論文・報告

スタッド径と鋼板厚に関する一考察
A Consideration of Relationship between Stud Dia Meter and Steel PlateThickness

桝田 智子
Tomoko MASUDA

高田 嘉秀
Yoshihide TAKADA

宮地 真一
Shinichi MIYACHI

川田工業㈱橋梁事業部大阪技術部

川田工業㈱橋梁事業部EM室

川田工業㈱橋梁事業部東京技術部

大石 隆宏
Takahiro OISHI
川田工業㈱橋梁事業部保全室

スタッドジベルは，全円周方向にずれ抵抗機能を有するという特徴があり，鋼・コンクリート合成構造のずれ止めとして使用されている。スタッドジベルの静的・疲労強度特性に関しては，これまでに多くの実験・解析が行われており，それらの結果が設計基準などに反映されている。しかし，スタッド径とスタッドを溶接する鋼板厚の関係に関しては，明確に示されていないのが現状である。そこで本報告では，スタッド径と鋼板厚の関係に着目し，既往の研究を整理し，スタッド径と鋼板厚をパラメータとしたスタッドの引張試験，鋼板引張疲労試験を実施し，スタッドを溶接する鋼板厚に関して考察するものである。
キーワード：スタッド付き鋼板，最小板厚，疲労強度る。また，ずれ止めを溶接する鋼板の最小板厚について

1．はじめには種々の規定1），3），4），5），6）があるが，スタッドを溶接するスタッドジベル（以下，スタッドと記す）は全円周方鋼板の最小板厚を，それら各規定より小さくできる可能向にずれ抵抗機能を有するという特徴があり，鋼・コン性について検討することで，スタッドの適用範囲の拡大

クリート合成構造のずれ止めとして使用されている。スやコスト縮減が期待できると考えられる。

タッドが溶接された鋼板（以下，スタッド付き鋼板と記

そこで本研究では，これまでにスタッド径と鋼板厚す）の疲労特性については，これまで多くの実験が行わの関係に関わる各基準や既往の文献を整理し7），スタッれており，それらの結果が「鉄道構造物等設計標準・同ド付き鋼板の板厚とスタッド径をパラメータとした鋼板解説，鋼・合成構造物」（運輸省監修，2000年7月）1 ），引張疲労試験8）および，スタッドの静的引張試験を実施「鋼構造物疲労設計指針・同解説」（日本鋼構造協会，してきた。この研究成果としては，比較的施工が容易な1993年） に反映されている。これらに示された，スタッスタッドについて疲労強度上の信頼性を高め，実施工へド付き鋼板の疲労強度は図1に示すように，スタッド付の適用をさらに促進する上で，有用な技術資料が得られき鋼板のみに引張力を与えた場合と，スタッドのみにせたことから，ここにその結果を報告する。

2）

ん断力を与えた場合について，各々スタッド付き鋼板の板厚，スタッド径に無関係に疲労強度，疲労設計曲線が示されており，スタッド径とスタッドを溶接する鋼板厚の関係については，明確に示されていないのが現状であ

2．スタッド付き鋼板に関する基準
スタッド付き鋼板の最小板厚に関する基準を表1に示
表1 ずれ止めを溶接する鋼板の最小板厚に関する基準
文

引張力
せん断力

引張力

主板断面（E等級）

スタッド断面（S等級）

図1 スタッド付き鋼板の疲労強度等級

14

川田技報

Vol.24 2005

献基

準

鉄道構造物等設計標準・
同解説 鋼・合成構造物1）

ずれ止めを溶接するフランジの板厚はⅠ桁橋で15 mm以上，箱桁橋で13 mm以上

道路橋示方書・同解説
Ⅱ鋼橋編 6）

スタッドを溶接するフランジの板厚は10 mm以上

スタッド溶接3）（スタッド協会）

溶落ちや極端なひずみを生じない板厚は，スタッド径の1/3 mm以上

BS5400 part5 4）

スタッド軸径d≦2.0×（圧縮フランジ厚）
スタッド軸径d≦1.5×（引張フランジ厚）

Eurocode 4 5）

スタッド軸径d≦2.5×（圧縮フランジ厚）
スタッド軸径d≦1.5×（引張・疲労フランジ厚）す。文献 1）では馬蹄形ジベルなどの剛なずれ止めに着が小さい場合には，スタッド溶接側の鋼板に疲労亀裂が目したものであり，スタッドに着目した基準ではない。

発生し，亀裂は鋼板下面まで斜めに進展し，鋼板が疲労いずれもスタッドの溶接性に着目した基準が多い が，破断する破壊形態であった。鋼板厚が大きくなると，疲BS5400 ，Eurocode4 では，引張力を受ける鋼板と，圧労亀裂が溶接余盛下側から発生し，余盛ごとスタッドが縮力を受ける鋼板とでは最小板厚が異なる。引張力を受疲労破断する破壊形態，あるいはスタッド軸部の溶接余ける鋼板厚の方が圧縮力を受ける鋼板厚より大きくなっ盛部上側に疲労亀裂が発生し，スタッドが抜け出すようており，連続合成桁中間支点上の上フランジなどの引張な破壊形態であった。

3）

4）

5）

力を受ける部材に配慮がなされている。しかしながら，いずれも最小板厚の明確な根拠は示されていない。

3．スタッド径と鋼板厚に着目した既往の研究

この結果をG.G.GOBLEの静的押抜き試験で用いられたスタッド径と鋼板厚の関係であるds/tfで評価した結果を表2に示す。表2より，d s /t f ＝2.9では鋼板が疲労破断，ds/tf＝2.2ではスタッドが疲労破断しており，ds/tf＝2.7をスタッド径と鋼板厚の関係に着目した既往の研究を以境に破壊形態が変化した図2に示す結果との関連性が認下に示す。板厚・スタッド径の影響に着目したこれらのめられる。よって，スタッドがせん断力を受ける場合の試験は主に，スタッドにせん断力のみ作用させる押抜き鋼板の最小板厚は，ds/tf＜2.7の関係を満足する板厚（表3試験タイプの試験方法で行われており，ここでは，押抜参照）とすればよいと考えられる。

き試験でのスタッド径と鋼板厚の関係について考察する。
（1）静的押抜き試験

表2 ds/tfで評価した疲労試験の結果
スタッド径
d（mm）
sG.G.GOBLE はスタッド径（ds）と鋼板厚（tf）の関9）13係に着目した静的押抜き試験を行い，スタッド径と鋼板厚の比であるds/tfをパラメータとした押抜き試験体の破壊モードがd s /t f ＝2.7を境に変化することを報告してい鋼板厚t（mm）
fds/t f4.52.9鋼板が疲労破断

62.2

余盛ごとスタッドが疲労破断

91.4

余盛上側からスタッドが抜け出す

破壊形態

表3 スタッドを溶接する鋼板の最小板厚（せん断力が作用する場合）る。破壊モードは図2に示すように，ds/t f＜2.7の場合にスタッド径d（mm）
s

最小板厚

135 mm以上

166 mm以上

198 mm以上

229 mm以上

はスタッドのせん断破壊，ds/tf＞2.7の場合には鋼板からの破断であった。

4．静的引張試験
スタッドの溶接性を確認するためにJIS B 11989）にスタds/tf ＜ 2.7

スタッドのせん断破壊

ds/tf ＞ 2.7

ッド溶接部の引張試験が規定されている。これは，スタスタッド付き鋼板の破断

図2 静的押抜き試験による破壊形態（G.G.GOBLE9））

松井ら断せず，スタッド軸部で破断することを確認する試験である。この試験方法に従い，引張力を受けるスタッドの（2）押抜き疲労試験10）ッドの軸方向に引張荷重を載荷したときに，溶接部で破は，スタッド径と鋼板厚の関係に着目した押鋼板厚とスタッド径の関係に着目し，スタッドの静的軸抜き疲労試験を行っている。この押抜き疲労試験は，ロ方向引張試験を行う。

ビンソン型合成床版の下鋼板に溶接されるスタッドを想（1）試験体の形状と試験方法定しており，スタッドの根元部の回転拘束を合成床版に引張試験の試験体の形状を図4に，試験体のスタッド近似させるために，せん断力を載荷するH鋼とスタッド径と板厚の組合せを表4に示す。スタッド径16 mmに対を溶接した鋼板との間に3 mm程度の隙間を設けた押抜表4 試験体の種類

スタッド

き疲労試験である。試験体のスタッド径は13 mmに対し，試験体番号

板厚（mm） スタッド径（mm）

鋼板厚を4.5，6，9 mmと変化させて疲労試験を行った結

T1T29果，図3に示すような破壊形態が得られた。図3より板厚T310T411T510T613T715T825100010

図4 引張試験体

板厚6, 9 mm

板厚6 mm

板厚4.5 mm

図3 押抜き疲労試験による破壊形態（松井ら ）10）

6T932T1013T1115T1225T133216192215

して鋼板厚は6，9〜11 mm，スタッド径19 mmに対しては，19 mmで約126.4 kN，スタッド径22 mmで約171.4 kNであ

鋼板厚は10，13，15，25，32 mm，スタッド径22 mmにった。破壊形態が鋼板からの栓抜けであったスタッド径対しては13，15，25，32 mmの組合せの試験体を製作し16 mm，鋼板厚6 mmの試験体では，最大引張荷重が約た。試験体の鋼板の材質はSS400，スタッドの材質は78.0 kNであった。この試験体No.T1のスタッド径（d s）SS400相当である。試験体の大きさはJIS B 1198 に従いと鋼板厚（tf）の関係はds/tf＝2.7であり，図2に示す破壊形決定し，試験体の鋼板およびスタッド軸部にはひずみゲ態の境界であった。その他の試験体はds/tf＜2.7を満足すージを貼り，荷重載荷時の鋼板およびスタッドのひずみる試験体であり，破壊形態はスタッド軸部での破断であを測定した。また試験治具には変位計を取り付け，試験った。よってスタッドに軸引張力が作用する場合におい体の変位（伸び）を計測した。 試験装置を写真1に示す。ても，スタッドを溶接する鋼板の最小板厚は，ds/tf＜2.7

300 kNの油圧式万能試験機を使用し，試験体に荷重載荷を満足する方がよいと考えられる。

11）

用の治具を取り付け，スタッド頭側から試験体に引張荷試験体No.T1の鋼板とスタッドの応力状態について，重を載荷した。

図6に示す。図6より，スタッドを溶接した鋼板表面の応（2）試験結果

力分布から引張荷重が49.2 kNで鋼板が降伏しているこ

図5に最大引張荷重と鋼板厚の関係を示す。スタッドとがわかる。鋼板が降伏したときのスタッド軸部の応力径16 mmの試験体では，板厚6 mmの試験体（No.T1）に状態からスタッドは弾性範囲内にあり，鋼板が先行してついてはスタッドが母材ごと栓抜けする破壊形態であっ降伏したことが確認できる。また試験体の鋼板上下面のた。鋼板厚9 mm以上の試験体は，すべてスタッド軸部で応力状態から，鋼板に板曲げが発生していることが確認破壊する破壊形態であった。スタッド径19 mm，22 mmできるが，鋼板厚の大きな試験体ではこのような鋼板のの試験体もすべてスタッド軸部で破壊する破壊形態であ板曲げは確認されなかった。

った。最大引張荷重は，板厚9 mm以上の試験体で，板スタッド軸部から破壊した試験体では，スタッドに引厚に関係なくスタッド径16 mmで約97.2 kN，スタッド径張力を載荷することにより，荷重の増加に伴い，スタッド軸部の中心付近でスタッドの伸びが大きくなり，最大荷重に達した後，スタッド軸部がくびれて破断した。図7にスタッドの伸び率（試験終了後のスタッドの長さを試引張力載荷方向験開始前のスタッド長さで除した値）と鋼板厚の関係を載荷治具示す。板厚に関係なくスタッドの伸び率は1.15〜1.2倍であった。
100
スタッドの応力

載荷荷重（kN）

80

変位計

試験体

鋼板下面の応力60鋼板の降伏 49.2ｋＮ

40
鋼板上面の応力20載荷治具−2000−1500−1000−50000500

1000

1500

2000

応力（N/mm2）

図6 鋼板とスタッドの応力状態（試験体No.T1）

写真1 試験装置
200

1.30150
スタッド径d19
最大荷重126.4 kN（スタッド軸部で破断）

1.20

100

伸び率

最大荷重（kN）

スタッド径d22
最大荷重171.4 kN（スタッド軸部で破断）

スタッド径d16
最大荷重97.2 kN（スタッド軸部で破断）

1.10500スタッド径d16
最大荷重78.0 kN（スタッド栓抜け）

0510152025板厚（mm）

図5 鋼板厚と最大引張荷重の関係

16

川田技報

スタッド径 d16
スタッド径 d19
スタッド径 d22

スタッド径 d16
スタッド径 d19
スタッド径 d22Vol.24 2005

30351.00
05101520板厚（mm）

2530

図7 スタッドの伸び率と鋼板の関係

35

鋼板引張5．鋼板引張疲労試験

30060

スタッド付き鋼板の板厚とスタッド径の関係を評価す

0100

るために，鋼板が引張力を受ける場合のスタッド付き鋼

30070

スタッド板の疲労試験を実施する。
（1）試験体の形状と試験方法

95

図8に示す形状・寸法の試験体を用いて，鋼板に引張図8 疲労試験体力を載荷する疲労試験を行った。疲労試験体の鋼板厚とた，試験体No.T3の試験体のスタッドをカットし，グラインダーで仕上げた試験体（No.T14）の疲労試験も行った。スタッドを溶接する鋼板の材質はSS400，スタッドの材質はSS400相当である。試験体の鋼板厚が15 mm以1000
応力範囲 Δσ（N/mm2）

スタッド径の関係は引張試験と同様の組合せとする。まJSSC A

JSSC E下の疲労試験は，100 kNの小型疲労試験機を使用し，鋼板厚25 mm，32 mmの試験体は，500 kNの油圧ジャッキ

JSSC C

100

1010 000

T1T2T3T4T5T6T7T8T9T10T11T12T13T14

100 000を使用し疲労試験を行った。下限荷重10 kNの片振り引1 000 000繰返し回数 N

10 000 000

100 000 000

図9 S−N線図張とし，繰返し速度は10 Hzで鋼板の引張応力範囲を変スタッド化させて疲労試験を行った。
（2）試験結果
疲労試験で得られたS-N線図を図9に示す。図の縦軸は鋼板の公称引張応力についての応力範囲，横軸は繰返し回数である。繰返し回数は試験機が停止した時点の回数とし，打ち切り限界は10 000 000回とした。図中には文献1）に示されている，スタッド付き鋼板に引張力を載荷した場合の疲労強度等級E等級を示している。
図9より，試験体No.T14をのぞき，すべての試験体の

写真2 試験体No.T3の破断面
15015070

疲労強度等級はE等級と同程度であり，板厚，スタッド15015070径の影響は見られなかった。写真2に試験体No.T3の破断面を示す。ビーチマークから疲労亀裂は，スタッド溶接止端部の鋼板側に発生し，板厚・板幅方向に亀裂が進展したことがわかる。この破壊形態は，すべての試験体で同じであった。スタッドをカットし，グラインダー仕上げした試験体（No.T14）とスタッドがある試験体を比較上端から3 mm（応力集中ゲージ位置）

図10

試験体No.T3の破断面

すると，スタッド溶接部の幾何学的形状の影響を取り除に貼り付けた。測定したひずみは，スタッド付き鋼板のいた分，繰返し回数は長くなった。よってスタッド溶接応力集中が最も卓越する応力成分である鋼板引張力載荷部の疲労は，熱影響部よりも，スタッドを溶接したこと方向のσxのひずみを測定した。図11（a），（b）に試験による幾何学的形状の変化の影響が大きいと考えられる。

体No.T3，T14の荷重載荷方向のスタッド溶接側とスタッ

6．スタッド溶接部近傍の応力状態（1）静的応力測定試験

ド非溶接側の鋼板表面応力分布の測定結果を示す。載荷荷重は，鋼板の公称引張応力が100 N/mm 2の結果である。
2つの試験体ともに疲労亀裂が発生したスタッド溶接止疲労試験開始前に，各疲労試験体にひずみゲージを貼端部において左右対称に応力集中が生じている。スタッり付け，スタッド溶接部近傍の応力状態を確認した。スドをカットした試験体No.T3は，公称応力に対し1.07倍

タッド溶接部近傍のひずみゲージは，図10に示す位置にの応力集中が確認された。スタッドありの試験体No.T3貼り付けた。スタッド溶接止端部には，5連ゲージを貼では公称応力に対し1.22倍の応力集中が確認された。こり付け，溶接止端部の応力集中を確認した。5連ゲージ

れより，スタッド溶接部の熱影響より，スタッドを溶接は，ゲージの貼り付けが可能で溶接止端部に最も近い位したことによる幾何学的形状の変化が応力集中に与える置とし，各試験体の溶接余盛り部止端から3 mmの位置影響が大きいことがわかった。 スタッドが溶接された

17

試験体すべてにおいて，スタッド溶接止端部の応力集中析モデルを図12に示すように，試験体の対称性を利用し率は公称応力に対して約1.2〜1.3倍であり，板厚・スタッドて全体の1/4についてモデル化を行った。スタッド溶接部径に関係なくほぼ一定であった。の余盛り形状は，平均的な余盛りの形状を参考として円（2）立体有限要素法解析

筒形（余盛りと鋼板のなす角度は90°）とし，図12に示

静的な応力測定結果から，スタッド溶接止端部においすように，応力集中が予想される溶接止端部付近の鋼板て応力集中が確認された。そこで立体有限要素法解析に表面の要素は，0.5×0.5×0.5 mmの立方体に分割した。なよりスタッド溶接止端部の応力状態を明らかにする。解お，スタッド径と鋼板厚が変化しても溶接止端部付近の200要素の大きさは等しいものを使用した。境界条件は図132）
応力 σ（N/mmx

試験体No.T14に示すように，試験体の1/4をモデル化していることにスタッドカットよる対称条件と，荷重を与えている面では，全節点がx150方向に同一の挙動を示すようにし，y軸周りの回転が生σmax = 107 N/mm2
荷重載荷方向じないようにした。解析に使用した鋼材のヤング係数

100はEs＝2.06×105 N/mm2，ポアソン比νs＝0.3である。まスタッド溶接側−100 −80 −60 −40 −2050−0X座標

20スタッド溶接裏側

406080100を示す。載荷荷重は，板厚に関係なく鋼板の公称応力（a）試験体No.T14σ0＝100 N/mm2となる荷重を載荷した。

2002）
応力 σ（N/mmx

試験体No.T3σmax = 122 N/mm2

た，表5に解析に使用したスタッド径と鋼板厚の組合せ

鋼板厚10 mm，スタッド径16 mmの組合せについて，最も卓越する荷重載荷方向の応力成分σxに着目した解析結150果を図14に示す。図の横軸は荷重載荷方向のx軸，縦軸は荷重載荷方向

鋼板応力σxである。図中には，応力集中を測定した結果

100

スタッド溶接側−100 −80 −60 −40 −2050−0X座標2040も示しており，解析結果と実験結果がほぼ一致し，解析スタッド溶接裏側

6080100であったと考えられる。この図より，疲労亀裂が発生し（b）試験体No.T3

図11モデルの境界条件や，要素分割は検討目的に対して妥当たスタッド溶接止端部分で応力集中が確認できる。スタスタッド溶接部近傍の応力分布（σx）

ッド溶接止端の応力集中と鋼板厚の関係について，図15に示す。図の縦軸は，スタッド溶接止端の最大応力（σx）と公称応力との比である応力集中率（σx/σ0），横軸は鋼dyz

板厚である。この図より，解析より得られた溶接止端のx応力集中率は，板厚が大きくなるにつれて大きくなり，

t250
200

応力σx（N/mm2）

解析モデル
0.5×0.5×0.5 mm

150
荷重載荷方向100
スタッド溶接側（実験値）
スタッド溶接裏側（実験値）
スタッド溶接側（FEM）
スタッド溶接裏側（FEM）

50−100 −80 −60 −40 −200020406080100

X座標

スタッド近傍の要素分割

図12

鋼板厚 10 mm
スタッド径 16 mm

図14解析モデルとスタッド近傍の要素分割

解析結果

z＝0面対称条件
z方向変位を拘束
x軸まわりの回転拘束

yσxz

σx＝0面対称条件
x方向変位を拘束
xz軸まわりの回転拘束

図1318境界条件

川田技報

鋼板厚（mm）

スタッド径d（mm）

616199161910161911161920−

1925−

1930−

19501619Vol.24 2005

応力集中率（σx/σ0）

2.5

表5 スタッドと鋼板厚の組合せ

2.01.51.0
赤･･････溶接ビード止端（解析値）
青, 黒･･･溶接ビード止端から3 mmの位置

0.50.0

実測値d16FE解析値, d190510実測値d19FE解析値, d16152025実測値d22FE解析値, d193035FE解析値, d1640

板厚（mm）

図15

スタッド溶接止端の応力集中

4550

0.02

y方向変位量 δ（mm）

スタッド径16 mm
スタッド径19 mm

0.015

0.010.005

00102030405060

板厚 t（mm）

図16

変形図（FE解析結果）

図17

板厚と変位量の関係

板厚25 mmを超えると応力集中率はほぼ一定になり，スタ破断しない。

ッド径の違いによる影響もほとんどなかった。またグラフ（2）スタッドの静的引抜試験の結果，スタッドを溶接す中には，静的応力測定試験で測定したスタッド溶接止端部る鋼板の板厚が小さいケース（ds/tf≒2.7）で，スタッドがの応力集中率も示している。このときのひずみゲージに貼鋼板から栓抜けした。鋼板（母材）からの栓抜けを避けり付け位置は，スタッド溶接止端部から約3 mmの位置でる観点からも，ds/tf＜2.7を満足するのが良いと考えられる。

あり，この位置の解析で得られた応力集中率も同時に示す。

（3）鋼板引張疲労試験の結果，鋼板が引張力を受ける場

スタッド溶接止端部から3 mmの位置の応力集中率は，実合は，鋼板厚とスタッド径に関わらず，疲労強度はほぼ測値，解析値ともに，板厚・スタッド径に関係なくほぼ一一定であり，現行のE等級で評価できる。立体有限要素定であり，実測値と解析値はほぼ一致している。

法解析の結果，疲労亀裂が発生したスタッド溶接止端部

図16に解析での鋼板厚6 mm，スタッド径16 mmの試験体の変形図を示す。この図より，スタッドが鋼板の片の鋼板側で応力集中が確認されたが，その分布は非常に局所的なものであった。

側のみに溶接されていることによる偏心（幾何学的非対最後に，本研究は日本鉄道建設公団（現（独）鉄道建設・称）の影響により，試験体がスタッドの高さ方向に変位運輸施設整備支援機構）の委託業務研究であり，特に㈱していることがわかる。この変位は，スタッド溶接部で，レールウェイエンジニアリングの保坂鐡矢博士と摂南大

スタッド溶接側の圧縮力，スタッド非溶接側で引張力が学の平城弘一助教授には，多大なご指導をいただいた。

発生するような変位である。図17に偏心による変位と板紙面を借りて厚くお礼申し上げます。

厚の関係を示す。これより，板厚が小さい場合には変位量が大きくなるが，板厚が大きくなると変位量が小さく参考文献なっていることがわかる。よって，板厚が小さい場合に1）運輸省鉄道局：鉄道構造物等設計標準・同解説，

は，変位が大きくなり，変位による圧縮力が大きくなる。

鋼・合成構造物，丸善，2000.

そのため，鋼板に発生する引張応力が相殺されて溶接止2）（社）日本鋼構造協会：鋼構造物の疲労設計指針・同解端部の応力集中が緩和されたと考えられる。しかし，疲説，技報堂出版，1993.

労試験の結果では板厚の影響が見られないことから，板

3）スタッド協会：スタッド溶接，1998.

厚による応力集中の違いは，疲労強度には影響を及ぼさ

4）BSI : BS5400

ないと考えられる。

5）CEN : Eurocode4

7．まとめ
本研究では，スタッド径とスタッドを溶接する鋼板のPart10, 1980.
Part2, 1999.

6）（社）日本道路協会：道路橋示方書・同解説，2002.
7）保坂，平城，高田，宮地，桝田：合成構造に用いたスタッド付き鋼板の疲労特性に関する検討，土木学会年

板厚に着目し，既往の研究の整理，スタッドの引張試験，

次学術講演会講演概要集，I-B283，2001.

鋼板引張疲労試験を行った。鋼板引張疲労試験では，静8）保坂，鈴木，平城，桝田，高田，宮地，大石：引張的な応力集中測定試験と立体有限要素法解析を行い，応力を受けるスタッド付き鋼板の応力特性に関する検討，力性状を実験的・解析的に確認した。本研究で得られた

土木学会年次学術講演会講演概要集，I-352，2002.

結果を以下に示す。

9）G.G.GOBLE : Shear Strength of Thin Flange Composite（1）既往の研究より，スタッドにせん断力が作用する場

Specimens, AISC ENGINEERING JORNAL, pp.62-65, 1968.

合のスタッド径（ds）と鋼板厚（tf）の関係は，ds/tf＜2.710）松井，文，福本：合成床版の鋼板厚と疲労強度との関係にを満足する鋼板の最小板厚とすれば，破壊形態は，静ついて，土木学会関西支部年次学術講演会概要集，
Ⅰ-74，1992.

的・疲労ともにスタッドの破断となり，鋼板（母材）は11）日本規格協会：JISハンドブック4-2 ねじⅡ，2003.

19