特許 6590192 高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】特許公報(B2)

(11)【特許番号】6590192

(24)【登録日】2019年9月27日

(45)【発行日】2019年10月16日

(54)【発明の名称】高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法

(51)【国際特許分類】

   E01D 19/12 20060101AFI20191007BHJP

   E01D 2/00 20060101ALI20191007BHJP

【ＦＩ】

   E01D19/12

   E01D2/00

【請求項の数】6

【全頁数】18

(21)【出願番号】特願2015-152756(P2015-152756)

(22)【出願日】2015年7月31日

(65)【公開番号】特開2017-31673(P2017-31673A)

(43)【公開日】2017年2月9日

【審査請求日】2018年6月15日

(73)【特許権者】

【識別番号】000002299

【氏名又は名称】清水建設株式会社

(74)【代理人】

【識別番号】100089118

【弁理士】

【氏名又は名称】酒井 宏明

(72)【発明者】

【氏名】輿石 正己

【審査官】 荒井 良子

(56)【参考文献】

【文献】 特開２０１４−１１８７２３（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２００１−０２０２２１（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開平０７−２４７６２９（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特表２００７−５０７６２９（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開平１１−１９０１９４（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開平１１−３２３８３４（ＪＰ，Ａ）

【文献】 米国特許出願公開第２０１５／０１３９７１９（ＵＳ，Ａ１）

【文献】 特開２００４−３０８１２１（ＪＰ，Ａ）

(58)【調査した分野】（Int.Cl.，ＤＢ名）

Ｅ０１Ｄ １／００−２４／００

(57)【特許請求の範囲】

【請求項1】

部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を評価する方法であって、
前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、
前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力の１次式と、前記フランジプレートの支圧耐力の１次式との和によって、前記高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力を評価することを特徴とする高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法。

【請求項2】

下記の算定式（Ａ１）を設定し、この算定式（Ａ１）に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力Ｖを算定することを特徴とする請求項１に記載の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法。
Ｖ＝（α・Ｖｐｓｕｄ＋Ｖｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ａ１）
ここに、α：前記孔のせん断耐力の低減係数
Ｖｐｓｕｄ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ２）により算定される値。
Ｖｆｕ：前記フランジプレートの支圧耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ３）により算定される値。
γｂ：部材係数
Ｖｐｓｕｄ＝（１．８５Ａ−２６．１×１０^３）／γｂ ・・・・式（Ａ２）
ここに、Ａ＝π（ｄ^２−φ^２）／４×ｆｃｄ＋πφ^２／４×ｆｕｄ
（ただし、４．０１×１０^４＜Ａ＜３．８３×１０^５）
ｄ：前記孔の径（ｍｍ）
φ：前記貫通鉄筋の径（ｍｍ）
ｆｃｄ：前記コンクリートの設計圧縮強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｆｕｄ：前記貫通鉄筋の設計引張強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ｖｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ＝ｆａｋ・（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ａ３）
ここに、ｆａｋ：前記コンクリートの支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：前記フランジプレートの支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：前記フランジプレートの幅（ｍｍ）
ｔ：前記孔あき鋼板の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：前記孔あき鋼板の幅（ｍｍ）

【請求項3】

部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を評価する方法であって、
前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、
前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力の１次式と、前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力の１次式との和によって、前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力を評価することを特徴とする高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法。

【請求項4】

前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力を、前記高性能孔あき鋼板ジベルの設計せん断耐力と前記コンクリートの設計基準強度とに基づいて設定する一方、
前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力を、前記フランジプレートにおける前記コンクリートが支圧強度に達したときの曲げモーメントに基づいて設定したことを特徴とする請求項３に記載の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法。

【請求項5】

下記の算定式（Ｂ１）を設定し、この算定式（Ｂ１）に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力Ｍｕを算定することを特徴とする請求項３または４に記載の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法。
Ｍｕ＝（Ｍｐｕ＋Ｍｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ｂ１）
ここに、Ｍｕ：前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）
Ｍｐｕ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ２）により算定される値。
Ｍｆｕ：前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ３）により算定される値。
γｂ：部材係数
Ｍｐｕ＝Ｖｐｓｕｄ（ｄ１−Ｖｐｓｕｄ／（２・０．８５σｃｋ・ｂ）） ・・・・式（Ｂ２）
ここに、Ｖｐｓｕｄ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力（Ｎ）
ｄ１：引張側の前記高性能孔あき鋼板ジベルの有効高さ（ｍｍ）
σｃｋ：前記コンクリートの設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｂ：圧縮域の前記コンクリートの幅（ｍｍ）
Ｍｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ／２・ｂｐ／２ ・・・・式（Ｂ３）
ここに、Ａｂ＝（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ｂ４）
ｆａｋ：前記コンクリートの支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：前記フランジプレートの支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：前記フランジプレートの幅（ｍｍ）
ｔ：前記孔あき鋼板の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：前記孔あき鋼板の幅（ｍｍ）

【請求項6】

部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルを設計する方法であって、
前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、
前記高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を請求項１〜５のいずれか一つに記載の耐力評価方法により評価し、評価した耐力に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルを設計することを特徴とする高性能孔あき鋼板ジベルの設計方法。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、鋼・コンクリート複合構造において鋼材とコンクリートの一体化ずれ止め効果（ジベル効果）を得るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法に関するものである。

【背景技術】

【0002】

従来、鋼・コンクリート複合構造において、鋼材とコンクリートとの一体化ずれ止め効果（ジベル効果）を得るために孔あき鋼板ジベル（以下、ＰＢＬジベルということがある。）が広く使用されている。例えば、鋼桁とそのフランジ上に打設したコンクリートスラブとからなる合成桁橋においては、鋼桁のフランジ上にＰＢＬジベルを設置することで鋼桁とコンクリートスラブとのずれを防止し、両者を一体化させる構造が数多く採用されている。

【0003】

こうした従来のＰＢＬジベルは、主としてせん断力に抵抗することを念頭に置いて設計されてきた。例えば、従来のＰＢＬジベルの設計せん断耐力の算定式として、ジベル周面を十分にコンクリートで拘束した場合のものが非特許文献１に示されている。しかしながら、この算定式は、ＰＢＬジベルの周面拘束が小さい断面の小さな鉄筋コンクリート部材と、鋼材とを接合するような構造に対しては厳密には適用できない。また、この算定式は、せん断力、軸力、曲げモーメントが同時に作用する場合を考慮したものではない。

【0004】

一方、本発明者は、既に特許文献１に示すような高性能孔あき鋼板ジベルを提案している。図１に示すように、この高性能孔あき鋼板ジベル１０は、孔あき鋼板１６に溶接したフランジプレート２０と、孔あき鋼板１６の各孔１８に配置した貫通鉄筋２４と、孔あき鋼板１６の周囲に配置した帯鉄筋２２とを備えるものである。孔あき鋼板１６は鋼桁フランジプレート１２に溶接により突設され、孔あき鋼板１６、フランジプレート２０、貫通鉄筋２４、帯鉄筋２２はコンクリート部材１４に埋め込まれる。この高性能孔あき鋼板ジベル１０によれば、作用する軸力（引抜力）、曲げモーメントに対して、フランジプレート２０前面のコンクリート支圧抵抗により大きな抵抗力を発揮することができる。また、作用するせん断力に対して、フランジプレート２０が孔あき鋼板１６の曲げ変形を防止し、残留ずれ変位を低減することが可能である。このため、特許文献１の高性能孔あき鋼板ジベルによれば、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下においても所要の性能を発揮することができる。

【0005】

また、従来のＰＢＬジベルでは、ジベルの周面を十分に拘束するコンクリートが必要であるが、特許文献１の高性能孔あき鋼板ジベルによれば孔あき鋼板１６の形状寸法を縮小するとともに、孔あき鋼板１６周面を帯鉄筋２２で補強することにより、小さな断面の鉄筋コンクリート部材と鋼桁との連結が可能になるという効果が期待できる。

【先行技術文献】

【特許文献】

【0006】

【特許文献1】特開２０１４−１１８７２３号公報

【非特許文献】

【0007】

【非特許文献1】「土木学会複合構造標準示方書−２００９年制定」、土木学会、２０１０年１月発行

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0008】

ところで、上記の特許文献１の高性能孔あき鋼板ジベルにおいて、設計に資する軸力や曲げモーメントに対する耐力の評価方法の確立が求められていた。

【0009】

本発明は、上記に鑑みてなされたものであって、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下において所要の性能を発揮可能な高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法を提供することを目的とする。

【課題を解決するための手段】

【0010】

上記した課題を解決し、目的を達成するために、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法は、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を評価する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力と、前記フランジプレートの支圧耐力とに基づいて、前記高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力を評価することを特徴とする。

【0011】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法は、上述した発明において、下記の算定式（Ａ１）を設定し、この算定式（Ａ１）に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力Ｖを算定することを特徴とする。
Ｖ＝（α・Ｖｐｓｕｄ＋Ｖｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ａ１）
ここに、α：前記孔のせん断耐力の低減係数
Ｖｐｓｕｄ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ２）により算定される値。
Ｖｆｕ：前記フランジプレートの支圧耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ３）により算定される値。
γｂ：部材係数
Ｖｐｓｕｄ＝（１．８５Ａ−２６．１×１０^３）／γｂ ・・・・式（Ａ２）
ここに、Ａ＝π（ｄ^２−φ^２）／４×ｆｃｄ＋πφ^２／４×ｆｕｄ
（ただし、４．０１×１０^４＜Ａ＜３．８３×１０^５）
ｄ：前記孔の径（ｍｍ）
φ：前記貫通鉄筋の径（ｍｍ）
ｆｃｄ：前記コンクリートの設計圧縮強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｆｕｄ：前記貫通鉄筋の設計引張強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ｖｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ＝ｆａｋ・（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ａ３）
ここに、ｆａｋ：前記コンクリートの支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：前記フランジプレートの支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：前記フランジプレートの幅（ｍｍ）
ｔ：前記孔あき鋼板の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：前記孔あき鋼板の幅（ｍｍ）

【0012】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法は、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を評価する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力と、前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力とに基づいて、前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力を評価することを特徴とする。

【0013】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法は、上述した発明において、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力を、前記高性能孔あき鋼板ジベルの設計せん断耐力と前記コンクリートの設計基準強度とに基づいて設定する一方、前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力を、前記フランジプレートにおける前記コンクリートが支圧強度に達したときの曲げモーメントに基づいて設定したことを特徴とする。

【0014】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法は、上述した発明において、下記の算定式（Ｂ１）を設定し、この算定式（Ｂ１）に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力Ｍｕを算定することを特徴とする。
Ｍｕ＝（Ｍｐｕ＋Ｍｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ｂ１）
ここに、Ｍｕ：前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）
Ｍｐｕ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ２）により算定される値。
Ｍｆｕ：前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ３）により算定される値。
γｂ：部材係数
Ｍｐｕ＝Ｖｐｓｕｄ（ｄ１−Ｖｐｓｕｄ／（２・０．８５σｃｋ・ｂ）） ・・・・式（Ｂ２）
ここに、Ｖｐｓｕｄ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力（Ｎ）
ｄ１：引張側の前記高性能孔あき鋼板ジベルの有効高さ（ｍｍ）
σｃｋ：前記コンクリートの設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｂ：圧縮域の前記コンクリートの幅（ｍｍ）
Ｍｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ／２・ｂｐ／２ ・・・・式（Ｂ３）
ここに、Ａｂ＝（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ｂ４）
ｆａｋ：前記コンクリートの支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：前記フランジプレートの支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：前記フランジプレートの幅（ｍｍ）
ｔ：前記孔あき鋼板の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：前記孔あき鋼板の幅（ｍｍ）

【0015】

また、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの設計方法は、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルを設計する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を上述した耐力評価方法により評価し、評価した耐力に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルを設計することを特徴とする。

【発明の効果】

【0016】

本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を評価する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力と、前記フランジプレートの支圧耐力とに基づいて、前記高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力を評価するので、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下において所要の性能を発揮可能な高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力評価方法を提供することができるという効果を奏する。

【0017】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、下記の算定式（Ａ１）を設定し、この算定式（Ａ１）に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力Ｖを算定するので、高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力を迅速かつ簡便に評価することができるという効果を奏する。
Ｖ＝（α・Ｖｐｓｕｄ＋Ｖｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ａ１）
ここに、α：前記孔のせん断耐力の低減係数
Ｖｐｓｕｄ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ２）により算定される値。
Ｖｆｕ：前記フランジプレートの支圧耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ３）により算定される値。
γｂ：部材係数
Ｖｐｓｕｄ＝（１．８５Ａ−２６．１×１０^３）／γｂ ・・・・式（Ａ２）
ここに、Ａ＝π（ｄ^２−φ^２）／４×ｆｃｄ＋πφ^２／４×ｆｕｄ
（ただし、４．０１×１０^４＜Ａ＜３．８３×１０^５）
ｄ：前記孔の径（ｍｍ）
φ：前記貫通鉄筋の径（ｍｍ）
ｆｃｄ：前記コンクリートの設計圧縮強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｆｕｄ：前記貫通鉄筋の設計引張強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ｖｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ＝ｆａｋ・（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ａ３）
ここに、ｆａｋ：前記コンクリートの支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：前記フランジプレートの支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：前記フランジプレートの幅（ｍｍ）
ｔ：前記孔あき鋼板の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：前記孔あき鋼板の幅（ｍｍ）

【0018】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を評価する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力と、前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力とに基づいて、前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力を評価するので、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下において所要の性能を発揮可能な高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力評価方法を提供することができるという効果を奏する。

【0019】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力を、前記高性能孔あき鋼板ジベルの設計せん断耐力と前記コンクリートの設計基準強度とに基づいて設定する一方、前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力を、前記フランジプレートにおける前記コンクリートが支圧強度に達したときの曲げモーメントに基づいて設定したので、高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力を簡便に評価することができるという効果を奏する。

【0020】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、下記の算定式（Ｂ１）を設定し、この算定式（Ｂ１）に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力Ｍｕを算定するので、高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力を迅速かつ簡便に評価することができるという効果を奏する。
Ｍｕ＝（Ｍｐｕ＋Ｍｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ｂ１）
ここに、Ｍｕ：前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）
Ｍｐｕ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ２）により算定される値。
Ｍｆｕ：前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ３）により算定される値。
γｂ：部材係数
Ｍｐｕ＝Ｖｐｓｕｄ（ｄ１−Ｖｐｓｕｄ／（２・０．８５σｃｋ・ｂ）） ・・・・式（Ｂ２）
ここに、Ｖｐｓｕｄ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力（Ｎ）
ｄ１：引張側の前記高性能孔あき鋼板ジベルの有効高さ（ｍｍ）
σｃｋ：前記コンクリートの設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｂ：圧縮域の前記コンクリートの幅（ｍｍ）
Ｍｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ／２・ｂｐ／２ ・・・・式（Ｂ３）
ここに、Ａｂ＝（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ｂ４）
ｆａｋ：前記コンクリートの支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：前記フランジプレートの支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：前記フランジプレートの幅（ｍｍ）
ｔ：前記孔あき鋼板の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：前記孔あき鋼板の幅（ｍｍ）

【0021】

また、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの設計方法によれば、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルを設計する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を上述した耐力評価方法により評価し、評価した耐力に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルを設計するので、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下において所要の性能を発揮可能な高性能孔あき鋼板ジベルの設計方法を提供することができるという効果を奏する。

【図面の簡単な説明】

【0022】

【図1】図１は、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法の適用対象の高性能孔あき鋼板ジベルの概略斜視図である。

【図2】図２は、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法の実施の形態を示す概略フローチャート図である。

【図3】図３は、孔あき鋼板の寸法の説明図である。

【図4】図４は、高性能孔あき鋼板ジベルの引抜実験の状況を示す写真図である。

【図5】図５は、高性能孔あき鋼板ジベルの引抜実験における荷重−ずれ変位曲線を示す図である。

【図6】図６は、高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ実験の状況を示す写真図である。

【図7】図７は、高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ実験における荷重−鉛直変位曲線を示す図である。

【発明を実施するための形態】

【0023】

以下に、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法の実施の形態を図面に基づいて詳細に説明する。なお、以下においては橋梁や高架道路などを構成する合成桁、すなわち鋼桁とコンクリート部材とを接合してなる合成桁に使用される高性能孔あき鋼板ジベルの場合について説明するが、この実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。

【0024】

［高性能孔あき鋼板ジベル］
まず、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法の適用対象である高性能孔あき鋼板ジベルの構成例および作用について説明する。

【0025】

図１に示すように、本発明の適用対象の高性能孔あき鋼板ジベル（以下、ＰＢＬジベルという。）１０は、鋼桁フランジプレート１２（部材）に溶接により突設され、かつ、コンクリート部材１４（コンクリート）に埋め込まれて、鋼桁フランジプレート１２とコンクリート部材１４との結合を図るために使用されるものである。このＰＢＬジベル１０は、孔１８が複数開けられた孔あき鋼板１６と、フランジプレート２０と、孔あき鋼板１６の周囲に配置した帯鉄筋２２（スターラップ）と、各孔１８に貫通配置した貫通鉄筋２４とを備えている。

【0026】

孔あき鋼板１６の形状は、軸力（引抜力）、曲げモーメント、せん断力に対応できるように、従来のＰＢＬジベルに比べて幅（橋軸方向Ｘの延在長Ｌ）が狭く、かつ、コンクリート部材１４に対する埋込長Ｈが長い長方形板状としてある。また、孔あき鋼板１６の孔１８は、鋼桁フランジプレート１２の橋軸方向Ｘおよび直角方向Ｙ（突設方向）についてそれぞれ所定間隔をあけて設けてある。図の例では孔１８を方向Ｘに３個、方向Ｙに２個設けた場合を示しているが、これに限るものではなく、例えば孔１８を方向Ｙに１個（一段）、あるいは３個以上（複数段）に設けるようにしても構わない。

【0027】

フランジプレート２０は、孔あき鋼板１６の鋼桁フランジプレート１２に固定される側１６ａとは反対側１６ｂに溶接される長方形板状のものである。このフランジプレート２０は、長方形板の短手方向の中央位置で長手方向に沿って孔あき鋼板１６に対して溶接され、フランジプレート２０と孔あき鋼板１６はＴ字状の断面を呈するように配置される。また、帯鉄筋２２は、孔あき鋼板１６の突設方向Ｙに所定の間隔Ｄで複数組配置される。図の例では帯鉄筋２２を３組配置した場合を示しているが、配置する組数はこれに限るものではない。また、帯鉄筋２２は孔あき鋼板１６を拘束する効果を十分に発揮できる最小の間隔で密に配置することが好ましい。

【0028】

上記のように構成した高性能孔あき鋼板ジベル１０によれば、作用する軸力（引抜力）、曲げモーメントに対して、フランジプレート２０前面のコンクリート支圧抵抗により大きな抵抗力を発揮することができる。また、作用するせん断力に対して、フランジプレート２０が孔あき鋼板１６の曲げ変形を防止し、残留ずれ変位を低減することが可能である。したがって、高性能孔あき鋼板ジベル１０によれば、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下においても所要の性能を発揮することができる。

【0029】

また、従来のＰＢＬジベルは、孔あき鋼板ジベルの周面を十分に拘束するコンクリートが必要であったが、上記の高性能孔あき鋼板ジベル１０によれば孔あき鋼板１６の形状寸法を縮小するとともに、孔あき鋼板１６周面を帯鉄筋２２で補強することにより、小さな断面の鉄筋コンクリート部材と鋼桁との連結が可能になるという効果も期待できる。

【0030】

また、上記の高性能孔あき鋼板ジベル１０と従来のＰＢＬジベルの性能を比較すると、高性能孔あき鋼板ジベル１０の引抜き耐力は、従来のＰＢＬジベルの概ね２．３倍になると考えられる。また、高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げ耐力は、従来のＰＢＬジベルの概ね１．６倍になると考えられる。また、高性能孔あき鋼板ジベル１０のせん断特性としては、設計荷重時における残留ずれ変位は従来のＰＢＬジベルの０．５倍になると考えられる。

【0031】

［高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法］
次に、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法の実施の形態として、「軸引張力に対するせん断耐力評価方法・設計方法」と、「曲げモーメントに対する曲げ耐力評価方法・設計方法」とについて説明する。

【0032】

＜軸引張力に対するせん断耐力評価方法・設計方法＞
まず、本発明の実施の形態として、軸引張力に対するせん断耐力評価方法・設計方法について説明する。

【0033】

図２（１）に示すように、本実施の形態に係る耐力評価方法は、フランジプレート２０を有しないと仮定した場合の高性能孔あき鋼板ジベル１０のせん断耐力Ｖｐｓｕｄと、フランジプレート２０の支圧耐力Ｖｆｕとを算定し（ステップＳ１、Ｓ２）、算定したせん断耐力Ｖｐｓｕｄ、支圧耐力Ｖｆｕに基づいて、高性能孔あき鋼板ジベル１０の軸引張力に対するせん断耐力Ｖを算定評価するものである（ステップＳ３）。そして、本実施の形態に係る設計方法において、せん断耐力Ｖに安全率を考慮して許容せん断力Ｖａを算定する（ステップＳ４）。

【0034】

より具体的には、下記の算定式（Ａ１）を設定し、この算定式（Ａ１）に基づいて高性能孔あき鋼板ジベル１０の軸引張力に対するせん断耐力Ｖを算定することになる。算定式（Ａ１）は、終局限界状態における高性能孔あき鋼板ジベル１０の軸引張力に対するせん断耐力の設計式と考えることができる。また、せん断耐力Ｖは、従来のＰＢＬジベルのせん断耐力に、フランジプレート２０前面のコンクリート部材１４の支圧強度を加算したものに相当する。

【0035】

Ｖ＝（α・Ｖｐｓｕｄ＋Ｖｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ａ１）
ここに、α：孔１８のせん断耐力の低減係数（例えばα＝０．７）
Ｖｐｓｕｄ：フランジプレート２０を有しないと仮定した場合の高性能孔あき鋼板ジベル１０の孔１個あたりのせん断耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ２）により算定される値。
Ｖｆｕ：フランジプレート２０前面の支圧耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ３）により算定される値。
γｂ：部材係数（例えばγｂ＝１．０〜１．３）

【0036】

Ｖｐｓｕｄ＝（１．８５Ａ−２６．１×１０^３）／γｂ ・・・・式（Ａ２）
ここに、Ａ＝π（ｄ^２−φ^２）／４×ｆｃｄ＋πφ^２／４×ｆｕｄ
（ただし、４．０１×１０^４＜Ａ＜３．８３×１０^５）
ｄ：孔１８の径（ｍｍ）
φ：貫通鉄筋２４の径（ｍｍ）
ｆｃｄ：コンクリート部材１４の設計圧縮強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｆｕｄ：貫通鉄筋２４の設計引張強度（Ｎ／ｍｍ^２）

【0037】

Ｖｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ＝ｆａｋ・（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ａ３）
ここに、ｆａｋ：コンクリート部材１４の支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：フランジプレート２０前面の支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：フランジプレート２０の幅（ｍｍ）
ｔ：孔あき鋼板１６の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：孔あき鋼板１６の幅（ｍｍ）
（ｂｆ、ｔ、ｂｐについては、図３の説明図を参照のこと。）

【0038】

（せん断耐力の算定例）
以下に、上記の算定式（Ａ１）等を用いた高性能孔あき鋼板ジベル１０の軸引張力に対するせん断耐力Ｖの算定例を示す。なお、この例では、γｂ＝１．０、ｄ＝７０、φ＝１９、ｆｃｄ＝２８．３、ｆｕｄ＝５９０．２、ｆａｋ＝２×ｆｃｄ、ｂｆ＝６０、ｔ＝１９、ｂｐ＝５８０、α＝０．７とした。

【0039】

Ｖｐｓｕｄ＝（１．８５Ａ−２６．１×１０^３）／γｂ
＝（１．８５×２．６８０９×１０^５−２６．１×１０^３）／１．０
＝４７０（ｋＮ）

【0040】

Ａ＝π（ｄ^２−φ^２）／４×ｆｃｄ＋πφ^２／４×ｆｕｄ
（ただし、４．０１×１０^４＜Ａ＜３．８３×１０^５）
＝π（７０^２−１９^２）／４×２８．３＋π×１９^２／４×５９０．２
＝２．６８０９×１０^５

【0041】

Ｖｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ
＝ｆａｋ・（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ
＝２×２８．３×（６０−１９）×５８０
＝１３４６（ｋＮ）

【0042】

Ｖ＝（α・Ｖｐｓｕｄ＋Ｖｆｕ）／γｂ
＝（０．７×４７０×５＋１３４６）／１．０
＝２９９１（ｋＮ）

【0043】

また、本実施の形態に係る設計方法は、上記の耐力評価方法により算定評価した高性能孔あき鋼板ジベル１０のせん断耐力Ｖに基づいて高性能孔あき鋼板ジベル１０を設計するものである。より具体的には、せん断耐力Ｖに基づいて許容せん断力Ｖａを設定し、この許容せん断力Ｖａに基づいて高性能孔あき鋼板ジベル１０の仕様諸元を設計する。

【0044】

許容せん断力Ｖａは、算定式（Ａ１）により算定されたせん断耐力Ｖに安全率Ｆｓ（例えばＦｓ＝２．５）を考慮した下記の算定式（Ａ４）を用いて算定することができる。

【0045】

Ｖａ＝（１／Ｆｓ）・Ｖ＝０．４・Ｖ ・・・・式（Ａ４）

【0046】

この算定式（Ａ４）は、使用限界状態における高性能孔あき鋼板ジベル１０の軸引張力に対する許容せん断力の設計式に相当する。

【0047】

（効果の検証）
本実施の形態による効果を検証するため、上記の算定例の諸元を有する高性能孔あき鋼板ジベル１０について引抜実験を行った。図４に実験状況の写真を示す。図５に実験により得られた荷重−ずれ変位曲線を示す。

【0048】

上記の算定例にあるように、せん断耐力Ｖの算定式としてフランジプレート２０の効果を考慮した算定式（Ａ１）を用いた場合には、せん断耐力Ｖ（設計せん断耐力）は２９９１ｋＮとなる。したがって、算定式（Ａ１）で算定したせん断耐力Ｖは、図５に示される実験における引抜荷重の最大値３９３６ｋＮに対して１．３２の安全率を確保できている。このため、本実施の形態の耐力評価方法によれば、終局限界状態の安全性を確保することが可能である。

【0049】

また、許容せん断力Ｖａの算定式として算定式（Ａ４）（終局限界に対する安全率Ｆｓ＝２．５）を用いた場合には、許容せん断力Ｖａ＝０．４・Ｖ＝０．４・２９９１＝１１９６ｋＮとなる。図５によれば、この許容せん断力時のずれ変位は０．５ｍｍ程度、残留ずれ変位は０．１４ｍｍ以下であり、使用限界状態における健全性を確保することが可能である。なお、実験においては、許容せん断力Ｖａを若干超える引抜荷重１２００ｋＮで高性能孔あき鋼板ジベル１０の周囲のコンクリート部材等にひび割れは発生しておらず、良好な使用状態であったことが確認されている。

【0050】

＜曲げモーメントに対する曲げ耐力評価方法・設計方法＞
次に、本発明の実施の形態として、曲げモーメントに対する曲げ耐力評価方法・設計方法について説明する。

【0051】

図２（２）に示すように、本実施の形態に係る耐力評価方法は、フランジプレート２０を有しないと仮定した場合の高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げ耐力Ｍｐｕと、フランジプレート２０の支圧による曲げ耐力Ｍｆｕとを算定し（ステップＴ１、Ｔ２）、算定した曲げ耐力Ｍｐｕ、Ｍｆｕに基づいて、高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げモーメントに対する曲げ耐力Ｍｕを算定評価するものである（ステップＴ３）。そして、本実施の形態に係る設計方法において、曲げ耐力Ｍｕに安全率を考慮して許容曲げモーメントＭａを算定する（ステップＴ４）。

【0052】

より具体的には、下記の算定式（Ｂ１）を設定し、この算定式（Ｂ１）に基づいて高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げモーメントに対する曲げ耐力Ｍｕを算定することになる。算定式（Ｂ１）は、終局限界状態における高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げモーメントに対する曲げ耐力の設計式と考えることができる。また、曲げ耐力Ｍｕは、従来のＰＢＬジベルの曲げ耐力に、フランジプレート２０前面のコンクリート部材１４の支圧による曲げ耐力を加算したものに相当する。

【0053】

Ｍｕ＝（Ｍｐｕ＋Ｍｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ｂ１）
ここに、Ｍｕ：高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）
Ｍｐｕ：フランジプレート２０を有しないと仮定した場合の高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）
Ｍｆｕ：フランジプレート２０前面の支圧による曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ３）により算定される値。
γｂ：部材係数（例えばγｂ＝１．０〜１．３）

【0054】

ここで、曲げ耐力Ｍｐｕは、従来のＰＢＬジベルの設計せん断耐力を貫通鉄筋２４の降伏時の引張力に置き換え、圧縮側のコンクリート部材１４の幅を主桁（鋼桁フランジプレート１２）の幅（１００ｍｍ）とした曲げ耐力式である下記の算定式（Ｂ２）により算定する。

【0055】

Ｍｐｕ＝Ｖｐｓｕｄ（ｄ１−Ｖｐｓｕｄ／（２・０．８５σｃｋ・ｂ）） ・・・・式（Ｂ２）
ここに、Ｖｐｓｕｄ：フランジプレート２０を有しないと仮定した場合の高性能孔あき鋼板ジベル１０の孔１個あたりのせん断耐力（Ｎ）であり、上記の「軸引張力に対するせん断耐力評価方法・設計方法」で説明した式（Ａ２）により算定される値。
ｄ１：引張側の高性能孔あき鋼板ジベル１０の有効高さ（ｍｍ）
σｃｋ：コンクリート部材１４の設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｂ：圧縮域のコンクリート部材１４の幅（ｍｍ）

【0056】

一方、支圧による曲げ耐力Ｍｆｕは、フランジプレート２０前面のコンクリート部材１４が支圧強度に達したときの曲げモーメントと考えて、下記の算定式（Ｂ３）により算定する。

【0057】

Ｍｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ／２・ｂｐ／２ ・・・・式（Ｂ３）
ここに、Ａｂ＝（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ｂ４）
ｆａｋ：コンクリート部材１４の支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：フランジプレート２０の支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：フランジプレート２０の幅（ｍｍ）
ｔ：孔あき鋼板１６の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：孔あき鋼板１６の幅（ｍｍ）
（ｂｆ、ｔ、ｂｐについては、図３の説明図を参照のこと。）

【0058】

（曲げ耐力の算定例）
以下に、上記の算定式（Ｂ１）等を用いた高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げモーメントに対する曲げ耐力Ｍｕの算定例を示す。なお、この例では、γｂ＝１．０、ｄ＝７０、φ＝１９、ｆｃｄ＝３９．５、ｆｕｄ＝５６９．２、ｆａｋ＝２×ｆｃｄ、ｂｆ＝６０、ｔ＝１９、ｂｐ＝５８０、ｄ１＝６５０、σｃｋ＝３９．５、ｂ＝１００とした。

【0059】

Ｖｐｓｕｄ＝（１．８５Ａ−２６．１×１０^３）／γｂ
＝（１．８５×３．０２２×１０^５−２６．１×１０^３）／１．０
＝５３３．０（ｋＮ）

【0060】

Ａ＝π（ｄ^２−φ^２）／４×ｆｃｄ＋πφ^２／４×ｆｕｄ
（ただし、４．０１×１０^４＜Ａ＜３．８３×１０^５）
＝π（７０^２−１９^２）／４×３９．５＋π×１９^２／4×５６９．２
＝３．０２０４５×１０^５

【0061】

Ｍｐｕ＝Ｖｐｓｕｄ（ｄ１−Ｖｐｓｕｄ／（２・０．８５σｃｋ・ｂ））
＝２×５３３．０×１０^３（６５０−５３３．０×１０^３／（２・０．８５・３９．５・１００））
＝２×３０４．１
＝６０８（ｋＮ・ｍ）

【0062】

Ｍｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ／２・ｂｐ／２
＝ｆａｋ・（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ／２・ｂｐ／２
＝２×３９．５（６０−１９）×５８０／２×５８０／２
＝２７２．４（ｋＮ・ｍ）

【0063】

Ｍｕ＝（Ｍｐｕ＋Ｍｆｕ）／γｂ
＝６０８＋２７２
＝８８０（ｋN・m）

【0064】

また、本実施の形態に係る設計方法は、上記の耐力評価方法により算定評価した高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げ耐力Ｍｕに基づいて高性能孔あき鋼板ジベル１０を設計するものである。より具体的には、曲げ耐力Ｍｕに基づいて許容曲げモーメントＭａを設定し、この許容曲げモーメントＭａに基づいて高性能孔あき鋼板ジベル１０の仕様諸元を設計する。

【0065】

許容曲げモーメントＭａは、算定式（Ｂ１）により算定された曲げ耐力Ｍｕに安全率Ｆｓ（例えばＦｓ＝２．５）を考慮した下記の算定式（Ｂ５）を用いて算定することができる。

【0066】

Ｍａ＝（１／Ｆｓ）・Ｍｕ＝０．４・Ｍｕ ・・・・式（Ｂ５）

【0067】

この算定式（Ｂ５）は、使用限界状態における高性能孔あき鋼板ジベル１０の曲げモーメントに対する許容曲げモーメントの設計式に相当する。

【0068】

（効果の検証）
本実施の形態による効果を検証するため、上記の算定例の諸元を有する高性能孔あき鋼板ジベル１０について曲げ実験を行った。図６に実験状況の写真を示す。図７に実験により得られた荷重−鉛直変位曲線を示す。

【0069】

上記の算定例にあるように、曲げ耐力Ｍｕの算定式としてフランジプレート２０の効果を考慮した算定式（Ｂ１）を用いた場合には、曲げ耐力Ｍｕ（設計曲げ耐力）は８８０ｋＮ・ｍとなる。また、実験における荷重の最大値（１５９９ｋＮ）に対応する終局曲げモーメントは、１５９９／２×１．１５＋２７．２＝９４７ｋＮ・ｍと算定できる。設計終局荷重Ｐｕは、（８８０−２７．２）×２／１．１５＝１４８１ｋＮと算定できる。したがって、算定式（Ｂ１）で算定した曲げ耐力Ｍｕは、図７に示される実験における荷重の最大値（１５９９ｋＮ）に対応する終局曲げモーメント９４７ｋＮ・ｍに対して１．０８の安全率を確保できている。このため、本実施の形態の耐力評価方法によれば、終局限界状態の安全性を確保することが可能である。

【0070】

また、許容曲げモーメントＭａの算定式として算定式（Ｂ５）（終局限界に対する安全率Ｆｓ＝２．５）を用いた場合には、許容曲げモーメントＭａ＝０．４・Ｍｕ＝０．４・８８０＝３５２ｋＮ・ｍとなる。なお、実験においてひび割れは発生しておらず、良好な使用状態であったことが確認されている。また、初期ひび割れは、Ｍ＝６２０ｋＮ・ｍ、すなわち許容曲げモーメントＭａの１．８倍程度で発生したことが確認されている。

【0071】

以上説明したように、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を評価する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力と、前記フランジプレートの支圧耐力とに基づいて、前記高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力を評価するので、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下において所要の性能を発揮可能な高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力評価方法を提供することができる。

【0072】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、下記の算定式（Ａ１）を設定し、この算定式（Ａ１）に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力Ｖを算定するので、高性能孔あき鋼板ジベルの軸引張力に対するせん断耐力を迅速かつ簡便に評価することができる。
Ｖ＝（α・Ｖｐｓｕｄ＋Ｖｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ａ１）
ここに、α：前記孔のせん断耐力の低減係数
Ｖｐｓｕｄ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ２）により算定される値。
Ｖｆｕ：前記フランジプレートの支圧耐力（Ｎ）であり、下記の式（Ａ３）により算定される値。
γｂ：部材係数
Ｖｐｓｕｄ＝（１．８５Ａ−２６．１×１０^３）／γｂ ・・・・式（Ａ２）
ここに、Ａ＝π（ｄ^２−φ^２）／４×ｆｃｄ＋πφ^２／４×ｆｕｄ
（ただし、４．０１×１０^４＜Ａ＜３．８３×１０^５）
ｄ：前記孔の径（ｍｍ）
φ：前記貫通鉄筋の径（ｍｍ）
ｆｃｄ：前記コンクリートの設計圧縮強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｆｕｄ：前記貫通鉄筋の設計引張強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ｖｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ＝ｆａｋ・（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ａ３）
ここに、ｆａｋ：前記コンクリートの支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：前記フランジプレートの支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：前記フランジプレートの幅（ｍｍ）
ｔ：前記孔あき鋼板の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：前記孔あき鋼板の幅（ｍｍ）

【0073】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を評価する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力と、前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力とに基づいて、前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力を評価するので、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下において所要の性能を発揮可能な高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力評価方法を提供することができる。

【0074】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力を、前記高性能孔あき鋼板ジベルの設計せん断耐力と前記コンクリートの設計基準強度とに基づいて設定する一方、前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力を、前記フランジプレートにおける前記コンクリートが支圧強度に達したときの曲げモーメントに基づいて設定したので、高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力を簡便に評価することができる。

【0075】

また、本発明に係る他の高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法によれば、下記の算定式（Ｂ１）を設定し、この算定式（Ｂ１）に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力Ｍｕを算定するので、高性能孔あき鋼板ジベルの曲げモーメントに対する曲げ耐力を迅速かつ簡便に評価することができる。
Ｍｕ＝（Ｍｐｕ＋Ｍｆｕ）／γｂ ・・・・式（Ｂ１）
ここに、Ｍｕ：前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）
Ｍｐｕ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルの曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ２）により算定される値。
Ｍｆｕ：前記フランジプレートの支圧による曲げ耐力（ｋＮ・ｍ）であり、下記の式（Ｂ３）により算定される値。
γｂ：部材係数
Ｍｐｕ＝Ｖｐｓｕｄ（ｄ１−Ｖｐｓｕｄ／（２・０．８５σｃｋ・ｂ）） ・・・・式（Ｂ２）
ここに、Ｖｐｓｕｄ：前記フランジプレートを有しないと仮定した場合の前記高性能孔あき鋼板ジベルのせん断耐力（Ｎ）
ｄ１：引張側の前記高性能孔あき鋼板ジベルの有効高さ（ｍｍ）
σｃｋ：前記コンクリートの設計基準強度（Ｎ／ｍｍ^２）
ｂ：圧縮域の前記コンクリートの幅（ｍｍ）
Ｍｆｕ＝ｆａｋ・Ａｂ／２・ｂｐ／２ ・・・・式（Ｂ３）
ここに、Ａｂ＝（ｂｆ−ｔ）・ｂｐ ・・・・式（Ｂ４）
ｆａｋ：前記コンクリートの支圧強度（Ｎ／ｍｍ^２）
Ａｂ：前記フランジプレートの支圧面積（ｍｍ^２）
ｂｆ：前記フランジプレートの幅（ｍｍ）
ｔ：前記孔あき鋼板の板厚（ｍｍ）
ｂｐ：前記孔あき鋼板の幅（ｍｍ）

【0076】

また、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの設計方法によれば、部材とコンクリートとの結合を図るために使用される高性能孔あき鋼板ジベルを設計する方法であって、前記高性能孔あき鋼板ジベルは、前記部材に突設され、かつ、前記コンクリートに埋め込まれ、孔が一段または複数段に開けられた鋼板により構成される孔あき鋼板と、前記孔を貫通するように配置した貫通鉄筋と、前記孔あき鋼板の前記部材に固定される側とは反対側に溶接したフランジプレートと、前記孔あき鋼板の周囲に配置した帯鉄筋とを備えるものであり、前記高性能孔あき鋼板ジベルの耐力を上述した耐力評価方法により評価し、評価した耐力に基づいて前記高性能孔あき鋼板ジベルを設計するので、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下において所要の性能を発揮可能な高性能孔あき鋼板ジベルの設計方法を提供することができる。

【産業上の利用可能性】

【0077】

以上のように、本発明に係る高性能孔あき鋼板ジベルの耐力評価方法および設計方法は、鋼・コンクリート複合構造において鋼材とコンクリートの一体化ずれ止め効果（ジベル効果）を得るために使用される孔あき鋼板ジベルに有用であり、特に、軸力、曲げモーメント、せん断力の同時作用下において所要の性能を発揮可能な高性能孔あき鋼板ジベルに適している。

【符号の説明】

【0078】

１０ 高性能孔あき鋼板ジベル
１２ 鋼桁フランジプレート（部材）
１４ コンクリート部材（コンクリート）
１６ 孔あき鋼板
１６ａ 固定される側
１６ｂ 反対側
１８ 孔
２０ フランジプレート
２２ 帯鉄筋
２４ 貫通鉄筋

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】

【図5】

【図6】

【図7】