高めて、梁のたわみを抑制できる。また、連続合成梁ＣＢの各スパンのうち、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢでは、シアコネクタ２４が設けられていないため、鉄骨小梁２の曲げ外側の上フランジ２２が引張応力を負担するため、コンクリートスラブ４内の鉄筋４２の量を多くする必要がない。よって、構造的に合理的で、経済的な構造となる。

【0031】

例えば、図２に示すような３スパン連続合成梁ＣＢ３の場合は、後述する表１に示すように、鉄骨小梁２の曲げ剛性に対する合成梁の曲げ剛性の比が２．０のとき、両端のスパンにおいて長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢは、スパン長さＬの約８３％となる。よって、連続合成梁の全長にわたってシアコネクタ２４を設ける場合に比べると、シアコネクタ２４を設置する量を、約１７％減らすことができる。

【0032】

図５に、本実施形態の連続合成梁ＣＢの構造を、模式的に示す。上述のとおり、本実施形態の連続合成梁ＣＢの構造では、連続合成梁ＣＢの各スパンのうち、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢのみに、シアコネクタ２４が設けられている。よって、連続合成梁ＣＢのうち、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢは、鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化した合成梁であるものと評価し、負曲げが生じる領域ＮＢは、鉄骨小梁２部分のみが構造体として機能するものとして評価して、連続合成梁ＣＢを設計する。つまり、連続合成梁ＣＢは、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢと、負曲げが生じる領域ＮＢとの間の変曲点位置Ｆを境にして、異なる曲げ剛性を有するものとして、設計する。
＜長期荷重作用時に正曲げが生じる領域＞
本実施形態の連続合成梁ＣＢの構造では、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢのみに、シアコネクタ２４が設けられている。この、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢは、詳細な数値解析や収れん計算を行うことにより判定してもよいが、例えば下記のような方法で、精度良くかつ簡単に判定できる。

【0033】

本実施形態の連続合成梁ＣＢの構造は、上述のとおり、合成梁からなる小梁が、鉄骨大梁１を跨ぐようにして２スパン以上直列に連続して構成されており、２～５本程度の孫梁から長期集中荷重を受ける箇所に設置されることが想定される。そこで、本実施形態の連続合成梁ＣＢの各スパンの長さが互いに等しく、各スパンにおいて、ｎ個（ｎは２以上５以下の整数）の点から等間隔で同じ大きさの長期集中荷重Ｐ［Ｎ］を受ける箇所に設置される場合を想定する。この場合には、連続合成梁ＣＢの各スパンにおいてシアコネクタ２４が設けられる領域の長さＬ_１［ｍｍ］は、例えば下記（１）式を満たすようにすることが好ましい。

【0034】

（β－０．０５）Ｌ≦Ｌ_１≦（β＋０．０５）Ｌ …（１）
ただし、上記（１）式において、Ｌ［ｍｍ］は連続合成梁ＣＢの各スパンの長さであり、βは、長期荷重作用時に連続合成梁ＣＢの各スパンにおいて正曲げが生じる領域ＰＢの割合を示す値であって、下記（２）式
β＝Ａ_１×ｌｏｇ_ｅα＋Ａ_２ …（２）
により算出される。

【0035】

上記（２）式において、αは、鉄骨小梁２の曲げ剛性に対する合成梁の曲げ剛性の比であって、１．０≦α≦３．５とする。また、Ａ_１およびＡ_２は、連続合成梁ＣＢのスパンの数ｍ（ｍは２以上の整数）によって定まる係数である。例えば、ｍ＝３のときＡ_１＝０．１２６５、Ａ_２＝０．５０１５、ｍ＝２のときＡ_１＝０．０５８６、Ａ_２＝０．７６２４である。

【0036】

上記（１）式中のβは、上記（２）式のとおり、簡単な陽関数、具体的には、鉄骨小梁２の曲げ剛性に対する合成梁の曲げ剛性の比αの自然対数の一次関数で表される。上記（２）式中の係数Ａ_１およびＡ_２の値の導出方法については、後述する。

【0037】

従来は、正曲げが生じる領域ＰＢの割合βや、変曲点位置を判定するのに、詳細な数値解析や収れん計算を行う必要があり、この解析や計算に多大な手間を要していた。これに対し、本実施形態では、正曲げが生じる領域ＰＢの割合βを、上記（２）式に示す形式の陽関数により、精度良くかつ簡単に算出できる。つまり、上記（１）式および（２）式を用いることで、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢ、すなわち連続合成梁ＣＢの各スパンにおいてシアコネクタ２４を設けるべき領域を、精度良くかつ簡単に判定できる。

【0038】

上記（２）式中の係数Ａ_１およびＡ_２の導出方法について、図６（ａ）に示すように、各スパンの長さが互いに等しい３スパン連続合成梁ＣＢ３が、各スパンにおいて３つの点から等間隔で同じ大きさの集中荷重Ｐを受ける力学モデルを例に、以下に説明する。

【0039】

連続合成梁ＣＢの各スパンにおいて、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢは、負曲げが生じる領域ＮＢ内に位置するスパン端部の端部曲げモーメントＭを導出し、この端部曲げモーメントＭを用いて各スパン内の変曲点位置Ｆを導出する手順で、判定できる。
＜端部曲げモーメントの導出＞
連続合成梁ＣＢの各スパンにおいて、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢ内に位置するスパン端部の端部曲げモーメントＭは、以下のようにして導出できる。

【0040】

まず、図６（ｂ）～図６（ｄ）に示すように、３スパン連続合成梁ＣＢ３を、中間支点Ｂ、Ｃで３つの単純梁に分離する。そして、分離された３つの単純梁の各々において、分離前と同じ応力分布状態が維持されるように、支点Ｂ、Ｃに曲げモーメントＭ_Ｂ、Ｍ_Ｃを作用させることを考える。

【0041】

ここで、図７（ａ）および図７（ｂ）に示すように、分離された３つの単純梁のうち、支点Ｂの左側の単純梁の支点Ｂにおけるたわみ角θ^ｌは、支点Ｂの右側の単純梁の支点Ｂにおけるたわみ角θ^ｒと等しい。

【0042】

また、図８（ａ）に示す支点Ｂの右側の単純梁の支点Ｂにおけるたわみ角θ^ｒは、図８（ｂ）に示すように、この単純梁が３つの点から集中荷重Ｐを受けることにより生じるたわみ角θ_ｅ ^ｒと、図８（ｃ）に示すように、この単純梁が支点Ｂ、Ｃに曲げモーメントＭ_Ｂ、Ｍ_Ｃが作用することにより生じるたわみ角θ_ｍ ^ｒとの合計θ_ｅ ^ｒ＋θ_ｍ ^ｒで表される。図示は省略するが、支点Ｂの左側の単純梁の支点Ｂにおけるたわみ角θ^ｌも、この単純梁が３つの点から集中荷重Ｐを受けることにより生じるたわみ角θ_ｅ ^ｌと、この単純梁が支点Ｂで曲げモーメントＭ_Ｂを受けることにより生じるたわみ角θ_ｍ ^ｌとの合計θ_ｅ ^ｌ＋θ_ｍ ^ｌで表される。つまり、下記（４）式が成立する。

【0043】

θ_ｅ ^ｌ＋θ_ｍ ^ｌ＝θ_ｅ ^ｒ＋θ_ｍ ^ｒ …（４）
次に、図９（ａ）に示すように、支点Ｂの左側の単純梁において、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合をβ_１、すなわち正曲げが発生する領域の長さＬ_１１をＬ_１１＝β_１×Ｌとする。この単純梁において、支点Ｂに作用する曲げモーメントＭ_Ｂにより、支点Ｂに生じるたわみ角θ_ｍ ^ｌは、単位荷重法（仮想仕事の原理）により、下記（５）式のとおり求められる。ここで、本例では、スパン連続合成梁ＣＢ３の各スパンの長さが互いに等しく、各スパンにおいて３つの点から等間隔で同じ大きさの集中荷重Ｐを受けるので、対称性からＭ_Ｂ＝Ｍ_Ｃであり、以下ではＭ_ＢおよびＭ_ＣをＭと記載する。

【0044】

【数1】

【0045】

（α＝１のとき、θ_ｍ ^ｌ＝ＭＬ／３ＥＩ）
ここで、αは、鉄骨小梁２部分のみの曲げ剛性に対する、鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化した合成梁の曲げ剛性の比である。また、Ｅ［Ｎ／ｍｍ^２］は鉄骨小梁２を構成する鋼材のヤング係数であり、Ｉ［ｍｍ^４］は鉄骨小梁２の断面二次モーメントである。

【0046】

また、図９（ｂ）に示すように、支点Ｂの左側の単純梁において、この単純梁が３つの点から集中荷重Ｐを受けることにより、支点Ｂに生じるたわみ角θ_ｅ ^ｌは、単位荷重法により、下記（６）式のとおり求められる。

【0047】

【数2】

【0048】

（α＝１のとき、θ_ｅ ^ｌ＝－（５／３２）ＰＬ^２／ＥＩ）
また、図９（ｃ）に示すように、支点Ｂの右側の単純梁において、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合をβ_２、すなわち正曲げが発生する領域の長さＬ_１２をＬ_１２＝β_２×Ｌとする。この単純梁において、支点Ｂ、Ｃに作用する曲げモーメントＭ（Ｍ_Ｂ、Ｍ_Ｃ）により、支点Ｂに生じるたわみ角θ_ｍ ^ｒは、単位荷重法により、下記（７）式のとおり求められる。

【0049】

【数3】

【0050】

（α＝１のとき、θ_ｍ ^ｒ＝－ＭＬ／２ＥＩ）
また、図９（ｄ）に示すように、支点Ｂの右側の単純梁において、この単純梁が３つの点から集中荷重Ｐを受けることにより、支点Ｂに生じるたわみ角θ_ｅ ^ｒは、単位荷重法により、下記（８）式のとおり求められる。

【0051】

【数4】

【0052】

（α＝１のとき、θ_ｅ ^ｒ＝（５／３２）ＰＬ^２／ＥＩ）
上記（４）式に、上記（５）式～（８）式を代入すると、図１０に示すような３スパン連続合成梁ＣＢ３の端部曲げモーメントＭについての関係式が、下記（９）式のとおり導かれる。

【0053】

【数5】

【0054】

なお、図１１に示すような２スパン連続合成梁ＣＢ２の端部曲げモーメントＭについての関係式も、上記と同様の手順により、下記（１０）式のとおり導かれる。

【0055】

【数6】

【0056】

さらに、荷重条件がスパン毎に異なる場合や、スパン長さが異なる場合、支点（スパン）数が増えた場合にも、上記と同様の手順により、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢ内に位置するスパン端部の端部曲げモーメントＭについての関係式を導出できる。
＜変曲点位置の導出＞
図１２（ａ）に示すように、３スパン連続合成梁ＣＢ３の両端の支点Ａ、Ｄに生じる反力をＲ_１、中間支点Ｂ、Ｃに生じる反力をＲ_２とする。そして、図１２（ｂ）および図１２（ｃ）に示すように、３スパン連続合成梁ＣＢ３を、左端の支点Ａからの距離がｘ［ｍｍ］の位置で切断し、切断位置より左側の部分で切断前と同じ応力分布状態が維持されるように、切断位置に曲げモーメントを作用させることを考える。

【0057】

図１２（ｂ）に示すように、切断位置が支点Ｂよりも左側である場合は、切断位置における曲げモーメントＭ_１（ｘ）のつり合いは、下記（１１）式のとおり表される。また、図１２（ｃ）に示すように、切断位置が支点Ｂと支点Ｃの間である場合は、切断位置における曲げモーメントＭ_２（ｘ）のつり合いは、下記（１２）式のとおり表される。

【0058】

Ｍ_１（ｘ）＝（３Ｐ－Ｒ_１）ｘ－（３／２）ＰＬ …（１１）
Ｍ_２（ｘ）＝（３Ｐ－Ｒ_１－Ｒ_２）ｘ－（３／２）ＰＬ＋Ｒ_２ …（１２）
ここで、ｘ＝Ｌのとき、上記（１１）式のＭ_１（Ｌ）は、上記（９）式の端部曲げモーメントＭに等しくなるので、これら（９）式および（１１）式から、下記（１３）式が導かれる。

【0059】

（３Ｐ－Ｒ_１）Ｌ－（３／２）ＰＬ＝ＰＬ×φ …（１３）
ただし、上記（１３）式において、

【0060】

【数7】

【0061】

である。

【0062】

上記（１３）式を書き換えることにより、反力Ｒ_１は、下記（１５）式のとおり表される。

【0063】

Ｒ_１＝（３／２）Ｐ－Ｐ×φ …（１５）
また、支点Ａ～Ｄにおける反力Ｒ_１、Ｒ_２の合計は、９点から作用する集中荷重Ｐの合計に等しく、この関係は下記（１６）式のとおり表される。

【0064】

２Ｒ_１＋２Ｒ_２＝９Ｐ …（１６）
よって、上記（１５）式および（１６）式から、反力Ｒ_２は、下記（１７）式のとおり表される。

【0065】

Ｒ_２＝３Ｐ＋Ｐ×φ …（１７）
（１５）式および（１７）式のとおり表される反力Ｒ_１、Ｒ_２を、上記（１１）式および（１２）式に代入して整理すると、下記（１８）式および（１９）式のとおりとなる。

【0066】

Ｍ_１（ｘ）＝｛（３／２）＋φ｝Ｐｘ－（３／２）ＰＬ …（１８）
Ｍ_２（ｘ）＝－（３／２）Ｐｘ＋｛（３／２）＋φ｝ＰＬ …（１９）
また、上述のとおり、β_１は支点Ｂの左側のスパンにおいて、また、β_２は、支点Ｂと支点Ｃの間の中央スパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。よって、Ｍ_１（ｘ）またはＭ_２（ｘ）が０となる変曲点位置は、ｘ＝β_１×Ｌ、または、ｘ＝Ｌ＋（Ｌ－β_２×Ｌ）／２＝（３／２）Ｌ－（Ｌ／２）β_２である。

【0067】

これより、変曲点位置Ｆについて、下記（２０）式のとおり表される連立方程式が導かれる。

【0068】

【数8】

【0069】

ここで、建築設計で実際に用いられる曲げ剛性の比αの範囲が１．０～３．５であることを考慮して、上記（２０）式に、αの値として１．０から３．５まで０．１間隔（１．０、１．１、１．２、…、３．４、３．５）の数値を代入し、２６組の連立方程式を作成した。

【0070】

これら２６組の連立方程式を解くことにより、β_１およびβ_２の値を算出した。また、上記と同様の手順で、長期荷重作用時に２スパン連続合成梁ＣＢ２の各スパンにおいて正曲げが発生する領域の割合βの値も算出した。これらβ_１、β_２およびβの値を、表１に示す。また、表１には、同様の方法により算出した、２スパン連続合成梁ＣＢ２におけるβの値も、併せて示している。

【0071】

【表1】

【0072】

さらに、図１５～図２１に示すような、連続合成梁ＣＢのスパンの数ｍが４～１０の場合について、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが生じる領域の割合を算出した結果を、表２～表７に示す。ここでは、各スパンの長さが互いに等しい４スパン～１０スパンの連続合成梁ＣＢ４～ＣＢ１０が、各スパンにおいて３つの点から等間隔で同じ大きさの集中荷重Ｐを受ける力学モデルに基づいて、正曲げが生じる領域の割合を算出した。

【0073】

図１５に示すように、ｍ＝４のとき、すなわち４スパンの連続合成梁ＣＢ４の場合、β_１は、支点Ｂの左側のスパンまたは支点Ｄの右側のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_２は、支点Ｂと支点Ｃの間のスパンまたは支点Ｃと支点Ｄの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。

【0074】

図１６に示すように、ｍ＝５のとき、すなわち５スパンの連続合成梁ＣＢ５の場合、β_１は、支点Ｂの左側のスパンまたは支点Ｅの右側のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_２は、支点Ｂと支点Ｃの間のスパンまたは支点Ｄと支点Ｅの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_３は、支点Ｃと支点Ｄの間の中央スパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。

【0075】

図１７に示すように、ｍ＝６のとき、すなわち６スパンの連続合成梁ＣＢ６の場合、β_１は、支点Ｂの左側のスパンまたは支点Ｆの右側のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_２は、支点Ｂと支点Ｃの間のスパンまたは支点Ｅと支点Ｆの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_３は、支点Ｃと支点Ｄの間のスパンまたは支点Ｄと支点Ｅの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。

【0076】

図１８に示すように、ｍ＝７のとき、すなわち７スパンの連続合成梁ＣＢ７の場合、β_１は、支点Ｂの左側のスパンまたは支点Ｇの右側のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_２は、支点Ｂと支点Ｃの間のスパンまたは支点Ｆと支点Ｇの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_３は、支点Ｃと支点Ｄの間のスパンまたは支点Ｅと支点Ｆの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_４は、支点Ｄと支点Ｅの間の中央スパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。

【0077】

図１９に示すように、ｍ＝８のとき、すなわち８スパンの連続合成梁ＣＢ８の場合、β_１は、支点Ｂの左側のスパンまたは支点Ｈの右側のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_２は、支点Ｂと支点Ｃの間のスパンまたは支点Ｇと支点Ｈの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_３は、支点Ｃと支点Ｄの間のスパンまたは支点Ｆと支点Ｇの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_４は、支点Ｄと支点Ｅの間のスパンまたは支点Ｅと支点Ｆの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。

【0078】

図２０に示すように、ｍ＝９のとき、すなわち９スパンの連続合成梁ＣＢ９の場合、β_１は、支点Ｂの左側のスパンまたは支点Ｉの右側のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_２は、支点Ｂと支点Ｃの間のスパンまたは支点Ｈと支点Ｉの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_３は、支点Ｃと支点Ｄの間のスパンまたは支点Ｇと支点Ｈの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_４は、支点Ｄと支点Ｅの間のスパンまたは支点Ｆと支点Ｇの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_５は、支点Ｅと支点Ｆの間の中央スパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。

【0079】

図２１に示すように、ｍ＝１０のとき、すなわち１０スパンの連続合成梁ＣＢ１０の場合、β_１は、支点Ｂの左側のスパンまたは支点Ｊの右側のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_２は、支点Ｂと支点Ｃの間のスパンまたは支点Ｉと支点Ｊの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_３は、支点Ｃと支点Ｄの間のスパンまたは支点Ｈと支点Ｉの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_４は、支点Ｄと支点Ｅの間のスパンまたは支点Ｇと支点Ｈの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。また、β_５は、支点Ｅと支点Ｆの間のスパンまたは支点Ｆと支点Ｇの間のスパンにおいて、スパン長さＬ［ｍｍ］のうち正曲げが発生する領域の割合を示す。

【0080】

【表2】

【0081】

【表3】

【0082】

【表4】

【0083】

【表5】

【0084】

【表6】

【0085】

【表7】

【0086】

また、図１３（ａ）、図１３（ｂ）および図１４には、正曲げが発生する領域の割合β_１、β_２またはβの値を縦軸とし、曲げ剛性の比αの値を横軸とするグラフ中に、表１に示すβ_１、β_２またはβの値を、それぞれプロットして示す。

【0087】

図２２（ａ）および図２２（ｂ）には、表２に示すｍ＝４のときのβ_１、β_２の値を、正曲げが発生する領域の割合β_１、β_２の値を縦軸とし、曲げ剛性の比αの値を横軸とするグラフ中に、それぞれプロットして示す。

【0088】

図２３（ａ）～図２３（ｃ）には、表２に示すｍ＝５のときのβ_１～β_３の値を、正曲げが発生する領域の割合β_１～β_３の値を縦軸とし、曲げ剛性の比αの値を横軸とするグラフ中に、それぞれプロットして示す。

【0089】

図２４（ａ）～図２４（ｃ）には、表３に示すｍ＝６のときのβ_１～β_３の値を、正曲げが発生する領域の割合β_１～β_３の値を縦軸とし、曲げ剛性の比αの値を横軸とするグラフ中に、それぞれプロットして示す。

【0090】

図２５（ａ）～図２５（ｄ）には、表４に示すｍ＝７のときのβ_１～β_４の値を、正曲げが発生する領域の割合β_１～β_４の値を縦軸とし、曲げ剛性の比αの値を横軸とするグラフ中に、それぞれプロットして示す。

【0091】

図２６（ａ）～図２６（ｄ）には、表５に示すｍ＝８のときのβ_１～β_４の値を、正曲げが発生する領域の割合β_１～β_４の値を縦軸とし、曲げ剛性の比αの値を横軸とするグラフ中に、それぞれプロットして示す。

【0092】

図２７（ａ）～図２７（ｅ）には、表６に示すｍ＝９のときのβ_１～β_５の値を、正曲げが発生する領域の割合β_１～β_５の値を縦軸とし、曲げ剛性の比αの値を横軸とするグラフ中に、それぞれプロットして示す。

【0093】

図２８（ａ）～図２８（ｅ）には、表７に示すｍ＝１０のときのβ_１～β_５の値を、正曲げが発生する領域の割合β_１～β_５の値を縦軸とし、曲げ剛性の比αの値を横軸とするグラフ中に、それぞれプロットして示す。

【0094】

図１３（ａ）、図１３（ｂ）、図１４および図２２（ａ）～図２８（ｅ）には、βまたはβ_１～β_５の値の分布に対して、曲げ剛性の比αの常用対数の一次関数を回帰式とする回帰分析を行い、その結果得られた回帰式を、併せて示している。上記（２）式中の係数Ａ_１およびＡ_２は、このような回帰分析を行うことによって、導出できる。図１３（ａ）および図１３（ｂ）に示すとおり、ｍ＝３のときの両側のスパンでは、Ａ_１＝０．０４３４、Ａ_２＝０．７９９８、ｍ＝３のときの中央スパンでは、Ａ_１＝０．１２６５、Ａ_２＝０．５０１５である。また、図１４に示すとおり、ｍ＝２のときは、Ａ_１＝０．０５８６、Ａ_２＝０．７６２４である。また、図２２（ａ）および図２２（ｂ）に示すとおり、ｍ＝４のときの各スパンにおける（Ａ_１，Ａ_２）の値は、（０．０４９４，０．７８９２）または（０．０９９８，０．５５６７）である。また、図２３（ａ）～図２３（ｃ）に示すとおり、ｍ＝５のときの各スパンにおける（Ａ_１，Ａ_２）の値は、（０．０４７７，０．７９１９）、（０．１０８９，０．５４２１）または（０．０８００，０．６０３１）である。また、図２４（ａ）～図２４（ｃ）に示すとおり、ｍ＝６のときの各スパンにおける（Ａ_１，Ａ_２）の値は、（０．０４８２，０．７９１２）、（０．１０６４，０．５４５８）または（０．０８７５，０．５９０５）である。また、図２５（ａ）～図２５（ｄ）に示すとおり、ｍ＝７のときの各スパンにおける（Ａ_１，Ａ_２）の値は、（０．０４８１，０．７９１４）、（０．１０７１，０．５４４９）、（０．０８５３，０．５９３７）または（０．０９５３，０．５７７４）である。また、図２６（ａ）～図２６（ｄ）に示すとおり、ｍ＝８のときの各スパンにおける（Ａ_１，Ａ_２）の値は、（０．０４８１，０．７９１３）、（０．１０６９，０．５４５１）、（０．０８５９，０．５９２９）または（０．０９３０，０．５８０７）である。また、図２７（ａ）～図２７（ｅ）に示すとおり、ｍ＝９のときの各スパンにおける（Ａ_１，Ａ_２）の値は、（０．０４８１，０．７９１４）、（０．１０７０，０．５４５１）、（０．０８５７，０．５９３１）、（０．０９３６，０．５７９８）または（０．０９０７，０．５８３８）である。また、図２８（ａ）～図２８（ｅ）に示すとおり、ｍ＝１０のときの各スパンにおける（Ａ_１，Ａ_２）の値は、（０．０４８１，０．７９１３）、（０．１０６９，０．５４５１）、（０．０８５８，０．５９３０）、（０．０９３５，０．５８００）または（０．０９１４，０．５８３０）である。

【0095】

図１３（ａ）～図２８（ｅ）に示すように、各回帰式の決定係数Ｒ^２は、ほぼ１に近い値となっている。よって、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β、β_１～β_５は、図１３（ａ）～図２８（ｅ）に示す回帰式、すなわち、上記（２）式に示す形式の陽関数により、精度良くかつ簡単に算出できることがわかる。

【0096】

また、連続合成梁ＣＢのスパンの数ｍおよび連続合成梁ＣＢの各スパンに作用する長期集中荷重の作用点の数ｎ（ｎは２以上５以下の整数）が上記とは異なっていてもよい。このような場合にも、曲げ剛性の比αが１．０～３．５の範囲内であれば、上記（２）式に示す形式の陽関数により、正曲げが生じる領域ＰＢの割合βを、精度良くかつ簡単に算出することができる。

【0097】

なお、シアコネクタ２４のピッチは、通常、１００ｍｍ、１５０ｍｍ、２００ｍｍ等の寸法に設定される。また、連続合成梁ＣＢの各スパンの長さＬは、９０００ｍｍ～１２５００ｍｍ程度の範囲内で、互いに異なる寸法に設定されることも多い。そして、これらの寸法が変化すると、その影響を受けて、上記（２）式により算出されるβの値が変化する。そこで、上記（１）式では、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合βの値に±５％の幅を持たせ、シアコネクタが設けられる領域の長さｘ［ｍｍ］の範囲を、（β－０．０５）Ｌ以上（β＋０．０５）Ｌ以下に制限している。
［連続合成梁の最大たわみの評価方法］
本実施形態に係る連続合成梁の最大たわみの評価方法は、上述の連続合成梁ＣＢの構造における連続合成梁ＣＢの最大たわみを評価するものである。

【0098】

具体的には、本実施形態の連続合成梁ＣＢのうち、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢでは、鉄骨小梁２部分のみが構造体として機能するものと評価する。そして、この領域の連続合成梁ＣＢ全体の断面二次モーメントとして、鉄骨小梁２の断面二次モーメントＩ［ｍｍ^４］をそのまま用いる。

【0099】

また、本実施形態の連続合成梁ＣＢのうち、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢでは、鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化した合成梁であるものと評価する。この領域の連続合成梁ＣＢ全体の断面二次モーメントは、鉄骨小梁２の曲げ剛性に対する合成梁の曲げ剛性の比αを用いて、α×Ｉ［ｍｍ^４］と表される。

【0100】

そして、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢの断面二次モーメントＩ［ｍｍ^４］と、正曲げが生じる領域ＰＢの断面二次モーメントα×Ｉ［ｍｍ^４］とを用いて、連続合成梁ＣＢの１スパン全体の等価曲げ二次モーメントＩ_ｅｑ［ｍｍ^４］を、下記（２１）式のとおり定める。

【0101】

Ｉ_ｅｑ＝β×（α×Ｉ）＋（１－β）×Ｉ …（２１）
図２９に、上記（２１）式により表される等価曲げ二次モーメントＩ_ｅｑの概念図を示す。上記等価曲げ二次モーメントＩ_ｅｑは、連続合成梁において正曲げが生じる領域ＰＢの曲げ剛性が、負曲げが生じる領域ＮＢの曲げ剛性よりも大きい分だけ、連続合成梁全体の断面二次モーメントの値を、鉄骨小梁２の断面二次モーメントIから割り増して評価したものである。この等価曲げ二次モーメントＩ_ｅｑを用いることで、連続合成梁の有効断面が全長にわたって鉄骨小梁２部分のみであるものとして、連続合成梁の最大たわみを計算できる。

【0102】

なお、連続合成梁のスパン数が３以上の場合には、各スパン毎に等価曲げ二次モーメントＩ_ｅｑの値を算出し、それらの値を合計してスパン数で割ることによって得られる平均値を、連続合成梁全体の等価曲げ二次モーメントとして用いることができる。

【0103】

本実施形態に係る連続合成梁の最大たわみの評価方法では、鉄骨小梁２の断面二次モーメントＩと、上記（２１）式により求められる等価曲げ二次モーメントＩ_ｅｑとの比Ｉ／Ｉ_ｅｑを用いて、下記（２２）式のとおり連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑ［ｍｍ］を算出する。

【0104】

δ_ｅｑ＝Ｂ_１×（Ｉ／Ｉ_ｅｑ）×δ_ｓ＋Ｂ_２ …（２２）
ただし、上記（２２）式において、δ_ｓ［ｍｍ］は、連続合成梁ＣＢの全長にわたって、鉄骨小梁２部分のみが構造体として機能するものとして計算した、連続合成梁ＣＢの最大たわみ、すなわち鉄骨小梁２が２スパン以上直列に連続して構成された連続鉄骨梁の最大たわみの値である。例えば、３スパン連続合成梁ＣＢ３の場合には、δ_ｓ［ｍｍ］の値は、下記（２３）式のとおり算出できる。

【0105】

δ_ｓ＝０．０２６４３×Ｐ×Ｌ^３／（Ｅ×Ｉ_ｓ） …（２３）
ここで、上記（２３）式において、Ｅは鉄骨小梁２を構成する鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ^２］である。

【0106】

さらに、上記（２２）式中のＩ／Ｉ_ｅｑは、上記（２１）式より、下記（２４）式のとおり書き換えられる。

【0107】

Ｉ／Ｉ_ｅｑ＝Ｉ／｛β×（α×Ｉ）＋（１－β）×Ｉ｝＝１／｛（α－１）×β＋１｝ …（２４）
上記（２２）式に、上記（２４）式を代入して整理すると、連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑ［ｍｍ］は、下記（３）式のとおりとなる。

【0108】

δ_ｅｑ＝Ｂ_１×δ_ｓ／｛（α－１）×β＋１｝－Ｂ_２ …（３）
上記（３）式および（２２）式において、Ｂ_１およびＢ_２は、連続合成梁ＣＢのスパンの数ｍ（ｍは２以上の整数）によって定まる係数である。例えば、ｍ＝３のときＢ_１＝１．００６１、Ｂ_２＝０．１３３４、ｍ＝２のときＢ_１＝１．１７９０、Ｂ_２＝０．３６３１である。

【0109】

従来は、連続合成梁の最大たわみを評価するには、数値解析や収れん計算を行う必要があり、この解析や計算に多大な手間を要していた。これに関して、特許文献２には、等分布荷重を受ける合成梁の最大たわみを、収れん計算を行うことなく算出する方法が開示されている。しかし、本実施形態の連続合成梁ＣＢは、上述のとおり、合成梁からなる小梁が、鉄骨大梁１を跨ぐようにして２スパン以上直列に連続して構成されており、２～５本程度の孫梁から長期集中荷重を受ける箇所に設置されることが想定される。このような長期集中荷重を受ける連続合成梁の最大たわみを評価するには、特許文献２に記載の方法は適用できない。

【0110】

これに対し、本実施形態では、連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑ［ｍｍ］を、上記（３）式に示す形式の陽関数により、精度良くかつ簡単に算出できる。

【0111】

上記（３）式中のβは、上記（２）式のとおり、簡単な陽関数、具体的には、鉄骨小梁２の曲げ剛性に対する合成梁の曲げ剛性の比αの自然対数の一次関数で表される。上記（３）式中の係数Ｂ_１およびＢ_２の値の導出方法については、後述する。上記（３）式および（２）式を用いることで、本実施形態に係る連続合成梁の構造における、連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑ［ｍｍ］を、精度良くかつ簡単に判定できる。

【0112】

ここで、２スパン連続合成梁ＣＢ２を例に、本実施形態の連続合成梁の最大たわみを数値解析により求めた。

【0113】

本数値解析では、図３０（ａ）に示すように、鉄骨大梁１を跨ぐようにして２スパン直列に連続して構成され、３本の孫梁３から長期集中荷重を受ける箇所に設置される２スパン連続合成梁ＣＢ２を解析対象とした。そして、図３０（ｂ）に示すように、各スパンの長さが互いに等しい２スパン連続合成梁ＣＢ２が、各スパンにおいて３つの点から等間隔で同じ大きさの集中荷重Ｐを受ける力学モデルを設定した。

【0114】

そして、表８に示すとおり、鉄骨小梁２の断面サイズを５種類、小梁のスパン長さＬ［ｍｍ］を７種類設定し、これらを解析パラメータとした。表８に示すとおり、鉄骨小梁２の５種類の断面サイズは、断面二次モーメントが１０００～３０００×１０^６ｍｍ^４の範囲内でほぼ均等に分布するように選定した。

【0115】

鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化した合成梁の断面二次モーメント、および鉄骨小梁２の曲げ剛性に対する合成梁の曲げ剛性の比αは、表８に示すとおりである。

【0116】

【表8】

【0117】

鉄骨小梁２を構成する鋼材の基準強度は３２５Ｎ／ｍｍ^２、ヤング係数は２０５０００Ｎ／ｍｍ^２とした。また、コンクリートスラブ４を構成するコンクリート４１の設計基準強度Ｆｃは２４Ｎ／ｍｍ^２、コンクリートスラブ４中の鉄筋４２は、日本産業規格ＪＩＳＧ３１１２（鉄筋コンクリート用棒鋼）に規定されるＳＤ２９５相当とした。これらを踏まえて、各材料の材料特性を設定した。鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化されて構成される合成梁の断面剛性は、非特許文献１に記載される計算方法に沿って計算した。

【0118】

コンクリートスラブ４のスラブ厚は１８０ｍｍとし、トラス筋付きフラットデッキの使用を想定して、コンクリートスラブ４中の鉄筋４２は、Ｄ１３が１段配筋で２００ｍｍピッチで配筋されているものとした。

【0119】

シアコネクタ２４を構成する頭付きスタッドのサイズはφ１９ｍｍとし、連続合成梁ＣＢ２の長さ方向に１００ｍｍピッチで設けられるものとした。フランジ幅が２５０ｍｍ以上の鉄骨小梁２には、梁幅方向に２列、フランジ幅ｗが２００ｍｍ以下の鉄骨小梁２には、梁幅方向に１列、頭付きスタッドが設けられるものとした。

【0120】

２スパン連続合成梁ＣＢ２にかかる固定荷重は、コンクリートスラブ４のコンクリート４１が４３２０Ｎ／ｍ^２、デッキプレートが２００Ｎ／ｍ^２、コンクリートスラブ４に固定される天井および配管が２００Ｎ／ｍ^２、その他の固定荷重が４８００Ｎ／ｍ^２とした。

【0121】

また、コンクリートスラブ４にかかる積載荷重は１２７５０Ｎ／ｍ^２とした。

【0122】

以上より、２スパン連続合成梁ＣＢ２にかかる等分布荷重ｗ［Ｎ／ｍｍ］を、５０Ｎ／ｍｍと設定した。また、２スパン連続合成梁ＣＢ２の各スパンにおいて、３本の孫梁３の各々から２スパン連続合成梁ＣＢ２に作用する集中加重の大きさＰ［Ｎ］を、表９に示すとおり設定した。

【0123】

【表9】

【0124】

そして、上述のとおり、鉄骨小梁２の５種類の断面サイズと、７種類の小梁のスパン長さＬ［ｍｍ］との組合せ３５種類の各々について、アンドール株式会社製の構造解析ソフトウェア「ｃａｄｔｏｏｌ」を用いて、連続合成梁ＣＢ２の最大たわみの大きさを計算した。

【0125】

そして、図３１に示すように、上述の力学モデルに対して、曲げモーメント分布に応じた変曲点位置Ｆを境に、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢには合成梁に相当する曲げ剛性を、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢには鉄骨小梁２の曲げ剛性に相当する値を入力して、連続合成梁ＣＢ２の最大たわみを数値解析した。

【0126】

ここで、連続合成梁ＣＢ２のうち正曲げが生じる領域ＰＢと負曲げが生じる領域ＮＢとで曲げ剛性が異なる場合は、曲げモーメント分布の変化に応じて、連続合成梁ＣＢ２の各位置における曲げ剛性が変化する。そのため、連続合成梁ＣＢ２において、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合βを、図３２に示す手順で特定した。

【0127】

まず、図３２に示すステップＳ１では、連続合成梁ＣＢ２が全長にわたって一様な断面剛性を有するものとして、連続合成梁ＣＢ２の曲げモーメント分布を数値解析し、正曲げが生じる領域ＰＢの割合βを記録する。次に、ステップＳ２では、負曲げが生じる領域ＮＢの長さ（１－β）×Ｌには、鉄骨小梁２の曲げ剛性Ｉを設定し、正曲げが生じる領域ＰＢの長さβ×Ｌには、合成梁の断面二次モーメントα×Ｉを設定し、て、連続合成梁の曲げモーメント分布を数値解析する。さらに、ステップＳ３では、ステップＳ２で計算された曲げモーメント分布において負曲げとなった領域と、ステップＳ１で計算された負曲げが生じる領域ＮＢの長さ（１－β）×Ｌとの差が、所定値以内であるか否かを判定する。ステップＳ３の判定結果がＮｏの場合は、ステップＳ４でβの値を変更し、ステップＳ２に戻り処理を継続する。ステップＳ３の判定結果がＹｅｓの場合は、この時点におけるβの値を、長期荷重作用時に負曲げが生じる領域ＮＢの割合βとすることで、正曲げが生じる領域ＰＢの特定を完了する。

【0128】

図３３は、連続合成梁ＣＢ３の最大たわみの値を縦軸とし、上記（３）式中の値｛（α－１）×β＋１｝（＝Ｉ／Ｉ_ｅｑ）を横軸とするグラフ中に、上記数値解析により得られた３スパン連続合成梁ＣＢ３の最大たわみの値をプロットして示したものである。図３３には、上記数値解析により得られた３スパン連続合成梁ＣＢ３の最大たわみの値をプロット値の分布に対して、｛（α－１）×β＋１｝の常用対数の一次関数を回帰式とする回帰分析を行い、その結果得られた回帰式を、併せて示している。

【0129】

また、図３４は、図３３と同様のグラフ中に、上記数値解析により得られた２スパン連続合成梁ＣＢ２の最大たわみの値をプロットして示したものである。図３４にも、上記数値解析により得られた２スパン連続合成梁ＣＢ３の最大たわみの値をプロット値の分布に対して、｛（α－１）×β＋１｝の常用対数の一次関数を回帰式とする回帰分析を行い、その結果得られた回帰式を、併せて示している。

【0130】

上記（３）式中の係数Ｂ_１およびＢ_２は、このような回帰分析を行うことによって、導出できる。図３３および図３４に示すとおり、Ｂ_１およびＢ_２は、連続合成梁ＣＢのスパンの数をｍ（ｍは２以上の整数）とすると、ｍ＝３のときＢ_１＝１．００６１、Ｂ_２＝０．１３３４、ｍ＝２のときＢ_１＝１．１７９０、Ｂ_２＝０．３６３１である。

【0131】

図３３および図３４に示すように、各回帰式の決定係数Ｒ^２は、ほぼ１に近い値となっている。よって、長期荷重作用時の連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑを、図３３および図３４に示す回帰式、すなわち、すなわち上記（３）式の形式の陽関数により、精度よく算出できることがわかる。

【0132】

また、連続合成梁ＣＢのスパンの数ｍおよび連続合成梁ＣＢの各スパンに作用する長期集中荷重の作用点の数ｎ（ｎは２以上５以下の整数）が上記とは異なっていてもよい。このような場合にも、曲げ剛性の比αが１．０～３．５の範囲内であれば、上記（３）式に示す形式の陽関数により、長期荷重作用時の連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑを、精度良くかつ簡単に算出することができる。

【0133】

なお、上記実施形態では、連続合成梁ＣＢ（ＣＢ３、ＣＢ２）の各スパンの長さが互いに等しく、各スパンにおいて複数個の点から等間隔で同じ大きさの長期集中荷重を受ける場合について説明した。しかし、本発明に係る連続合成梁の構造および連続合成梁の最大たわみの評価方法はこれに限定されず、連続合成梁の各スパンの長さが一様でなくても良く、各スパンにおいて複数個の点から作用する長期集中荷重の作用点の間隔や長期集中荷重の大きさが一様でなくても良い。具体的には、連続合成梁の各スパンの長さのばらつきが２０％以内である場合、各スパンにおいて複数個の点から作用する長期集中荷重の大きさのばらつきが２０％以内である場合、各スパンにおいて複数個の点から作用する作用点の間隔のばらつきが２５％以内である場合にも、本発明による効果を得ることができる。

【実施例0134】

３スパン連続合成梁ＣＢ３を対象として、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の値の誤差の影響により、上記（９）式により算出される３スパン連続合成梁ＣＢ３の端部曲げモーメントＭの値がどの程度変化するかについて、以下のとおり調べた。これにより、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の値の誤差により、上記（２）式により算出される正曲げが生じる領域ＰＢの割合βがどの程度影響を受けるかを検証した。

【0135】

具体的には、上記（２）式によって求められる、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の値を、増減率－１０％～＋１０％の範囲内で１％間隔で２１通りに、それぞれ変化させた。

【0136】

また、鉄骨小梁２部分のみの曲げ剛性に対する、鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化した合成梁の曲げ剛性の比αが１．５、２．０、３．０、３．５の４通りについて、３スパン連続合成梁ＣＢ３の端部曲げモーメントＭの値の変化を調べた。鉄骨小梁２の断面二次モーメントＩは、１０００×１０^６ｍｍ^４とし、合成梁の断面二次モーメントをα×Ｉ［ｍｍ^４］に設定した。

【0137】

３スパン連続合成梁ＣＢ３の各スパンのスパン長さＬは１００００ｍｍとし、各スパンにおいて３つの点から等間隔で同じ大きさの長期集中荷重Ｐ＝２５００００Ｎを受けるものとした。

【0138】

α＝１．５のとき、上記（２）式より求められるβ_１、β_２の値は、β_１＝０．８１７４、β_２＝０．５５２６である。よって、長期荷重作用時に、３スパン連続合成梁ＣＢ３の左側のスパンおよび中央スパンにおいて正曲げが生じる領域ＰＢの長さＬ_１１、Ｌ_１２は、それぞれＬ_１１＝β_１×Ｌ＝８１７４ｍｍ、Ｌ_１２＝β_２×Ｌ＝５５２６ｍｍとなる。

【0139】

長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の増減率－１０％～＋１０％に対応して、β_１の値を０．７１７４～０．９１７４の範囲で、β_２の値を０．４５２６～０．６５２６の範囲で、それぞれ２１通りに変化させ、これらの組合せについて、上記（９）式により端部曲げモーメントＭの値を計算した。

【0140】

同様に、α＝２．０のとき、α＝３．０のとき、α＝３．５のときについても、β_１およびβ_２の値を、それぞれ２１通りに変化させ、これらの組合せについて、上記（９）式により端部曲げモーメントＭの値を計算した。

【0141】

表１０～表１３に、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の値の誤差の影響による、端部曲げモーメントＭ［×１０^６Ｎ・ｍｍ］の値の変化を、曲げ剛性の比αが１．５、２．０、３．０、３．５のときについて、それぞれ示す。表１０～表１３では、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１およびβ_２の増減率が０の場合に対する、端部曲げモーメントＭの計算値の変化が２％以上となるものに、下線を付している。

【0142】

【表10】

【0143】

【表11】

【0144】

【表12】

【0145】

【表13】

【0146】

表１０～表１３に示すように、曲げ剛性の比αが１．５、２．０、３．０、３．５のいずれの場合でも、β_１、β_２の値の増減率が－５％～＋５％の範囲では、β_１、β_２の値の増減率が０の場合に対する端部曲げモーメントＭの計算値の変化が２％未満に収まっている。

【0147】

以上の検討から、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合βに±５％の幅を持たせ、シアコネクタが設けられる領域の長さｘ［ｍｍ］の範囲を上記（１）式のとおり制限することの妥当性を確認できた。

【実施例0148】

３スパン連続合成梁ＣＢ３を対象として、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の変化により、連続合成梁の最大たわみがどの程度変化するかについて、以下のとおり数値解析を行って調べた。これにより、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の値の誤差により、上記（３）式により算出される連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑの値がどの程度影響を受けるかを検証した。

【0149】

具体的には、上記（２）式によって求められる、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の値を、それぞれ増減率－１．０５０７％、０、＋１．０５０７％の３通りに変化させた。

【0150】

また、鉄骨小梁２部分のみの曲げ剛性に対する、鉄骨小梁２とコンクリートスラブ４とが一体化した合成梁の曲げ剛性の比αが１．５、２．０、３．０、３．５の４通りについて、３スパン連続合成梁ＣＢ３の最大たわみを解析した。鉄骨小梁２の断面二次モーメントＩは、１０００×１０^６ｍｍ^４とし、合成梁の断面二次モーメントをα×Ｉ［ｍｍ^４］に設定した。

【0151】

３スパン連続合成梁ＣＢ３の各スパンのスパン長さＬは１００００ｍｍとし、各スパンにおいて３つの点から等間隔で同じ大きさの長期集中荷重Ｐ＝２５００００Ｎを受けるものとした。鉄骨小梁２を構成する鋼材のヤング係数Ｅは、２０５０００Ｎ／ｍｍ^２とした。

【0152】

α＝１．５のとき、上記（２）式より求められるβ_１、β_２の値は、β_１＝０．８１７４、β_２＝０．５５２６である。よって、長期荷重作用時に、３スパン連続合成梁ＣＢ３の左側のスパンおよび中央スパンにおいて正曲げが生じる領域ＰＢの長さＬ_１１、Ｌ_１２は、それぞれＬ_１１＝β_１×Ｌ＝８１７４ｍｍ、Ｌ_１２＝β_２×Ｌ＝５５２６ｍｍとなる。ただし、本数値解析では、合成梁の断面二次モーメントα×Ｉを、上記のＬ_１１、Ｌ_１２の長さに完全に一致する領域に設定することが困難であるため、これに近い値として、Ｌ_１１＝８１６４ｍｍ、Ｌ_１２＝５５４６ｍｍを入力した。

【0153】

そして、上述のとおり、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の値を、それぞれ増減率－１．０５０７％、０、＋１．０５０７％の３通りに変化させた。つまり、β_１×Ｌの値は、７６５７ｍｍ、８１６４ｍｍ、８６７１ｍｍの３通り、β_２×Ｌの値は、５０３９ｍｍ、５５４６ｍｍ，６０５３ｍｍの３通りとし、これらの組合せ９通りについて、連続合成梁ＣＢ２の最大たわみ［ｍｍ］を数値解析により求めた。

【0154】

同様に、α＝２．０のとき、α＝３．０のとき、α＝３．５のときについても、β_１およびβ_２の値を、それぞれ３通りに変化させ、これらの組合せ９通りについて、連続合成梁ＣＢ２の最大たわみ［ｍｍ］を数値解析により求めた。

【0155】

α＝２．０のときは、上記（２）式より、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの長さＬ_１１、Ｌ_１２は、Ｌ_１１＝β_１×Ｌ＝８２９９ｍｍ、Ｌ_１２＝β_２×Ｌ＝５８９３ｍｍとなる。しかし、上述のように、本数値解析では、合成梁の断面二次モーメントα×Ｉを、上記のＬ_１１、Ｌ_１２の長さに完全に一致する領域に設定することが困難であるため、これに近い値として、Ｌ_１１＝８２８１ｍｍ、Ｌ_１２＝５９３８ｍｍを入力した。

【0156】

同様に、α＝３．０のときは、上記（２）式より、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの長さＬ_１１、Ｌ_１２は、Ｌ_１１＝β_１×Ｌ＝８４７５ｍｍ、Ｌ_１２＝β_２×Ｌ＝６４１１ｍｍとなるが、これに近い値として、Ｌ_１１＝８４３７ｍｍ、Ｌ_１２＝６４０６ｍｍを入力した。

【0157】

また、α＝３．５のときは、上記（２）式より、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの長さＬ_１１、Ｌ_１２は、Ｌ_１１＝β_１×Ｌ＝８５４２ｍｍ、Ｌ_１２＝β_２×Ｌ＝６６０８ｍｍであるとなるが、これに近い値として、Ｌ_１１＝８５５５ｍｍ、Ｌ_１２＝６５６２ｍｍを入力した。

【0158】

上述の条件で、アンドール株式会社製の構造解析ソフトウェア「ｃａｄｔｏｏｌ」を用いて数値解析を行い、３スパン連続合成梁ＣＢ３の最大たわみを計算した。

【0159】

表１４～表１７に、長期荷重作用時に正曲げが生じる領域ＰＢの割合β_１、β_２の値の誤差の影響による、連続合成梁ＣＢ２の最大たわみ［ｍｍ］を、曲げ剛性の比αが１．５、２．０、３．０、３．５のときについて、それぞれ示す。表１４～表１７には、β_１、β_２の値の増減率が０の場合を基準とする、連続合成梁ＣＢ２の最大たわみの変化率を、併せて示している。

【0160】

【表14】

【0161】

【表15】

【0162】

【表16】

【0163】

【表17】

【0164】

表１４～表１７に示すように、β_１、β_２の値の増減率が０の場合を基準とする連続合成梁ＣＢ２の最大たわみの変化率は、最大でも０．８％（曲げ剛性の比αが３．０のとき）に収まっている。

【0165】

以上の検討から、上記（２）式により求められるβの値に±１％程度の誤差が含まれるとしても、上記（３）式により求められる連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑへの影響は非常に少なく、連続合成梁の最大たわみの評価値δ_ｅｑを精度良く算出できることが確認された。