(57)【要約】【課題】肌隙を考慮してスタッドのせん断耐力が設定され、信頼性に優れた鋼板コンクリート構造を提供する。【解決手段】鋼板コンクリート構造のスタッドの弾性限界時のせん断耐力（Ｑｅ）を、下記の式（１）を用いて設定する。［数１］2018123600.tif 000029  ここで、σＢはコンクリートの圧縮強度、λはコンクリートの反力係数、Ｂｓはスタッドの軸径である。Ｄｅはスタッドの不動点深さである。ｈは肌隙厚さ、ａはヤング係数比ｎ（＝Ｅｓ／Ｅｃ）に依存した係数、Ｅｓはスタッドのヤング係数、Ｅｃはコンクリートのヤング係数である。【選択図】なし【特許請求の範囲】
【請求項１】
内面側にスタッドが植設された鋼板とコンクリートとを前記スタッドを介して一体形成してなる鋼板コンクリート構造であって、
前記スタッドの弾性限界時のせん断耐力（Ｑｅ）が下記の式（１）を用いて設定されていることを特徴とする鋼板コンクリート構造。
【数１】
2018123600.tif 000024
ここで、σＢはコンクリートの圧縮強度、λはコンクリートの反力係数、Ｂｓはスタッドの軸径である。Ｄｅはスタッドの不動点深さであり、下記の式（２）で算出される。
ｈは肌隙厚さ、ａはヤング係数比ｎ（＝Ｅｓ／Ｅｃ）に依存した係数、Ｅｓはスタッドのヤング係数、Ｅｃはコンクリートのヤング係数である。ｔａｎ−１（）は０〜πの範囲とする。
【数２】
2018123600.tif 000025
【請求項２】
請求項１記載の鋼板コンクリート構造において、
前記スタッドの降伏時のせん断耐力（Ｑｙ）が下記の式（３）及び式（４）を用いて設定されていることを特徴とする鋼板コンクリート構造。
【数３】
2018123600.tif 000026
【数４】
2018123600.tif 000027
σｙはスタッドの降伏強度、ＭＰはスタッドの全塑性モーメントである。式（４）のαは肌隙の影響による耐力低下率であり、肌隙がない場合（ｈ＝０）の降伏時のせん断耐力（Ｑｙ，ｈ＝０）に対する肌隙がある場合のせん断耐力（Ｑｙ）の比である。
【請求項３】
請求項２記載の鋼板コンクリート構造において、
前記スタッドの最大変形時のせん断耐力（Ｑｍ）が下記の式（５）を用いて設定されていることを特徴とする鋼板コンクリート構造。
【数５】
2018123600.tif 000028
ここで、Ａｓはスタッドの軸部断面積である。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼板コンクリート構造に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、鋼板コンクリート構造（以下、ＳＣ構造という）Ｔは、図１に示すように、部材表面を形成する鋼板１、２と、内部のコンクリート３とを一体にして互いの応力を伝達するように構成されている。また、鋼板１、２とコンクリート３の間でせん断力を伝達するために、鋼板１、２のコンクリート３側の面（以下、鋼板裏面という）に頭付きのスタッド４を設けて構成されている。
【０００３】
一方、このようなＳＣ構造Ｔの実務設計で必要となるスタッド４のせん断耐力を算定する際には、多くの実験結果に基づく評価式を用いるようにしている（例えば、特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２０１２−１７８００９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
ここで、床スラブや梁部材の水平材などをＳＣ構造Ｔで施工する場合は、表面側の鋼板１の裏面側に肌隙が生じ易い。また、打設による鋼板１の変形抑止のためにリブ鋼板等による補強材が有る場合は、リブ鋼板がコンクリート３の流動性を阻害し、リブ背面に肌隙が生じるおそれがある。
【０００６】
このような肌隙が生じると、せん断力の伝達機能を有するスタッド４が有効に働かず、スタッド４のせん断耐力が低下することになる。さらに、このスタッド４の耐力低下は、ＳＣ構造Ｔの床スラブや梁材等の機能の低下を招くことになる。
【０００７】
これに対し、スタッド４のせん断耐力を算定する上記従来の評価式は、肌隙の無い試験体を用いた実験結果に基づき構築したものであるため、肌隙が生じうる部材に適用した場合にはその信頼性が十分とは言い切れない。このため、肌隙が生じうるＳＣ構造Ｔの部材に対しても十分に適用可能なせん断耐力算定手法、設計方法を確立することが強く望まれていた。
【０００８】
上記事情に鑑み、本発明は、肌隙を考慮してスタッドのせん断耐力が設定され、信頼性に優れた鋼板コンクリート構造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】
【０００９】
上記の目的を達するために、この発明は以下の手段を提供している。
【００１０】
本発明の鋼板コンクリート構造は、内面側にスタッドが植設された鋼板とコンクリートとを前記スタッドを介して一体形成してなる鋼板コンクリート構造であって、前記スタッドの弾性限界時のせん断耐力（Ｑｅ）が下記の式（１）を用いて設定されていることを特徴とする。
【００１１】
【数１】
2018123600.tif 000002
【００１２】
ここで、σＢはコンクリートの圧縮強度、λはコンクリートの反力係数、Ｂｓはスタッドの軸径である。Ｄｅはスタッドの不動点深さであり、下記の式（２）で算出される。
ｈは肌隙厚さ、ａはヤング係数比ｎ（＝Ｅｓ／Ｅｃ）に依存した係数、Ｅｓはスタッドのヤング係数、Ｅｃはコンクリートのヤング係数である。ｔａｎ−１（）は０〜πの範囲とする。
【００１３】
【数２】
2018123600.tif 000003
【００１４】
また、本発明の鋼板コンクリート構造においては、前記スタッドの降伏時のせん断耐力（Ｑｙ）が下記の式（３）及び式（４）を用いて設定されていることが望ましい。
【００１５】
【数３】
2018123600.tif 000004
【００１６】
【数４】
2018123600.tif 000005
【００１７】
σｙはスタッドの降伏強度、ＭＰはスタッドの全塑性モーメントである。式（４）のαは肌隙の影響による耐力低下率であり、肌隙がない場合（ｈ＝０）の降伏時のせん断耐力（Ｑｙ，ｈ＝０）に対する肌隙がある場合のせん断耐力（Ｑｙ）の比である。
【００１８】
さらに、本発明の鋼板コンクリート構造においては、前記スタッドの最大変形時のせん断耐力（Ｑｍ）が下記の式（５）を用いて設定されていることがより望ましい。
【００１９】
【数５】
2018123600.tif 000006
【００２０】
ここで、Ａｓはスタッドの軸部断面積である。
【発明の効果】
【００２１】
本発明の鋼板コンクリート構造においては、肌隙を考慮してスタッドのせん断耐力が設定され、信頼性に優れた鋼板コンクリート構造を実現することが可能になる。
【図面の簡単な説明】
【００２２】
【図１】本発明の一実施形態に係る鋼板コンクリート構造を示す斜視図（部分断面図）である。
【図２】本発明の一実施形態に係る鋼板コンクリート構造のスタッドのせん断力−ずれ変位の関係を示す図である。
【図３】本発明の一実施形態に係る鋼板コンクリート構造のスタッドの模式図（ａ）、弾性限界時の変形状態（ｂ）、力の釣合い状態（ｃ）を示す図である。
【図４】本発明の一実施形態に係る鋼板コンクリート構造のスタッドの降伏時の水平反力分布状態（ａ）、モーメント分布状態（ｂ）、力の釣合い状態（ｃ）を示す図である。
【図５】スタッドの押し抜き試験の試験方法を示す図である。
【図６】スタッドの押し抜き試験の結果を示す図であり、肌隙１ｍｍのケース：（ａ）、肌隙８ｍｍのケース：（ｂ）、肌隙１５ｍｍのケース：（ｃ）のスタッド１本あたりのせん断力−ずれ変位の関係を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２３】
以下、図１から図６を参照し、本発明の一実施形態に係る鋼板コンクリート構造について説明する。
【００２４】
ここで、本実施形態は、図１に示すように、部材表面を形成する鋼板１、２と内部のコンクリート３を一体形成してなるＳＣ構造（鋼板コンクリート構造）Ｔに関するものである。また、本実施形態は、スタッド４のせん断耐力を算定する方法に特徴を有し、特に、肌隙が有る・無しの両ケースについて、スタッド４の弾性限界時、降伏時及び最大時の各事象におけるせん断耐力を好適に算定することが可能なスタッド４のせん断耐力の算定方法、及び肌隙の有無に関わらずスタッド４の設計（本数、径）を可能にする設計方法に特徴を有するＳＣ構造Ｔに関するものである。
【００２５】
＜スタッドのせん断耐力の定式化＞
はじめに、ＳＣ構造Ｔのスタッド４のせん断力−ずれ変位関係は、図２のように表すことができる。弾性限界時（Ｅ）、降伏時（Ｙ）及び最大時（Ｍ）の各事象について、肌隙が有る・無しの両ケースに適用できるせん断耐力の評価式を構築する。
【００２６】
１）弾性限界時のせん断耐力（Ｑｅ）
本実施形態では、杭材の設計で用いられる弾性支承梁理論に準拠し、弾性限界時のせん断耐力（Ｑｅ）を導出することとした。
【００２７】
具体的に、まず、日本建築学会「建築基礎構造設計指針（以下、ＡＩＪ基礎指針という）」には、杭が地上に突出している場合の杭頭固定における理論解が示されており、杭頭の変位（ｙ０）と水平力（Ｈ）の関係は次の式（６）、式（７）で与えられる。
【００２８】
【数６】
2018123600.tif 000007
【００２９】
【数７】
2018123600.tif 000008
【００３０】
ｈｐは地上から杭頭までの距離（突出長さ：ｍｍ）、Ｅｐは杭のヤング係数（Ｎ／ｍｍ２）、Ｉｐは杭の断面２次モーメント（ｍｍ４）、ｋｈは水平地盤反力係数（Ｎ／ｍｍ３）、Ｂｐは杭径（ｍｍ）である。
【００３１】
水平地盤反力係数（ｋｈ）は、実地盤を対象にした種々の評価式が提案されているが、本実施形態では理論解として多用されているＦｒａｎｃｉｓの次の式（８）を用いてｋｈを評価することとした。Ｅは地盤の変形係数（Ｎ／ｍｍ２）、νは地盤のポアソン比である。
【００３２】
【数８】
2018123600.tif 000009
【００３３】
そして、本実施形態では、ＳＣ構造に対応させるように、地盤をコンクリートに、杭材をスタッドに置き換えて式（６）〜式（８）を適用することとした。
【００３４】
スタッドとコンクリートのヤング係数比をｎ（＝Ｅｓ／Ｅｃ）、コンクリートのポアソン比を０．２３、スタッドの軸径をＢｓとして断面２次モーメントをＩｓ＝πＢｓ４／６４とすれば、式（８）のｋｈ・Ｂｓ（＝ｋｈ・Ｂｐ）は式（９）となり、特性値βは式（７）と式（９）から式（１０）となる。
【００３５】
【数９】
2018123600.tif 000010
【００３６】
【数１０】
2018123600.tif 000011
【００３７】
ここに、Ｅｃ（＝Ｅ）はコンクリートのヤング係数（Ｎ／ｍｍ２）、Ｅｓ（＝ＥＰ）はスタッドのヤング係数（Ｎ／ｍｍ２）、ｎはヤング係数比（ｎ＝Ｅｃ／Ｅｓ）、Ｂｓ（＝ＢＰ）はスタッドの軸径（ｍｍ）、ｈ（＝ｈｐ）は肌隙厚さ（ｍｍ）、Ｉｓ（＝Ｉｐ）はスタッドの断面２次モーメント（ｍｍ４）である。
【００３８】
ヤング係数比は、高強度コンクリートを用いた場合からクリープを考慮した設計用の値までを考慮すれば９〜１５の範囲と考えられる。このため、式（１０）から次の式（１１）が得られる。ａはヤング係数比（ｎ）に依存した係数で、ｎ＝９で０．９５、ｎ＝１５で０．８３となる。
【００３９】
【数１１】
2018123600.tif 000012
【００４０】
そして、本実施形態では、ＳＣ構造Ｔの試験体を用いて行った試験終了後のスタッド４の損傷状況の観察から、スタッド４の変形は付け根付近に集中することが確認されているため、この知見に基づいてコンクリート３の表面付近が剛性低下を生じる時を弾性限界とみなす。
【００４１】
スタッド４の弾性限界時のせん断力抵抗機構を模式的に示すと図３のようになる。本実施形態では、図２に示した力−変位関係の第一折れ点のせん断抵抗機構を、肌隙Ｓの有る場合に拡張して弾性限界点（Ｅ）を導出することとした。
【００４２】
ここで、コンクリート３の応力ひずみ関係は非線形であるが、圧縮強度の１／３が長期許容圧縮応力度であることを考慮し、コンクリート３の表面付近の最大応力度が支圧強度の１／３になる時を剛性低下の開始とする。コンクリート３の支圧強度は、ＡＩＪ基礎指針のＢｒｏｍｓによる極限水平抵抗力の算定方法（粘性土の場合）に準拠して設定することとした。
【００４３】
すなわち、Ｂｒｏｍｅｓは粘性土の支圧強度を非排水せん断強さ（Ｃｕ）に対してλ・Ｃｕ（λ＝８〜１２）としており、粘性土の１軸圧縮強度（ｑｕ）をｑｕ＝２・Ｃｕとすれば、支圧強度はλ／２・ｑｕとなる。これに基づき、コンクリート３の支圧強度は、１軸圧縮強度（σＢ）を用いてλ／２・σＢとすることとした。
【００４４】
そして、本実施形態のスタッド４のせん断耐力の算定方法においては、弾性限界時のせん断耐力を算出する算定式として、以下の特徴的な考え方：１−ａ）に基づいて構築した次の式（１２）を用いる。
【００４５】
１−ａ）コンクリート表面から不動点（図３のＡ点）までのコンクリート３の反力を三角形分布とし、最大反力を１／６・λσＢとモデル化して、弾性限界時のせん断耐力を算出する（式（１２））。
【００４６】
【数１２】
2018123600.tif 000013
【００４７】
ここで、σＢはコンクリートの圧縮強度（Ｎ／ｍｍ２）である。λはコンクリートの反力係数であり、８〜１２の数値である。Ｂｓはスタッドの軸径（ｍｍ）である。Ｄｅはスタッドの不動点深さ（ｍｍ）であり、下記の式（１３）で算出される。
【００４８】
ｈは肌隙厚さ（ｍｍ）である。ａはヤング係数比ｎ（＝Ｅｓ／Ｅｃ＝９〜１５）に依存した係数であり、ｎが９でａ＝０．９５、ｎ＝１５でａ＝０．８３となる。Ｅｓはスタッドのヤング係数（Ｎ／ｍｍ２）、Ｅｃはコンクリートのヤング係数（Ｎ／ｍｍ２）である。
【００４９】
【数１３】
2018123600.tif 000014
なお、ｔａｎ−１（）は０〜πの範囲とする。
【００５０】
２）降伏時のせん断耐力（Ｑｙ）
次に、降伏時のせん断抵抗機構は図４に示す通りである。
そして、本実施形態における降伏時のせん断耐力を算出する算定式を、以下の特徴的な考え方：２−ａ）、２−ｂ）、２−ｃ）に基づいて構築する。
【００５１】
２−ａ）降伏時は、弾性限界を超えて鋼板１（２）の裏面／内面のスタッド４の付け根部が全塑性モーメントに達した後、スタッド４の中間部でも全塑性モーメントに到達し、両位置で塑性ヒンジが形成された状態を想定する。
２−ｂ）コンクリート３の表面からスタッド４の中間部（図４のＢ点）の塑性ヒンジまでのコンクリート３の反力分布を、支圧強度（λ・σＢ／２）の一様分布とし、力の釣合いから降伏時のせん断耐力を算出する。
２−ｃ）そして、肌隙Ｓによる降伏せん断耐力の低下（耐力低下率：α）を算出する。
【００５２】
具体的に、本実施形態では、まず、Ｂｒｏｍｓの極限水平抵抗力の算定方法に準拠し、降伏時のせん断耐力を導出することとした。
【００５３】
すなわち、二つの塑性ヒンジ間におけるコンクリート３の反力は、全域で支圧強度に達しているとした。力の釣合いから降伏時のせん断耐力（Ｑｙ）は式（１４）となり、スタッド４の中間部の塑性ヒンジ回りのモーメントから式（１５）を得ることができる。
【００５４】
【数１４】
2018123600.tif 000015
【００５５】
【数１５】
2018123600.tif 000016
【００５６】
なお、σｙはスタッドの降伏強度（Ｎ／ｍｍ２）、ＭＰはスタッドの全塑性モーメント（式（１６））である。
【００５７】
【数１６】
2018123600.tif 000017
【００５８】
式（１４）〜式（１６）より、降伏時のせん断耐力（Ｑｙ）は次の式（１７）となる。
【００５９】
【数１７】
2018123600.tif 000018
【００６０】
ここで、肌隙Ｓが無い場合（ｈ＝０）の降伏時のせん断耐力（Ｑｙ，ｈ＝０）に対する肌隙Ｓが有る場合の耐力（Ｑｙ）の比を、肌隙Ｓの影響による耐力低下率（α）とすれば、αは式（１７）から式（１８）で与えられる。
【００６１】
この式（１８）は、肌隙Ｓによる耐力低下がコンクリート３とスタッド４の強度比（σＢ／σｙ）、並びに肌隙Ｓの厚さとスタッド４の軸径の比（ｈ／ＢＳ）に関係することを示す。
【００６２】
【数１８】
2018123600.tif 000019
【００６３】
３）最大変形時のせん断耐力（Ｑｍ）
次に、本実施形態のスタッドのせん断耐力の算定方法では、最大変形時のせん断耐力を算出する算定式を、以下の特徴的な考え方：３−ａ）に基づいて構築する。
【００６４】
３−ａ）肌隙Ｓが無い場合の既往の最大せん断耐力に耐力低下率（α）を乗じることにより、肌隙Ｓの有る・無しの両ケースについて最大せん断耐力を算定する。
【００６５】
肌隙Ｓが無い場合の最大変形時のせん断耐力（Ｑｍ，ｈ＝０）は幾つかの評価式が提案されているが、本実施形態では日本建築学会「各種合成構造設計指針・同解説」に採用されている式（１９）を耐力式に用いることとした。この式はＪ．Ｗ．Ｆｉｓｈｅｒらが提案した実験式に基づいており、建築の分野では実務設計で多用されているものである。また、コンクリート４のヤング係数（Ｅｃ）は式（２０）を評価式として用いる。
【００６６】
ここで、式（１９）中の√（σＢ・Ｅｃ)は５００Ｎ／ｍｍ２以上９００Ｎ／ｍｍ２以下とし、９００Ｎ／ｍｍ２を超える場合は９００Ｎ／ｍｍ２とする。また、スタッド４の軸径は１３ｍｍ以上２２ｍｍ以下とし、かつその長さ（Ｌ）と軸径（ＢＳ）の比は４以上（Ｌ／Ｂｓ≧４）とする。なお、Ａｓはスタッド４の軸部断面積（ｍｍ２）、γはコンクリート３の気乾単位体積重量（ｋＮ／ｍ３）である。
【００６７】
【数１９】
2018123600.tif 000020
【００６８】
【数２０】
2018123600.tif 000021
【００６９】
次に、肌隙Ｓが有る場合の最大時のせん断耐力は、上記の式（１９）の耐力値より低下する。その耐力低下率は降伏時の場合と同程度とみなせば肌隙Ｓの有る場合を含めた最大時のせん断耐力は、式（２１）で与えられる。
【００７０】
【数２１】
2018123600.tif 000022
【００７１】
（実施例）
ここで、肌隙が有る場合の押し抜き試験を行い、試験結果と本実施形態のスタッドのせん断耐力の算定方法による計算結果の比較を行い、本実施形態のスタッドのせん断耐力の算定方法の妥当性を検討した結果について説明する。
【００７２】
本実施例でのスタッドの押し抜き試験の概要と試験条件は図５及び表１に示す通りである。
【００７３】
【表１】
2018123600.tif 000023
【００７４】
図６はせん断力−ずれ変位関係の試験結果を示している。なお、図６（ａ）は肌隙１ｍｍのケース、図６（ｂ）は肌隙８ｍｍのケース、図６（ｃ）は肌隙１５ｍｍのケースの結果である。また、図中に、本実施形態のスタッドのせん断耐力の算定方法と肌隙無しの既往評価式によるせん断耐力の計算結果を併せて示している。
【００７５】
これらの図から、本実施形態のスタッドのせん断耐力の算定方法によるせん断耐力は、試験結果のせん断耐力と良く整合していることが確認された。すなわち、本実施形態のスタッドのせん断耐力の算定方法は設計に好適に用いることが可能であることが実証された。
【００７６】
したがって、本実施形態においては、肌隙の有る・無しの両ケースについて、スタッドの弾性限界時、降伏時および最大時のせん断耐力を簡便に算定することができる。
【００７７】
また、床スラブや梁等の水平部材をＳＣ構造Ｔで設計する場合に、肌隙Ｓが生じやすいにも関わらず、現状で考慮できなかった肌隙Ｓによるスタッド４の耐力低下を見込んだＳＣ構造部材の設計が可能になる。
【００７８】
よって、本実施形態のＳＣ構造Ｔにおいては、肌隙Ｓを考慮してスタッド４のせん断耐力が設定され、信頼性に優れた鋼板コンクリート構造Ｔを実現することが可能になる。
【００７９】
さらに、本実施形態のスタッドのせん断耐力の算定方法を用いてスタッド４の設計を行うことで、スタッド４の本数及び径を適切に決定することが可能になるため、コストの削減及び施工性の向上を図ることが可能になる。
【００８０】
また、壁などの鉛直部材に加えて水平部材にもＳＣ構造Ｔで設計可能になり、これまで以上にＳＣ構造Ｔの建築や土木の分野などへの適用性の拡大を図ることができる。
【００８１】
以上、本発明に係る鋼板コンクリート構造の一実施形態について説明したが、本発明は上記の一実施形態に限定されるものではなく、その趣旨を逸脱しない範囲で適宜変更可能である。
【符号の説明】
【００８２】
１    鋼板
２    鋼板
３    コンクリート
４    スタッド
Ｓ    肌隙
Ｔ    鋼板コンクリート構造
【図１】
2018123600.tif 000030
【図２】
2018123600.tif 000031
【図３】
2018123600.tif 000032
【図４】
2018123600.tif 000033
【図５】
2018123600.tif 000034
【図６】
2018123600.tif 000035