グループ配列した頭付きスタッドの力学的

(1)

グループ配列した頭付きスタッドの力学的挙動およびせん断耐荷性能に関する研究

A Study on the Mechanical Behavior and Shear Strength of Headed Stud Connectors with Grouped Arrangement

2007 年 3 月

岡田淳

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第 1 章序論

1.1 研究の背景および目的

最近，社会基盤整備に対する合理化およびコスト縮減の要求が急速に増大し，これに対応して鋼とコンクリートからなる複合構造物の研究開発が活発に行われている．

鋼・コンクリート複合構造においては，異種材料である両者の接合部は極めて重要な構造部位であり，

接合部のせん断耐荷性能は常に課題となっている．

これまで，接合部のずれ止めに関しては様々なタイプのものが提案されているが，頭付きスタッド（以下，スタッドと略す）は，①～⑤に示す優位性^1.1)^～^1.3)により，各種ずれ止めの中で最も一般的に使用されている．

①強度や施工性の面から最も実用的なずれ止めであること．

②断面が円形で支圧応力に方向性がないこと．

③頭付き形状により剥離をある程度防止できること．

④専用機器によって効率よく容易に鋼部材に溶接可能であること．

⑤形鋼を用いたずれ止めのように全周隅肉溶接を行う必要がなく，鋼部材に及ぼす溶接の影響を最小限に抑えられること．

このようなスタッドの優位性を極限まで活用する方法の一つとして，グループ配列が挙げられる．グループ配列は，複数本のスタッドを比較的小さい間隔で配列するものであり，図-1.1に示すように，各スタッドが十分な間隔を有している通常の配列（以下，標準配列と称す）と比較し，グループ内における各スタッドの間隔は小さく，各グループ間の間隔は大きいという特徴をもつ^1.4)．

図-1.1 スタッドの標準配列とグループ配列の比較 (a) 標準配列 (b) グループ配列

小さい大きい

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スタッドのグループ配列の適用により，主桁とコンクリート床版の箱抜き部との接合部^1.5)^～^1.9)，複合トラス橋あるいは複合アーチ橋における鋼材と床版との接合部 ^1.10)^～^1.15)，鋼・コンクリート合成主塔における鋼殻部と巻き立てコンクリートとの接合部^1.16)^～^1.17)，波形鋼板ウェブ橋におけるフランジプレートとコンクリート床版との接合部^1.18)^～^1.20)，上下部一体構造橋梁における鋼桁とコンクリート橋脚との

接合部 ^1.21)^～^1.25)，複合斜張橋における中央径間の鋼桁と側径間のコンクリート桁との接合部 ^1.26)^～^1.27)な

どの合理化・省スペース化，急速施工・工期短縮，床版への効率のよいプレストレスの導入，新しい構造形式への対応などが実現できる．

しかしながら，更なる合理性を追求するためには，スタッド同士をかなり小さい間隔で配列する必要があり，狭隘な接合部にスタッドが密にグループ配列される場合には，せん断耐荷力が低下する可能性があることが以前から指摘されている．

道路橋示方書^1.28)をはじめ，Eurocode 4^1.29)，AASHTO^1.30)など，スタッドに関する設計基準は，標準配列したスタッドの押し抜き試験の結果をベースとして作成されたものであり，スタッドをグループ配列した場合に，各々のスタッドが標準配列したスタッドと同等の耐荷性能を発揮するかどうかについては十分な根拠が示されていない．また，道路橋示方書およびEurocode 4における橋軸方向の最小間隔の規定は5d（d：スタッド軸径），AASHTOは6dであり，原則としてそれより小さい間隔でのスタッドの配列は許容されていない．

その一方で，道路橋示方書の許容せん断耐荷力算定式で設計されたスタッドは，降伏に対して3以上，

破壊に対して6以上の安全率を有していると考えられ，設計法の違いがあるとはいえ，海外の設計基準

1.29)～1.30)と比較して高い安全率となっている．

したがって，グループ配列による影響を解明することは，スタッドの耐荷性能に関する信頼性の増大と適切な安全率の評価の観点から非常に重要である．それに加えて，小さい間隔で配列されたスタッドの挙動およびせん断耐荷性能を解明することにより，合理的で自由度の高い接合部の設計が可能になると考えられる．

スタッドのグループ配列に関する研究は，グループ配列したスタッド群を橋軸方向に離散的に配置した場合の合成桁の性状に関する研究とグループ配列したスタッドのせん断耐荷性能に関する研究とに大別される．

合成桁の性状に関する研究については，死荷重および活荷重以外に，クリープ，収縮，温度差などの影響を考慮した場合でも，合成桁におけるたわみ分布，橋軸方向のずれ性状において，標準配列の場合とグループ配列の場合で差がほとんど生じないことが実験的あるいは解析的に示されている^1.31)^～^1.38)．一方，グループ配列したスタッドのせん断耐荷性能に関する研究は，限られたパラメータに対する実験的な検討が中心であり^1.39)^～^1.46)，コンクリートの強度，スタッドの橋軸方向間隔，スタッドの橋軸直角方向間隔，コンクリート床版の寸法，プレストレス，鉄筋量，スタッドの寸法，スタッドの強度，鉄筋の強度，鋼桁の寸法など，せん断耐荷性能に影響を及ぼす様々な要因を考慮した研究は，実験的あるいは解析的にも労力を要するため，ほとんど実施されていないのが現状である．

本研究はこのような現状認識に立ち，これらの課題を解決するために実施されたものである．本研究の目的を整理すると以下のようになる．

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(1) 実験および解析により，グループ配列したスタッドの破壊メカニズムとせん断耐荷性能を明らかにする．

(2) グループ配列したスタッドに対する有効な解析手法を提案する．

(3) せん断耐荷性能に与える影響が大きいパラメータを明らかにし，スタッドを密に配列することの影響を考慮したせん断耐荷力算定手法を提案する．

1.2 既往の研究

1.2.1 スタッドに関する研究

スタッドは現在最も一般的かつ実用的なずれ止めのひとつであり，世界各国で数多くの研究が行われている．ここでは，スタッドの押し抜き試験を中心とした既往の研究について記述する．

ずれ止めを適用した鋼とコンクリートの合成桁に関する体系的研究は，1930年代にスイスで始まった．

Voellmy ら ^1.47)^～^1.50)は，螺旋型ずれ止めを用いた鋼とコンクリートの合成桁の挙動と耐荷力に関する研究を行った．一連の研究の中で，後にスタッドの押し抜き試験の原案となる試験も実施されている．

アメリカでは，施工性向上の観点から，チャンネル材やアングル材などのフレキシブルずれ止めに関する体系的研究^1.51)^～^1.53)が行われた．縮尺模型を用いたT梁の載荷試験および押し抜き試験結果より，

フレキシブルずれ止めは，剛なずれ止めと比較して若干剛性は劣るものの，ずれ止めとして十分な性能を有していることが確認された．

スタッドに関する研究は1954年にIllinois大学とLehigh大学で始められ，静的押し抜き試験および疲労試験，T梁の静的および疲労試験が実施された．Illinois大学の研究^1.54)^～^1.57)では，軸径0.5～1.25 in. (=

12.7～31.8 mm)のスタッドが用いられた．一方，Lehigh大学の研究^1.58)^～^1.59)では，軸径0.5 in. (= 12.7 mm) の屈曲スタッドと0.75 in. (= 19.1 mm)のスタッドが用いられた．静的押し抜き試験結果^1.54)^，^1.57)より，スタッドのずれ止めとしての有効性が確認され，スタッドは，フレキシブルずれ止めと同様な挙動を示すことが確認された．

Olligaard，Slutter，Fisher^1.60)は，普通コンクリートおよび軽量コンクリートを用いて実施された試験結果を重回帰分析し，スタッドの終局強度算定式を提案した．Olligaard，Slutter，Fisherが提案した算定式は，後にAASHTO^1.61)に採用された．

イギリスにおいてはChapman^1.62)^～^1.63)が，設計基準CP117の草案作成を目的として，スタッドの静的押し抜き試験，引張試験，および疲労試験を実施した．また，Chapmanは，スタッドの静的押し抜き試験に関する標準的な試験方法の提案^1.62)を行った．

Oehlesらは，80年代後半から90年代にかけて，押し抜き試験結果の統計処理による各種パラメータの影響度分析^1.64)と強度評価式の提案 ^1.65)，スタッドによる床版の割裂的破壊モードに関する研究^1.66)^～

1.68) ，繰り返し荷重を受けたスタッドの残存耐力に関する研究 ^1.69)^～^1.71)など，スタッドに関する研究を

精力的に行った．

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な押し抜き試験結果の整理が行われた^1.72)^～^1.73)．これらの検討結果は，Eurocode 4におけるスタッドの設計せん断耐荷力算定式の根拠となった．

日本におけるスタッドに関する初期の体系的な研究として，山本らの研究^1.74)^～^1.75)が挙げられる．山本らは，軸径16 mm，19 mm，22 mmのスタッドを用いて押し抜き試験を実施し，スタッドの設計せん断力算定式を導いた．山本らが提案した算定式は，若干の修正を経て，今なお，現行の道路橋示方書^1.28) におけるスタッドの許容応力度設計法に採用されている．

平城らは，コンクリートの打ち込み方向を変化させた押し抜き試験結果に基づいて，スタッドの静的および疲労挙動を解明した ^1.76)^～^1.78)．また，国内外で実施されたスタッドに関する既往の静的および疲労試験データを重回帰分析し，スタッドの静的および疲労強度評価式を提案した^1.80)^～^1.82)．

日本における最近の研究では，必要本数の低減，ずれ性状の改変，施工性向上などの観点から，高強度スタッド^1.83)，長尺スタッド^1.84)，パイプスタッド^1.85)，遅延合成スタッド^1.86)^～^1.87)，変断面スタッド

1.88)～1.89)，ウレタン付きスタッド^1.43)^～1.44), 1.90)など様々なタイプのスタッドが提案されている．また，日

本およびヨーロッパにおいて，太径のd25スタッドの適用に関する研究1.7), 1.9), 1.91)～1.93)が行われている．

1.2.2 スタッドのグループ配列に関する研究

スタッドのグループ配列に関する初期の体系的な研究として，Daviesの研究^1.94)が挙げられる．Davies は，軸径d = 3/8 in. (= 9.5 mm)，全長hst = 2 in. (= 50.8 mm)のスタッドを2本～4本用いて，橋軸方向および橋軸直角方向の配列および橋軸方向間隔を変化させた 1/2 スケールの供試体を20 体製作し，押し抜き試験を実施した．とくに橋軸方向間隔dl を2d～10dに変化させた試験では，橋軸方向間隔が小さくなるほどせん断耐荷力が減少する傾向が確認されている．ただし，供試体サイズが小さいため，実験結果はEurocode 4には採用されなかった．

スイスでは，床版の架設工法として，滑り押し出し架設工法，プレキャスト床版工法，現場打ち工法

の3つの工法^1.95)^～^1.98)が古くから研究されている．これらの工法において，クリープ･収縮などの影響を

軽減し，効率的にプレストレスト導入するための一手段として，床版箱抜き部にスタッドのグループ配列を適用する方法^1.99)が多く用いられている．Lebet^1.31)^～^1.32)は，橋軸方向に1 m間隔で断続的に配置されたグループ配列と，連続的に配置された標準配列のずれ性状について実橋計測ならびに解析的検討を行い，グループ配列と標準配列の差は無視できる程度（3%程度）の違いであることを明らかにした．

RoikとHanswilleは，橋軸方向間隔dl = 9.1d，橋軸直角方向間隔dt = 4.5dのグループ配列した供試体と橋軸方向間隔dl = 5d，橋軸直角方向間隔dt = 2.3dのグループ配列した供試体を製作して押し抜き試験を行い，スタッドの橋軸方向間隔が小さくなることによるせん断耐荷力の低下を確認した^1.39)．また，1 つの床版あたり12本のスタッドを橋軸方向間隔dl = 9.1d，橋軸直角方向間隔dt = 6.8dでグループ配列した大型供試体を用いて疲労試験を実施し，先に実施した標準配列とグループ配列した大型供試体で疲労強度に差が生じなかったこと，コンクリートの強度が高いほど疲労強度が大きくなることなどを明らか

にした^1.40)．

Kuhlmannら^1.41)は，コンクリート床版と橋脚の接合構造を対象として，スタッドを高さ方向に一列で間隔を3.2d，5d，6.8dに変化させた供試体を用いて押し抜き試験を実施し，スタッドの高さ方向間隔お

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よび鉄筋ありなしの影響について考察した．

フランスでは，箱抜き部を設けたプレキャスト床版とスタッドのグループ配列を用いた新しいタイプの接合方法^1.100)^～^1.102)が研究・提案された．

保坂ら^1.42)は，鉄道の合成桁への適用を対象として様々なタイプのずれ止めの押し抜き試験を行った．

その中では，橋軸方向および橋軸直角方向スタッド間隔が共に2.6dの極めて密なグループ配列供試体は，

単列配列供試体よりもせん断耐荷力が34%低下するとの報告がなされている．

平城ら^1.43)^～^1.44)は，単列配列したスタッドとグループ配列したスタッドの押し抜き試験の比較を行い，

グループ配列したスタッドのせん断耐荷力は，単列配列したスタッドよりも低下することを確認している．

大垣ら ^1.103)^～^1.106)は，合成 2 主桁橋の中間横桁部を対象として，床版の回転によって発生する橋軸直角方向曲げ引き抜き力に対するスタッドの適正な配置に関する研究を行った．この研究より，剥離防止のためにウェブ直上およびフランジのなるべく外側にスタッドを配置すること，スタッドへの応力を軽減するために垂直補剛材直上を避けて配置することなどが提案されている．

ヨーロッパ委員会（European Commission）において，ドイツ，フランス，ベルギー，スウェーデン，

ルクセンブルクの5ヶ国からなる研究プロジェクト”中小スパンの合成橋梁の設計”^1.107)^～^1.108)が実施された．この中で，箱抜き部を設けたハーフプレキャスト床版あるいはフルプレキャスト床版に対してグループ配列したスタッドを適用した接合部の静的および繰り返し押し抜き試験が実施され，箱抜き部側面とスタッドの距離をパラメータとしたせん断耐荷力の低減が必要であることなどが提言されている．

大久保，栗田らは，著者らが実験を行ったグループ配列供試体SP3とほぼ同一諸元の供試体を製作して押し抜き試験および疲労試験^1.45)^～^1.46)を実施した．これらの研究より，グループ配列したスタッドの静的せん断耐荷力は，著者らがスイスで実施した実験結果より若干大きいが，コンクリートの強度や鉄筋径の違いを考慮すれば実質的にはほぼ同等と考えられること，高強度の無収縮モルタルを箱抜き部に用いた場合，箱抜き部の有無による差異がほとんどないこと，グループ配列したスタッドの破壊までの繰り返し回数は，応力振幅が100 N/mm²～125 N/mm²では400万回を超える高い値となり，十分な疲労耐久性を有していること，疲労強度は，各基準1.28), 1.109)～1.110)よりも大きいことなどが確認されている．

また，プレキャスト床版の箱抜き部にグループ配列したスタッドを配置した合成桁を対象とした研究

1.33)～1.38)では，死・活荷重以外に，クリープ，収縮，温度差などの影響を考慮した場合でも，合成桁に

おけるたわみ分布，橋軸方向のずれ性状において，標準配列とグループ配列で差がほとんど生じないことが示されている．さらに，連続合成桁へのグループ配列したスタッドの適用性についての検討が行われ，グループ配列したスタッドを配置した区間において，標準的なスパン構成では，スタッド本数を従来必要な本数の70%程度まで低減可能であると結論づけられている^1.111)．

1.3 本論文の構成と概要

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第 1 章では，本研究の背景について述べるとともに，グループ配列したスタッドに関する既往の研究を整理して，本研究の目的を明らかにしている．

第 2 章では，スタッドの押し抜き試験結果から，標準配列とグループ配列のせん断挙動，せん断耐荷力，破壊モードの違いを明らかにし，コンクリートの圧縮強度の影響，付着および滑り摩擦の影響，供試体の寸法の違いの影響について考察している^1.112)^～^1.114)．また，Eurocode 4のせん断耐荷力算定式，および大久保，栗田らがほぼ同一諸元の供試体を用いて行った実験との比較により，本研究における実験結果の妥当性を検証している．

第 3 章では，まず，コンクリートやスタッドなどについて，それらの材料非線形性を考慮できる，離散ばねを用いる解析手法を提示している^1.113)．次に，Drucker-Pragerの破壊基準を 2パラメータ型に拡張し，実験結果との比較により，パラメータの設定とその妥当性の検証を行い，その上で，隣接するスタッドの影響，スタッド近傍のコンクリートの局部的な損傷，スタッドの破壊，鋼桁とコンクリート床版との付着や滑り摩擦の影響を考慮できる解析手法（コンクリートとスタッドの破壊を考慮した解析手法）を提案している 1.4), 1.115)．さらに，押し抜き試験のシミュレーションを行い，グループ配列したスタッドの破壊メカニズムについて考察している1.116, 1.118)．

第 4 章では，第 3 章で提案したコンクリートとスタッドの破壊を考慮した解析手法を用いて，まず，

グループ配列に与える影響が極めて大きいと考えられる，コンクリートの強度とスタッドの橋軸方向間隔に着目したパラメトリック解析を実施し，グループ配列によるせん断耐荷力低減式を提案している

1.116, 1.118)．次に，スタッドの橋軸方向間隔を5d，橋軸直角方向間隔を3.6dとする密なグループ配列を対

象として，スタッドの寸法および強度の影響に着目した解析的検討を実施し，破壊モードと関連付けて，

これらのパラメータがせん断耐荷性能に与える影響について考察している^1.119)．また，軸径25 mmのスタッドをグループ配列した場合のせん断耐荷力を解析により算出し，既往の耐荷力式との比較により解析結果の妥当性を検証している^1.117)．さらに，スタッドの寸法，スタッドの強度，コンクリートの強度，

スタッドのグループ配列の影響を考慮したせん断耐荷力算定手法を構築し，グループ配列したスタッド近傍の床版断面のせん断耐荷力評価を行っている^1.119)．

第 5 章では，まず，鋼とコンクリート接合部のモデル化の手法について提示し，グループ配列したスタッドを適用した実構造の解析フローについて記述している．次に，鋼・コンクリート複合トラス橋を対象として，2種類の床版支持形式の構造特性の違い，およびプレストレスの導入時の応力伝達機構について考察している ^1.10)^～^1.11)．また，鋼・コンクリート合成主塔を対象として，グループ配列したスタッドにより接合された鋼殻部と巻き立てコンクリートとの接合部に対して，せん断力に対する照査，荷重分担率および荷重伝達機構についての検討を行い，実構造に対する安全性および設計の妥当性を検証

している^1.16)．

第 6 章では，総括として，本研究の結論を述べている．また，得られた結論を踏まえた上で，今後の研究の課題と展望についても言及している．

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1.117) 岡田淳，依田照彦：軸径25mmの頭付きスタッドのせん断耐荷性能に関する解析的検討，土木学会第60回年次学術講演会，I-441，pp. 879-880, 2005.9.

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1.119) 岡田淳，依田照彦：密にグループ配列した頭付きスタッドの寸法および強度のせん断耐荷性能

に及ぼす影響と床版断面のせん断耐荷力評価，土木学会論文集A, Vol.62, No.3, pp. 556-569, 2006.7.

(18)

第 2 章押し抜き試験

2.1 序言

既往の研究 ^2.1)^～^2.10)を整理すると，グループ配列したスタッドに関する懸案事項あるいは研究課題として次のようなものが挙げられる．

①グループ配列におけるスタッド1本当たりのせん断耐荷力は，標準配列におけるスタッド1本当たりのせん断耐荷力と同等か否か．

②グループ配列におけるスタッド1本当たりのずれ剛性（初期剛性）は，標準配列におけるスタッド1 本当たりのずれ剛性（初期剛性）と同等か否か．

③グループ配列したスタッドあるいはその近傍の床版コンクリートの破壊モードおよび破壊メカニズム．

④グループ配列の挙動，破壊モード，せん断耐荷性能に対する，コンクリートの強度，スタッドの橋軸方向間隔，鉄筋量など各種パラメータの影響．

⑤合成桁において，グループ配列したスタッドを離散的に配置した場合と，標準配列したスタッドを連続的に配置した場合とのずれ性状の違い．

このように，グループ配列したスタッドに関しては検討すべき項目が多く存在することが分かる．そこで本章では，押し抜き試験^2.11)^～^2.16)により，上記の課題の解決を試みる．

まず，標準配列供試体とグループ配列供試体の設計法について述べ，次に，供試体の製作，材料試験，

実験内容について記述する．また，実験結果と考察においては，標準配列とグループ配列のせん断挙動，

せん断耐荷力，破壊モードの違いを明らかにし，コンクリートの圧縮強度の影響，付着および滑り摩擦の影響，鉄筋配置の影響について考察する．最後に，Eurocode 4のせん断耐荷力算定式，および大久保，

栗田らがほぼ同一諸元の供試体を用いて行った実験^2.17)^～^2.18)と比較することにより，本研究における実験結果の妥当性を検証する．

2.2 供試体の概要

供試体はSP1，SP2，SP3，SP4の4タイプとした．図-2.1に供試体の形状を示す．また，4タイプの比較一覧を表-2.1に示す．SP1はEurocode 4^2.19)に規定されている標準配列供試体である．SP2も標準配列の供試体であるが，スタッド，鋼桁，およびコンクリート床版の寸法はグループ配列供試体（SP3, SP4）に合わせている．すなわちSP2供試体は，SP1とグループ配列供試体（SP3, SP4）で寸法が異なるため，

その影響を確認するために製作したものである．SP3は１つの床版につき9本のスタッドをグループ配列した供試体である．SP4は，SP3と同様にグループ配列した供試体であるが，施工性を考慮して，鉄

(19)

筋をグループスタッド内に配置していない点において違いがある．

250

530

920 290

HEM 260

920

110

250

65

1000

790

110

250

80 80

Stud connector:

d22/150

Reinforcement:

D14

250

530

920 290

HEM 260

920

110

250

65

1000

790

110

250

8080

Stud connector:

d22/150

Reinforcement:

D14

Stud connector:

d22/150

Reinforcement:

D14 920

HEM

260

1000

65 250 350 400 250 290 250

100 920

790 600

HEB260

Stud connector:

d22/100

Reinforcement:

D10 65

250 250 150

150 260 150

560 100 600

650 Unit: mm

(a) SP1 (b) SP2

(c) SP3 (d) SP4

図-2.1 実験供試体の形状

(20)

表-2.1 実験供試体比較一覧

供試体名 SP1 SP2 SP3 SP4

供試体の特徴 EC4 standard 4 stud standard 9 studs;Reinf.-in 9 studs;Reinf.-out 床版寸法 650*600*150 1000*920*250 1000*920*250 1000*920*250

スタッド d22/100 d22/150 d22/150 d22/150

鉄筋 D10 D14 D14 D14 鋼桁（Ｈ形鋼） HEB260¹⁾ HEM260²⁾ HEM260²⁾ HEM260²⁾

コンクリート床版部の概要

1) HEB260：SM490Y材相当，全高×フランジ幅×ウェブ厚×フランジ厚 = 260×260×10×17.5 mm 2) HEM260：SM490Y材相当，全高×フランジ幅×ウェブ厚×フランジ厚 = 290×268×18×32.5 mm

スタッド間隔に関してEurocode 4標準供試体SP1は，橋軸方向（高さ方向）スタッド間隔dl =11.4d (=

250 mm)，橋軸直角方向（幅方向）スタッド間隔dt = 4.5d (= 100 mm)である．標準配列供試体SP2は，

SP1をベースとして橋軸方向スタッド間隔dl =15.9d (= 350 mm)，橋軸直角方向スタッド間隔dt = 4.5d (=

100 mm)とした．グループ配列供試体SP3とSP4の橋軸方向スタッド間隔dl は，Eurocode 4に規定されている最小値5d (= 110 mm)とし，橋軸直角方向スタッド間隔dt は，スイスの実橋で用いられた3.6d (=

80 mm)とした．

2.3 供試体の設計

まず，Eurocode 4に基づいて標準配列供試体を設計した．具体的な設計項目は，スタッドのせん断耐荷力の算出とスタッドのせん断耐荷力を作用力としたコンクリート床版の設計である．グループ配列したスタッドについての設計法はEurocode 4に明示されていないため，標準配列供試体の設計法を準用した．また，グループ配列供試体のコンクリート床版の設計に当たっては，標準配列とグループ配列における単純なスタッド本数の違いによって床版が損傷し，せん断耐荷性能へ影響を与えることを排除するために，スタッドのせん断破壊が床版の橋軸方向せん断破壊より先行するように，すなわち，床版の橋軸方向せん断耐荷力がグループ配列したスタッドのせん断耐荷力より大きくなるように，床版断面を決定した．さらに，鋼桁（H形鋼）についても同様に，単純なスタッド本数の違いがせん断耐荷性能に与える影響を排除するために，十分な剛性と耐荷力を有していることを前提条件として，H形鋼を選定した．そして，これについて確認するために，橋軸方向圧縮耐荷力についての照査を行った．

なお，計画・設計段階では，スタッド，コンクリート，鉄筋，および鋼桁の材料特性に関しては仮定

(21)

値を用いているため，実際の値と異なる場合があることを付記しておく．

2.3.1 標準配列供試体の設計

Eurocode 4標準配列供試体SP1についてスタッドのせん断耐荷力を算出し，コンクリート床版についての照査を行った．

(1) スタッドのせん断耐荷力の算出

スタッドの形状および材料特性値として以下の値を用いた．

d = 22 mm，fusts = 500 N/mm²，hst = 100 mm (2.1)

ここに，

d : スタッドの軸径 (mm)

fusts : スタッドの引張強度の規格値 (N/mm²) hst : スタッドの全長 (mm)

コンクリートの材料特性値として以下の値を用いた．

Strength class C35 ( fck = 35 N/mm²，Ecm = 33500 N/mm²) (2.2)

ここに，

fck : コンクリートの圧縮強度の特性値(N/mm²) Ecm : コンクリートのヤング係数 (N/mm²)

スタッドの設計せん断耐荷力算定式は以下の 2 つの式で表され，PRd1 および PRd2 のうち小さい方がせん断耐荷力PRdとなる．

(

^/⁴

)

^/ ⁰^.⁸ ⁵⁰⁰

(

²² ^/⁴

)

^/¹^.²⁵ ¹²¹^.⁶^kN

8 .

0 ² ²

1 = _usts

π γ

_v = × ×

π

× =

Rd f d

P (2.3)

( ) / 0 . 29 1 22 35 33500 / 1 . 25 121 . 6 kN 29

.

0

² ²

2

=

_ck _cm _v

= × × × =

Rd

d f E

P α γ

(2.4)

4 5 . 4 / for

1 = >

= h

_st

d

α

(2.5)

ここに，

f_usts : スタッドの引張強度の規格値 (N/mm²) d : スタッドの軸径 (mm)

γ

v : 部分係数 ( = 1.25)

α : スタッドの寸法に依存する係数

f_ck : コンクリートの圧縮強度の特性値(N/mm²) Ecm : コンクリートのヤング係数 (N/mm²) h_st : スタッドの全長 (mm)

スタッドの寸法に依存する係数αは，以下のように与えられる．

( )

[ ^/ ¹ ] ³ ^/ ⁴

2 .

0 + ≤ ≤

= h d h d

α

(2.6)

(22)

4 /

1 >

= h

_st

d

α

(2.7)

ここに，

α : スタッドの寸法に依存する係数 hst : スタッドの全長 (mm)

式(2.3)，式(2.4)とも同じ値となったため，スタッドの設計せん断耐荷力PRd は，以下のようになる．

kN 6 .

= 121

P

Rd (2.8)

標準配列供試体では，1つの床版に付き4本のスタッドが配置されているので，床版に対するスタッドの照査長さあたりの橋軸方向作用せん断力は以下のようになる．

N/mm 3 . 748 650 / 6 . 121 4

/ = × =

=

_ch _Rd _ch

Sd

N P L

v

(2.9)

ここに，

vSd : 照査長さあたりの作用せん断力 (N/mm)

Nch : 1つの床版（照査長さ区間）に配置されたスタッドの本数

PRd : スタッドの設計せん断耐荷力(N/mm²)

Lch : 照査長さ(mm)．ここでは，床版の橋軸方向長さ(= 650 mm)とする．

(2) コンクリート床版の照査

Eurocode 4標準配列供試体SP1については，Eurocode 4で断面が規定されているため，スタッドの設計せん断耐荷力（作用せん断力）に対するコンクリート床版断面の照査を行った．コンクリート床版の材料特性値として以下の値を用いた．

Strength class C35 ( fck = 35 N/mm²，fctk0.05 = 2.2 N/mm²)，fysk = 460 N/mm² (2.10) ここに，

fck : コンクリートの圧縮強度の特性値 (N/mm²)

fctk0.05: コンクリートの非超過確率5 %の引張強度の特性値 (N/mm²)

fysk : 鉄筋の降伏点強度の特性値 (N/mm²)

Eurocode 4における床版の橋軸方向設計せん断耐荷力簡易算定式は以下の2つの式で表され，vRd1およびvRd2のうち小さい方が単位長さ当たりの橋軸方向設計せん断耐荷力vRd (N/mm)となる．

s ysk e Rd cv

Rd A A f

v ₁ =2.5

τ

+ /

γ

(2.11)

c ck cv

Rd

A f

v

₂

= 0 . 2 / γ

(2.12)

ここに，

Acv : 想定せん断破壊面における単位長さ当たりのコンクリート断面積 (mm) τ_Rd : 基本せん断強度 (N/mm²)

Ae : 想定せん断破壊面に抵抗する単位長さ当たりの配力鉄筋の断面積 (mm)

(23)

fysk : 鉄筋の降伏点強度の特性値 (N/mm²)

γ

s : 鉄筋の部分係数 ( = 1.15)

fck : コンクリートの圧縮強度の特性値 (N/mm²)

γ

c : コンクリートの部分係数 ( = 1.5)

式(2.11)における基本せん断強度τ_Rdは，次式より算出される．

2 05

.

0 / 0.25 2.2/1.5 0.3667N/mm

25 .

0 = × =

= _ctk _c

Rd f

γ

τ

(2.13)

ここに，

τ_Rd : 基本せん断強度 (N/mm²)

fctk0.05: コンクリートの非超過確率5 %の引張強度の特性値(N/mm²)

γ

c : コンクリートの部分係数 ( = 1.5)

床版断面の想定破壊面を図-2.2に示す．ここでは後述するグループ配列供試体の想定破壊面に合わせて，a － a とb － b の2つの破壊面を仮定した．以下，各破壊面に対して橋軸方向設計せん断耐荷力を算出する．

・a － a 破壊面

mm

= 150

= h

A

(2.14)

図-2.2 床版断面の想定破壊面（SP1） a

a

b b hsl = 150 mm dt = 100 mm

破壊面に抵抗する配力鉄筋（5列）

上段

下段

a a

b b

(24)

mm 208 . 650 1 4 2 10 4 5

2 5

2 2

⋅ =

× ⋅

×

=

×

=

π π

ch s

e L

A D (2.15)

ここに，

Acv : 想定せん断破壊面における単位長さ当たりのコンクリート断面積 (mm) h_sl : 床版厚 (mm)

A_e : 想定せん断破壊面に抵抗する単位長さ当たりの配力鉄筋の断面積 (mm) Ds : 鉄筋径 (mm)

L_ch : 照査長さ(mm)．ここでは，床版の橋軸方向長さ(= 650 mm)．

式(2.11)，(2.12)より，vRd1およびvRd2は以下のようになる．

N/mm 7 . 620 15 . 1 / 460 208 . 1 3667 . 0 150 5 .

1

= 2 × × + × =

v

Rd (2.16)

N/mm 700 5 . 1 / 35 150 2 .

2

= 0 × × =

v

Rd (2.17)

・b － b 破壊面

mm 322 22 100 100 2

2 + + = × + + =

= h d d

A

_cv _st _t (2.18)

mm 208 . 650 1 4 2 10 4 5

2

5 ²

2

⋅ =

× ⋅

×

=

×

=

π π

ch s

e L

A D (2.19)

ここに，

Acv : 想定せん断破壊面における単位長さ当たりのコンクリート断面積 (mm) hst : スタッドの全長 (mm)

d_t : 橋軸直角方向スタッド間隔 (mm) d : スタッドの軸径 (mm)

Ae : 想定せん断破壊面に抵抗する単位長さ当たりの配力鉄筋の断面積 (mm) D_s : 鉄筋径 (mm)

Lch : 照査長さ(mm)．ここでは，床版の橋軸方向長さ(= 650 mm)．

式(2.11)，(2.12)より，v_Rd1およびv_Rd2は以下のようになる．

N/mm 4 . 778 15 . 1 / 460 208 . 1 3667 . 0 322 5 .

1

= 2 × × + × =

v

Rd (2.20)

N/mm 1503 5

. 1 / 35 322 2 .

2

= 0 × × =

v

Rd (2.21)

式(2.16)，式(2.17)，式(2.20)，式(2.21)より，床版の橋軸方向設計せん断耐荷力vRd (N/mm)は，式(2.16) の値となる．

グループ配列した頭付きスタッドの力学的