JP4813893B2 - 付着応力度の算出方法、スタッドのせん断力の算出方法、設計方法、鋼板コンクリート構造物 - Google Patents

Description

本発明は、スタッドのせん断力の算出方法に関し、特に、鋼板コンクリート構造の鋼板表面に設けられたスタッドに作用するせん断力の算出方法に関する。

鋼板コンクリート構造（以下、ＳＣ構造という）では、ＳＣ構造部材表面の鋼板と内部のコンクリートとの間でせん断力を伝達するため、鋼板のコンクリート側の表面にスタッドを設けている。非特許文献１には、このようなＳＣ構造におけるスタッドのせん断力の算出方法として、ＲＣ構造の鉄筋付着設計で用いられていた、平面保持を仮定し、微小区間の釣合いを考える方法により導かれた次式（１）が記載されている。なお、式中、スタッドの設計用せん断力を_ｓｔＱ、部材に作用するスタッド１本の負担幅あたりの面外せん断力をＱ_ｄ、検討方向のスタッド間隔をＢ_１［ｍｍ］、検討直交方向のスタッド間隔をＢ_２［ｍｍ］、検討対象部分の幅をｂ［ｍｍ］、応力中心間距離をｊ［ｍｍ］、部材に作用する面外せん断力をＱとしている。

１０電力共研、"「原子力発電所建屋の鋼板コンクリート構造に関する研究」ＳＣ構造技術指針"、平成１２年３月

ここで、非特許文献１において、部材に生じる面外せん断力に対して抵抗する耐荷構造として、図２に示すシアコネクタ量に依存するトラス機構と、図３に示すせん断スパン比に依存するアーチ機構との合成を想定している。図２に示すように、トラス機構ではコンクリート部材と鋼板との間での鋼板材軸方向の応力変化が伴うためスタッドにせん断力が生じるが、図３に示すようにアーチ機構では、圧縮ストラッドが形成され、部材端で鋼板作用力と釣合うため鋼板と内部コンクリートとの間のスタッドにせん断力は作用しない。

このため、トラス機構とアーチ機構によるせん断力の負担割合を考慮に入れず、全せん断力に対するスタッドのせん断力を算出する上記の式（１）によると、スタッドに作用するせん断力は安全側ではあるが大きめの値となってしまう。このため、必要なスタッドのせん断耐力を確保するため、スタッドの本数を増やしたり、スタッドの径を大きくしたりする必要があり、施工性の悪化やコストの増大などの問題が生じていた。

本発明は、上記の問題に鑑みなされたもので、その目的は、スタッドに作用するせん断力をより正確に算出することができるようにすることである。

本発明の付着応力度の算出方法は、コンクリート部材と、前記コンクリート部材を挟みこむように設けられた一対の鋼板とからなる鋼板コンクリート部材に、面外せん断力が作用した際に前記鋼板のコンクリート部材側の表面に生じる付着応力度を算出する方法であって、前記鋼板のコンクリート部材側の表面に作用する付着応力度をτ_ｂ、前記鋼板コンクリート部材に作用する面外せん断力をＱ［Ｎ］、前記鋼板コンクリート部材の幅をｂ［ｍｍ］、応力中心間距離をｊ［ｍｍ］、トラス機構による剛性をＫ_ｂｏｎｄ、アーチ機構による剛性をＫ_ａｒｃｈとしたとき、付着応力度τ_ｂを次式（２）、（３）で算出することを特徴とする。

また、本発明のスタッドのせん断力の算出方法は、鋼板コンクリート部材に面外せん断力が作用した場合に、鋼板のコンクリート部材側表面に設けられたスタッドに生じるせん断力を算出する方法であって、スタッドに作用するせん断力を_ｓｔＱ［Ｎ］、前記鋼板コンクリート部材に作用する面外せん断力をＱ［Ｎ］、前記鋼板コンクリート部材の軸方向のスタッド間隔をＢ_１［ｍｍ］、前記鋼板コンクリート部材の軸と直交方向のスタッド間隔をＢ_２［ｍｍ］、前記鋼板コンクリート部材の幅をｂ［ｍｍ］、応力中心間距離をｊ［ｍｍ］、トラス機構による剛性をＫ_ｂｏｎｄ、アーチ機構による剛性をＫ_ａｒｃｈとしたとき、スタッドの設計用せん断力_ｓｔＱを次式（４）、（５）で算出することを特徴とする。

ここで、せん断スパン比をλ、中立軸比をｘ_ｎ１、コンクリートのヤング係数をＥ_ｃとしたとき、前記アーチ機構による剛性Ｋ_ａｒｃｈを、次式（６）で算出してもよい。

また、コンクリートのポアソン比をν_ｃ、曲げ剛性の有効係数をφ_ｉ、せん断剛性の有効係数をφ_ａとしたとき、前記トラス機構による剛性Ｋ_ｂｏｎｄを、次式（７）で算出してもよい。

また、コンクリート部材のヤング係数に対する鋼板のヤング係数の比をｎ、鋼材比（すなわち、部材せいに対する鋼板厚の比）をｐ、最大モーメント点と０モーメント点との間に配置されたスタッド本数をｎ_ｐ、鋼板降伏荷重に対して必要なスタッド本数をｎ_ｆ、断面の形状係数をκとしたとき、前記曲げ剛性の有効係数φ_ｉ、及びせん断剛性の有効係数φ_ａを次式（８）、（９）で算出してもよい。

また、前記中立軸比ｘ_ｎ１を次式（１０）で算出してもよい。

また、前記鋼板降伏荷重に対して必要なスタッド本数ｎ_ｆに対する最大モーメント点と０モーメント点との間に配置されたスタッド本数ｎ_ｐの比（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）を次式（１１）で算出してもよい。

また、本発明は、以上のスタッドせん断力の算出方法により算出されたスタッドに作用するせん断力が、スタッドのせん断耐力以下となるように設計したことを特徴とする鋼板コンクリート構造の設計方法及びこの設計方法により設計された鋼板コンクリート構造物を含むものとする。

本発明によれば、スタッドに作用するせん断力をより正確に算出することができる。

以下、図面を参照しながら、本発明のスタッドのせん断力の算出方法の一実施形態について、詳細に説明する。
図１は、スタッドのせん断力の算出の対象となるＳＣ構造の梁部材の断面図である。同図に示すように、本実施形態のスタッドのせん断力の算出の対象となるＳＣ梁部材１０は、コンクリート部材１３と、その表裏面に配置された一対の鋼板１１と、鋼板１１の表面に設置されたスタッド１２と、で構成される。スタッド１２は、鋼板１１のコンクリート部材側表面に縦横夫々一定の間隔で設けられている。スタッド１２がコンクリート部材１３に埋設されることで、鋼板１１とコンクリート部材１３との間でせん断力が伝達される。
ＳＣ梁部材は、面外力が作用した場合に、図２に示すようなトラス機構と、図３に示すようなアーチ機構とによりこの面外力に対して抵抗する。ここで、図３に示すトラス機構では、コンクリート部材と鋼板との間でせん断力の伝達が必要となるが、図２に示すアーチ機構は、コンクリート部材の対角線方向に形成された圧縮ストラッドと、鋼板とにより面外せん断力に抵抗しており、コンクリート部材と、鋼板との間でのスタッドによるせん断力の伝達を考えていない。

本実施形態のスタッドに作用する設計用せん断力の算出方法は、上記の点に着目し、鋼板表面に生じるせん断応力度に関し、部材の全せん断力に対しトラス機構が負担する比率を乗ずることによりスタッドに作用する設計用せん断力を算出することに特徴を有する。具体的には、スタッドに作用するせん断力_ｓｔＱをその負担面積Ｂ_１Ｂ_２で除した平均的な鋼板面の付着応力度を次式（１２）、（１３）で算出するものとした。なお、鋼板面の付着応力度をτ_ｂ、部材に作用する面外せん断力をＱ［Ｎ］、検討対象部分の幅をｂ［ｍｍ］、応力中心間距離をｊ［ｍｍ］、トラス機構による剛性をＫ_ｂｏｎｄ、アーチ機構による剛性をＫ_ａｒｃｈとする。

なお、梁せいＤに対する応力中心間距離ｊの比率をｊ_１、部材の平均せん断応力度をτ_ａｖｅ、とすれば、式（１２）は、次式（１４）、（１５）のようにも表すことができる。

また、式（１５）に基づいて、スタッド１本あたりの設計用せん断力_ｓｔＱは、次式（１６）で算出できる。

ここで、後に詳述するが、式（１３）における、Ｋ_ｂｏｎｄ、及びＫ_ａｒｃｈは次式（１７）、（１８）で算出できる。

また、式（１７）におけるφ_ｉ、及びφ_ａは次式（１９）、（２０）で算出できる。

式（１９）及び式（２０）の、ｘ_ｎ１及び、合成度（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）は、次式（２１）、（２２）で算出できる。

また、式（１４）中の応力中心間距離ｊは、次式（２３）で算出できる。

以下、上記のせん断力の算出方法を詳細に説明する。
上述したように、ＳＣ梁部材は面外力に対し、鋼板表面に付着応力度の作用するトラス機構と、鋼板表面に付着応力度の作用しないアーチ機構とにより抵抗する。図４は、トラス機構におけるＳＣ梁部材の微小区間に作用する荷重を示す図である。図中Ｑ_ｂｏｎｄは、トラス構造が負担するせん断力を、τ_ｂは、鋼板のコンクリート側の表面に作用する付着応力度を示す。同図に示す微小区間における荷重の釣合いを考えると、次式（２４）が導かれる。

よって、鋼板面に作用する付着応力度は次式（２５）で算出される。

ここで、全せん断力に対するトラス機構が負担するせん断力の割合をφ_ｑとすると、式（２５）は、次式（２６）のように表される。

また、せん断力の検討方向のスタッド間隔をＢ_１［ｍｍ］、検討方向と直交方向のスタッド間隔をＢ_２［ｍｍ］とすると、スタッド一本あたりに作用するせん断力_ｓｔＱは次式（２７）で算出できる。

ここで、φ_ｑを算出する方法として、各機構の負担せん断力と剛性が比例関係にあることを用いて、次式（２８）により算出するものとした。

なお、剛性の比を用いる方法以外に、アーチ機構とトラス機構のせん断耐力比に基づいて算出する方法が考えられるが、せん断耐力は安全側に設定されているため、これらの比がせん断応力比と等しくなるとは限られないため、上式（２８）では、剛性の比を用いている。

以下、式（２８）のＫ_ｂｏｎｄ、Ｋ_ａｒｃｈの算出方法について説明する。
＜曲げ付着（トラス）機構の剛性Ｋ_ｂｏｎｄ＞
まず、トラス機構による剛性Ｋ_ｂｏｎｄを算出するため、図５に示す梁の変形状態を想定した。同図において、梁モデルにせん断力Ｑが作用した状態における曲げせん断変位δは、曲げ変位δ_Ｂと、せん断変位δ_Ｓの合計であるため次式（２９）で算出できる。
δ＝δ_B＋δ_S …（２９）

ここで、コンクリート部材のヤング係数をＥ_Ｃ、等価断面２次モーメントをＩ_ｅとすると、曲げ変位δ_Ｂは、次式（３０）で算出できる。

また、コンクリート部材のせん断弾性係数をＧ_Ｃ、等価断面積をＡ_ｅとすると、せん断変形の変位δ_Ｓは、次式（３１）で算出できる。

上記算出した式（３０）及び式（３１）を式（２９）に代入すると、次式（３２）が得られる。

ここで、等価断面２次モーメントをＩ_ｅ、等価断面積をＡ_ｅとして、曲げ及びせん断に対する断面有効係数（全コンクリート断面に対する有効等価断面の比）を次式（３３）、（３４）のように定める。

式（３３）、式（３４）を展開すると、次式（３５）、（３６）が得られる。

これらの式を、式（３２）に代入すると次式（３７）が得られる。

ここで、λをせん断スパン比とすると、図２、図３に示すようなスパン内せん断力一定の逆対称せん断状態の梁部材の長さＬと、梁せいＤとの間には、次式（３８）が成立する。

また、コンクリートのポアソン比をν_Ｃとすると、ヤング係数Ｅ_Ｃと、せん断弾性係数Ｇ_Ｃとの間には次式（３９）が成立する。

よって、式（３８）及び式（３９）を式（３７）に代入すると、次式（４０）が得られる。

＜断面有効定数φ_ｉ、φ_ａの算出＞
次に、式（４０）の断面有効定数φ_ｉ、φ_ａは、以下のように算出するものとした。
まず、等価断面２次モーメントＩ_ｅ、等価断面積Ａ_ｅを算出するため、以下の仮定をした。
１．等価断面２次モーメントＩ_ｅ、及び等価断面積Ａ_ｅは、ひび割れのない断面の断面２次モーメントＩ_ｅｅ、及び断面積Ａ_ｅｅと、ひび割れ断面の等価断面２次モーメントＩ_ｅｃ、及び等価断面積Ａ_ｅｃとの平均値とする。
２．等価断面２次モーメントＩ_ｅｅ、Ｉ_ｅｃ、及び等価断面積Ａ_ｅｅ、Ａ_ｅｃは、合成度（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）に応じて低減する。等価断面２次モーメントの低減は、不完全合成ばりの断面２次モーメントの算出式（日本建築学会、“各種合成構造設計指針 同解説”、昭和６０年２月、Ｐ．８８）を準用した。等価断面積の低減は合成度（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）に比例するものとした。
なお、合成度（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）は、最大モーメント点と０モーメント点との間に配置されたスタッド本数ｎ_ｐに対する、鋼板降伏荷重に対して必要なスタッド本数ｎ_ｆの比である。

図６（Ａ）は、ひび割れ断面を示す図であり、同図（Ｂ）はひび割れのない断面を示す図である。不完全合成ばりの断面２次モーメントの算出式を準用すると、ひび割れ断面における断面２次モーメントＩ_ｅｃは、次式（４１）により算出することができる。なお、式（４１）中の_ＳＩは鋼板の断面２次モーメントを、_ｃＩは完全合成ばりの断面２次モーメントを示す。

ここで、鋼板の断面２次モーメント_ＳＩ及び完全合成ばりの断面２次モーメント_ｃＩは、コンクリート部材のヤング係数に対する鋼板のヤング係数の比をｎ、鋼材比（すなわち、部材せいに対する鋼板厚）をｐとすると、次式（４２）、（４３）で表わされる。

したがってひび割れ断面における等価断面２次モーメントＩ_ｅｃは、次式（４４）で表される。

また、ひび割れのない断面の等価断面２次モーメントＩ_ｅｅは、式（４４）において、ｘ_ｎ１＝１とすれば次式（４５）で算出できる。

φ_ｉは、コンクリート断面の断面２次モーメントｂＤ^３／12に対する、等価断面２次モーメントＩ_ｅの比であり、等価断面２次モーメントＩ_ｅは、式（４５）により算出したひび割れのない断面の等価断面２次モーメントＩ_ｅｅと、式（４４）により算出したひび割れ断面の等価断面２次モーメントＩ_ｅｃとの平均値であるため、φ_ｉは、次式（４６）で算出される。

次に、等価断面積Ａ_ｅは、圧縮側コンクリートのみ有効とし、形状係数κを考慮して求めるものとする。また、合成度（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）に比例するものとした。図６（Ａ）に示すようにひび割れ断面において有効なコンクリート断面の断面積はｂ・ｘ_ｎ1・Ｄであるので、合成度及び形状による低減を考慮した有効断面積Ａ_ｅｃは次式（４７）となる。

同様に、ひび割れのない断面における有効断面積Ａ_ｅｅは以下の式に示すようになる。なお、式中におけるκは形状係数を示し、矩形断面の場合は１．２である。

φ_ａは、コンクリートの断面積に対する、有効断面積Ａ_ｅの比であり、有効断面積Ａ_ｅは、式（４８）により算出したひび割れのない断面の有効断面積Ａ_ｅｅと、式（４７）により算出したひび割れ断面の有効断面積Ａ_ｅｃとの平均値であるため、φ_ａは、次式（４９）で算出できる。

＜中立軸比ｘ_ｎ１の算出＞
次に、上記の式中の中立軸比ｘ_ｎ１を算出するため、図７に示す断面に作用する軸力の釣合いを考える。引張り側鋼板の応力度をσ_ｔとすると、圧縮側鋼板の応力度σ_ｃは次式（５０）で算出できる。

また、圧縮側のコンクリートの応力度σ_ｃｃは次式（５１）で算出できる。

よって、軸力の釣合いに基づき、次式（５２）が得られる。

式（５２）における括弧内が０であるので、次式（５３）が得られる。

よって、式（５３）を解くことにより中立軸比ｘ_ｎ１は、次式（５４）で算出できる。

＜梁せいＤに対する応力中心間距離ｊの比率ｊ_１の算出＞
次に、梁せいＤに対する応力中心間距離ｊの比率ｊ_１を算出する。
図８は、ＳＣ梁部材の断面に作用する軸方向の応力分布を示す図である。まず、圧縮合力が作用する点の圧縮側の表面からの距離をｙ・Ｄとし、圧縮合力の作用する点を算出する。同図に示すように、圧縮側コンクリートに作用する荷重の合力をＣ_１、圧縮側鋼板に作用する荷重をＣ_２とすると、Ｃ_１、Ｃ_２は次式（５５）、（５６）で算出できる。

また、圧縮縁でのモーメントの釣合いより次式（５７）が得られる。

式（５５）、及び式（５６）を式（５７）に代入し、展開すると次式（５８）が得られる。

ここで、式（５３）より、ｘ_ｎ１ ^２＝2ｎ・ｐ(1−2ｘ_ｎ１)であるので式（５８）は、次式（５９）となる。

よって、梁せいＤに対する応力中心間距離ｊの比率ｊ_１は、次式（６０）で算出できる。

また、応力中心間距離ｊは次式（６１）で算出できる。

＜スタッドによる合成度（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）の算出＞
次に、スタッドによる合成度（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）を算出する。せん断荷重による逆対称荷重下において、全塑性モーメント（Ｍｐ）端部において、圧縮応力度σ_ｔが鋼板の降伏強度に達しているため、全塑性モーメント端部と０モーメント点の中央との間で伝達すべき力Ｔ_ｆは次式（６２）により算出される。

また、この区間内のスタッドの最大せん断耐力Ｔ_ｐは、次式（６３）で算出できる。

よって、合成度（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）は、式（６３）を式（６２）で除することにより算出でき、次式（６４）のようになる。

＜アーチ機構の剛性Ｋ_ａｒｃｈの算出＞
次に、アーチ機構による剛性Ｋ_ａｒｃｈを算出する。図９（Ａ）は、アーチ機構による梁部材の変形を示す図であり、同図（Ｂ）は圧縮ストラットを示す図である。同図（Ａ）に示すように、アーチ機構による梁の荷重方向変位をδとすると、梁断面の圧縮ストラットの方向（すなわち対角線方向）の荷重変位関係の釣合いの式は次式（６５）の通りである。なお、δ_ｃは、せん断力による部材対角線方向の変位を示す。

式（６５）を展開することにより、アーチ機構の剛性Ｋ_ａｒｃｈは、次式（６６）で算出できる。

また、図９（Ｂ）より圧縮ストラットの断面積Ａ_ｃは、次式（６７）で算出できる。

式（６７）を式（６６）に代入すると、次式（６８）が導かれる。

上記説明したスタッドに作用するせん断力の算出方法によれば、ＳＣ構造部材に作用する面外せん断力に対する耐荷構造を考慮し、トラス機構の負担する面外せん断力に基づき、スタッドに作用するせん断力を算出することができるため、より正確にスタッドに作用するせん断力を算出できる。これにより、安全側の範囲内で従来に比べてスタッドの本数を減らしたり、スタッドの径を小さくしたりすることが可能となり、コストの削減及び施工性の向上が可能となる。

ここで、上記説明したスタッドに作用するせん断力の算出方法の妥当性の検討を行ったので説明する。
本検討では、ＳＣ梁部材を模した解析モデルを用いて行った数値解析シミュレーションの結果と、解析モデルの上述したせん断力の設計法により算出したせん断力とを比較した。

図１０は、数値解析をおこなった試験体の主要な解析データの緒元を示す表である。同図に示す、試験体♯３〜１０、Ｓ１〜６、Ａ１〜６、Ｂ１〜２について、試験体を２次元平面モデルでモデル化し、ＦＥＭ非線形解析をおこなった。
また、図１１は、各試験体のスタッド量、せん断スパン比λ、鋼板厚ｔに対する部材厚Ｔの比を示す表である。ＳＣ構造は、発電所等に用いられるため、せん断スパン比の大きい構造物に用いられることは少ないが、同図に示すように、せん断スパン比が大きい試験体についても検討の対象に含めることとした。

図１２及び図１３は、夫々試験体♯５及び試験体Ｓ６の鋼板面に作用する付着応力度τ_ｂの部材せん断応力度τ_ａｖｅに対する比率φ_ｂと、荷重レベルＱ／（ｂＤ√σ_Ｂ）との関係を示すグラフである。また、図中の破線は、試験体♯５及び試験体Ｓ６について、上述のせん断力の算出式により設計用のせん断応力を算出し、このせん断応力に基づき算出したφ_ｂを示す。なお、φ_ｂと、φ_ｑの間には、次式（６９）が成立する。
φ_ｂ＝φ_ｑ／ｊ_１ …（６９）
また、図１２及び図１３には、数値解析の結果に重ねて、既往の研究（阿部他、“鋼板コンクリート構造に関する実験的研究その１〜４３”、日本建築学会大会梗概集、１９９２年２月他、及び、日本電気協会、“JEAG4618 鋼板コンクリート構造耐震設計技術指針 建物・構築物編（制定案）、２００５）に記載された実験結果も重ねて示している。
図１２に示すように、せん断スパン比の小さい（λ＝１．０）試験体♯５の場合には、本実施形態のスタッドのせん断評価式により算出されたφ_ｂは、実験値及び解析値以上となっており、安全側であることがわかる。
また、図１３に示すように、せん断スパン比の大きい（λ＝２．６）の試験体Ｓ６場合には、数値解析により得られたφ_ｂが、本実施形態のスタッドのせん断評価式により算出されたφ_ｂ以上となることがあるが概ね下回っており、実験により得られたφ_ｂは、本実施形態のスタッドのせん断評価式により算出されたφ_ｂ以下となっている。

数値解析により得られたφ_ｂが、本実施形態のスタッドのせん断評価式により算出されたφ_ｂ以上となる部分についても、数値解析により算出されたφ_ｂは概ね実験により得られたφ_ｂよりも大きい値が得られることが多いこと、及び、ＳＣ構造は発電所等のλの小さい構造に用いられることが多いため、本実施形態のせん断力の算出方法を用いても問題がないといえる。

図１４は、全条件について、上記のせん断力の算出式により算出されたφ_ｂと、実験または解析により得られたφ_ｂとを比較するグラフである。図１４からわかるように、上記のせん断力の算出式により算出した計算値と解析値は高精度で適合（すなわち、グラフ対角線上に位置）しており、実験値よりも大きめ（すなわち、グラフ右下側に位置）であった。これにより、上記のせん断力の算出式は、安全側であり、かつ従来よりも正確にせん断力を算出することができることが確認された。この時、φ_ｂの値は、０．２以上、かつ０．８以下であり、その平均値は約０．５である。

スタッドのせん断力の算出の対象となるＳＣ構造の梁部材の断面図である。 トラス機構における応力を示す図である。 アーチ機構における応力を示す図である。 トラス機構におけるＳＣ梁部材の微小区間に作用する荷重の釣合いを示す図である。 トラス機構による剛性を算出するために想定した梁の変形状態を示す図である。 （Ａ）は、ひび割れ断面を示す図であり、同図（Ｂ）はひび割れのない断面を示す図である。 ＳＣ梁部材の断面に作用する軸力の釣合いを示す図である。 ＳＣ梁部材の断面の軸方向の応力分布を示す図である。 （Ａ）は、アーチ機構によるＳＣ梁部材の変形を示す図であり、同図（Ｂ）は圧縮ストラットを示す図である。 数値解析を行った試験体の各種パラメータを示す表である。 数値解析を行った試験体の主要な解析データの緒元を示す図である。 試験体♯５の鋼板面に作用する付着応力度τ_ｂの部材せん断応力度τ_ａｖｅに対する比率φ_ｂの荷重レベルに応じた推移を示すグラフである。 試験体Ｓ６の鋼板面に作用する付着応力度τ_ｂの部材せん断応力度τ_ａｖｅに対する比率φ_ｂの荷重レベルに応じた推移を示すグラフである。 全条件について、上記のせん断力の算出式により算出されたφ_ｂと、実験または解析により得られたφ_ｂとを比較するグラフである。

符号の説明

１０ ＳＣ梁部材
１１ 鋼板
１２ スタッド
１３ コンクリート部材

Claims (9)

1. コンクリート部材と、前記コンクリート部材を挟みこむように設けられた一対の鋼板とからなる鋼板コンクリート部材に、面外せん断力が作用した際に前記鋼板のコンクリート部材側の表面に生じる付着応力度を算出する方法であって、
   前記鋼板のコンクリート部材側の表面に作用する付着応力度をτｂ、前記鋼板コンクリート部材に作用する面外せん断力をＱ［Ｎ］、前記鋼板コンクリート部材の幅をｂ［ｍｍ］、応力中心間距離をｊ［ｍｍ］、トラス機構による剛性をＫ_ｂｏｎｄ、アーチ機構による剛性をＫ_ａｒｃｈとしたとき、
   付着応力度τ_ｂを次式（１）、（２）で算出することを特徴とする付着応力度の算出方法。
   

   
2. 鋼板コンクリート部材に面外せん断力が作用した場合に、鋼板のコンクリート部材側表面に設けられたスタッドに生じるせん断力を算出する方法であって、
   スタッドに作用するせん断力を_ｓｔＱ［Ｎ］、前記鋼板コンクリート部材に作用する面外せん断力をＱ［Ｎ］、前記鋼板コンクリート部材の軸方向のスタッド間隔をＢ_１［ｍｍ］、前記鋼板コンクリート部材の軸と直交方向のスタッド間隔をＢ_２［ｍｍ］、前記鋼板コンクリート部材の幅をｂ［ｍｍ］、応力中心間距離をｊ［ｍｍ］、トラス機構による剛性をＫ_ｂｏｎｄ、アーチ機構による剛性をＫ_ａｒｃｈとしたとき、
   スタッドの設計用せん断力_ｓｔＱを次式（３）、（４）で算出することを特徴とするスタッドのせん断力の算出方法。
   

   
3. 請求項２記載のスタッドのせん断力の算出方法であって、
   せん断スパン比をλ、中立軸比をｘ_ｎ１、コンクリート部材のヤング係数をＥ_ｃとしたとき、前記アーチ機構による剛性Ｋ_ａｒｃｈを、次式（５）で算出することを特徴とするスタッドのせん断力の算出方法。
   

   
4. 請求項２又は３記載のスタッドのせん断力の算出方法であって、
   コンクリート部材のポアソン比をν_ｃ、曲げ剛性の有効係数をφ_ｉ、せん断剛性の有効係数をφ_ａとしたとき、前記トラス機構による剛性Ｋ_ｂｏｎｄを、次式（６）で算出することを特徴とするスタッドのせん断力の算出方法。
   

   
5. 請求項４記載のスタッドのせん断力の算出方法であって、
   コンクリート部材のヤング係数に対する鋼板のヤング係数の比をｎ、鋼材比（すなわち、部材せいに対する鋼板厚の比）をｐ、最大モーメント点と０モーメント点との間に配置されたスタッド本数をｎ_ｐ、鋼板降伏荷重に対して必要なスタッド本数をｎ_ｆ、断面の形状係数をκとしたとき、前記曲げ剛性の有効係数φ_ｉ、及びせん断剛性の有効係数φ_ａを次式（７）、（８）で算出することを特徴とするスタッドのせん断力の算出方法。
   

   
6. 前記中立軸比ｘ_ｎ１を次式（９）で算出することを特徴とする請求項５記載のスタッドのせん断力の算出方法。
   

   
7. 前記鋼板降伏荷重に対して必要なスタッド本数ｎ_ｆに対する最大モーメント点と０モーメント点との間に配置されたスタッド本数ｎ_ｐの比（ｎ_ｐ／ｎ_ｆ）を次式（１０）で算出することを特徴とする請求項５又は６記載のスタッドのせん断力の算出方法。
   

   
8. 請求項２から７の何れか１項に記載のスタッドせん断力の算出方法により算出されたスタッドに作用するせん断力が、スタッドのせん断耐力を超えないように設計したことを特徴とする鋼板コンクリート構造物の設計方法。
9. 請求項８記載の設計方法により設計されたことを特徴とする鋼板コンクリート構造物。

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