a/d が押し抜きせん断に及ぼす影響の検討九州工業大学

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(1)V‑145. 土木学会第57回年次学術講演会（平成14年9月）. a/d が押し抜きせん断に及ぼす影響の検討九州工業大学. 学生会員. ○中越亮太. 正会員. 白戸真大. 独立行政法人土木研究所. 九州工業大学. 正会員. 幸左賢二. 阪神高速道路公団. 正会員. 足立幸郎. １．はじめに平成 8 年道路橋示方書による杭基礎フーチングの耐震設計では、梁としてのせん断に対する照査に加え、押し抜きせん断についても照査を行うようになっている。その結果、押し抜きせん断の照査により部材断面が決定されることもあり、フーチングの押し抜きせん断耐力を適切に推定することは設計上重要な課題であると考えられる。そこで、本研究では、フーチングの押し抜きせん断耐力式の確立のため、様々な文献より実験データを集め、道路橋示方書に示される押し抜きせん断耐力式(以下、道示式)の a/d の効果の再評価を行った。また、せん断スパン比をパラメータとした押し抜きせん断破壊の実験 3 体を対象として 2 次元弾塑性 FEM 解析を行い提案式の妥当性を検討した。. フーチングディープビーム. 16.0. ２．道示式の適応性検討する係数を、押し抜きせん断及びせん断照査において同じ係数を用いることになっている。そこで、複数の文献より集めた実験データを用いて、フーチングの押し抜きせん断特有の a/d の効果を表す式を提案することとした。図-1 に、道示式でのフーチングとディープビームのせん断スパン比 a/d と実. 12.0 実験値/Sc. 道示式では、a/d(a:せん断スパン、d:有効高さ)の効果に関. 8.0 4.0 0.0 0.0. 験値/Sc(実験値を a/d を考慮しない計算値で除した値)の関係. 0.5. 図-1. 1.0. 1.5 a/d. 道示式による比較(a/d≦2.5) 単位：㎜. 道示式(ディープビーム)でのせん断スパン比の評価式は、フ. 荷重載荷装置. 300. ーチング特有の a/d の効果を考慮できていないことが分かる。. 荷重( kN). 220. 60 0. 40 0 主鉄筋降伏 Py＝530.0kN δy＝1.48mm. 20 0. 0. 1. 2. 解析終了 Pend＝630.0kN δend＝3.61mm. せん断スパン比、押し抜きせん断破壊、フーチング、FEM 解析. 連絡先. 〒804-8550. 建設社会工学棟 3F. 最大荷重 Pmax＝768.5kN δmax＝5.56mm. No.7 -実験 No.7 -解析 3 変位( mm). 4. 荷重-鉛直変位曲線(№7). キーワード. ‑289‑. 200. 実験試験体構造図. 主鉄筋降伏 Py＝508.7kN δy＝1.17mm. 図-3. 福岡県北九州市戸畑区仙水町 1-1. 200. No.6試験体. 図-2. 0. ・・・(1). 170. 640 1040. No.7試験体. 構造物としての目標信頼性を考慮していない平均式であるの. D Cdc = 1 + (a /d )2. 200. 970. 300. 270. 220. 570. 80 0. 220. 135. ようにして求めたフーチングの提案式は、荷重のバラツキや. を考慮すると、Ｄ≒7 となる。. 200. 300. a/d の効果を示す近似曲線を図-1 に追加した。また、以上の. 時はγ5％≒0.67 となり、5％超過式は提案式の係数Ｄにγ5％. 荷重載荷装置. 235. った。式(1)より得られたフーチング及びディープビームの. 5％超過式を採用した。その結果、せん断抵抗幅を a/2 とした. 200. No.3試験体. 荷重載荷装置. 果、フーチングでは D≒10、ディープビームでは D≒14 とな. を求め、安全率としては. 970. 300. 載荷面. た実験データをもとに最小 2 乗法により、D を求めた 1)。結. 2). 200 700 1100. の影響による補正係数)をフーチングの実験データを用いて. で、信頼性解析に基づく安全係数. 300. 200. 300. そこで、平均的な押し抜きせん断耐力を求めるための Cdc(a/d. スパン比の評価式の係数を以下のように D と設定し、収集し. 2.5. 970. を示す。ここでは、せん断抵抗幅に a/2 を用いた。図-1 より、. 以下のように提案する。提案に当たっては、道示式のせん断. 2.0. Tel/Fax 093-884-3123. 5. 6.

(2) V‑145. 土木学会第57回年次学術講演会（平成14年9月）フーチング平均式 5%超過式 No.3試験体(a/d=1.76) No.6試験体(a/d=1.56) No.7試験体(a/d=1.38). 12.0. ３．解析手法と解析結果図-2 に試験体構造図を示す。載荷条件としては載荷板位置向固定とした。奥行き幅は、せん断照査断面を a/2 と考え、載荷板長さ＋(せん断スパン)×2 とした。図-3 に No.7 試験体のフーチング下部中央での荷重-鉛直変位関係を示す。解析においても主鉄筋降伏は見られ、実験・解析において同様な挙. 9.0 実験値/Ｓｃ. に鉛直方向に等分布荷重を与え、境界条件は杭下端を鉛直方. 6.0 3.0 0.0 0.0. 動が得られていることが分かる。実験では終局を支配するひ. 0.5. 図-4. び割れは、最大荷重付近で側面に載荷板から杭方向に発生し、. 1.0. a/d. 1.5. 2.0. 2.5. 実験の提案式妥当性載荷版. このひび割れが急激に進展して終局に至ったように、解析においても最大主ひずみ分布よりこれに近いひび割れが確認できた。これより、解析においても供試体は曲げ先行型押し抜きせん断により破壊したものと考えられ、実験を再現しているものと思われる。しかし、実験での最大荷重以降の急激な. 0N/m㎡～. 荷重の減少については、解析でこれを再現することは出来な. 5N/m㎡～. かった。以上のような結果は No.3,6 試験体とも同様な結果が. 10N/m㎡～ 20N/m㎡～. 杭. 得られた。. 図-5. ４．提案式の妥当性評価 3 体の実験は提案式を満足している。図-5 に No.7 試験体の最大荷重の 8 割におけるせん断力レベルの最小主応力分布を示す。これより、載荷板端部または杭端部からそれぞれへ、大きな最小主応力の分布が確認できる。せん断耐力に影響するのは応力分布の大きさと広がりと考えられるため、この最小. -10.0 最小主応力（N/m㎡）. 図-4 に 3 体の実験の提案式(平均)妥当性を示す。これより、. 主応力に着目する。図-6 に最大荷重の 8 割レベルでの主鉄筋. クリートが負担できる平均せん断力τc と、式(1)に示すような１＋(a/d)2 で除すと、図-7 のようにほぼ同様な分布系が見られた。よって、式(1)は押し抜きせん断耐力を精度よく算定できるといえる。５．まとめフーチングの押し抜きせん断耐力式は、せん断抵抗幅を a/2 とし、Cdc を式(1)として提案式を算定すると、a/d の効果が妥当に評価できた。また、2 次元 FEM 解析の結果において. -6.0 -4.0 -2.0. 杭端部載荷板端部図-6 最小主応力の a/d の影響. -120 (最小主応力/ τc )・ {1 + (a/ d)2 }. きくなるに連れ、値が小さくなるのが分かる。これを、コン. No.3 No.6 No.7. -8.0. 0.0. より上の杭から載荷板端部の最小主応力の値を示す。a/d が大. 最小主応力分布(No.7). No.3 No.6 No.7. -90 -60 -30. 0. 杭端部載荷板端部図-7 最小主応力/f’cd・{1+(a/d)2}. も、a/d の効果は確認でき、最小主応力の比較から、a/d の影響を１＋(a/d)2 で除すことで考慮することは妥当であることが分かった。参考文献：１)二羽淳一郎：FEM 解析に基づくディープビームのせん断耐荷力算定式，第 2 回 RC 構造のせん断問題に対する解析的研究に関するコロキウム論文集，pp.119-126，1983 ２)白戸真大,福井次郎,幸左賢二,梅原剛：ディープビーム・フーチングのせん断耐力算定法に関する研究，構造工学論文集 Vol.47A，2001. ‑290‑.

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