鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法、鋼材とコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力の算出方法、スタッドに作用するせん断力の算出方法、逆打支柱の支持構造
【課題】コンクリート杭と逆打支柱との間において伝達される単位長さあたりのせん断力の分布を正確に評価できるようにする。
【解決手段】逆打支柱２０と、逆打支柱２０と一体となるように構築されたコンクリート杭３０との接合端面において、接合端面に沿ってせん断力が作用した際の接合端面における、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される応力の分布を、所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により近似して算出する。
【解決手段】逆打支柱２０と、逆打支柱２０と一体となるように構築されたコンクリート杭３０との接合端面において、接合端面に沿ってせん断力が作用した際の接合端面における、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される応力の分布を、所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により近似して算出する。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法、最大せん断耐力の算出方法及びこの方法を用いた鋼材に取り付けられたスタッドに作用するせん断力を算出する方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来より、逆打工法を適用する場合には、鉄骨からなる逆打支柱に作用する軸力を支持するために、場所打ちコンクリート杭を逆打支柱の下端が埋設されるように一体に構築している。かかる構成において、逆打支柱に作用する軸力は、逆打支柱の外周面からせん断力として、また、逆打支柱の先端部から支圧力としてコンクリート杭に伝達される。さらに、逆打支柱の外周面においてせん断力が効率よく伝達されるように、逆打支柱のコンクリート杭に埋設された部分の外周面にスタッドを取り付けておき、スタッドが埋め込まれるようにコンクリート杭を構築することが行われている。
【０００３】
この場合、逆打支柱の外周面から十分にせん断力が伝達されるように、スタッドの数、サイズ、及び取り付け位置などを計画する必要がある。しかしながら、スタッドを介して逆打支柱からコンクリート杭に伝達されるせん断力を正確に評価する方法はない。
【０００４】
そこで、従来は、このようにスタッドの計画を行う場合には、深さによらず、スタッドを介して伝達されるせん断力が一定であると仮定し、さらに、有効な埋め込み深さよりも深い位置に取り付けられたスタッドはせん断力の伝達に有効に寄与しないとして設計を行っている。なお、このような有効な埋め込み深さについては、例えば、非特許文献１のp.109左上欄には、鉄骨柱の柱径をＤ［ｍｍ］とした場合に、有効な埋め込み深さを４Ｄ［ｍｍ］とすることが記載されている。
【非特許文献１】宇佐美 徹、外４名、“鉄骨柱から場所打ちコンクリート杭頭部への軸力伝達に関する実験的研究”、日本建築学会構造系論文集、日本建築学会、２００１年９月、第５４７号、p.105-112
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
ここで、逆打支柱及びコンクリート杭との間では、逆打支柱及びコンクリート杭の相対変位の大きさに応じてせん断応力が伝達されると考えられる。逆打支柱及びコンクリート杭に軸方向に一定のひずみが生じている場合には、逆打支柱及びコンクリート杭との付着部における相対変位が各部において一定となるため、上記のように、スタッドを介して伝達されるせん断力は一定であると考えられるが、実際には、作用する軸力が深さにより異なるため、逆打支柱及びコンクリート杭に生じるひずみは深さにより異なる。このため、従来の方法では、上記のようにせん断力が一定であると仮定しており、正確に逆打支柱及びコンクリート杭との間で伝達される応力を評価することができておらず、安全側の設計を行う必要があり、過剰設計の原因となっていた。
【０００６】
本発明は、上記の問題に鑑みなされたものであり、その目的は、逆打支柱及びコンクリート杭などのようなコンクリート部材と鋼材との間において伝達されるせん断力の分布を正確に評価できるようにすることである。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
本発明の鋼材とコンクリート部材の接合端面における応力分布の算出方法は、鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面において、前記接合面に沿ってせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に、前記せん断力の作用方向の前記接合面の端部からの距離ｘ［ｍｍ］における前記鋼材と前記コンクリート部材との間で伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］を、
前記鋼材の軸剛性ＡＳＥＳと、前記コンクリート部材の軸剛性ＡＣＥＣと、前記鋼材と前記コンクリート部材との接合面におけるせん断剛性Ｋ［Ｎ／ｍｍ２］と、前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長Ｌ［ｍｍ］と、に基づき、係数ａ、ｂ、ｃが決定される式（１）に基づき算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【数１】
【０００８】
上記の方法において、前記係数ａ、ｂ、ｃを式（２）〜（４）により算出してもよい。
【数２】
Ｌ：前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長［ｍｍ］、ＡＳ：前記せん断力と鉛直方向の前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記せん断力と鉛直方向の前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性［Ｎ／ｍｍ２］
【０００９】
また、前記鋼材の前記接合面にはスタッドが設けられており、前記スタッドが埋め込まれるように前記コンクリート部材は構築されており、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性Ｋを以下の式（５）により算出してもよい。
【数３】
Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの前記せん断力の作用方向の間隔［ｍｍ］
また、前記鋼材は逆打支柱であり、前記コンクリート部材は前記逆打支柱の下端が埋設されたコンクリート杭であってもよい。
【００１０】
また、本発明の鋼材とコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力の算出方法は、鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面において、前記接合面に沿ってせん断力が作用した際の最大せん断耐力を算出する方法であって、所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により、前記接合面における前記単位長さあたりのせん断力の最大値が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性と等しくなるように、前記せん断力が作用する方向の前記単位長さあたりのせん断力の分布を近似し、前記近似した単位長さあたりのせん断力の分布に基づき、鋼材とコンクリート部材との接合面における前記最大せん断耐力を算出することを特徴とする。
【００１１】
また、本発明の鋼材とコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力の算出方法は、鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力を算出する方法であって、前記接合面に沿ってせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に作用する、以下の式（６）〜（９）により算出される前記せん断力の作用方向の前記接合面の端部からの距離ｘ［ｍｍ］における前記鋼材と前記コンクリート部材との間で伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］により求められる前記接合面における最大せん断応力が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断強度τｍａｘと等しくなるような軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を算出し、当該算出した軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を最大せん断耐力とすることを特徴とする。
【数４】
Ｌ：前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長［ｍｍ］、ＡＳ：前記せん断力と鉛直方向の前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記せん断力と鉛直方向の前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性［Ｎ／ｍｍ２］
【００１２】
上記の方法において、前記鋼材の前記接合面にはスタッドが設けられており、前記スタッドが埋め込まれるように前記コンクリート部材は構築されており、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性Ｋを以下の式（１０）で算出してもよい。
【数５】
Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの前記せん断力の作用方向の間隔［ｍｍ］
【００１３】
また、本発明の鋼材とコンクリート部材の接合面における最大せん断耐力の算出方法は、表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を以下の式（１１）〜（１２）により算出することを特徴とする。
【数６】
Ｑ３：スタッドの最大せん断耐力［Ｎ］、Ｌ：前記鋼材が前記コンクリート部材に埋設された部分の長さ［ｍｍ］、ＡＳ：前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの深さ方向の間隔［ｍｍ］
【００１４】
上記の方法において、前記鋼材は逆打支柱であり、前記コンクリート部材は前記逆打支柱の下端が埋設されたコンクリート杭であってもよい。
また、前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長Ｌを、前記鋼材の径をＤとした場合に、Ｌ≦Ｌｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）として、前記軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を算出してもよい。
【００１５】
また、本発明のスタッドに作用するせん断力を算出する方法は、表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材の接合面にせん断力が作用した際に、前記スタッドに作用するせん断力を算出する方法であって、所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により、前記接合面における前記単位長さあたりのせん断力の最大値が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性と等しくなるように、前記せん断力が作用する方向の前記単位長さあたりのせん断力の分布を近似し、前記近似した単位長さあたりのせん断力の分布に基づき、前記鋼材に設けられた前記スタッドに作用するせん断力を算出することを特徴とする。
【００１６】
また、本発明のスタッドに作用するせん断力を算出する方法は、表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材の接合面にせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に、前記コンクリート杭の上面高さからの深さｘ［ｍｍ］における前記スタッドに作用するせん断力ｑｓｔｕｄ（ｘ）［Ｎ］を式（１３）〜（１７）により算出することを特徴とする。
【数７】
Ｌ：前記鋼材が前記コンクリート部材に埋設された部分の長さ［ｍｍ］、ＡＳ：前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数、Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの深さ方向の間隔［ｍｍ］
【００１７】
また、本発明の逆打支柱の支持構造は、逆打支柱の下端がコンクリート杭に埋設されてなる逆打支柱の支持構造であって、上記の方法により算出される最大せん断耐力が、前記逆打支柱に作用する軸力よりも大きくなるように設計されたことを特徴とする。ここで、前記逆打支柱の前記コンクリート杭への埋設長さがＬｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）以下であってもよい。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、鋼材とコンクリート部材の間で作用する単位長さあたりのせん断力を、両端部における値が中間部よりも大きな値となるような関数により近似するため、実際の状況と適合し、精度良く伝達されるせん断力を算出することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１９】
以下、本実施形態のスタッドの取り付け計画方法の一実施形態を図面を参照しながら、詳細に説明する。
本実施形態では、逆打支柱とコンクリート杭との接合部において逆打支柱に作用する鉛直力を確実にコンクリート杭に伝達できるように、スタッドの取り付け計画を行う場合を例として説明する。
【００２０】
図１は、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との接合部を示す図であり、（Ａ）は鉛直断面図、（Ｂ）は内部の構成を示すべく鉄筋かご３２を省略した鉛直断面図、（Ｃ）は水平断面図である。同図に示すように、逆打支柱２０は、クロスＨ型鋼からなり、上方に構築された地上躯体の荷重が作用する。逆打支柱２０の下端部の外周にはスタッド２１が取り付けられており、このスタッド２１が埋め込まれるように場所打ちコンクリート杭３０が構築されている。場所打ちコンクリート杭３０は円柱状に地盤に形成された掘削孔内に打設されたコンクリート３１と、このコンクリート３１に埋設された円筒状に組まれた鉄筋かご３２とからなる。
【００２１】
逆打支柱２０に地上躯体の荷重が軸力として作用すると、この軸力は逆打支柱２０とコンクリート杭３０を構成するコンクリート３１との付着力、逆打支柱２０の先端部における支圧力、及びスタッド２１のせん断抵抗力によりコンクリート杭３０に伝達される。
【００２２】
従来技術の欄に記載したように、従来は、スタッド２１により伝達されるせん断力が、深さによらず一定であるとし、さらに、有効な埋め込み深さよりも深い位置に取り付けられたスタッド２１はせん断力の伝達に有効に寄与しないとして設計を行っていた。
【００２３】
これに対して、本願発明者らは、図２に示すような機構５０によりスタッド２１を介して伝達されるせん断力を模式化することとした。同図中央の要素５２は逆打支柱２０を示し、この要素５２の両側に位置する要素５１はコンクリート杭３０を示し、これらの要素５２、５１の間を結ぶ要素５３が荷重を伝達することにより、スタッド２１が伝達するせん断力を模式化している。
【００２４】
このような機構５０において、逆打支柱２０に作用する軸力ｐＳはスタッド２１を介してコンクリート杭３０に伝達されるため、図３の軸力分布のグラフに示すように、コンクリート杭３０と逆打支柱２０の接合部における最上部において最大となり、最下部において０となる。なお、図３の軸力分布のグラフでは、軸力ｐＳと深さの間に比例関係がある場合（すなわち、グラフ上、直線となる場合）を示している。また、逆打支柱２０の各部の鉛直ひずみεＳは、軸力ｐＳに比例すると考えられる。このため、逆打支柱２０の各深さにおける鉛直ひずみεＳは図３のひずみ分布のグラフに示すように接合部における最上部において最大となり、最下部において０となる。さらに、逆打支柱２０の鉛直変位δＳは、鉛直ひずみεＳの積分値であるため、図３の変位を示すグラフのように、接合部における最上部において最大となり、最下部において０となる。
【００２５】
また、これと同様に、コンクリート杭３０に作用する軸力は、図４の軸力分布のグラフに示すように、その最下部において最大となり、最上部において０となる。なお、上記の逆打支柱２０の場合と同様に、図４の軸力分布のグラフでは、軸力ｐＣと深さの間に比例関係がある場合（すなわち、グラフ上、直線となる場合）を示している。また、コンクリート杭３０の各深さにおける鉛直ひずみεＣは、図４のひずみ分布のグラフに示すように、その最下部において最大となり、最上部において０となる。コンクリート杭３０の鉛直変位δＣは、鉛直ひずみεＣの積分値であるため、図４の変位を示すグラフのように、接合部における最下部において最大となり、最上部において０となる。
【００２６】
ここで、スタッド２１により伝達される単位長さあたりのせん断力は、コンクリート杭３０と逆打支柱２０のスタッド２１により連結されている部分の相対変位に応じて決定され、相対変位が大きいほど伝達されるせん断力が大きく、相対変位が小さいほど伝達されるせん断力は小さくなる。
【００２７】
そこで、上記の逆打支柱２０とコンクリート杭３０のスタッド２１により連結されている各要素の変位の差をとることにより相対変位を求めると、図５のグラフに示すように、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の下端及び上端において、相対変位が最大となり、中間部において最小値をとることとなる。上記のようにスタッド２１により伝達されるせん断力は、逆打支柱２０とコンクリート杭３０のスタッド２１により連結されている部分の相対変位が大きいほど伝達されるせん断力が大きく、相対変位が小さいほど伝達されるせん断力は小さくなるため、伝達されるせん断力も相対変位と同様に、接合部の下端及び杭の上端において最大となり、中間部において最小値をとることとなる。
【００２８】
このように、逆打支柱２０とコンクリート杭３０のひずみを考慮して単位長さあたりのせん断力を算出すると、従来のように、所定の有効深さよりも深い位置において、せん断力が伝達されていないわけではなく、実際には所定の有効深さよりも深い位置を含む接合部の上端から下端までせん断力が伝達されていることがわかる。
【００２９】
また、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との付着により伝達される単位長さあたりのせん断力を考える場合、この付着により伝達される単位長さあたりのせん断力はコンクリート杭３０と逆打支柱２０との相対変位が大きいほど伝達される単位長さあたりのせん断力が大きく、相対変位が小さいほど伝達される単位長さあたりのせん断力は小さくなると考えられる。このため、上記のスタッド伝達される単位長さあたりのせん断力と同様に、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との接合部の下端及び上端において最大となり、中間部において最小値をとることとなる。
【００３０】
そこで、発明者らは、接合部の上端（コンクリート杭３０の上端）からの深さｘと、この深さｘにおいてスタッド及び付着により逆打支柱２０からコンクリート杭３０に伝達される単位長さあたりのせん断力との関係を２次曲線により近似してモデル化することとした。
【００３１】
深さｘにおいて逆打支柱２０からコンクリート杭３０に伝達される単位長さあたりのせん断力をτ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］とすると式（１８）が成立する。
【数８】
ここで、Ｎｔｏｔａｌは、逆打支柱２０に作用する総軸力［Ｎ］を示す。
【００３２】
また、逆打支柱２０からコンクリート杭３０に伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）は、スタッド２１により伝達されるせん断力と、逆打支柱２０からコンクリート杭３０の付着力により伝達されるせん断力の和であるため、式（１９）が成立する。
【数９】
なお、式中、ｑｓｔｕｄ（ｘ）は、深さｘに設置されたスタッド２１が負担するせん断力［Ｎ］、ｓは軸方向のスタッド２１の間隔、τｂｏｎｄ（ｘ）は深さｘ［ｍｍ］における付着力により伝達される単位長さあたりのせん断力［Ｎ／ｍｍ］を示す。
【００３３】
また、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の上端の高さ位置では、逆打支柱２０に総軸力Ｎｔｏｔａｌが作用し、コンクリート杭３０には軸力が作用しておらず、接合部の下端の高さ位置では、逆打支柱２０に軸力が作用しておらず、コンクリート杭に総軸力Ｎｔｏｔａｌが作用しているので、式（２０）〜（２３）が成立する。
【数１０】
なお、式中、Ｌは接合部の長さ［ｍｍ］を示す。
【００３４】
一方、逆打支柱２０及びコンクリート杭３０の軸方向変位δＳ、δＣは夫々式（２４）、（２５）のようになる。
【数１１】
なお、式中、εＳ（ｘ）、εＣ（ｘ）は夫々深さｘにおける逆打支柱２０及びコンクリート杭３０の軸方向ひずみ量［ｍｍ］、ｐＳ（ｘ）、ｐＣ（ｘ）は夫々深さｘにおける逆打支柱２０及びコンクリート杭３０に作用する軸力［Ｎ］、ＡＳ（ｘ）、ＡＣ（ｘ）は、逆打支柱２０及びコンクリート杭３０の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ（ｘ）、ＥＣ（ｘ）は、逆打支柱２０及びコンクリート杭３０のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］を示す。
【００３５】
また、スタッド２１により伝達されるせん断力及び付着力により伝達される単位長さあたりのせん断力が相対変位に比例するとしてモデル化すると、式（２６）、（２７）が導かれる。
【数１２】
なお、式中、Ｋｓｔｕｄは接合面における単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄはせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］を示す。
【００３６】
式（２６）を微分すると式（２８）が得られる。
【数１３】
【００３７】
ここで、上記のようにτ（ｘ）を以下の式（２９）により近似する。
【数１４】
【００３８】
この式に対して、（１８）、式（２０）〜（２３）、及び式（２８）により係数ａ、ｂ、ｃを算出すると式（３０）〜（３２）のようになる。
【数１５】
以上のようにして、各深さｘにおけるスタッド２１及び付着によりコンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される単位長さあたりのせん断力を算出することができる。
【００３９】
また、これに基づき、深さｘにおける逆打支柱２０及びコンクリート杭３０に作用する軸力ｐＳ（ｘ）、ｐＣ（ｘ）を式（３３）、（３４）により算出することもできる。
【数１６】
【００４０】
これにより、逆打支柱２０に作用する軸力Ｎｔｏｔａｌが与えられた場合には、スタッド２１に作用するせん断力ｑｓｔｕｄ（ｘ）は式（３５）により算出できる。
【数１７】
【００４１】
また、スタッド２１のせん断耐力が与えられた場合には、上記の式（２９）により算出されるτ（ｘ）の最大値が、スタッド２１のせん断耐力などに基づき算出される逆打支柱２０及びコンクリート杭３０の間のせん断強度τｍａｘと等しくなるような場合のＮｔｏｔａｌを算出することで、かかる構成の逆打支柱２０及びコンクリート杭３０により支持可能な逆打支柱２０に作用する軸力の最大値を算出することができる。
【００４２】
この場合、上記のように、杭頭部において逆打支柱２０とコンクリート杭３０の間で伝達される単位長さあたりのせん断力が最大となるため、この部分においてスタッド２１を介して伝達されるせん断力がスタッド２１の最大せん断耐力Ｑ３［Ｎ］と等しくなった際の逆打支柱２０に作用する軸力がその最大値であるといえる。したがって、以下の式（３６）が導かれる。
【数１８】
【００４３】
また、式（２９）にｘ＝０を代入することより以下の式（３７）が導かれる。
【数１９】
【００４４】
したがって、逆打支柱２０が負担することができる最大軸力Ｎ´ｔｏｔａｌ［Ｎ］は、以下の式（３８）で算出できる。
【数２０】
【００４５】
以下、逆打支柱２０からコンクリート杭３０に伝達される単位長さあたりのせん断力について、数値解析（ＦＥＭ）により算出した場合と、上記の方法により算出した場合とを比較することにより、上記の算出方法の妥当性を検討したので説明する。
【００４６】
本検討では、図１に示したような逆打支柱２０の下端がコンクリート杭３０に埋設された接合部を単位長さあたりのせん断力を算出する対象とする。各部材の寸法及び特性は以下のとおりである。
＜逆打支柱２０＞
断面 ３００×３００×４０×４０［ｍｍ］（すなわち、Ｄ＝３００）
圧縮強度 ４２７［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数 ＥＣ＝１．８９×１０５［Ｎ／ｍｍ２］
＜コンクリート杭３０＞
径 １０００［ｍｍ］
コンクリート：σＢ＝３１．６［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数ＥＣ＝３．０５×１０４［Ｎ／ｍｍ２］
主筋：２０−Ｄ２５
σｙ＝４０５［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数ＥＳ＝１．８９×１０５［Ｎ／ｍｍ２］
帯筋：Ｄ１３ １５０［ｍｍ］間隔
σｗｙ＝３３１［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数ＥＳ＝２．０９×１０５［Ｎ／ｍｍ２］
＜スタッド２１＞
φ２２ １５０［ｍｍ］間隔
σｙ＝３４７［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数ＥＳ＝２．０９×１０５［Ｎ／ｍｍ２］
【００４７】
なお、スタッド２１の剛性はリンク要素により、スタッド２１の剛性としては図６のグラフに破線で示すような四折れ点で示される特性を有するものとしてモデル化した。また、付着力はフィルム要素により、図７に示すような付着剛性を有するものとしてモデル化した。なお、図中には本実施形態の方法で用いているスタッド２１の剛性及び付着剛性を夫々示す。
【００４８】
解析条件としては図８に示すように、接合部の長さ（押込み長さ）を５Ｄ、７Ｄ、１０Ｄとした各条件について、付着を考慮した場合と付着を考慮しない場合について検討を行った。なお、埋込み長さを５Ｄ、７Ｄ、１０Ｄとした各場合における逆打支柱に作用させる軸力は、３５００ｋＮ、４５００ｋＮ、５５００ｋＮとしている。
【００４９】
図９〜図１１は付着を無視した（Ｋｂｏｎｄ＝０とした）場合（条件１〜３）の結果を示すグラフであり、図１２〜図１４は付着を考慮した場合（条件４〜６）の結果を示すグラフである。なお、図９及び図１２は、コンクリート杭３０のひずみ分布を示し、図１０及び図１３は、逆打支柱のひずみ分布を示し、図１１及び図１４は、スタッドの負担するせん断力を示す。
【００５０】
図９及び図１２に示すコンクリート杭３０のひずみ分布は、接合部の最上部において最大となり、最下部において０となっており、発明者らが仮定した図４に示すコンクリート杭３０の鉛直ひずみが妥当であることがわかる。
【００５１】
これと同様に、図１０及び図１３に示す逆打支柱２０のひずみ分布は、最上部において最大となり、最下部において０となっており、発明者らが仮定した図３に示す逆打支柱２０の鉛直ひずみが妥当であることがわかる。
【００５２】
そして、図１１及び図１４に示すように、数値解析により算出したせん断力は、本実施形態の方法により算出したせん断力と略一致しており、このことから、本実施形態の方法が妥当であるとともに、従来の方法における有効深さ（４Ｄ）よりも深い部分（本件等では（４Ｄ）を超えて（１０Ｄ）以下の部分）においても単位長さあたりのせん断力が伝達されていることがわかる。すなわち、上記の各式におけるＬは、Ｌ＜Ｌｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）とすることができる。
【００５３】
以下、従来の方法と比較しながら、上記の単位長さあたりのせん断力の算出方法を用いた逆打支柱とコンクリート杭の接合部の設計方法を説明する。なお、以下の実施例では、逆打支柱とコンクリート杭の付着剛性は考慮していない。
【００５４】
まず、従来の手法により図１５に示すような逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力を算出する場合について説明する。
従来の手法によれば、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（３９）により算出される。なお、従来の手法では有効な埋め込み深さＬを鉄骨断面せいＤの４倍として計算する。また、逆打支柱２０のコンクリート杭３０への埋め込み深さＬ＝４ｍ、逆打支柱の断面せいＤ＝１ｍ、スタッド２１の最大せん断耐力Ｑ３＝１０ｋＮ，スタッド２１のピッチ２００ｍｍとする。
【数２１】
【００５５】
ここで、逆打支柱２０に作用する軸力が２５０ｋＮである場合を考える。このような場合には、逆打支柱２０の負担可能な最大軸力を向上しなければならない。
このような場合には、従来の方法では、以下の方法により逆打支柱２０の負担可能な最大軸力を向上していた。
【００５６】
（１―１）逆打支柱２０の鉄骨断面を増大させ、有効埋め込み深さを長くする。
例えば、図１５に示すように、逆打支柱の断面せいＤを１ｍから１．５ｍへ変更し、逆打支柱２０のコンクリート杭３０への埋め込み深さＬを４ｍから６ｍへ変更する。これにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は従来の手法によれば以下の式（４０）のように向上できる。
【数２２】
【００５７】
（１−２）スタッド量を多くする（スタッド２１の間隔を狭める、スタッド２１に断面積が大きいものを用いる、スタッド１２に高強度のものを用いる）。
例えば、図１５に示すように、スタッド２１の間隔を２００ｍｍから１５０ｍｍへ変更する。これにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（４１）のように向上できる。
【数２３】
【００５８】
上記の（１−２）のようにスタッド量を多くする方法は、すでにスタッド２１の間隔が非常に狭いように設計した場合などには適用できない。この場合には、（１−１）の方法を用いなければならず、逆打支柱の断面せいを大きくしなければならず、コスト高となってしまう。
【００５９】
以下、上記の手法を用いた逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の設計方法を説明する。
これに対して本手法によれば、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（４２）により算出される。
【数２４】
【００６０】
このため、逆打支柱２０が負担可能な最大軸力は以下の式（４３）で算出することができる。
【数２５】
【００６１】
なお、ＡＳ＝１０００×３０ｍｍ×２＝０．０６ｍ２、ＡＣ＝２０００２×π／４＝３．１４ｍ２、ＥＳ＝２１００００Ｎ／ｍｍ２、ＥＣ＝３００００Ｎ／ｍｍ２としている。
また、スタッド２１は変形が１ｍｍで最大せん断強度に達するとして、スタッドによる単位長さあたりのスタッドのせん断耐力Ｋｓｔｕｄ＝１０ｋＮ/１ｍｍより、Ｋ＝１０ｋＮ/１ｍｍ／２００ｍｍ＝５０Ｎ／ｍｍ２となる。
【００６２】
上記の場合と同様に、逆打支柱２０に作用する軸力が２５０ｋＮである場合を考える。このような場合には、逆打支柱２０の負担可能な最大軸力を向上しなければならない。本実施形態では、以下の方法により逆打支柱２０の負担可能な最大軸力を向上することができる。
【００６３】
（２−１）スタッド量を多くする（スタッド２１の間隔を狭める、スタッド２１に断面積が大きいものを用いる、スタッド１２に高強度のものを用いる）。
例えば、図１５に示すように、スタッドのピッチを２００ｍｍから１５０ｍｍへ変更する。これにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（４４）のように向上できる。
【数２６】
【００６４】
なお、本実施形態では、スタッド２１の間隔を２００ｍｍから１５０ｍｍを変更した場合について説明しているが、寸法（断面積）を大きいスタッドを用いたり、高強度のスタッドを用いたりすることによっても支持力を向上することができる。
【００６５】
（２−２）逆打支柱の断面を変えずに、埋め込み深さを深くする。
例えば、図１５に示すように、逆打支柱２０のコンクリート杭３０への埋め込み深さＬを４ｍから６ｍへ変更する。これにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（４５）のように向上できる。
【数２７】
【００６６】
以上説明したように、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部を計画する場合には、逆打支柱２０のコンクリート杭３０に埋設された部分の長さ（埋め込み深さ）Ｌ、スタッド２１の間隔ｓ、スタッド２１の強度及びスタッド２１の断面を設定するとともに、これらの条件以外の最大支持力Ｎｔｏｔａｌを算出するために必要な条件を設定する。
【００６７】
次に、これら設定した条件における逆打支柱２０とコンクリート杭３０の間で伝達可能なせん断力の最大値を算出する。そして、算出したせん断力の最大値が逆打支柱２０に作用する軸力以下の場合には、（２−１）又は（２−２）の方法により、逆打支柱２０の埋め込み深さＬ、スタッド２１の間隔ｓ、スタッド２１の強度及びスタッド２１の断面を再設定する。なお、上記の実施例では、何れか一つの項目についてのみ、再設定を行った場合について説明したが、これに限らず、複数の項目を再設定してもよい。
【００６８】
これらの工程を繰り返すことにより、算出したせん断力の最大値が逆打支柱２０に作用する軸力を超えるような、埋め込み深さＬ、スタッド２１の深さ方向の間隔ｓ、スタッド２１の強度及びスタッド２１の断面を求めることにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の設計を行うことができる。
【００６９】
なお、スタッド２１の間隔ｓ、スタッド２１の強度及びスタッド２１の断面を再設定する場合には、図１６（Ａ）に示すように、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の中間部Ａは伝達される単位長さあたりのせん断力が小さいため、この部分Ａのスタッド２１の間隔ｓを狭める、この部分Ａのスタッド２１に高強度のものを用いる、又はこの部分Ａのスタッド２１に断面が大きいものを用いることとするとよい。これにより、図１６（Ｂ）に示すように、深さによらず、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される単位長さあたりのせん断力のばらつきがなくなり、スムーズな応力の伝達が可能となる。
【００７０】
以上説明したように、本実施形態によれば、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の上端及び下端において中間部よりも大きな値となるように、二次関数によりせん断力を近似したため、実際の状況と適合し、精度良く伝達されるせん断力を算出することができる。
【００７１】
また、このように実際の状況と適合する単位長さあたりのせん断力の算出方法を用いることで、従来の方法においてせん断力が作用していないとしていた有効深さよりも下方において、伝達されるせん断力を評価することができる。
【００７２】
従来の方法を用いて設計を行う場合には、伝達されるせん断力が逆打支柱２０に作用する軸力に比べて小さく、かつ、逆打支柱２０に取り付けるスタッド２１の間隔を狭められないような場合には、有効埋め込み深さを大きくするため、逆打支柱２０の柱径を大きくしていた。これに対して、本実施形態によれば、逆打支柱の径を大きくしなくても、従来の有効深さよりも深い部分におけるせん断力の伝達を評価することができるため、より効率のよい設計が可能となる。
【００７３】
なお、本実施形態では、スタッド２１による単位長さあたりのせん断力の伝達と、コンクリート杭３０と逆打支柱２０の付着によるせん断力の伝達とを合わせて評価する場合について説明したが、これに限らず、スタッド２１によるせん断力の伝達のみを評価することもできる。この場合には、式（２７）における付着剛性Ｋｂｏｎｄを０とすればよい。
【００７４】
さらに、本実施形態では、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される単位長さあたりのせん断力を近似する曲線として二次関数を用いたが、これに限らず、多次関数曲線やその他の曲線でも近似することができ、要するに、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との接合部において、中間部に比べて上端及び下端高さにおける単位長さあたりのせん断力が大きくなるような曲線であればよい。
また、本実施形態では、逆打ち支柱としてクロスＨ鋼を用いた場合を説明したが、これに限らず、図１７（Ａ）に示すような鋼管４０を用いた場合や、図１７（Ｂ）に示すようにＨ型鋼４１を用いた場合であっても、本発明を適用できる。なお、鋼管４０を用いる場合には、内部にコンクリートを充填してもよいし、中空にしてもよい。
【００７５】
また、本実施形態では、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される単位長さあたりのせん断力を算出する場合について説明したがこれに限らず、コンクリート部材と鋼材との接合端面においてせん断力が作用する場合であれば、本発明を適用することができる。
【図面の簡単な説明】
【００７６】
【図１】逆打支柱とコンクリート杭との接合部を示す図であり、（Ａ）は鉛直断面図、（Ｂ）は内部の構成を示すべく鉄筋かごを省略した鉛直断面図、（Ｃ）は水平断面図である。
【図２】逆打支柱とコンクリート杭との間でスタッドを介してせん断力が伝達される機構を示す図である。
【図３】逆打支柱に軸力が作用した際の、逆打支柱に作用する軸力、ひずみ、及び変位を示す図である。
【図４】逆打支柱に軸力が作用した際の、コンクリート杭に作用する軸力、ひずみ、及び変位を示す図である。
【図５】逆打支柱に軸力が作用した際の、コンクリート杭と逆打支柱の相対変位、及び単位長さあたりのせん断力を示す図である。
【図６】数値解析において設定したスタッドの剛性を示すグラフである。
【図７】数値解析において設定した付着剛性を示すグラフである。
【図８】数値解析の条件を示す表である。
【図９】条件１〜３におけるコンクリート杭のひずみ分布を示すグラフである。
【図１０】条件１〜３における逆打支柱のひずみ分布を示すグラフである。
【図１１】条件１〜３におけるスタッドの負担するせん断力を示すグラフである。
【図１２】条件４〜６におけるコンクリート杭のひずみ分布を示すグラフである。
【図１３】条件４〜６における逆打支柱のひずみ分布を示すグラフである。
【図１４】条件４〜６におけるスタッドの負担するせん断力を示すグラフである。
【図１５】逆打支柱の支持力を向上する方法を示す図である。
【図１６】（Ａ）はスタッドの配置を再設定する場合にスタッドの径を大きくする又は取り付け間隔を狭めるとよい部分を示す図であり、（Ｂ）は中間部のスタッドの径を大きくする又は取り付け間隔を狭めた場合の単位長さあたりのせん断力の分布を示すグラフである。
【図１７】（Ａ）は逆打支柱として用いられ鋼管を示す水平断面図であり、（Ｂ）はＨ型鋼を示す水平断面図である。
【符号の説明】
【００７７】
２０ 逆打支柱
２１ スタッド
３０ コンクリート杭
３１ コンクリート
５０ 機構
５１ コンクリート杭を示す要素
５２ 逆打支柱を示す要素
５３ スタッドを示す要素
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法、最大せん断耐力の算出方法及びこの方法を用いた鋼材に取り付けられたスタッドに作用するせん断力を算出する方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来より、逆打工法を適用する場合には、鉄骨からなる逆打支柱に作用する軸力を支持するために、場所打ちコンクリート杭を逆打支柱の下端が埋設されるように一体に構築している。かかる構成において、逆打支柱に作用する軸力は、逆打支柱の外周面からせん断力として、また、逆打支柱の先端部から支圧力としてコンクリート杭に伝達される。さらに、逆打支柱の外周面においてせん断力が効率よく伝達されるように、逆打支柱のコンクリート杭に埋設された部分の外周面にスタッドを取り付けておき、スタッドが埋め込まれるようにコンクリート杭を構築することが行われている。
【０００３】
この場合、逆打支柱の外周面から十分にせん断力が伝達されるように、スタッドの数、サイズ、及び取り付け位置などを計画する必要がある。しかしながら、スタッドを介して逆打支柱からコンクリート杭に伝達されるせん断力を正確に評価する方法はない。
【０００４】
そこで、従来は、このようにスタッドの計画を行う場合には、深さによらず、スタッドを介して伝達されるせん断力が一定であると仮定し、さらに、有効な埋め込み深さよりも深い位置に取り付けられたスタッドはせん断力の伝達に有効に寄与しないとして設計を行っている。なお、このような有効な埋め込み深さについては、例えば、非特許文献１のp.109左上欄には、鉄骨柱の柱径をＤ［ｍｍ］とした場合に、有効な埋め込み深さを４Ｄ［ｍｍ］とすることが記載されている。
【非特許文献１】宇佐美 徹、外４名、“鉄骨柱から場所打ちコンクリート杭頭部への軸力伝達に関する実験的研究”、日本建築学会構造系論文集、日本建築学会、２００１年９月、第５４７号、p.105-112
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
ここで、逆打支柱及びコンクリート杭との間では、逆打支柱及びコンクリート杭の相対変位の大きさに応じてせん断応力が伝達されると考えられる。逆打支柱及びコンクリート杭に軸方向に一定のひずみが生じている場合には、逆打支柱及びコンクリート杭との付着部における相対変位が各部において一定となるため、上記のように、スタッドを介して伝達されるせん断力は一定であると考えられるが、実際には、作用する軸力が深さにより異なるため、逆打支柱及びコンクリート杭に生じるひずみは深さにより異なる。このため、従来の方法では、上記のようにせん断力が一定であると仮定しており、正確に逆打支柱及びコンクリート杭との間で伝達される応力を評価することができておらず、安全側の設計を行う必要があり、過剰設計の原因となっていた。
【０００６】
本発明は、上記の問題に鑑みなされたものであり、その目的は、逆打支柱及びコンクリート杭などのようなコンクリート部材と鋼材との間において伝達されるせん断力の分布を正確に評価できるようにすることである。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
本発明の鋼材とコンクリート部材の接合端面における応力分布の算出方法は、鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面において、前記接合面に沿ってせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に、前記せん断力の作用方向の前記接合面の端部からの距離ｘ［ｍｍ］における前記鋼材と前記コンクリート部材との間で伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］を、
前記鋼材の軸剛性ＡＳＥＳと、前記コンクリート部材の軸剛性ＡＣＥＣと、前記鋼材と前記コンクリート部材との接合面におけるせん断剛性Ｋ［Ｎ／ｍｍ２］と、前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長Ｌ［ｍｍ］と、に基づき、係数ａ、ｂ、ｃが決定される式（１）に基づき算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【数１】
【０００８】
上記の方法において、前記係数ａ、ｂ、ｃを式（２）〜（４）により算出してもよい。
【数２】
Ｌ：前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長［ｍｍ］、ＡＳ：前記せん断力と鉛直方向の前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記せん断力と鉛直方向の前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性［Ｎ／ｍｍ２］
【０００９】
また、前記鋼材の前記接合面にはスタッドが設けられており、前記スタッドが埋め込まれるように前記コンクリート部材は構築されており、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性Ｋを以下の式（５）により算出してもよい。
【数３】
Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの前記せん断力の作用方向の間隔［ｍｍ］
また、前記鋼材は逆打支柱であり、前記コンクリート部材は前記逆打支柱の下端が埋設されたコンクリート杭であってもよい。
【００１０】
また、本発明の鋼材とコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力の算出方法は、鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面において、前記接合面に沿ってせん断力が作用した際の最大せん断耐力を算出する方法であって、所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により、前記接合面における前記単位長さあたりのせん断力の最大値が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性と等しくなるように、前記せん断力が作用する方向の前記単位長さあたりのせん断力の分布を近似し、前記近似した単位長さあたりのせん断力の分布に基づき、鋼材とコンクリート部材との接合面における前記最大せん断耐力を算出することを特徴とする。
【００１１】
また、本発明の鋼材とコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力の算出方法は、鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力を算出する方法であって、前記接合面に沿ってせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に作用する、以下の式（６）〜（９）により算出される前記せん断力の作用方向の前記接合面の端部からの距離ｘ［ｍｍ］における前記鋼材と前記コンクリート部材との間で伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］により求められる前記接合面における最大せん断応力が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断強度τｍａｘと等しくなるような軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を算出し、当該算出した軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を最大せん断耐力とすることを特徴とする。
【数４】
Ｌ：前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長［ｍｍ］、ＡＳ：前記せん断力と鉛直方向の前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記せん断力と鉛直方向の前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性［Ｎ／ｍｍ２］
【００１２】
上記の方法において、前記鋼材の前記接合面にはスタッドが設けられており、前記スタッドが埋め込まれるように前記コンクリート部材は構築されており、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性Ｋを以下の式（１０）で算出してもよい。
【数５】
Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの前記せん断力の作用方向の間隔［ｍｍ］
【００１３】
また、本発明の鋼材とコンクリート部材の接合面における最大せん断耐力の算出方法は、表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を以下の式（１１）〜（１２）により算出することを特徴とする。
【数６】
Ｑ３：スタッドの最大せん断耐力［Ｎ］、Ｌ：前記鋼材が前記コンクリート部材に埋設された部分の長さ［ｍｍ］、ＡＳ：前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの深さ方向の間隔［ｍｍ］
【００１４】
上記の方法において、前記鋼材は逆打支柱であり、前記コンクリート部材は前記逆打支柱の下端が埋設されたコンクリート杭であってもよい。
また、前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長Ｌを、前記鋼材の径をＤとした場合に、Ｌ≦Ｌｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）として、前記軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を算出してもよい。
【００１５】
また、本発明のスタッドに作用するせん断力を算出する方法は、表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材の接合面にせん断力が作用した際に、前記スタッドに作用するせん断力を算出する方法であって、所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により、前記接合面における前記単位長さあたりのせん断力の最大値が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性と等しくなるように、前記せん断力が作用する方向の前記単位長さあたりのせん断力の分布を近似し、前記近似した単位長さあたりのせん断力の分布に基づき、前記鋼材に設けられた前記スタッドに作用するせん断力を算出することを特徴とする。
【００１６】
また、本発明のスタッドに作用するせん断力を算出する方法は、表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材の接合面にせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に、前記コンクリート杭の上面高さからの深さｘ［ｍｍ］における前記スタッドに作用するせん断力ｑｓｔｕｄ（ｘ）［Ｎ］を式（１３）〜（１７）により算出することを特徴とする。
【数７】
Ｌ：前記鋼材が前記コンクリート部材に埋設された部分の長さ［ｍｍ］、ＡＳ：前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数、Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの深さ方向の間隔［ｍｍ］
【００１７】
また、本発明の逆打支柱の支持構造は、逆打支柱の下端がコンクリート杭に埋設されてなる逆打支柱の支持構造であって、上記の方法により算出される最大せん断耐力が、前記逆打支柱に作用する軸力よりも大きくなるように設計されたことを特徴とする。ここで、前記逆打支柱の前記コンクリート杭への埋設長さがＬｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）以下であってもよい。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、鋼材とコンクリート部材の間で作用する単位長さあたりのせん断力を、両端部における値が中間部よりも大きな値となるような関数により近似するため、実際の状況と適合し、精度良く伝達されるせん断力を算出することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１９】
以下、本実施形態のスタッドの取り付け計画方法の一実施形態を図面を参照しながら、詳細に説明する。
本実施形態では、逆打支柱とコンクリート杭との接合部において逆打支柱に作用する鉛直力を確実にコンクリート杭に伝達できるように、スタッドの取り付け計画を行う場合を例として説明する。
【００２０】
図１は、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との接合部を示す図であり、（Ａ）は鉛直断面図、（Ｂ）は内部の構成を示すべく鉄筋かご３２を省略した鉛直断面図、（Ｃ）は水平断面図である。同図に示すように、逆打支柱２０は、クロスＨ型鋼からなり、上方に構築された地上躯体の荷重が作用する。逆打支柱２０の下端部の外周にはスタッド２１が取り付けられており、このスタッド２１が埋め込まれるように場所打ちコンクリート杭３０が構築されている。場所打ちコンクリート杭３０は円柱状に地盤に形成された掘削孔内に打設されたコンクリート３１と、このコンクリート３１に埋設された円筒状に組まれた鉄筋かご３２とからなる。
【００２１】
逆打支柱２０に地上躯体の荷重が軸力として作用すると、この軸力は逆打支柱２０とコンクリート杭３０を構成するコンクリート３１との付着力、逆打支柱２０の先端部における支圧力、及びスタッド２１のせん断抵抗力によりコンクリート杭３０に伝達される。
【００２２】
従来技術の欄に記載したように、従来は、スタッド２１により伝達されるせん断力が、深さによらず一定であるとし、さらに、有効な埋め込み深さよりも深い位置に取り付けられたスタッド２１はせん断力の伝達に有効に寄与しないとして設計を行っていた。
【００２３】
これに対して、本願発明者らは、図２に示すような機構５０によりスタッド２１を介して伝達されるせん断力を模式化することとした。同図中央の要素５２は逆打支柱２０を示し、この要素５２の両側に位置する要素５１はコンクリート杭３０を示し、これらの要素５２、５１の間を結ぶ要素５３が荷重を伝達することにより、スタッド２１が伝達するせん断力を模式化している。
【００２４】
このような機構５０において、逆打支柱２０に作用する軸力ｐＳはスタッド２１を介してコンクリート杭３０に伝達されるため、図３の軸力分布のグラフに示すように、コンクリート杭３０と逆打支柱２０の接合部における最上部において最大となり、最下部において０となる。なお、図３の軸力分布のグラフでは、軸力ｐＳと深さの間に比例関係がある場合（すなわち、グラフ上、直線となる場合）を示している。また、逆打支柱２０の各部の鉛直ひずみεＳは、軸力ｐＳに比例すると考えられる。このため、逆打支柱２０の各深さにおける鉛直ひずみεＳは図３のひずみ分布のグラフに示すように接合部における最上部において最大となり、最下部において０となる。さらに、逆打支柱２０の鉛直変位δＳは、鉛直ひずみεＳの積分値であるため、図３の変位を示すグラフのように、接合部における最上部において最大となり、最下部において０となる。
【００２５】
また、これと同様に、コンクリート杭３０に作用する軸力は、図４の軸力分布のグラフに示すように、その最下部において最大となり、最上部において０となる。なお、上記の逆打支柱２０の場合と同様に、図４の軸力分布のグラフでは、軸力ｐＣと深さの間に比例関係がある場合（すなわち、グラフ上、直線となる場合）を示している。また、コンクリート杭３０の各深さにおける鉛直ひずみεＣは、図４のひずみ分布のグラフに示すように、その最下部において最大となり、最上部において０となる。コンクリート杭３０の鉛直変位δＣは、鉛直ひずみεＣの積分値であるため、図４の変位を示すグラフのように、接合部における最下部において最大となり、最上部において０となる。
【００２６】
ここで、スタッド２１により伝達される単位長さあたりのせん断力は、コンクリート杭３０と逆打支柱２０のスタッド２１により連結されている部分の相対変位に応じて決定され、相対変位が大きいほど伝達されるせん断力が大きく、相対変位が小さいほど伝達されるせん断力は小さくなる。
【００２７】
そこで、上記の逆打支柱２０とコンクリート杭３０のスタッド２１により連結されている各要素の変位の差をとることにより相対変位を求めると、図５のグラフに示すように、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の下端及び上端において、相対変位が最大となり、中間部において最小値をとることとなる。上記のようにスタッド２１により伝達されるせん断力は、逆打支柱２０とコンクリート杭３０のスタッド２１により連結されている部分の相対変位が大きいほど伝達されるせん断力が大きく、相対変位が小さいほど伝達されるせん断力は小さくなるため、伝達されるせん断力も相対変位と同様に、接合部の下端及び杭の上端において最大となり、中間部において最小値をとることとなる。
【００２８】
このように、逆打支柱２０とコンクリート杭３０のひずみを考慮して単位長さあたりのせん断力を算出すると、従来のように、所定の有効深さよりも深い位置において、せん断力が伝達されていないわけではなく、実際には所定の有効深さよりも深い位置を含む接合部の上端から下端までせん断力が伝達されていることがわかる。
【００２９】
また、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との付着により伝達される単位長さあたりのせん断力を考える場合、この付着により伝達される単位長さあたりのせん断力はコンクリート杭３０と逆打支柱２０との相対変位が大きいほど伝達される単位長さあたりのせん断力が大きく、相対変位が小さいほど伝達される単位長さあたりのせん断力は小さくなると考えられる。このため、上記のスタッド伝達される単位長さあたりのせん断力と同様に、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との接合部の下端及び上端において最大となり、中間部において最小値をとることとなる。
【００３０】
そこで、発明者らは、接合部の上端（コンクリート杭３０の上端）からの深さｘと、この深さｘにおいてスタッド及び付着により逆打支柱２０からコンクリート杭３０に伝達される単位長さあたりのせん断力との関係を２次曲線により近似してモデル化することとした。
【００３１】
深さｘにおいて逆打支柱２０からコンクリート杭３０に伝達される単位長さあたりのせん断力をτ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］とすると式（１８）が成立する。
【数８】
ここで、Ｎｔｏｔａｌは、逆打支柱２０に作用する総軸力［Ｎ］を示す。
【００３２】
また、逆打支柱２０からコンクリート杭３０に伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）は、スタッド２１により伝達されるせん断力と、逆打支柱２０からコンクリート杭３０の付着力により伝達されるせん断力の和であるため、式（１９）が成立する。
【数９】
なお、式中、ｑｓｔｕｄ（ｘ）は、深さｘに設置されたスタッド２１が負担するせん断力［Ｎ］、ｓは軸方向のスタッド２１の間隔、τｂｏｎｄ（ｘ）は深さｘ［ｍｍ］における付着力により伝達される単位長さあたりのせん断力［Ｎ／ｍｍ］を示す。
【００３３】
また、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の上端の高さ位置では、逆打支柱２０に総軸力Ｎｔｏｔａｌが作用し、コンクリート杭３０には軸力が作用しておらず、接合部の下端の高さ位置では、逆打支柱２０に軸力が作用しておらず、コンクリート杭に総軸力Ｎｔｏｔａｌが作用しているので、式（２０）〜（２３）が成立する。
【数１０】
なお、式中、Ｌは接合部の長さ［ｍｍ］を示す。
【００３４】
一方、逆打支柱２０及びコンクリート杭３０の軸方向変位δＳ、δＣは夫々式（２４）、（２５）のようになる。
【数１１】
なお、式中、εＳ（ｘ）、εＣ（ｘ）は夫々深さｘにおける逆打支柱２０及びコンクリート杭３０の軸方向ひずみ量［ｍｍ］、ｐＳ（ｘ）、ｐＣ（ｘ）は夫々深さｘにおける逆打支柱２０及びコンクリート杭３０に作用する軸力［Ｎ］、ＡＳ（ｘ）、ＡＣ（ｘ）は、逆打支柱２０及びコンクリート杭３０の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ（ｘ）、ＥＣ（ｘ）は、逆打支柱２０及びコンクリート杭３０のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］を示す。
【００３５】
また、スタッド２１により伝達されるせん断力及び付着力により伝達される単位長さあたりのせん断力が相対変位に比例するとしてモデル化すると、式（２６）、（２７）が導かれる。
【数１２】
なお、式中、Ｋｓｔｕｄは接合面における単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄはせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］を示す。
【００３６】
式（２６）を微分すると式（２８）が得られる。
【数１３】
【００３７】
ここで、上記のようにτ（ｘ）を以下の式（２９）により近似する。
【数１４】
【００３８】
この式に対して、（１８）、式（２０）〜（２３）、及び式（２８）により係数ａ、ｂ、ｃを算出すると式（３０）〜（３２）のようになる。
【数１５】
以上のようにして、各深さｘにおけるスタッド２１及び付着によりコンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される単位長さあたりのせん断力を算出することができる。
【００３９】
また、これに基づき、深さｘにおける逆打支柱２０及びコンクリート杭３０に作用する軸力ｐＳ（ｘ）、ｐＣ（ｘ）を式（３３）、（３４）により算出することもできる。
【数１６】
【００４０】
これにより、逆打支柱２０に作用する軸力Ｎｔｏｔａｌが与えられた場合には、スタッド２１に作用するせん断力ｑｓｔｕｄ（ｘ）は式（３５）により算出できる。
【数１７】
【００４１】
また、スタッド２１のせん断耐力が与えられた場合には、上記の式（２９）により算出されるτ（ｘ）の最大値が、スタッド２１のせん断耐力などに基づき算出される逆打支柱２０及びコンクリート杭３０の間のせん断強度τｍａｘと等しくなるような場合のＮｔｏｔａｌを算出することで、かかる構成の逆打支柱２０及びコンクリート杭３０により支持可能な逆打支柱２０に作用する軸力の最大値を算出することができる。
【００４２】
この場合、上記のように、杭頭部において逆打支柱２０とコンクリート杭３０の間で伝達される単位長さあたりのせん断力が最大となるため、この部分においてスタッド２１を介して伝達されるせん断力がスタッド２１の最大せん断耐力Ｑ３［Ｎ］と等しくなった際の逆打支柱２０に作用する軸力がその最大値であるといえる。したがって、以下の式（３６）が導かれる。
【数１８】
【００４３】
また、式（２９）にｘ＝０を代入することより以下の式（３７）が導かれる。
【数１９】
【００４４】
したがって、逆打支柱２０が負担することができる最大軸力Ｎ´ｔｏｔａｌ［Ｎ］は、以下の式（３８）で算出できる。
【数２０】
【００４５】
以下、逆打支柱２０からコンクリート杭３０に伝達される単位長さあたりのせん断力について、数値解析（ＦＥＭ）により算出した場合と、上記の方法により算出した場合とを比較することにより、上記の算出方法の妥当性を検討したので説明する。
【００４６】
本検討では、図１に示したような逆打支柱２０の下端がコンクリート杭３０に埋設された接合部を単位長さあたりのせん断力を算出する対象とする。各部材の寸法及び特性は以下のとおりである。
＜逆打支柱２０＞
断面 ３００×３００×４０×４０［ｍｍ］（すなわち、Ｄ＝３００）
圧縮強度 ４２７［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数 ＥＣ＝１．８９×１０５［Ｎ／ｍｍ２］
＜コンクリート杭３０＞
径 １０００［ｍｍ］
コンクリート：σＢ＝３１．６［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数ＥＣ＝３．０５×１０４［Ｎ／ｍｍ２］
主筋：２０−Ｄ２５
σｙ＝４０５［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数ＥＳ＝１．８９×１０５［Ｎ／ｍｍ２］
帯筋：Ｄ１３ １５０［ｍｍ］間隔
σｗｙ＝３３１［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数ＥＳ＝２．０９×１０５［Ｎ／ｍｍ２］
＜スタッド２１＞
φ２２ １５０［ｍｍ］間隔
σｙ＝３４７［Ｎ／ｍｍ２］
ヤング係数ＥＳ＝２．０９×１０５［Ｎ／ｍｍ２］
【００４７】
なお、スタッド２１の剛性はリンク要素により、スタッド２１の剛性としては図６のグラフに破線で示すような四折れ点で示される特性を有するものとしてモデル化した。また、付着力はフィルム要素により、図７に示すような付着剛性を有するものとしてモデル化した。なお、図中には本実施形態の方法で用いているスタッド２１の剛性及び付着剛性を夫々示す。
【００４８】
解析条件としては図８に示すように、接合部の長さ（押込み長さ）を５Ｄ、７Ｄ、１０Ｄとした各条件について、付着を考慮した場合と付着を考慮しない場合について検討を行った。なお、埋込み長さを５Ｄ、７Ｄ、１０Ｄとした各場合における逆打支柱に作用させる軸力は、３５００ｋＮ、４５００ｋＮ、５５００ｋＮとしている。
【００４９】
図９〜図１１は付着を無視した（Ｋｂｏｎｄ＝０とした）場合（条件１〜３）の結果を示すグラフであり、図１２〜図１４は付着を考慮した場合（条件４〜６）の結果を示すグラフである。なお、図９及び図１２は、コンクリート杭３０のひずみ分布を示し、図１０及び図１３は、逆打支柱のひずみ分布を示し、図１１及び図１４は、スタッドの負担するせん断力を示す。
【００５０】
図９及び図１２に示すコンクリート杭３０のひずみ分布は、接合部の最上部において最大となり、最下部において０となっており、発明者らが仮定した図４に示すコンクリート杭３０の鉛直ひずみが妥当であることがわかる。
【００５１】
これと同様に、図１０及び図１３に示す逆打支柱２０のひずみ分布は、最上部において最大となり、最下部において０となっており、発明者らが仮定した図３に示す逆打支柱２０の鉛直ひずみが妥当であることがわかる。
【００５２】
そして、図１１及び図１４に示すように、数値解析により算出したせん断力は、本実施形態の方法により算出したせん断力と略一致しており、このことから、本実施形態の方法が妥当であるとともに、従来の方法における有効深さ（４Ｄ）よりも深い部分（本件等では（４Ｄ）を超えて（１０Ｄ）以下の部分）においても単位長さあたりのせん断力が伝達されていることがわかる。すなわち、上記の各式におけるＬは、Ｌ＜Ｌｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）とすることができる。
【００５３】
以下、従来の方法と比較しながら、上記の単位長さあたりのせん断力の算出方法を用いた逆打支柱とコンクリート杭の接合部の設計方法を説明する。なお、以下の実施例では、逆打支柱とコンクリート杭の付着剛性は考慮していない。
【００５４】
まず、従来の手法により図１５に示すような逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力を算出する場合について説明する。
従来の手法によれば、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（３９）により算出される。なお、従来の手法では有効な埋め込み深さＬを鉄骨断面せいＤの４倍として計算する。また、逆打支柱２０のコンクリート杭３０への埋め込み深さＬ＝４ｍ、逆打支柱の断面せいＤ＝１ｍ、スタッド２１の最大せん断耐力Ｑ３＝１０ｋＮ，スタッド２１のピッチ２００ｍｍとする。
【数２１】
【００５５】
ここで、逆打支柱２０に作用する軸力が２５０ｋＮである場合を考える。このような場合には、逆打支柱２０の負担可能な最大軸力を向上しなければならない。
このような場合には、従来の方法では、以下の方法により逆打支柱２０の負担可能な最大軸力を向上していた。
【００５６】
（１―１）逆打支柱２０の鉄骨断面を増大させ、有効埋め込み深さを長くする。
例えば、図１５に示すように、逆打支柱の断面せいＤを１ｍから１．５ｍへ変更し、逆打支柱２０のコンクリート杭３０への埋め込み深さＬを４ｍから６ｍへ変更する。これにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は従来の手法によれば以下の式（４０）のように向上できる。
【数２２】
【００５７】
（１−２）スタッド量を多くする（スタッド２１の間隔を狭める、スタッド２１に断面積が大きいものを用いる、スタッド１２に高強度のものを用いる）。
例えば、図１５に示すように、スタッド２１の間隔を２００ｍｍから１５０ｍｍへ変更する。これにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（４１）のように向上できる。
【数２３】
【００５８】
上記の（１−２）のようにスタッド量を多くする方法は、すでにスタッド２１の間隔が非常に狭いように設計した場合などには適用できない。この場合には、（１−１）の方法を用いなければならず、逆打支柱の断面せいを大きくしなければならず、コスト高となってしまう。
【００５９】
以下、上記の手法を用いた逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の設計方法を説明する。
これに対して本手法によれば、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（４２）により算出される。
【数２４】
【００６０】
このため、逆打支柱２０が負担可能な最大軸力は以下の式（４３）で算出することができる。
【数２５】
【００６１】
なお、ＡＳ＝１０００×３０ｍｍ×２＝０．０６ｍ２、ＡＣ＝２０００２×π／４＝３．１４ｍ２、ＥＳ＝２１００００Ｎ／ｍｍ２、ＥＣ＝３００００Ｎ／ｍｍ２としている。
また、スタッド２１は変形が１ｍｍで最大せん断強度に達するとして、スタッドによる単位長さあたりのスタッドのせん断耐力Ｋｓｔｕｄ＝１０ｋＮ/１ｍｍより、Ｋ＝１０ｋＮ/１ｍｍ／２００ｍｍ＝５０Ｎ／ｍｍ２となる。
【００６２】
上記の場合と同様に、逆打支柱２０に作用する軸力が２５０ｋＮである場合を考える。このような場合には、逆打支柱２０の負担可能な最大軸力を向上しなければならない。本実施形態では、以下の方法により逆打支柱２０の負担可能な最大軸力を向上することができる。
【００６３】
（２−１）スタッド量を多くする（スタッド２１の間隔を狭める、スタッド２１に断面積が大きいものを用いる、スタッド１２に高強度のものを用いる）。
例えば、図１５に示すように、スタッドのピッチを２００ｍｍから１５０ｍｍへ変更する。これにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（４４）のように向上できる。
【数２６】
【００６４】
なお、本実施形態では、スタッド２１の間隔を２００ｍｍから１５０ｍｍを変更した場合について説明しているが、寸法（断面積）を大きいスタッドを用いたり、高強度のスタッドを用いたりすることによっても支持力を向上することができる。
【００６５】
（２−２）逆打支柱の断面を変えずに、埋め込み深さを深くする。
例えば、図１５に示すように、逆打支柱２０のコンクリート杭３０への埋め込み深さＬを４ｍから６ｍへ変更する。これにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０との間で伝達可能なせん断力の最大値は以下の式（４５）のように向上できる。
【数２７】
【００６６】
以上説明したように、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部を計画する場合には、逆打支柱２０のコンクリート杭３０に埋設された部分の長さ（埋め込み深さ）Ｌ、スタッド２１の間隔ｓ、スタッド２１の強度及びスタッド２１の断面を設定するとともに、これらの条件以外の最大支持力Ｎｔｏｔａｌを算出するために必要な条件を設定する。
【００６７】
次に、これら設定した条件における逆打支柱２０とコンクリート杭３０の間で伝達可能なせん断力の最大値を算出する。そして、算出したせん断力の最大値が逆打支柱２０に作用する軸力以下の場合には、（２−１）又は（２−２）の方法により、逆打支柱２０の埋め込み深さＬ、スタッド２１の間隔ｓ、スタッド２１の強度及びスタッド２１の断面を再設定する。なお、上記の実施例では、何れか一つの項目についてのみ、再設定を行った場合について説明したが、これに限らず、複数の項目を再設定してもよい。
【００６８】
これらの工程を繰り返すことにより、算出したせん断力の最大値が逆打支柱２０に作用する軸力を超えるような、埋め込み深さＬ、スタッド２１の深さ方向の間隔ｓ、スタッド２１の強度及びスタッド２１の断面を求めることにより、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の設計を行うことができる。
【００６９】
なお、スタッド２１の間隔ｓ、スタッド２１の強度及びスタッド２１の断面を再設定する場合には、図１６（Ａ）に示すように、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の中間部Ａは伝達される単位長さあたりのせん断力が小さいため、この部分Ａのスタッド２１の間隔ｓを狭める、この部分Ａのスタッド２１に高強度のものを用いる、又はこの部分Ａのスタッド２１に断面が大きいものを用いることとするとよい。これにより、図１６（Ｂ）に示すように、深さによらず、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される単位長さあたりのせん断力のばらつきがなくなり、スムーズな応力の伝達が可能となる。
【００７０】
以上説明したように、本実施形態によれば、逆打支柱２０とコンクリート杭３０の接合部の上端及び下端において中間部よりも大きな値となるように、二次関数によりせん断力を近似したため、実際の状況と適合し、精度良く伝達されるせん断力を算出することができる。
【００７１】
また、このように実際の状況と適合する単位長さあたりのせん断力の算出方法を用いることで、従来の方法においてせん断力が作用していないとしていた有効深さよりも下方において、伝達されるせん断力を評価することができる。
【００７２】
従来の方法を用いて設計を行う場合には、伝達されるせん断力が逆打支柱２０に作用する軸力に比べて小さく、かつ、逆打支柱２０に取り付けるスタッド２１の間隔を狭められないような場合には、有効埋め込み深さを大きくするため、逆打支柱２０の柱径を大きくしていた。これに対して、本実施形態によれば、逆打支柱の径を大きくしなくても、従来の有効深さよりも深い部分におけるせん断力の伝達を評価することができるため、より効率のよい設計が可能となる。
【００７３】
なお、本実施形態では、スタッド２１による単位長さあたりのせん断力の伝達と、コンクリート杭３０と逆打支柱２０の付着によるせん断力の伝達とを合わせて評価する場合について説明したが、これに限らず、スタッド２１によるせん断力の伝達のみを評価することもできる。この場合には、式（２７）における付着剛性Ｋｂｏｎｄを０とすればよい。
【００７４】
さらに、本実施形態では、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される単位長さあたりのせん断力を近似する曲線として二次関数を用いたが、これに限らず、多次関数曲線やその他の曲線でも近似することができ、要するに、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との接合部において、中間部に比べて上端及び下端高さにおける単位長さあたりのせん断力が大きくなるような曲線であればよい。
また、本実施形態では、逆打ち支柱としてクロスＨ鋼を用いた場合を説明したが、これに限らず、図１７（Ａ）に示すような鋼管４０を用いた場合や、図１７（Ｂ）に示すようにＨ型鋼４１を用いた場合であっても、本発明を適用できる。なお、鋼管４０を用いる場合には、内部にコンクリートを充填してもよいし、中空にしてもよい。
【００７５】
また、本実施形態では、コンクリート杭３０と逆打支柱２０との間で伝達される単位長さあたりのせん断力を算出する場合について説明したがこれに限らず、コンクリート部材と鋼材との接合端面においてせん断力が作用する場合であれば、本発明を適用することができる。
【図面の簡単な説明】
【００７６】
【図１】逆打支柱とコンクリート杭との接合部を示す図であり、（Ａ）は鉛直断面図、（Ｂ）は内部の構成を示すべく鉄筋かごを省略した鉛直断面図、（Ｃ）は水平断面図である。
【図２】逆打支柱とコンクリート杭との間でスタッドを介してせん断力が伝達される機構を示す図である。
【図３】逆打支柱に軸力が作用した際の、逆打支柱に作用する軸力、ひずみ、及び変位を示す図である。
【図４】逆打支柱に軸力が作用した際の、コンクリート杭に作用する軸力、ひずみ、及び変位を示す図である。
【図５】逆打支柱に軸力が作用した際の、コンクリート杭と逆打支柱の相対変位、及び単位長さあたりのせん断力を示す図である。
【図６】数値解析において設定したスタッドの剛性を示すグラフである。
【図７】数値解析において設定した付着剛性を示すグラフである。
【図８】数値解析の条件を示す表である。
【図９】条件１〜３におけるコンクリート杭のひずみ分布を示すグラフである。
【図１０】条件１〜３における逆打支柱のひずみ分布を示すグラフである。
【図１１】条件１〜３におけるスタッドの負担するせん断力を示すグラフである。
【図１２】条件４〜６におけるコンクリート杭のひずみ分布を示すグラフである。
【図１３】条件４〜６における逆打支柱のひずみ分布を示すグラフである。
【図１４】条件４〜６におけるスタッドの負担するせん断力を示すグラフである。
【図１５】逆打支柱の支持力を向上する方法を示す図である。
【図１６】（Ａ）はスタッドの配置を再設定する場合にスタッドの径を大きくする又は取り付け間隔を狭めるとよい部分を示す図であり、（Ｂ）は中間部のスタッドの径を大きくする又は取り付け間隔を狭めた場合の単位長さあたりのせん断力の分布を示すグラフである。
【図１７】（Ａ）は逆打支柱として用いられ鋼管を示す水平断面図であり、（Ｂ）はＨ型鋼を示す水平断面図である。
【符号の説明】
【００７７】
２０ 逆打支柱
２１ スタッド
３０ コンクリート杭
３１ コンクリート
５０ 機構
５１ コンクリート杭を示す要素
５２ 逆打支柱を示す要素
５３ スタッドを示す要素
【特許請求の範囲】
【請求項１】
鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面において、前記接合面に沿ってせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に、前記せん断力の作用方向の前記接合面の端部からの距離ｘ［ｍｍ］における前記鋼材と前記コンクリート部材との間で伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］を、
前記鋼材の軸剛性ＡＳＥＳと、前記コンクリート部材の軸剛性ＡＣＥＣと、前記鋼材と前記コンクリート部材との接合面におけるせん断剛性Ｋ［Ｎ／ｍｍ２］と、前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長Ｌ［ｍｍ］と、に基づき、係数ａ、ｂ、ｃが決定される式（１）に基づき算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【数１】
【請求項２】
請求項１記載のせん断力分布の算出方法であって、前記係数ａ、ｂ、ｃを式（２）〜（４）により算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【数２】
Ｌ：前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長［ｍｍ］、ＡＳ：前記せん断力と鉛直方向の前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記せん断力と鉛直方向の前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性［Ｎ／ｍｍ２］
【請求項３】
請求項１又は２記載のせん断力分布の算出方法であって、
前記鋼材の前記接合面にはスタッドが設けられており、
前記スタッドが埋め込まれるように前記コンクリート部材は構築されており、
前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性Ｋを以下の式（５）により算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【数３】
Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの前記せん断力の作用方向の間隔［ｍｍ］
【請求項４】
請求項１から３のうちいずれか１項に記載のせん断力分布の算出方法であって、
前記鋼材は逆打支柱であり、前記コンクリート部材は前記逆打支柱の下端が埋設されたコンクリート杭であることを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【請求項５】
鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面において、前記接合面に沿ってせん断力が作用した際の最大せん断耐力を算出する方法であって、
所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により、前記接合面における前記単位長さあたりのせん断力の最大値が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性と等しくなるように、前記せん断力が作用する方向の前記単位長さあたりのせん断力の分布を近似し、
前記近似した単位長さあたりのせん断力の分布に基づき、鋼材とコンクリート部材との接合面における前記最大せん断耐力を算出することを特徴とする最大せん断耐力の算出方法。
【請求項６】
鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力を算出する方法であって、
前記接合面に沿ってせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に作用する、以下の式（６）〜（９）により算出される前記せん断力の作用方向の前記接合面の端部からの距離ｘ［ｍｍ］における前記鋼材と前記コンクリート部材との間で伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］により求められる前記接合面における最大せん断応力が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断強度τｍａｘと等しくなるような軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を算出し、当該算出した軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を最大せん断耐力とすることを特徴とする最大せん断耐力の算出方法。
【数４】
Ｌ：前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長［ｍｍ］、ＡＳ：前記せん断力と鉛直方向の前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記せん断力と鉛直方向の前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性［Ｎ／ｍｍ２］
【請求項７】
請求項６記載の最大せん断耐力の算出方法であって、
前記鋼材の前記接合面にはスタッドが設けられており、
前記スタッドが埋め込まれるように前記コンクリート部材は構築されており、
前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性Ｋを以下の式（１０）で算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面における最大せん断耐力の算出方法。
【数５】
Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの前記せん断力の作用方向の間隔［ｍｍ］
【請求項８】
表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を以下の式（１１）〜（１２）により算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面における最大せん断耐力の算出方法。
【数６】
Ｑ３：スタッドの最大せん断耐力［Ｎ］、Ｌ：前記鋼材が前記コンクリート部材に埋設された部分の長さ［ｍｍ］、ＡＳ：前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの深さ方向の間隔［ｍｍ］
【請求項９】
請求項６から８何れか１項に記載のせん断力分布の算出方法であって、
前記鋼材は逆打支柱であり、前記コンクリート部材は前記逆打支柱の下端が埋設されたコンクリート杭であることを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面における最大せん断耐力の算出方法。
【請求項１０】
請求項６から９何れか１項に記載の最大せん断耐力の算出方法であって、
前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長Ｌを、前記鋼材の径をＤとした場合に、Ｌ≦Ｌｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）として、前記軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を算出することを特徴とする最大せん断耐力の算出方法。
【請求項１１】
表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材の接合面にせん断力が作用した際に、前記スタッドに作用するせん断力を算出する方法であって、
前記せん断力が作用する方向の前記単位長さあたりのせん断力の分布を、所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により、前記単位長さあたりのせん断力により求められる前記接合面における最大せん断応力が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断強度と等しくなるように近似し、
前記近似した単位長さあたりのせん断力の分布に基づき、前記鋼材に設けられた前記スタッドに作用するせん断力を算出することを特徴とするスタッドに作用するせん断力を算出する方法。
【請求項１２】
表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材の接合面にせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に、前記コンクリート杭の上面高さからの深さｘ［ｍｍ］における前記スタッドに作用するせん断力ｑｓｔｕｄ（ｘ）［Ｎ］を式（１３）〜（１７）により算出することを特徴とするスタッドに作用するせん断力の算出方法。
【数７】
Ｌ：前記鋼材が前記コンクリート部材に埋設された部分の長さ［ｍｍ］、ＡＳ：前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数、Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの深さ方向の間隔［ｍｍ］
【請求項１３】
逆打支柱の下端がコンクリート杭に埋設されてなる逆打支柱の支持構造であって、
請求項９記載の方法により算出される最大せん断耐力が、前記逆打支柱に作用する軸力よりも大きくなるように設計されたことを特徴とする逆打支柱の支持構造。
【請求項１４】
請求項１３記載の逆打支柱の支持構造であって、
前記逆打支柱の前記コンクリート杭への埋設長さがＬｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）以下であることを特徴とする逆打支柱の支持構造。
【請求項１】
鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面において、前記接合面に沿ってせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に、前記せん断力の作用方向の前記接合面の端部からの距離ｘ［ｍｍ］における前記鋼材と前記コンクリート部材との間で伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］を、
前記鋼材の軸剛性ＡＳＥＳと、前記コンクリート部材の軸剛性ＡＣＥＣと、前記鋼材と前記コンクリート部材との接合面におけるせん断剛性Ｋ［Ｎ／ｍｍ２］と、前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長Ｌ［ｍｍ］と、に基づき、係数ａ、ｂ、ｃが決定される式（１）に基づき算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【数１】
【請求項２】
請求項１記載のせん断力分布の算出方法であって、前記係数ａ、ｂ、ｃを式（２）〜（４）により算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【数２】
Ｌ：前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長［ｍｍ］、ＡＳ：前記せん断力と鉛直方向の前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記せん断力と鉛直方向の前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性［Ｎ／ｍｍ２］
【請求項３】
請求項１又は２記載のせん断力分布の算出方法であって、
前記鋼材の前記接合面にはスタッドが設けられており、
前記スタッドが埋め込まれるように前記コンクリート部材は構築されており、
前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性Ｋを以下の式（５）により算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【数３】
Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの前記せん断力の作用方向の間隔［ｍｍ］
【請求項４】
請求項１から３のうちいずれか１項に記載のせん断力分布の算出方法であって、
前記鋼材は逆打支柱であり、前記コンクリート部材は前記逆打支柱の下端が埋設されたコンクリート杭であることを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面におけるせん断力分布の算出方法。
【請求項５】
鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面において、前記接合面に沿ってせん断力が作用した際の最大せん断耐力を算出する方法であって、
所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により、前記接合面における前記単位長さあたりのせん断力の最大値が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性と等しくなるように、前記せん断力が作用する方向の前記単位長さあたりのせん断力の分布を近似し、
前記近似した単位長さあたりのせん断力の分布に基づき、鋼材とコンクリート部材との接合面における前記最大せん断耐力を算出することを特徴とする最大せん断耐力の算出方法。
【請求項６】
鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力を算出する方法であって、
前記接合面に沿ってせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に作用する、以下の式（６）〜（９）により算出される前記せん断力の作用方向の前記接合面の端部からの距離ｘ［ｍｍ］における前記鋼材と前記コンクリート部材との間で伝達される単位長さあたりのせん断力τ（ｘ）［Ｎ／ｍｍ］により求められる前記接合面における最大せん断応力が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断強度τｍａｘと等しくなるような軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を算出し、当該算出した軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を最大せん断耐力とすることを特徴とする最大せん断耐力の算出方法。
【数４】
Ｌ：前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長［ｍｍ］、ＡＳ：前記せん断力と鉛直方向の前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記せん断力と鉛直方向の前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性［Ｎ／ｍｍ２］
【請求項７】
請求項６記載の最大せん断耐力の算出方法であって、
前記鋼材の前記接合面にはスタッドが設けられており、
前記スタッドが埋め込まれるように前記コンクリート部材は構築されており、
前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断剛性Ｋを以下の式（１０）で算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面における最大せん断耐力の算出方法。
【数５】
Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの前記せん断力の作用方向の間隔［ｍｍ］
【請求項８】
表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材との接合面における最大せん断耐力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を以下の式（１１）〜（１２）により算出することを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面における最大せん断耐力の算出方法。
【数６】
Ｑ３：スタッドの最大せん断耐力［Ｎ］、Ｌ：前記鋼材が前記コンクリート部材に埋設された部分の長さ［ｍｍ］、ＡＳ：前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの深さ方向の間隔［ｍｍ］
【請求項９】
請求項６から８何れか１項に記載のせん断力分布の算出方法であって、
前記鋼材は逆打支柱であり、前記コンクリート部材は前記逆打支柱の下端が埋設されたコンクリート杭であることを特徴とする鋼材とコンクリート部材の接合面における最大せん断耐力の算出方法。
【請求項１０】
請求項６から９何れか１項に記載の最大せん断耐力の算出方法であって、
前記せん断力が作用する方向の前記接合面の全長Ｌを、前記鋼材の径をＤとした場合に、Ｌ≦Ｌｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）として、前記軸力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］を算出することを特徴とする最大せん断耐力の算出方法。
【請求項１１】
表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材の接合面にせん断力が作用した際に、前記スタッドに作用するせん断力を算出する方法であって、
前記せん断力が作用する方向の前記単位長さあたりのせん断力の分布を、所定の区間の両端部における値が中間部における値よりも大きくなるような関数により、前記単位長さあたりのせん断力により求められる前記接合面における最大せん断応力が、前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断強度と等しくなるように近似し、
前記近似した単位長さあたりのせん断力の分布に基づき、前記鋼材に設けられた前記スタッドに作用するせん断力を算出することを特徴とするスタッドに作用するせん断力を算出する方法。
【請求項１２】
表面にスタッドが設けられた鋼材と、前記鋼材と一体となるように構築されたコンクリート部材の接合面にせん断力Ｎｔｏｔａｌ［Ｎ］が作用した際に、前記コンクリート杭の上面高さからの深さｘ［ｍｍ］における前記スタッドに作用するせん断力ｑｓｔｕｄ（ｘ）［Ｎ］を式（１３）〜（１７）により算出することを特徴とするスタッドに作用するせん断力の算出方法。
【数７】
Ｌ：前記鋼材が前記コンクリート部材に埋設された部分の長さ［ｍｍ］、ＡＳ：前記鋼材の断面積［ｍｍ２］、ＥＳ：前記鋼材のヤング係数［Ｎ／ｍｍ］、ＡＣ：前記コンクリート部材の断面積［ｍｍ２］、ＥＣ：前記コンクリート部材のヤング係数、Ｋｓｔｕｄ：前記接合面の単位長さあたりのスタッドのせん断耐力［Ｎ／ｍｍ］、Ｋｂｏｎｄ：前記鋼材と前記コンクリート部材のせん断力に対する付着剛性［Ｎ／ｍｍ２］、ｓ：スタッドの深さ方向の間隔［ｍｍ］
【請求項１３】
逆打支柱の下端がコンクリート杭に埋設されてなる逆打支柱の支持構造であって、
請求項９記載の方法により算出される最大せん断耐力が、前記逆打支柱に作用する軸力よりも大きくなるように設計されたことを特徴とする逆打支柱の支持構造。
【請求項１４】
請求項１３記載の逆打支柱の支持構造であって、
前記逆打支柱の前記コンクリート杭への埋設長さがＬｍａｘ（４Ｄ＜Ｌｍａｘ≦１０Ｄ）以下であることを特徴とする逆打支柱の支持構造。
【図８】
【図１５】
【図１６】
【図１７】
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【図１６】
【図１７】
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【公開番号】特開２０１０−２５５８３（Ｐ２０１０−２５５８３Ａ）
【公開日】平成２２年２月４日（２０１０．２．４）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００８−１８４１０２（Ｐ２００８−１８４１０２）
【出願日】平成２０年７月１５日（２００８．７．１５）
【出願人】（００００００５４９）株式会社大林組 (1,758)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２２年２月４日（２０１０．２．４）
【国際特許分類】
【出願日】平成２０年７月１５日（２００８．７．１５）
【出願人】（００００００５４９）株式会社大林組 (1,758)
【Ｆターム（参考）】
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