58-1
L
gD
pD
st
g st
st
p : 外鋼管 : 内鋼管径 : 継手部長さ : 機械的ずれ止めの間隔 : 機械的ずれ止めの高さ : 機械的ずれ止めの幅 :機械的ずれ止めの数 : 機械的ずれ止めの段数 (内 , 外鋼管の対で 1 段) : 形状角度 (tanf=(s/2)/tg) ts: 外鋼管厚 tp: 内鋼管厚 tg: グラウト厚さ Ds Dp Lg s h w N n f [記号] h w s/2 tg軸力を受ける充填グラウトを用いた円形鋼管継手の強度決定要因に関する考察
宮西 亮輔 1. はじめに 本研究は、鋼管の継手として鋼管内部に少し径の小 さな鋼管を配置し、内外の鋼管の間にグラウトを充填 して、これらを介して応力を伝達させる新しい継手方 法に関する研究である。本継手方法は、柱継手やトラス の弦材継手に適用が可能であり、現場溶接接合や高力 ボルト接合の代替方法となると考えられる。また溶接 接合では対応が難しい断面寸法や断面形状が切り替わ る場合の継手への適用も可能である1)。著者らは文献 1 で角形鋼管継手実験を行い、円形鋼管継手実験2)と比べ て継手強度が低くなる問題があることを示した。そこ で本継手の耐力を向上させる方法を考察する上で必要 となる基礎的な検討として、軸力の伝達機構および継 手の破壊形式に関する考察を行い、既往の研究例が多 く、力学的挙動もより単純となる円形鋼管継手の実験 結果2) ～ 6)を引用し、破壊形式ごとの耐力評価を行う。 2.軸力の伝達機構および破壊形式の考察 本継手では、鋼管とグラウトの摩擦力および機械的 ずれ止めによる支圧力と鋼管の横拘束力により充填グ ラウト内に圧縮束が形成され、軸力が伝達されると考 えられる1)。これより本継手の破壊形式としては、充填 グラウト内に形成される圧縮束の破壊、内鋼管の機械 的ずれ止め間で生じるグラウトの直接せん断破壊、機 械的ずれ止めの荷重伝達面におけるグラウトの支圧破 壊、軸力と圧縮束が鋼管に及ぼす面外方向力の組み合 わせ応力による鋼管の降伏が考えられる。これらの4つ の破壊形式ごとに耐力式の定式化を試み、各耐力式で 算出される耐力のうち最小値をとる破壊が生じ、継手 の耐力が決定すると考える。なお他にも機械的ずれ止 めと鋼管の溶接接合部の破断が考えられるが、本研究 では対象としてない。 3.既往研究の調査分析 後述する破壊形式ごとの耐力式の妥当性の検討に用 いるため、円形鋼管継手の既往の実験結果2) ～ 6)を収集 した。表 1 に収集した試験体の諸元を示す。また荷重変 形関係と破壊形式には関連性があると考え、各試験体 の破壊形式を推察するため既往研究2) ～ 5)で示された荷 重変形関係をもとに、大変形時まで耐力低下しない試 験体(以後、低下なし)、最大耐力後緩やかな耐力低下 を起こす試験体(以後、緩やか)、最大耐力後急激な耐 力低下を起こす試験体(以後、急)の 3つに分類する。こ のとき各試験体の寸法が異なるため、軸方向変形をグ ラウト厚さ tgで除して基準化し、変形を =/tg) を用い て評価する。最大耐力実験値exPm ax、最大耐力の後に 0.8exPmaxまで耐力低下した時の変形をそれぞれ max、80 とし、これらを用いて図 2 のように分類する。なお文献 2 の試験体では、 が 0.01 ～ 0.3 程度の小さい変形でわ ずかに耐力が低下し、再び耐力が上昇する試験体があ るが2)、これは耐力低下と見なしていない。 また既往研究5) ～ 7)のグラウト縦断面の破壊状況より以 下の知見を得ることができる。グラウト縦断面のひび 割れの材軸直交方向からの角度 c(図 3(a)参照)は約 10 図3 グラウト縦断面 のひび割れ f 図 1 継手の形状 (a) 近接の機械 的ずれ止め 支圧面を結 ぶひび割れ (b) c ～70°の範囲であり、形状角度 fが 70°より小さい試験体で は、近接する機械的ずれ止めの 支圧面を結ぶようにひび割れが 生じており(図3(b)参照)、一つ 離れた位置の機械的ずれ止めと の間で圧縮束を形成していると も考えられる。 図2 荷重変形関係の分類方法 外鋼管 内鋼管 グラウト maxの値が0.25 以下である =1 となる変形まで耐力低下が起こる 低下なし 緩やか 急 Yes No Yes No 耐力低下の有無 耐力低下の挙動 分類 0 max 80 exPmax 0.8 exPmax 1 P 80 低下なし 緩やか 急58-2 4.各破壊形式の耐力式の導出 充填グラウト内に形成される圧縮束内では圧縮力が一様 に伝達されると仮定して、図4(a)に示すように圧縮束のモ デル化を行い、各耐力式の定式化を以下に試みる。 4.1 圧縮束の破壊時の軸力 圧縮束の破壊は、圧縮応力度がグラウトの有効圧縮強度 0fcckに達するとし、その時の軸力 Pcを図 4(a)に示す力の 釣り合い条件から求める。機械的ずれ止めが複数段ある 場合は、前節で述べた既往研究の破壊性状5) ～ 7)から図4 (b)に示す 2 つの圧縮束のモデルを想定し、それぞれ後述 する (1)式、(2)式で算出されるPcの大きい方で圧縮束が形 成されると仮定する。近接するずれ止め間で圧縮束が形 成される場合の Pcは下式とする。 ここで、0は有効強度係数である。圧縮束角度sは、(1)式 の Pcが最大となるときの角度s=f/2 と仮定する。 一つ離れたずれ止め間で圧縮束が形成される場合、横拘 束幅cb=s、圧縮束角度 s=fのとき Pcが最大となることか ら、下式とする。 またPcを算出するためには有効強度係数0を定める必要が あるが、本継手のグラウトを対象とした有効強度係数は提 案されていない。そこで 0=1 と文献 8 で採用されている CEB式 (0=3.68fcck-0.333[kgf/cm2]) を用いて、それぞれPcを算出 し、図 5 に実験値exPmaxとPcの比exPmax/Pcを圧縮束角度sを 横軸にとり示す。圧縮束が破壊する試験体は、「急」の荷 重変形関係になると推測されるが、これらの試験体では CEB式を用いた場合exPmax/Pcの値が2.0程度となるものもあ り、0=1とした方が実験値との整合性が良くなると考えられ るので、ここでは 0=1 をとることとする。 4.2 鋼管降伏時の軸力 4.1節で仮定した圧縮束のモデルより、図4に示す軸力と 鋼管の横拘束力の釣り合いから鋼管の応力状態を定めて、 次式で算出される外鋼管または内鋼管の降伏時の軸力(それ ぞれ Ptys,Ptyp) の小さい方を鋼管降伏時の軸力 Ptyとする。 ここで、ys,ypはそれぞれ外,内鋼管降伏時の周方向応力 ※ sys,syp:それぞれ外鋼管 , 内鋼管の降伏応力度 ,fcck:グラウト材の円柱体圧縮強度※ 1 同一の試験体および内鋼管の偏心を実験変数とした試験体は、 影響が小さ いため記載していない。 ※ 2 機械的ずれ止めが向かい合って配置されている試験体。 ※ 3 降伏応力度の記載がないため、 使用鋼材の降伏点の下限値を示してい る。 ※ 4 文献 5,6 はグラウト材の立方体強度 fckを fcck=0.830f ck-17.4[kgf/cm 2]9)により円柱体強度 f cckに置換している。 ※ 5 グレー部分は一つ離れた位置の機械的ずれ 止め間で圧縮束が形成されているとした試験体。 ※ 6 0=1.0 とした場合の Pc、 =30°とした場合の Psの値を示している。 ※ 7 荷重変形関係が記載されていない。 表 1 収集したの試験体の諸元2)～ 6) 実験値 Ds [mm] ts [mm]Ds/ts sys [N/mm2 ] Dp [mm] tp [mm]Dp/tp syp [N/mm2 ] tg [mm] fcck ※4 [N/mm2 ] Lg [mm] h [mm] s [mm] n f [°] exPmax [mm] cb [mm] gb [mm] s [°] Pc※6 [kN] Pty [kN] Ps※6 [kN] Pb [kN] Pks [kN] C40-48-1.5D-A 508.9 12.0 42 335 13.7 35.6 82.2 4322 88.1 66.4 41.1 6696 4490 26084 5195 2983 C79-48-1.5D-A 19.0 34.9 79.3 2352 84.3 64.9 39.6 6230 2245 28568 1495 2048 C79-71-1.5D-A 457.9 6.2 74 389 18.8 35.1 79.4 2426 84.4 65.0 39.7 6284 2251 28627 1503 1351 C40-48-1.0D-A 457.5 9.7 47 437 13.7 35.8 457 2 82.2 3014 88.1 66.4 41.1 4489 3574 17114 4149 1992 C40-43-1.5D-A 406.6 9.4 43 476 39.1 34.4 686 3 68.6 2646 200.0 72.9 68.6 5965 9553 9812 4048 2691 急 T46-45-1.7D-A 33.9 445 2 1336 2366 1813 10308 1978 1044 緩やか T46-45-1.0D-A 35.5 267 1 798 1239 1058 6342 1535 532 6 80 3 64.6 1043 80.0 34.3 64.6 3678 2544 8311 2639 1393 7 40 6 46.5 1731 40.0 27.5 46.5 5924 1891 12988 4691 2786 D-P1 267 523 82.8 1889 232.3 174.2 41.4 3340 4175 6620 2432 1445 D-P2 178 345 79.2 1916 145.0 111.8 39.6 2064 2815 4994 2432 1445 D-P3 134 255 75.5 1540 102.1 80.8 37.8 1433 1901 4387 2432 1445 急 D-P8 5.3 36 405 71.4 34.4 191 369 68.9 905 135.8 112.0 34.4 1305 1449 7391 1830 745 UTA1 21.7 852 8 64.7 4328 107.0 45.7 64.7 9003 15104 9681 4305 3879 UTA4※2 33.0 776 7 76.7 4866 87.0 68.2 38.3 14044 13187 37000 6561 4049 UTA10 36.5 480 2389 6509 11798 9569 3983 2406 UTA11 65.6 473 3203 11687 11798 16102 7151 2978 W1 40.0 1.2 675 2496 1378 5784 750 522 W2 49.5 1.8 720 3089 1378 7037 1135 847 W3 41.2 1.2 585 2571 1378 5965 772 633 W4 40.2 1.8 760 2506 1378 5797 921 940 W5 52.0 1.2 620 3245 1378 7352 974 932 W6 52.9 1.8 819 3301 1378 7447 1213 1406 荷重 変形 関係 の分類 低下 なし 急 低下 なし 緩やか 急 P- なし※7 グラウト 機械的ずれ止め 圧縮束のモデル※5 2 圧縮 457.5 9.7 47 437 686 文献 番号 試験体名※1 軸力の 種類 外鋼管 内鋼管 335 引張 318.5 6.9 46 84.5 65.0 356 29 39.7 3 406.4 6.4 64 235※3 355.6 267.4 6.0 45 463 18.7 79.4 200 3 507.8 6.2 82 349 508.9 12.0 42 4.5 4 355.6 11.1 32 408 267.4 9.3 365 6.4 56 235※3 364 6 360.0 5.0 72 305※3 107 64.7 70 3 54.5 5 圧縮 533.0 12.7 42 436 33.0 34.5 6.0 1 3.2 19.0 53.1 計算値 40.7 54.5 300.0 8.0 38 305※3 25.0 315 10.0 30 15.0 20 70.0 107.0 45.7 64.7 457.0 15.9 29 320 25.3 1.6 3 cb cb cb 図4 圧縮束のモデル (a)圧縮束のモデルと力の釣り合い (b)ずれ止めが複数段ある場合の圧縮束の形式パターン 一つ離れた機械的 ずれ止め間で 圧縮束が形成 される場合 s=f/2 近接する機械的 ずれ止め間で 圧縮束が形成 される場合 s=f c
b
gb
t
gp
1p
2p
3p
4 np ns ※本継手の力の釣り合いの仮定 P C gC s :軸力 :鋼管の横拘束力 :圧縮束の軸力 :圧縮束角度 P C gC s gs,gp: 外 , 内鋼管とグラウトの接触面の 圧縮束の圧縮応力度 gb: 圧縮束の幅 ns,np: 外 , 内鋼管の横拘束応力度 cb:鋼管の横拘束幅 s 内鋼管 外鋼管 ) ( ) 2 (D t p1 p2 P s s s g g s s gC(D 2t) b ns c s s t b D C( 2 ) 外鋼管 s g cbs/2t tan s c gbbcos ) (p3 p4 D P p np c p b D C p g g p gCD b 内鋼管 度であり、鋼管降伏時に外 , 内 鋼管に生じる軸方向応力度 zs, zpの平均的な値として、zs=Ptys/2/As,zp=Ptyp/2/Ap(As,Ap
はそれぞれ外、内鋼管の断面 積)と仮定して、ミーゼスの降伏 条件より算出した。図 6 にexPmax と Ptyの比exPmax/Ptyを sを横軸 にとり示す。鋼管が降伏する試 験体は、「低下なし」の荷重変形 関係になると推測されるが、そ (1)
D b f
n Pc pg 0 cck sins (2)
cos 0
sin ( 1) D s f n Pc p f cck f s yp p c typ b t P (2 )tan s ys p c tys b t P (2 )tan (3) (4)58-3 れらの試験体では、計算値は概ね実験値を良好に評価し ている。 4.3 直接せん断破壊時の軸力 直接せん断破壊時の軸力Psは、図 7 に示すように、垂直 応力の作用していないせん断面のせん断耐力Ps1と圧縮束 により垂直応力の作用しているせん断面のせん断耐力 Ps2 を累加したものとし下式とする。 ここで fs1はモールクーロンの破壊規準(図 8 参照)を用い て、一軸圧縮を受けるグラウトのモール円と内部摩擦角の 関係より求め、fs1と直接せん断破壊時に圧縮束によりせん 断面に作用する垂直応力niによるせん断強度の増分の和と してfs2を算出する(図8 参照)。また、niは次式により求め る。 以上より直接せん断耐力Psは次式で表せる。 また Psを算出するためには内部摩擦角を定める必要が 図7 直接せん断面 概要図 0 0.5 1 1.5 2 2.5 30 40 50 60 70 exPmax/Pc 圧縮束角度s[°] 白抜き： 0=3.68fcck -0.333[kgf/cm2] 中塗り： 0=1.0 ○：低下なし □：緩やか ▽：急 ◇：不明 図5 実験値exPmaxとPc計算値の比較 0 0.5 1 1.5 30 40 50 60 70 低下なし 緩やか 急 不明 exPmax/Pty 圧縮束角度s[°] 図6 実験値exPmaxとPty計算値の比較 モールクーロンの破壊規準 1 軸圧縮を受けるグラウトのモール円より cr: 破壊時のせん断応力度 (=fs2) 0:=0 のときのせん断強度 (=fs1) cr: 破壊時の垂直応力 (=ni) cr 0 crtan ) tan sin tan (cos 2 / 1 1 0 cck s f f cr(=fs2) fccy cr (=ni) 0(=fs1) 0 0 0.5 1 1.5 30 40 50 60 70 低下なし 緩やか 急 不明 exPmax/Ps 圧縮束角度s[°] 0.5 1 1.5 2 2.5 1 2 3 4 機械的ずれ止めの数 N exPmax/exPmax(1) y=0.3755(x-1)+1 ○：文献4 □：文献13 ▽：文献14 ◇：文献16 図 10 機械的ずれ止めの数 N が 最大耐力に与える影響の評価 図9 実験値exPmaxとPs計算値の比較 図8 モールクーロンの破壊規準を用いたせん断強度の算出方法 図11 exPmax実験値とPb計算値の比較 ある。佐治らはモルタル の を30°10)、藤田らはコ ンクリートのを55°11)と しているが、グラウト材 はモルタルであり、対象 試験体の圧縮束角度の範 囲s=35～70°では、(9)式 0 0.5 1 1.5 2 30 40 50 60 70 低下なし 緩やか 急 不明 exPmax/Pb 圧縮束角度s[°] 表2 円形断面CFT押し抜き実験 最大耐力(実験値) の =30°の時、Psはほぼ最小値をとり安全側の評価とな るのでと =30°する。図 9 にexPmaxと Psの比exPmax/Psを s を横軸にとり示す。exPmax/Psの比は 0.5 以下であり、今回 検討に用いた試験体では直接せん断破壊が生じにくいと 考えられる。 4.4 支圧破壊時の軸力 支圧破壊時の軸力Pbは本継手と類似する既往の円形断 面CFTの押し抜き実験結果より提案されている宮尾らの 最大耐力式12)をもとに導く。この耐力式の検討に用いら れた実験では機械的ずれ止めの数が最大 2 つであり、本 研究の対象試験体の機械的ずれ止めの段数 n は最大 8 段 でありそのまま適用することができない。そこで、表 2 に示す機械的ずれ止めの数 N を実験変数とした既往の CFT押し抜き実験の結果4),13)～ 16)を用いて耐力式の補正を 行う。図 10 に機械的ずれ止めの数が1つの試験体の最大 耐力実験値exPmax(1)に対する機械的ずれ止めが複数の試験
体の最大耐力実験値exPmaxの比exPmax/exPmax(1)を機械的ずれ止
めの数 Nを横軸にとり示す。NとexPmax/exPmax(1)の関係式を N=1のときexPmax/exPmax(1)の値が1となる線形回帰式を求め、 文献 12 の耐力式にこの関係式を乗じることにより、支 圧破壊時の軸力 Pbを以下の式により算出する。 ここで、Ac:コンクリート断面積[mm2]、Ar:機械的ずれ止 めの鉛直投影面積[mm2]である。(10)式について、以下の 仮定をおき、本継手へ適用することとする。 (1) コンクリート断面積 Acは、外鋼管の内法面積とする。 (2) 機械的ずれ止めの数 N は、機械的ずれ止めの段数 n(1 文 献 試験体 N exPmax [kN] 文 献 試験体 N exPmax [kN] R1F6H15 1 1700 C40N1 1 3560 R2F6H15 2 1732 C40N2 2 5660 R1F6H25 1 1391 C40N3 3 7080 R2F6H25 2 1549 C40N4 4 8220 2499 C35N-1 1 2156 S35A-2 2 2293 C35A-2 2 S-B2 2 2867 S-B3 3 3588 14 S35N-1 1 2058 S-B1 1 2120 16 13 4 垂直応力の 作用して いる面 せん断面の 応力状態 垂直応力の 作用して いない面 ni np s cb cb せん断面 内 鋼 管 (9) 1 ) ( ) 2 ( p g p s s D h L n w f P ) tan / tan 1 /( 1 s 但し、 (8) s c p s ni P
D h b n
/ ( 2 )( )tan 2 1 s s sP
P
P
(5) (6) (7) 2 2 ( p 2 ) (c ) s s D h b n f P
1 1 ( p 2 ) ( g c ) s s D h L w n b n f P
) 625 . 0 375 . 0 ( ) / 053 . 0 05 . 5 ( A A f D t N Pb c r cck (10)58-4 0 0.5 1 1.5 2 30 40 50 60 70 exPmax/Pks 圧縮束角度θs[°] 平均値：1.10 標準偏差：0.29 ○：低下なし □：緩やか ▽：急 ◇：不明 白抜き：支圧破壊 灰：鋼管降伏 黒：圧縮束の破壊 0 0.5 1 1.5 2 30 40 50 60 70 exPmax/clP 圧縮束角度θs[°] 平均値：0.84 標準偏差：0.28 白抜き：支圧破壊 灰：鋼管降伏 黒：圧縮束の破壊 ○：低下なし □：緩やか ▽：急 ◇：不明 図 13 実験値exPmaxと計算値の関係 (a)破壊形式 (b)圧縮強度と外鋼管径厚比 0 0.5 1 1.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 ○: 20≦Ds/ts＜40 □: 40≦Ds/ts＜60 ▽: 60≦Ds/ts＜80 ◇: 80≦Ds/ts 白抜き: 20≦fcck＜30 薄灰: 30≦fcck＜40 濃灰: 40≦fcck＜50 黒: 50≦fcck ex Pmax /m in (Pc ,Pty ,Ps ) P b/min(Pc,Pty,Ps) 支圧破壊← →その他の破壊形式 図12 実験値と計算値の比較 図 つ離れたずれ止め間で圧縮束を形成する場合n-1)とする。 (3)外、内鋼管それぞれのD/t、Arを用いてPbを算出し、小 さい方とする。図 11 にexPmaxと Pbの比exPmax/Pbを sを横 軸により示す。既往の CFT 押し抜き実験結果12),13)から 本継手においても支圧破壊が生じる試験体の荷重変形 関係は、3 つの分類全てになりうると考えられる。exPmax/ Pbの値が1.5程度となる試験体もあり過小評価となって いる。これについては 5 節で考察を行う。 5.耐力式の評価 本継手の最大耐力clP は、4 節で示した各破壊形式の耐 力の最小値から、clP=min(Pc,Pty,Ps,Pb) とする。図 12(a)に実 験値と計算値の比exPmax/clP を sを横軸にとり示す。多くの 試験体が支圧破壊により耐力が決定しており、支圧破壊 で耐力が決定している試験体のexPmax/clP の値は0.5 ～ 1.5程 度とばらつきが大きい。また本継手と同様の継手方法の既 往の耐力式17)に以下の式がある。 ここで、:摩擦係数 (=0.4)、E:鋼管のヤング係数 (=2.05 × 105とした ) である。図 12(b)に実験値exPmaxと (11) 式の計 算値Pksの比exPmax/Pksをsを横軸にとり示す。平均値と標準 偏差はexPmax/clP では 0.84 と 0.28、exPmax/Pksでは 1.10 と 0.29 であり、提案式では実験値を過大評価している傾向にあ るが、概ね既往の耐力式と同等に耐力評価ができている と言える。図 13 に、実験値exPmax/ 計算値 min(Pc,Pty,Ps) と計 算値Pb/計算値min(Pc,Pty,Ps)の関係を示す。図13(a)より、耐 力式から圧縮束が破壊 , 鋼管が降伏すると推定される試 験体の中で、それぞれ「急」「低下なし」の荷重変形の試 験体は、概ね実験値を評価できている。一方で、「緩やか」 の荷重変形関係の試験体であるが、圧縮束が破壊すると 推定され、「急」「緩やか」の荷重変形関係の試験体であ るが、鋼管が降伏すると推定されるものもあり、耐力式 と荷重変形関係から推測される破壊形式が必ずしも一致 していない。この原因として、圧縮束の破壊時の軸力 Pc は、「Pcが最大となるときの圧縮束角度 s」、「有効強度係 数 0を1」、「全ての圧縮束が同時に破壊するとして、Pcが 機械的ずれ止め段数 n(または n-1)に比例する」と仮定し ていることから耐力を過大評価している可能性がある。 また支圧破壊で耐力が決定する試験体では実験値を過大 評価する傾向にある。この要因としては、CFT押し抜き実 験で得られた推定式を本継手へ適用する際に、コンクリー ト断面積 Acを外鋼管の内法断面積と置き換えたが、内鋼 管は充填コンクリートよりも半径方向の剛性が小さいた め、支圧耐力を過大評価したことが考えられる。また図 13(b)より、圧縮強度fcckが大きい試験体では実験値をより 過大評価する傾向にある。一方で、径厚比の大きい(図 13 (b)中◇)試験体では、実験値を過小評価しており、支圧破 壊時の軸力 Pbはこれらの因子の影響を適切に評価する方 法を検討する必要があると考えられる。 6.まとめ 軸力を受ける充填グラウトを用いた円形鋼管継手につい て、破壊形式ごとに耐力式を定式化し、既往の耐力式と同 等の評価を示すことができた。しかし、耐力評価は破壊形 式の判別は十分にはできておらず、耐力式はさらなる改 良が必要である。 参考文献 1)宮西,須山,蜷川,河野,窪寺:グラウトにより接合された内蔵鋼管を有する角形鋼管継手の力学性状に関する実験的研究(その1),(その2),(その3), 日 本建築学会大会学術講演梗概集,2013-4 2)財津,須山,林,蜷川,河野,松尾,窪寺:充填グラウトを用いた鋼管継手の力学性状に関する実験的研究(その1) ,(その2),日本建築学会大会学術講演梗概集,2012 3) 中村,大越,吉田: 鋼管のグラウト接合の支持性能向上に関する研究,熊谷組技術研究報告第70号 ,2011 4)石井,田中:鋼管内充填コンクリートの支圧耐力評価-鋼構造充填接合構法による接合部の力学的挙動に関する研究,日本建築学会構造系論文集 , 2008.8 5) William B, Lamport,James O. Jirsa,Joseph A. Yura :Grouted Pile-to-SleeveConnection Tests, P MFSELREPORT NO.86-7,June1986. 6)W.Aritenang,A.S.Elnashai,P.J.Dowling,B.C.Carroll: Failure Mechanisms of Weld-Beaded Grouted Pile/Sleeve Connection,Marine Structures 3(1990) 391-417 7) 須山 , 林,蜷川,河野,窪寺:充填グラウトを用いた円形鋼管継手の力学性状に関する実験的研究-圧縮実験及び引張実験における破壊性状及び応力度性状に関す る考察 ,日本建築学会研究報告九州支部,2012 8) 日本建築学会:鉄筋コンクリート造建物の靭性保証型耐震設計指針・同解説, 1999 9)西林,小柳,渡邉,宮 川：コンクリート工学ハンドブック ,朝倉書店 ,2009 10) 佐治 ,松藤：モルタルの辷りに関する研究 ( その 2)( 円柱試験体上下面周辺部分圧縮 ) ,日本建築学 会論文報告集 ,1972 11) 藤田 , 石丸 ,花井 , 末永：Plain Concreete の内部摩擦角と引張強度についての一考察 , 日本建築学会構造系論文集 ,1997.4 12) 多賀 野,脇田他：裏あてリングを用いたコンクリート充填遠心力鋳鋼管柱の押抜きせん断実験(その1),(その2),日本建築学会大会学術講演梗概集,1995 13)杉山 ,宮尾,中村,石村：裏あてリング付コンクリート充填鋼管柱の押し抜き試験-その1. 実験結果と最大耐力の推定-,日本建築学会学術講演梗概集,1996 14)高 木ら:内面に溶接ビードを設けたコンクリート充填鋼管柱の付着性状に関する実験的研究, 日本建築学会学術講演梗概集,1997 15)高木ら:鋼管内面にリン グ状の機械的すべり止めを有するコンクリート充填円形鋼管柱の付着耐力評価,日本建築学会学術講演梗概集,1999 16)上田ら:鉄筋入りコンクリート充填 鋼管 (CFT-R) 造の開発(その 3 押し抜き実験), 日本建築学会学術講演梗概集 ,2009 17)Offshore standard DVV-OS-J101.2013
0 0.5 1 1.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 支圧破壊← →その他の破壊形式 ○：低下なし □：緩やか ▽：急 ◇：P-δなし 灰：鋼管降伏 黒：圧縮束の破壊 ex Pm ax /m in (Pc ,Pty ,Ps ) P b/min(Pc,Pty,Ps) 図 (a)提案式 (b)既往の耐力式17) h f D t N F E Pks ck 2 p p 21 4 . 0 s s p g g p p t E t E D D t D F:剛性係数 /2 2 /( ) /2 (11)
