充填グラウトを用いた円形鋼管継手の軸耐力評価方法に関する研究
青木 研一郎 1 . はじめに 本研究は、 鋼管の継 手とし て鋼管内 部に一 回り 径の小さな 鋼管を配 置し、 内外の鋼管 の間に充 填 したグラウ トを介し て、 溶接をする ことなく 応力 を伝達させ る継手の 耐力評価 方法を確 立しようと するもので ある。 既に著者ら は、 初期段階の 検討 として、 文献 1 で継手部における軸力の伝達機構 を仮定し、 破壊形式に 応じた軸 耐力式の 導出を試 みた。 しかし、 それらの耐 力式は実 験値を満 足で きる精度で評価できたとは言えず1 )、その主な要因 の一つとし て、 支圧破壊時 の耐力式 の導出に おい て、宮尾らの C F T における機械的ずれ止めの支圧 耐力評価式 を本継手 に準用す る際に設 定した仮定 の不備があると考えた。 そこで本研究では、 文 献 1 で示したグラ ウト支圧破 壊時の軸耐 力式の導出 方法を見直 すととも に、 他の既往の 支圧耐力 評価 式に基づい た用いた 耐力評価 式の導出 も行い、 本 継手の耐力評価式の改善を試みる。 2 . 継手の軸 耐力評価 方法の概 要 図 1 に本研究の対象としている継手の形状を示 す。 文献 1 では、 図 2 に示すように、継手部は機 械的ずれ止 めによる 支圧力と 鋼管と充 填グラウト の摩擦力を 合わせた 材軸方向 の力と、 鋼管の横拘 束力の材軸 直交方向 の力に釣 り合う形 で充填グラ ウト内に圧 縮束が形 成され、 内外の鋼管 の間で軸 力が伝達さ れると考 えている 。 これより、 継手の 破壊形式として、グラウトの圧縮束の破壊、各ず れ止め間で生じるグラウトの直接せん断破壊、横 拘 束 力 に 伴 う 周 方 向 応 力 と 軸 力 に よ る 鋼 管 の 降 伏、ずれ止めの荷重伝達面におけるグラウトの支 圧破壊があるとして、これらの破壊形式に対する 耐力式を導出し、それらの算定値の最小値で軸耐 力が決定する としている。 3 . 宮 尾 ら 式 の 本 継 手 へ の 準 用 方 法 の 検 討 支圧破壊時の耐力式を見直しするにあたり、ま ず本報告で準用する宮尾らの耐力式について述べ る。宮尾らは、本継手の外鋼管と類似する内面に 機 械 的 ず れ 止 め を 溶 接 し た 鋼 管 と 、 充 填 コ ン ク リートの接合におけるコンクリートの支圧破壊に ついて、自身が行った押し抜きせん断実験結果を 元に、最大耐力評価式として下式を示している2 )。 図 1 継手の形状 Lg: 継手部長さ s: 機械的ずれ止めの間隔 h: 機械的ずれ止めの高さ w: 機械的ずれ止めの幅 f: 形状角度 (tanf=(s/2)/tg) [ 記号] Ds: 外鋼管径 Dp: 内鋼管径 ts: 外鋼管厚 tp: 内鋼管厚 tg: グラウト厚さ 図 2 圧縮束 まわ りの 力の つり 合い の仮 定1 ) Lg Dp Ds s ts tp tg h s/2 tg W f 外鋼管 内鋼管 グラウト 機械的 ずれ止め 機械的 ずれ止め 外鋼管 内鋼管 グラウト ここで Fcはコンクリートのシリンダー圧縮強度 ( Fc ≧ 21N/mm2)、D/t は鋼管径厚比、A cはコンクリート 断面積 ( mm2) 、A rは機械的ずれ止めの水平投影面積 (mm2) である。なお (1 ) 式はずれ止めの数が 1 つの場 合を対象とし た式である。 文献 1 では、(1 ) 式を本継手に適用するにあたり、 Acを外鋼管内法断面積 Ahに置き換え、加えて機械 的ずれ止めの数 N が複数の場合も適用できるよう に、ずれ止めの数のみを変数とした C F T 試験体の 実験 結果 より 得た ずれ 止め が複 数の 試験 体と 一つ 40-1
D t
F A A Pcu c r c 5.050.053 / (1) 外 鋼 管 s t π ) t D )( p p ( P 1 2 s s 内 鋼 管 p t π ) t D )( p p ( P 3 4 p p P
C
gC
s gs,gp: 外 , 内鋼管とグラウトの接触面に おける圧縮束の圧縮応力度 ns,np: 外 , 内鋼管の横拘束応力度 cb : 鋼 管 の 横 拘 束 有 効 幅 [ 記号] gb: 圧縮 束の 幅 P C gC s : 鋼管 の軸 力 : 鋼管 の横 拘 束力 : 圧縮 束の 軸力 : 圧縮 束の 角度 cb gb tg p1 p2 p3 p4 s 外鋼管 内鋼管 外鋼 管の 軸 方向 応力 度 内鋼 管の 軸 方向 応力 度 np ns np c p b σ D π C p g g p gCπD b σ ns c s s 2t ) b σ D ( π C s g g s s gCπ(D 2t) b σ0 0.5 1 1.5 2 500 1000 1500 2000 2500 ex Pm ax /P bu A h [cm 2] 0 0.5 1 1.5 2 0 20 40 60 80 100 gn=4 gn=3 gn=2 gn=1 gn=8 gn=7 ex Pm ax /P bu Ar [cm2] 0 0.5 1 1.5 2 20 30 40 50 60 70 80 90 ex Pm ax /P bu D/t 0 0.5 1 1.5 2 20 30 40 50 60 70 ex Pm ax /P bu F c[N/mm 2] 0 0.5 1 1.5 2 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 ex Pm ax /P bu (A r/Ah) 0.5 y=4.6x 0 0.5 1 1.5 2 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 ex Pm ax /P bu A r/Ah の試験体の耐力の比と N の関係を用い、具体的に は図 3 に示す原点を通る直線で回帰した式を ( 1 ) 式 に乗じるこ とで補完 している 。 なお、 グラウトを 充填した二 重鋼管継 手では、 ずれ止めの 数のみを 変数とした実験は 1 例8 )しか見当たらず、これも図 3 にプロットしているが( 図中の白抜きの印) 、C FT 試験体の関 係と大き く外れて はいない 。 また本継 手では圧縮 束により 力が伝達 されると 考えられる ので、ずれ止めの数 N を圧縮束の数gn に置換する。 即ち、1 つの圧縮束は内外の鋼管の近接するずれ止 め間で形成されるため、 gn = ( Ns+ Np) / 2 で算出するこ ととする。ただし N s(Np) はそれぞれ外( 内) 鋼管の機 械的ずれ止め の数である。 以上より、文献 1 では、最大支圧耐力は外･ 内鋼 管のそれぞれで耐力を算出し、その小さい方 ( 以下 の ( 2) 式 ) としている。 図 4 ( 2 ) 式の計算値と実験値の比と各実験変数の関係( グラウトを充填した二重鋼管継手) ( b ) 外鋼管内法断面積 Ah ( a ) ずれ止め水平投影面積 Ar ( c ) 圧縮束の数gn ( e ) 内外の鋼管径厚比 D / t ( d ) グラウト圧縮強度 Fc (g)(Ar/Ah)0 . 5 (f)Ar/Ah 験体 12 体( 表 2 参照) について、(2) 式で算定した計 算値と実験値の比を、( 2 ) 式中の各変数を横軸にと り示す。 いずれの変数も耐力比と の相関性は明確 には見られないが、図 4 ( f ) に示すように Ar/ Ahが 大きくなると耐力比が大 きくなる傾向が若干見ら れる。 一方で、 支圧されるグラウトの拘 束の大き さに関係するのは内外の 鋼管の径厚比であり、 外 鋼管の内法断面積 A hとの関係は薄いと考えられる ことから、文献 1 で行った ( 1 ) 式で単純に Acを Ah に置き換える仮定は適切でなかったと考えられる。 加えて、 支圧破壊時の耐力は、 ずれ止めの水平投 影面積 A r( 支圧面積) に比例すると考えるのが一般 的であり1 4 ) 、石井らが提案している本継手と同様 の継手の降伏耐力式 ( 後述する ( 4 ) 式 ) においても、 耐力を Ahに無関係で Arに比例して定めるように なっていることも上記の 考察が妥当であることを 示唆している。 以上のことを踏まえ、収集した試験体の ( 2 ) 式の 計算値と実験値の耐力比と ( Ar/ Ah)0 . 5の関係により ( 2 ) 式の 補正 を行 い、耐力 式を 定め るこ とと する 。 即ち、図 4 ( g ) に示すように耐力比と (A r/Ah) 0. 5の関 係を原点を通る直線で回帰した y=4.6･(Ar/Ah)0.5を (2) 式に乗じた下式を支圧破 壊時の最大軸耐力評価式 とする。 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 1 2 3 4 5 6 e x Pm ax (n ) /ex Pm ax (1 ) N y=0.38x+0.63 ■:文献2 ▼:文献5 ◆:文献6 ●:文献7 ○:文献8 白抜きはグラウトを充填した 二重鋼管継手の試験体 図 3 ずれ止めの数 N と最 大耐力の関係2 ) 5 ) 6 ) 7 ) 8 ) 40-2 ここで Ar s、Ar p、Ds/ts、Dp/ tpはそれぞれ外、内鋼 管のずれ止めの水平投影面積 (mm2), 鋼管径厚比、F c はグラウトのシリンダー圧縮強度 ( N/ mm2) である。 次に上記の ( 2 ) 式について既往の実験結果を用い て検討を行 う。 国内外の論 文集等か ら、 グラウト を充填した 二重鋼管 継手の軸 耐力評価 に関する研 究を調べ、計 1 9 体の試験体の実験結果を収集した ( 表 1 参照) 。図 4 に、文献 1 で示している軸耐力 評価式を用 いた場合 、 支圧破壊で 耐力が決 まる試 4 . 石 井 ら の 式 の 本 継 手 へ の 準 用 方 法 の 検 討 石井ら式はグラウトを充填した 二重鋼管の降伏 耐力式として下式 を示している。
bu(S), bu(P)
bu MIN P P P
5.05 0.053 /
0.38 0.63
) ( AA F D t n P g p p c rp h P bu (2)
5.05 0.053 /
0.38 0.63
) ( AA F D t n P g s s c rs h S bu
5.05 0.053 /
0.38 0.63
6 . 4 2 AF D t n P g c r bu (3)
D t
n F A P g c r a 400. ) / ( 2 . 11 1 (4) 0 0.5 1 1.5 2 0 2 4 6 8 10 ex Pm ax /P bu gn □ ▲ ○ ● △ Ar/Ah=0.05 Ar/Ah=0.04 Ar/Ah=0.03 Ar/Ah=0.02 Ar/Ah=0.01圧縮束 Ds ts sσys Dp ts sσyp tg fcck Lg h s θs Pc Pty Ps Pbu exPmax exPy [mm] [mm] [N/mm2] [mm] [mm] [N/mm2] [mm] [N/mm2] [mm] [mm] [mm] [deg] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] D-P1 267 523 41.4 3340 4175 6620 2432 1889 932 D-P2 178 345 39.6 2064 2815 4994 2432 1916 972 D-P3 134 255 37.8 1433 1901 4387 2432 1540 932 D-P8 191 5.3 36 405 71.4 34.4 191 369 34.4 1305 1449 7391 1830 905 592 UTA1 21.7 852 8 8 64.7 9003 15104 9681 6638 4328 UTA4 33.0 776 7 7 38.3 14044 13187 37000 10117 4866 UTA10 36.5 480 6509 11798 9569 6138 2389 UTA11 65.6 473 11687 11798 16102 11021 3203 C40-48-1.5D-A 509 12.0 42 335 13.7 35.6 41.1 6696 4490 26084 6356 4322 1342 C79-48-1.5D-A 19.0 34.9 39.6 6230 2245 28568 1829 2352 1142 C79-71-1.5D-A 6.2 74 389 18.8 35.1 39.7 6284 2251 28627 1839 2426 1320 C40-48-1.0D-A 9.7 47 437 13.7 35.8 457 2 3 41.1 4489 3574 17114 4733 3014 925 C40-43-1.5D-A 407 9.4 43 476 39.1 34.4 686 3 4 68.6 5965 9553 9812 6236 2646 1506 W1 40.0 1.2 2496 1378 5784 1155 675 W2 49.5 1.8 3089 1378 7037 1749 720 W3 41.2 1.2 2571 1378 5965 1189 585 W4 40.2 1.8 2506 1378 5797 1419 760 W5 52.0 1.2 3245 1378 7352 1501 620 W6 52.9 1.8 3301 1378 7447 1869 819 文献 番号 7 9 10 11 365 33.0 試験体名 外鋼管 内鋼管 グラウト 機械的ずれ止め 計算値 実験値 Ds/ts Dp/tp NsNp 34.5 6.0 1 1 356 11.1 32 408 267 9.3 29 533 12.7 42 436 457 15.9 29 64.7 458 9.7 47 437 686 4.5 200 3 4 1.6 107 4 4 320 25.3 508 6.2 82 349 509 12.0 42 335 360 5.0 72 305 10.0 30 54.5 15.0 20 300 8.0 38 305 25.0 315 70 3 3 本研究で は、 降伏耐力と 最大耐力 に一定の 関係 があると仮定し、( 4 ) 式より最大耐力を評価する式 を導出する。( 3 ) 式を用いた場合に支圧破壊で耐力 が決定される試験体を抽出( 計 1 6 体) し、これらの 試験体の最大耐力実験値 exPm axと (4) 式を用いて算出 した降伏耐力計算値との耐力比 ( 以下の ( 5) 式 ) を 算出する。 ただし、 前述したよ うにずれ 止めの数 gn と最大耐力は比例しないと考え 8 )、( 4 ) 式の gn を 図 3 中の線形回帰式に置き換える。 表 1 検証 に 用 い た試 験 体 の 諸元 と 実 験 結 果 ※ 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,tg:グラウト厚さ,Lg:継手部長さ,h,s:それぞれ機械的ずれ止めの高さと間隔であり外鋼管 と内鋼管ですべて同じ寸法である。 N s(p):外(内)鋼管の機械的ずれ止めの数,θs:圧縮束の角度,Pc:圧縮束破壊時の耐力,Pty:鋼管降伏時の耐力,Psグラウトの直接せん断 破壊時の耐力 exPmax:最大耐力実験値 exPy:降伏耐力実験値 (接線剛性が初期剛性の1/3に低下した時点の荷重)※1ずれ止めの種類(文献番号7,10：リブプレート 文献 番号 9,11: 溶接ビード) ※ 2 グラウト材の立方体圧縮強度 f ckを文献 9,11 を参考に fcck=0.830fck-17.4[kgf/cm 2] により円柱体圧縮強度 f cckに置換したもの。 ※ 3 exPyの記載 無し ※ 4 Ars=･h･(Ds-2ts-h) Arp=･h･(Dp-h) ※ 2 ※ 3 ※ 3 ※ 4 ※ 4 各変数に明 確な傾向 があるの か、 もしくは定 数に 収束するのか検討する必要がある。ここでは ( 4 ) 式 の降伏耐力 式を用い て導出し たグラウ ト支圧破壊 時の最大耐力式 を以下とする。 40-3 1 2 3 4 5 6 7 20 30 40 50 60 70 80 90 gn=4 gn=3 gn=2 gn=1 gn=8 gn=7 β D/t 平均値:2.7 標準偏差:1.2 図 5 βと D / t の関係
1 11.2( /)
(0.38 0.63) β 0.40 max n t D F A P g c r ex (5) 図 5 より のばらつきは大きい結果となったが、 ( 4 ) 式の各変数と との関係性に明確な傾向はみら れなかったため、 は平均値の 2 . 7 とすることとす る。また図 6 に exPm axと降伏耐力実験値exPyの記載の ある試験体 9 体のexPm ax/ exPy( = ´) を示す。ただし e xPyは接線剛性が初期剛性の 1 / 3 に低下した時点の 荷重とする。 ´の平均値は 2 . 2 となり、ばらつき が大きく、 の平均値 2 . 7 と若干の違いがある。今 後より試験体数を増やすことで と ´がそれぞれ
1 11.2( /)
(0.38 0.63) 7 . 2 0.40 3 n t D F A P g c r bu (6) 図 6 β´と D / t の関係 1 2 3 4 5 6 7 20 30 40 50 60 70 80 90 gn=1(文献7) gn=2(文献10) gn=3(文献10) β ´ D/t 平均値:2.2 標準偏差:0.6 5 . 最大 耐力 実 験値 と各 耐 力式 の計 算 値の 比較 文献 1 と本稿で示した 2 つの支圧耐力評価式 Pb( それぞれ (2) 及び (3)(6) 式 ) を用いて実験値の対応を 検証する。表 2 に継手の最大耐力実験値 e xPm a xと計 算値 MIN(Pc,Pty,Ps,Pb) の比較を示す。圧縮束破壊時の 耐力 Pc、鋼管降伏時の耐力 Pt y、グラウトの直接せ ん断破壊時の耐力 P sは文献 1 と同様である。 図 7 に各試験体の実験値と計算値の比較を示す。 修正した支圧耐力式の ( 3 ) ( 6 ) 式を用いることによ り、実験値と計算値の比の平均値がそれぞれ 0.78 か ら 0.98,1.04 によく改善されている。変動係数は (3) 式を用いる場合は (2) 式の 0.28 に対し 0.26 とほぼ同 じであるが、(6) 式を用いる場合は 0.39 と大きくなっ ている。これは ( 6 ) 式を導出する際に設定した の ばらつき が大き いこと が原因 だと考 えられ 、 更な る検討が 必要で ある。 文献 1 では試験体の最大耐力発揮後の耐力低下 と破壊形式に関係があると考え、耐力低下を「急」 「緩やか」「低下無し」に分類し、圧縮束破壊は「急」、 鋼管降伏は「低下無し」、グラウトの直接せん断破 壊は「急」、支圧破壊は「急」「緩やか」「低下無し」 になると 仮定し ている 。 支圧耐力 式を修 正する こ とにより 計算で 定まる 破壊形 式と耐 力低下 の分類 の適合性がどのように変わるのかを確認するため、0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0 0.5 1 1.5 2 2.5 ex Pm ax /M IN (Pc ,Pty ,Ps ) Pb/MIN(Pc,Pty,Ps) →その他の破壊形式 支圧破壊← 白抜き:圧縮束破壊 中塗り:鋼管降伏 急 緩やか 低下無し 記載無し ×はすべて鋼管降伏 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0 0.5 1 1.5 2 2.5 ex Pm ax /M IN (Pc ,Pty ,Ps ) P b/MIN(Pc,Pty,Ps) 白抜き:圧縮束破壊 中塗り:鋼管降伏 急 緩やか 低下無し 記載無し →その他の破壊形式 支圧破壊← ×はすべて鋼管降伏 支圧破壊以外の破壊形式の耐力の最小値に対する、 最大耐力実験値の比 (exPmax/MIN(Pc,Pty,Ps))、支圧破壊 で決まる耐力の比 (P b/MIN(Pc,Pty,Ps)) の関係を図 8 に 示す。Pb/MIN(Pc,Pty,Ps) が 1.0 以下となれば支圧破壊 で、1 . 0 以上となればそれ以外の破壊形式で計算上 は耐力が決定する。 図 8 には支圧破壊以外で耐力 が決定するとした 時の破壊形式を 示している。 図 8 ( a ) ( b ) ( c ) ともに計算上で圧縮束破壊で耐力が決 定する試験体( 横軸の値が 1.0 以上の白抜きの印) で 「緩やか」「低下無し」 の破壊形式と耐力低下の分 類が対応しない試験体がみられる。 図 8 ( a ) ( b ) ( c ) から分かるように、支圧破壊の場合の耐力低 下の分類は 「低下無し」「緩やか」「急」 が対応す るとしてい るため、 多くの試験 体は支圧 破壊で耐 力が決定さ れること になり、 破壊形式と 耐力低下 の 分 類 の 対 応 が 良 く な っ た と い え る 。 P b / MI N( Pc,Pty,Ps) が 1 . 0 以下となる試験体において図 8 ( b ) ( c ) に示す耐力低下の分類が「低下無し」「緩 やか」 の試験体で は計算値 は実験値 を過小評 価す 図 7 e xPm a x と M I N (Pc, Pt y, Ps, Pb) の比較 図 8 Pbを除いたexPma xと 各耐力式の計算値の関係 (a) (2)式 Pb=Pb u1 ) (b) (3)式 Pb=Pb u 2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0 0.5 1 1.5 2 2.5 e x P m a x /M IN (P c ,P ty ,P s ) Pb/MIN(Pc,Pty,Ps) 白抜き:圧縮束破壊 中塗り:鋼管降伏 急 緩やか 低下無し 記載無し →その他の破壊形式 支圧破壊← ×はすべて鋼管降伏 0 0.5 1 1.5 2 20 40 60 80 ex Pm ax /M IN( Pc ,Pty ,Ps ,Pb ) θs[deg] △:支圧破壊 ○:鋼管降伏 □:圧縮束破壊 平均値:0.78 変動係数:0.28 (a) (2)式 Pb=Pb u1 ) (b) (3)式 Pb=Pb u 2 る傾向にあ る。 これらを改 善するた め、 今後の課 (c) (6)式 Pb=Pb u 3 (c) (6)式 Pb=Pb u 3 40-4 題として、 まず本継手 と同様の 試験体か ら機械的 ずれ止めの数による耐力の増加の影響を考察する。 また支圧破 壊で耐力 が決定す る試験体 の最大耐力 と降伏耐力 に関係が あるのか 検討する 。 そして各 破壊形式の 耐力低下 の分類が 適切であ るか検討す る必要がある。 6 . まとめ 本報告では文献 1 で導出した支圧耐力式を見直 し、 新たな最大 軸耐力式 を提案し た。 その耐力式 を用いた耐 力計算値 と既往研 究から収 集した実験 結果を比較 し、 検証を行っ た。 最大軸耐力 計算値 と実験値の 対応は概 ね良い結 果となっ たが、 まだ 対応が悪い 試験体も 見られる ことから 更なる検証 が必要である。 参 考 文 献 1) 宮西 他：充填グラウトを用いた円形鋼管継手の軸耐力評価 その 1,2 ( 日本建築学会大会学術講演梗概集 2015 年) 2) 宮尾 他：裏あてリ ング付コンクリート充填鋼管柱の付着耐力評価 ( 日本建築学会技術報告 書 1997 年) 3) 原田 他：裏あてリングを用いたコンクリート充填遠心 力鋳鋼管柱の押し抜きせん断実験 ( 日本建築学会大会学術講演梗概集 1995 年) 4) 多賀野 他：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 (日本建築学会大会学術講演梗概集 1996 年) 5) 高木 他：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 ( 日本建築学会大会学術講演梗概集 1997 年) 6) 片 岡 他：鉄筋入りコンクリート充填鋼管 (CFT-R) 造の開発 (日本建築学 会 2009 年) 7) 石井 他：鋼管内充填コンクリートの支圧耐力評価 そ の 1 (日本建築学会構造系論文集 2008 年) 8) 中村 他：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書 2011.12) 9)William B.Lamport 他：GROUTED PILE-TO-SLEEVE CONNECTION TESTS 10) 財津 他：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 ( 日本建築学会大会学術講演梗概集 2 0 1 2 年) 11)W.Aritenang 他：Failure Mechanisms of Weld-Beaded Grouted Pile/Sleeve Connection (Marine Structures 3 1990) 12) 鋼構造限界状態設計指針･同解説 (2010 年) 13)Offshore standard DVV-OS-J101.2013 14) 鋼コンクリート構造接合 部の応力伝達と抵抗機構 (日本建築学会) 15) 宮尾 他 ： 内面突起付き円形 鋼管のコンクリート付着機構 (日本建築学会大会学術講演梗概集 1993 年) 16) 豊里 他 ： CFT 部材における鋼管とコンクリートの応力伝達に関する研 究 その 1,2 (日本建築学会九州支部研究報告 2004 年) 17) 高野 他 ： 鋼管 杭の杭頭結合構造に関する研究 (その 2) (日本建築学会大会学術講演梗概 集 2006 年) 18) 石井 他 ： 杭頭リングソケット構法の開発 (清水建設研究報 告 2006 年) 0 0.5 1 1.5 2 20 40 60 80 e x Pm a x /M IN( Pc ,Pty ,Ps ,Pb ) θs[deg] △:支圧破壊 ○:鋼管降伏 □:圧縮束破壊 平均値:1.04 変動係数:0.39 2.25 △ ○ × □ △ ○ × □ △ ○ × □ 0 0.5 1 1.5 2 20 40 60 80 e x Pm a x /M IN( Pc ,Pty ,Ps ,Pb ) θs[deg] △:支圧破壊 ○:鋼管降伏 □:圧縮束破壊 平均値:0.98
変動係数:0.26 Pb=PbuPb=Pbu2Pb=Pbu3Pb=PbuPb=Pbu2Pb=Pbu3
D-P1 0.78 0.79 1.11 BF BF BF 低下無し D-P2 0.93 0.93 1.13 CF CF BF 低下無し D-P3 1.07 1.07 1.07 CF CF CF 急 D-P8 0.69 0.69 0.69 CF CF CF 緩やか UTA1 0.86 1.78 2.25 BF BF BF 緩やか UTA4 0.63 1.31 1.66 BF BF BF 緩やか UTA10 0.48 0.99 1.26 BF BF BF 急 UTA11 0.36 0.74 0.94 BF BF BF 急 C40-48-1.5D-A 0.96 1.03 1.37 SY BF BF 低下無し C79-48-1.5D-A 1.05 1.29 1.05 BF BF SY 低下無し C79-71-1.5D-A 1.08 1.32 1.08 BF BF SY 低下無し C40-48-1.0D-A 0.84 0.91 1.21 SY BF BF 低下無し C40-43-1.5D-A 0.50 0.68 0.85 BF BF BF 急 W1 0.69 1.38 0.88 BF BF BF 記載無し W2 0.52 0.79 0.52 SY BF SY 記載無し W3 0.58 1.16 0.74 BF BF BF 記載無し W4 0.64 1.03 0.66 BF BF BF 記載無し W5 0.49 0.98 0.63 BF BF BF 記載無し W6 0.59 0.85 0.59 SY BF SY 記載無し 7 9 10 11 耐力低下 の分類 exPmax/MIN(Pc,Pty,Ps,Pb) 破壊形式 試験体 文献 番号 ※Pc:圧縮束破壊時の耐力 Pty:鋼管降伏時の耐力 Ps:グラウトの直接せん断破壊 時の耐力 Pb:支圧破壊時の耐力 Pbu:(2) 式 Pbu2:(3) 式 Pbu3:(6) 式 ※ 1 耐力 計算値が決まる破壊形式 SY:鋼管降伏 CF:圧縮束破壊 BF:支圧破壊 表 2 各破壊形式の耐力評価式の算定値の最小 値 と 実 験 値 の 比 較 ※ 1 1 )
