JP6095906B2 - Ｃｆｔ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法 - Google Patents

Description

本発明は、ＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法に関する。

従来の逆打ち工事においては、構真柱にはＨ型鋼若しくはクロスＨ型鋼等の鋼材が広く使用され、構真柱の構真台柱への根入れ部分には、頭付スタッドが取り付けられていた。
この結果、図１１（Ａ）〜図１１（Ｄ）に示すように、構真柱７０に作用する軸力（鉛直荷重）Ｐは、構真柱７０の外周面と構真台柱７２のコンクリートとの間の付着抵抗Ｎ_ｆ（ｋＮ）、スタッド７４と構真台柱７２との間のスタッド抵抗Ｎ_ｓ（ｋＮ）、及び構真柱７０の下端面と構真台柱７２との間の支圧抵抗Ｎ_ｂ（ｋＮ）とが合計された抵抗Ｎ（ｋＮ）により支持されていた。

また、構真台柱７２に作用した構真柱７０からの軸力（鉛直加重）Ｐは、構真台柱７２と地盤との間の周面摩擦抵抗、及び構真台柱の下端面と地盤との間の支圧抵抗により地盤に伝達される。このような軸力Ｐの伝達経路を考慮して、構真柱７０の根入れ部の設計方法が提案されている（例えば、非特許文献１、２参照）。

近年、建物の高層化に伴う建物重量の増加に対応するため、構真柱としてコンクリート充填鋼管柱（以下、ＣＦＴ柱と記す）が利用されるようになってきている。ＣＦＴ柱は、従来のＲＣ柱（鉄筋コンクリート柱）やＳＲＣ柱（鉄骨鉄筋コンクリート柱）に比べ、大きな曲げ耐力及びせん断耐力を有する大断面（例えば一辺が７００ｍｍ〜１０００ｍｍ程度）の柱である。

一方、構真柱からの軸力を受けて地盤に伝達する構真台柱は、構真台柱に用いるコンクリートの強度の増加や、拡径率（杭軸部の径に対する杭先端の径の比）が高い拡径杭の増加等により、軸部の外径が小さくなる（例えば外径が１４００mm〜３０００mm程度）傾向にある。

ＣＦＴ柱を用いた建物を逆打ち工法により構築する場合、ＣＦＴ柱をそのままＣＦＴ構真柱として利用する場合が多い（例えば、特許文献１参照）。
ここに、特許文献１は、先端部にコンクリートを充填したＣＦＴ鋼管柱を、杭穴内に建て込んだ後に、杭コンクリートを打設して構真柱としての鉛直精度を確保する。次いで、ＣＦＴ鋼管の中空内部にコンクリートを充填してＣＦＴ柱とする構成である。

しかし、従来の方法に従って構築された構真台柱で特許文献１のＣＦＴ構真柱を支持させた場合、構真台柱の軸部の外径に対してＣＦＴ構真柱の幅（又は外径）が大きくなり、構真台柱の支持力（抵抗）が不足して、ＣＦＴ構真柱に作用する軸力を構真台柱へ伝達できなくなる恐れがある。

特開平１１−２６４１３４号公報 若林嘉津雄：建築構造と施工の接点、学芸出版、ＰＰ．９８−１１１、１９９０ 石井修, 中山信雄, 伊藤栄俊, 堀江邦彦：逆打ち工法を知る ＩＩ 施工計画 構造検討事項、建築技術、ＮＯ．５９２、ＰＰ．１１２−１２０ 、１９９０

本発明は、上記事実に鑑み、構真台柱の径に対してＣＦＴ構真柱の幅が大きくなった場合においても、ＣＦＴ構真柱に作用する軸力を構真台柱へ伝達できるＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法を提供することを目的とする。

請求項１に記載の発明に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法は、建物を支持し、根入れ部にスタッドが設けられたＣＦＴ構真柱と、前記根入れ部が挿入され、前記根入れ部を抵抗Ｎで支持する構真台柱と、を有するＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造において、下記（１）式で算出される前記抵抗Ｎを前記建物から前記ＣＦＴ構真柱に伝達される軸力より大きくする、ことを特徴としている。



ここに、
Ｎ ：Ｎ_１及びＮ_２で求められた構真台柱の抵抗のうち値の小さい方（ｋＮ）
Ｎ_１ ：Ｎ_ｆ、Ｎ_ｂ及びＮ_ｓから求められるＣＦＴ構真柱の根入れ部における構真台柱の抵抗（ｋＮ）
Ｎ_２ ：コンクリートの許容圧縮応力度から求められるＣＦＴ構真柱の根入れ部における構真台柱の抵抗（ｋＮ）
Ｎ_ｆ ：ＣＦＴ構真柱の外周面と構真台柱との間の付着抵抗（ｋＮ）
Ｎ_ｂ ：ＣＦＴ構真柱の先端面と構真台柱との間の支圧抵抗（ｋＮ）
Ｎ_ｓ ：スタッドと構真台柱との間のスタッド抵抗（ｋＮ）
α ：累加係数（通常０．５）
β ：累加係数（通常０．８）
σ_ｃ：構真台柱コンクリートの許容圧縮応力度（ｋＮ／ｍ２）
Ａ_ｃ ：構真台柱の断面積からスタッドを含むＣＦＴ構真柱の投影断面積を差し引いた断面積（ｍ^２）

請求項１に記載の発明によれば、構真台柱における、ＣＦＴ構真柱の根入れ部を支持する抵抗Ｎを（１）式により算出する。また、建物からＣＦＴ構真柱に伝達される軸力に対し、抵抗Ｎを大きくする。
ここに（１）式は、（２）式と（３）式で算出されたＣＦＴ構真柱の根入れ部の抵抗Ｎ_１、Ｎ_２のうち、小さい方を選択して抵抗Ｎとする。

これにより、実際の抵抗値により近い、ＣＦＴ構真柱の根入れ部における構真台柱の抵抗Ｎを算出することができる。建物からＣＦＴ構真柱に伝達される軸力に対し抵抗Ｎを大きい値に調整することで、ＣＦＴ構真柱に作用する軸力を構真台柱へ伝達できるＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造を提供することができる。

請求項２に記載の発明は、請求項１に記載のＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法において、前記ＣＦＴ構真柱の幅（Ｄ）に対する前記構真台柱の径（Φ）の比Ｒ（Ｒ＝Φ／Ｄ）を２．０以上、且つ３．０未満とする、ことを特徴としている。
即ち、比Ｒが２．０以上で、且つ３．０未満の範囲において、ＣＦＴ構真柱に作用する軸力を構真台柱へ伝達することができる。

請求項３に記載の発明に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法は、建物を支持し、根入れ部にスタッドが設けられたＣＦＴ構真柱と、前記ＣＦＴ構真柱が根入れされる根入れ部に補強部材が設けられている構真台柱と、を有するＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造において、前記補強部材を、下記（４）式を満たす強度とする、ことを特徴としている。

ここに、
Ｐ_ｗ ：構真台柱の面積に対する補強部材の断面積の割合（％）
σ_ｓｙ：補強部材の降伏強度（ｋＮ／ｍ^２）
σ_ｃｔ：建物からＣＦＴ構真柱に伝達される軸力に基づいて算出される構真台柱に作用する引張応力（ｋＮ／ｍ^２）

請求項３に記載の発明によれば、構真台柱における、ＣＦＴ構真柱が根入れされる根入れ部に設けられている補強部材を（４）式を満たす強度とする。また、ＣＦＴ構真柱の根入れ部には、スタッドが設けられている。
この補強部材が、構真台柱に作用する圧縮応力を分担することにより、構真台柱の径に対してＣＦＴ構真柱の幅が大きくなった場合においても、ＣＦＴ構真柱に作用する軸力を構真台柱へ伝達できる、ＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法を提供することができる。

請求項４に記載の発明は、請求項３に記載のＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法において、前記構真台柱の断面積（Ａ_１）に対する前記補強部材の断面積（Ａ_２）の割合Ｐ_ｗ（Ｐ_ｗ＝Ａ_２／Ａ_１）を０．４５％以上とする、ことを特徴としている。
この結果、補強部材により、ＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合強度を高く維持することができる。

本発明は、上記構成としてあるので、構真台柱の径に対してＣＦＴ構真柱の幅が大きくなった場合においても、ＣＦＴ構真柱に作用する軸力を構真台柱へ伝達させることができる。

（Ａ）は、本発明の第１の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の基本構成を示す接合部の横断面図であり、（Ｂ）は縦断面図である。 （Ａ）は、本発明の第１の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の模型実験の試験体１の横断面図及び縦断面図であり、（Ｂ）は試験体２の横断面図及び縦断面図であり、（Ｃ）は試験体３の横断面図及び縦断面図である。 本発明の第１の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の模型実験の試験体１〜試験体３の代表寸法を示す図である。 本発明の第１の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の模型実験の実験結果を示す図であり、（Ａ）はＰ−δ特性を（Ｂ）は最大鉛直加重を示している。 （Ａ）と（Ｂ）は、いずれも本発明の第１の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の他の展開例を示す接合部の横断面図である。 （Ａ）は、本発明の第２の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の基本構成を示す接合部の横断面図であり、（Ｂ）は縦断面図である。 本発明の第２の実施の形態に係る構真台柱に作用する引張応力の算定方法を示す図である。 （Ａ）は、本発明の第２の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の模型実験の試験体４の横断面図及び縦断面図であり、（Ｂ）は試験体５の横断面図及び縦断面図であり、（Ｃ）は試験体６の横断面図及び縦断面図であり、（Ｄ）は試験体７の横断面図及び縦断面図である。 本発明の第２の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の模型実験の試験体４〜試験体７の代表寸法を示す図である。 本発明の第２の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の模型実験の実験結果を示す図であり、（Ａ）はＰ−δ特性を、（Ｂ）は最大鉛直加重を示している。 従来例のＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の構真柱根入れ部における荷重伝達方法を示す図である。

（第１の実施形態）
図１〜図５を用いて、第１の実施形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造１０について説明する。
ここに、図１は、本発明の第１の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の基本構成を示す図であり、図２は、模型実験の試験体１〜試験体３の横断面図及び縦断面図であり、図３は、試験体１〜試験体３の代表寸法を示す図であり、図４は、模型実験の実験結果を示す図であり、図５は、他の展開例を示す接合部の横断面図である。

図１に示すように、第１の実施形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造１０は、根入れ部３６にスタッド１６が設けられたＣＦＴ構真柱１２を有している。
ＣＦＴ構真柱１２は、一辺がＤの正方形の角形鋼管の内部に、コンクリート１８が充填されたコンクリート充填鋼管である。ＣＦＴ構真柱１２の下部は根入れ部３６とされ、構真台柱１４に深さＨで根入れされている。ＣＦＴ構真柱１２の根入れ部３６の外周面には、頭付きスタッド１６が複数本、所定の間隔を開けて設けられている。

構真台柱１４は、地中に埋設され、ＣＦＴ構真柱１２を支持する外径Φの鉄筋コンクリート製の柱体である。構真台柱１４には、ＣＦＴ構真柱１２の根入れ部３６が深さＨで根入れされ、ＣＦＴ構真柱１２から伝達される鉛直荷重Ｐは、構真台柱１４を介して周囲の地盤へ伝達される。

このような構成において、ＣＦＴ構真柱１２が根入れされる構真台柱１４の抵抗Ｎ（ｋＮ）は、下記（１）式で算出することができる。


ここに、
Ｎ ：Ｎ_１及びＮ_２で求められた構真台柱の抵抗のうち値の小さい方（ｋＮ）
Ｎ_１：Ｎ_ｆ、Ｎ_ｂ及びＮ_ｓの和から求められるＣＦＴ構真柱の根入れ部における構真台柱の抵抗（ｋＮ）
Ｎ_２：コンクリートの許容圧縮応力度から求められるＣＦＴ構真柱の根入れ部における構真台柱の抵抗（ｋＮ）
Ｎ_ｆ ：ＣＦＴ構真柱の外周面と構真台柱との間の付着抵抗（ｋＮ）
Ｎ_ｂ ：ＣＦＴ構真柱の先端面と構真台柱との間の支圧抵抗（ｋＮ）
Ｎ_ｓ ：スタッドと構真台柱との間のスタッド抵抗（ｋＮ）
α ：累加係数（通常０．５）
β ：累加係数（通常０．８）
σ_ｃ ：構真台柱コンクリートの許容圧縮応力度（ｋＮ／ｍ^２）
Ａ_ｃ ：構真台柱の断面積からスタッドを含むＣＦＴ構真柱の投影面積を差し引いた断面積（ｍ^２）

次に、抵抗Ｎの具体的な算出方法について説明する。
先ず（２）式で構真台柱１４の抵抗Ｎ_１（ｋＮ）を算出する。
ここに（２）式は、上述した非特許文献１、２に記載された式であり、従来から広く使用されている。（２）式を用いることで、構真柱１２の外周面と構真台柱１４のコンクリートとの間の付着抵抗Ｎ_ｆ（ｋＮ）、スタッド１６と構真台柱１４との間のスタッド抵抗Ｎ_ｓ（ｋＮ）、及び構真柱１２の下端面と構真台柱１４との間の支圧抵抗Ｎ_ｂ（ｋＮ）とが合計された構真台柱１４の抵抗Ｎ_１（ｋＮ）が算出される。

次に、（３）式で構真台柱１４の抵抗Ｎ_２（ｋＮ）を算出する。
ここに（３）式は新たに提案された式であり、（３）式を用いることで、構真台柱１４を構成するコンクリートの許容圧縮応力度σ_ｃと、構真台柱１４の断面積からスタッド１６を含むＣＦＴ構真柱１２の投影面積を差し引いた断面積Ａ_ｃ（ｍ^２）との積から、構真台柱１４の抵抗Ｎ_２（ｋＮ）が算出される。

最後に（１）式により、（２）式で算出された抵抗Ｎ_１（ｋＮ）と（３）式で算出された抵抗Ｎ_２（ｋＮ）が比較され、小さい方の値が選択され抵抗Ｎ（ｋＮ）とされる。
この抵抗Ｎ（ｋＮ）により、構真柱１２から構真台柱１４に作用する軸力（荷重）Ｐ（ｋＮ）が支持される。

次に、（１）式〜（３）式の適用範囲について説明する。
（１）式〜（３）式の適用範囲としては、ＣＦＴ構真柱１２の幅Ｄに対する構真台柱１４の径Φの比Ｒ（Ｒ＝Φ／Ｄ）が、２．０以上で、且つ３未満（２．０≦Ｒ＜３．０）が望ましい。

上限である比Ｒが３．０未満という条件については、（２）式は、従来から用いられている式であり、後述すように、比Ｒが３．０以上の範囲では、（２）式で実際の抵抗とほぼ等しい値を算出することができるため、この範囲を除外するため比Ｒが３．０未満とした。
一方、下限である比Ｒが２．０以上という条件については、根切り部３６の角部において、ＣＦＴ構真柱１２を囲むコンクリートの被り厚さＫが絶対量が不足し（例えば、比Ｒが２．０ではコンクリートの最小被り厚さＫが約０．３Ｄとなる）、構真台柱１４として要求される安全率を物理的に確保できなくなるため、比Ｒの下限を２．０以上とした。

従って、（１）式〜（３）式を用いることにより、構真台柱１４の軸部の径Φに対し、ＣＦＴ構真柱１２の幅Ｄが相対的に大きくなり、（２）式では、構真台柱１４の抵抗Ｎ（支持力）が過大に算出される範囲（比Ｒが２．０以上で且つ３未満）において、後述するように、構真台柱１４の実際の抵抗とほぼ等しい抵抗Ｎを算出することができる。

次に、（１）式〜（３）式の妥当性について実証実験結果を用いて説明する。
実証実験は、ＣＦＴ構真柱の根入れ部の抵抗を把握するため、実際の構真柱の根入れ部の１／５程度のスケールの構造模型を用いて実施した。
試験体は図２に示す３種類（試験体１〜３）とした。試験体１〜３は、径Φの異なる３種類の構真台柱２８、３０、３２を用いて行った。また、試験体１〜３の構真台柱２８、３０、３２には、いずれも一辺の幅がＤ１のＣＦＴ構真柱２６が根入れされている。

実証実験は、試験体１〜３のそれぞれについて、構真柱２６の上部に鉛直荷重Ｐを加え、鉛直荷重Ｐを徐々に大きくし、鉛直荷重Ｐに対する構真台柱２８、３０、３２の変位量δを計測した。

図３に試験体１〜３の各部の代表寸法を示す。
構真柱２６の幅Ｄ１は試験体１〜３ですべて同じ寸法（２００ｍｍ）とした。構真柱２６が根入れされた試験体１の構真台柱２８の径Φ１は６００ｍｍ、試験体２の径Φ２は５００ｍｍ、試験体３の径Φ３は４００ｍｍとした。
この結果、試験体１〜３の構真柱２６の幅Ｄ１に対する構真台柱２８、３０、３２の径Φ１〜Φ３の比Ｒ（Ｒ＝Φ／Ｄ）は、Ｒ＝２．０〜３．０の範囲となった。また、試験体１〜３の構真柱２６を囲む構真台柱２８、３０、３２のコンクリートの最小被り厚さＫ１〜Ｋ３は、０．３Ｄ〜０．８Ｄの範囲であった。

図４（Ａ）に検証実験の結果を、図４（Ｂ）に検証結果を示す。図４（Ａ）の横軸は構真台柱の変位量δ（ｍｍ）であり、縦軸は構真柱に加えた鉛直荷重Ｐ（ｋＮ）である。
図４（Ａ）の特性Ｑ１は試験体１のＰ-δ特性であり、特性Ｑ２は試験体２のＰ-δ特性であり、特性Ｑ３は試験体３のＰ-δ特性である。

特性Ｑ１は、最も大きな鉛直荷重Ｐ（最大約４２００ｋＮ）に耐えることができた。また、この時の変位量δは最も小さな値であった。これは、試験した３種類の試験体の中で、試験体１の構真台柱２８の径Φ１が最も大きいためと思われる。
特性Ｑ２は、次に大きな鉛直荷重Ｐ（最大約２７００ｋＮ）に耐えることができた。また、この時の変位量δは、次に小さな値であった。これは、試験体２の構真台柱３０の径Φ２が、試験体１に次いで大きいためと思われる。
特性Ｑ３は、最も小さな鉛直荷重Ｐ（最大約１８００ｋＮ）に耐えることができた。また、この時の変位量δは、最も大きな値であった。これは、試験した３種類の試験体の中で、試験体３の構真台柱３２の径Φ３が最も小さいためと思われる。

図４（Ａ）の横軸に平行な特性Ｕは、上述した（２）式で算出した構真台柱の抵抗Ｎ_１である。すべての試験体１〜３で同じ値（約４１００ｋＮ）となっている。
また、図４（Ａ）の横軸に平行な特性Ｓ１は、（３）式で算出した試験体１の構真台柱２８の抵抗Ｎ_２である。抵抗Ｎ_２は約４６００ｋＮであった。特性Ｓ２は、（３）式で算出した試験体２の構真台柱３０の抵抗Ｎ_２である。抵抗Ｎ_２は約２６００ｋＮであった。特性Ｓ３は、（３）式で算出した試験体３の構真台柱３２の抵抗Ｎ_２である。抵抗Ｎ_２は約１７００ｋＮであった。

図４（Ｂ）には、最大鉛直荷重の実測値、及び（１）〜（３）式の算出結果を示している。最大鉛直荷重をＣＦＴ構真柱１２の根入れ部の抵抗と考えると、これらの結果から、（１）式の算出結果は、実際に測定した実測値と試験体１〜３のいずれにおいてもよく一致しているといえる。
即ち、試験体１については（２）式の算出結果を採用し、試験体２については（３）式の算出結果を採用し、試験体３については（３）式の算出結果を採用することで、構真台柱の根入れ部の抵抗を正しく求めることができる。

ここに、試験体１の構真柱１２の幅（Ｄ）に対する構真台柱１４の径（Φ）の比Ｒ（Ｒ＝Φ／Ｄ）は３．０であり、試験体２の比Ｒは２．５であり、試験体３の比Ｒは２．０である。
このことから、比Ｒが２．０〜３．０の範囲において、（１）〜（３）式でＣＦＴ構真柱の根入れ部の抵抗を評価できるといえる。

なお、比Ｒが３．０以上の範囲では、従来から（２）式で抵抗を評価してきた。今回の実験でも、上述したように、比Ｒが３．０において（２）式で抵抗を評価できることが証明された。
一方、比Ｒが３．０より小さい範囲では、（２）式の算出値と実測値は大きく乖離しており、（２）式では、比Ｒが３．０より小さい範囲では算出値は過大となり、正しく評価することはできない。

この（２）式では過大と算出される範囲においては、（３）式を用いることにより実測値とほぼ等しい抵抗を算出することができる。即ち、本実施の形態の（１）式〜（３）式を用いれば、比Ｒが２．０〜３．０の範囲で、ＣＦＴ構真柱の根入れ部の抵抗を正しく評価することができる。

次に、効果について説明する。
以上説明したように、ＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造１０において、構真台柱１４の径Φに対し、ＣＦＴ構真柱１２の幅Ｄが大きくなった場合（ＣＦＴ構真柱１２の幅Ｄに対する構真台柱１４の径Φの比Ｒ（Ｒ＝Φ／Ｄ）が２以上で、且つ３未満）においても、構真台柱１４の抵抗Ｎを正しく把握することができる。この抵抗Ｎを用いて鉛直荷重Ｐを調整することで、ＣＦＴ構真柱１２に作用する軸力を構真台柱１４へ伝達できるＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造１０を提供することができる。

即ち、従来の（２）を用いた根入れ部の抵抗Ｎの算定方法では、根入れ部の抵抗を過大に評価する範囲（比Ｒが３．０未満）が存在するため、この範囲において、構真台柱１４にクラック等が発生するという問題を解決できる。
更に、構真台柱１４に生じたクラック等により、ＣＦＴ構真柱１２が予想以上に沈下し、その後の逆打ち躯体の作業に悪影響を及ぼすという問題を解決できる。

また、本実施形態によるＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造１０を用いる事により、構真柱１２の根入れ部分の抵抗を正しく評価することができ、構真台柱１４や逆打ち躯体の品質が確保され、逆打ち工事を安全に行うことができる。
更に、ＣＦＴ構真柱１２に作用する軸力が、構真台柱１４の根入れ部分の抵抗より大きい場合、本実施形態によるＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造１０を用いることにより、構真台柱の径Φを大きくする、若しくは構真台柱１４のコンクリート強度を増加させるなどの対策を簡易に計画することができる。

なお、ＣＦＴ構真柱１２は、断面が矩形の角形鋼管で説明したが、図５（Ｂ）に示す断面が円形のＣＦＴ鋼管３８であっても良い。この場合には、幅ＤをＣＦＴ鋼管３８の直径Ｄとすればよい。

また、本実施形態の適用範囲は、ＣＦＴ構真柱１２の幅Ｄに対する構真台柱１４の径Φの比Ｒ（Ｒ＝Φ／Ｄ）が２以上３未満と表現した。しかし、ＣＦＴ構真柱１２の根入れ部の最小被り厚さＫで表現してもよい。
即ち、断面が矩形の、ＣＦＴ構真柱１２を覆う根入れ部における構真台柱１４の最小被り厚さをＫ（図５（Ａ）参照）、ＣＦＴ構真柱１２の幅をＤとしたとき、最小被り厚さＫは０．３Ｄ以上、０．８Ｄ未満（０．３Ｄ≦Ｋ＜０．８Ｄ）と表現される。
なお、断面が円形のＣＦＴ鋼管３８では、最小被り厚さＫ４は、０．５Ｄ以上、１．０Ｄ未満（０．５Ｄ≦Ｋ４＜１．０Ｄ）と表現される（図５（Ｂ）参照）。

（第２の実施形態）
図６〜図１０を用いて、第２の実施形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造４０について説明する。構真台柱４２が補強部材としての補強鉄筋４８を有している点において、第１の実施形態と相違する。相違点を中心に説明する。

ここに、図６は第２の実施形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の基本構成を示す図であり、図７は構真台柱に作用する引張応力の算定方法を示す図であり、図８は模型実験の試験体４〜試験体７の構成を示す図であり、図９は模型実験の試験体４〜試験体７の代表寸法を示す図であり、図１０は模型実験の実験結果を示す図である。

図６に示すように、第２の実施の形態に係るＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造４０は、根入れ部にスタッド１６が設けられたＣＦＴ構真柱１２を有し、ＣＦＴ構真柱１２は、構真台柱４２に深さＨで根入れされている。
ここに、ＣＦＴ構真柱１２とスタッド１６は、第１の実施の形態で既に説明したＣＦＴ構真柱１２及びスタッド１６と同じ寸法、同じ構成であり説明は省略する。

構真台柱４２は、主筋４４と帯筋４６からなる補強部材としての補強鉄筋４８を有している。補強鉄筋４８は、構真台柱４２の外周に、ＣＦＴ構真柱１２を囲んで所定の被り厚さで設けられている。更に、補強鉄筋４８は、構真台柱４２の長さ方向の全長に渡り配筋されている。

補強鉄筋４８は、下記（４）式〜（６）式を満たす強度を有している。


ここに、
Ｐ_ｗ ：構真台柱の断面積に対する補強部材の断面積の割合（％）
σ_ｓｙ ：補強部材の降伏強度（ｋＮ／ｍ^２）
σ_ｃｔ ：構真台柱に作用する引張応力（ｋＮ／ｍ^２）
σ_ｃｃ ：構真台柱に作用する圧縮応力（ｋＮ／ｍ^２）
Φ ：構真台柱の径（ｍ）
Ｄ ：構真柱の幅（ｍ）
ｘ ：構真柱根入れ先端深度からの距離（ｍ）
β ：形状係数（−）

上式において、補強鉄筋４８の量は（４）式により算出される。なお、構真台柱４２に作用する引張り応力σ_ｃｔは、非特許文献１に記されている割裂引張り応力の算定方法に基づいて図７、（５）式及び（６）式により算定される。
図７は、横軸に構真柱根入れ先端深度からの距離ｘ（ｍ）と構真台柱の径Φ（ｍ）の比（ｘ／Φ）をとり、縦軸に構真台柱４２に作用する引張応力σ_ｃｔ（ｋＮ／ｍ^２）と圧縮応力σ_ｃｃ（ｋＮ／ｍ^２）の比（σ_ｃｔ／σ_ｃｃ）をとっている。図７を用いることで、形状係数βごとの縦軸と横軸の関係を求めることができる。

また、ＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造４０において、補強鉄筋４８は、構真台柱４２の断面積（Ａ_１）に対する補強鉄筋４８の断面積（Ａ_２）の割合Ｐ_ｗ（Ｐ_ｗ＝Ａ_２／Ａ_１）が０．４５％以上とされている。
これにより、補強鉄筋４８に要求される強度が確保される。

本構成とすることにより、補強鉄筋４８が、構真台柱４２に作用する圧縮応力を分担することができる。この結果、構真台柱４２の径Φに対してＣＦＴ構真柱１２の幅Ｄが大きくなった場合においても、補強鉄筋４８により、ＣＦＴ構真柱１２に作用する軸力を構真台柱４２へ伝達できるＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造を提供することができる。

次に、補強鉄筋の強度検証実験について説明する。
ＣＦＴ構真台柱４２の根入れ部に設けられた補強鉄筋４８による効果を把握するため、実際の構真柱の１／５程度のスケールの構造模型を用いて強度検証実験を実施した。

図８（Ａ）〜（Ｄ）に示すように、模型実験は、４種類の試験体（試験体４〜７）を用いて行った。
図８（Ａ）に示す試験体４は、既述の試験体３と同じ寸法、構成であり、ＣＦＴ構真柱２６の根入れ部が構真台柱３２に根入れされている。ＣＦＴ構真柱２６の径はＤ（ｍｍ）であり、構真台柱３２の径はΦ（ｍｍ）である。構真台柱３２には、補強鉄筋４８は設けられていない。

図８（Ｂ）に示す試験体５は、試験体４と同じ基本的に寸法、構成とされている。試験体５の構真台柱５８には、鉄筋量比０．２％の補強鉄筋４８が、ＣＦＴ構真柱２６を囲んで設けられている。
図８（Ｃ）に示す試験体６は、試験体４と同じ基本的に寸法、構成とされている。試験体６の構真台柱６０には、鉄筋量比０．４５％の補強鉄筋４８が、ＣＦＴ構真柱２６を囲んで設けられている。
図８（Ｄ）に示す試験体７は、試験体４と同じ基本的に寸法、構成とされている。試験体７の構真台柱６２には、鉄筋量比０．７％の補強鉄筋４８が、ＣＦＴ構真柱２６を囲んで設けられている。

強度検証実験は、試験体４〜７に、それぞれ鉛直荷重Ｐ（ｋＮ）を加え、鉛直荷重Ｐ（ｋＮ）に対する構真台柱３２、５８、６０、６２の変位量δ（ｍｍ）を計測した。
図９に試験体４〜７の代表寸法を示す。

図９に示すように、試験体４〜７において、ＣＦＴ構真柱２６の幅Ｄはいずれも同一寸法２００ｍｍであり、構真台柱３２、５８、６０、６２の直径Φも、いずれも同一寸法４００ｍｍである。これから、構真柱の幅Ｄに対する構真台柱の直径Φの比Ｒは、いずれも２．０となっている。また、最小被り厚さＫは、いずれも０．３Ｄとなっている。

図１０に強度検証実験の結果を示す。図１０の横軸は構真台柱の変位量δ（ｍｍ）であり、縦軸は構真柱に加えた鉛直荷重Ｐ（ｋＮ）である。
図１０（Ａ）の特性Ｑ４は試験体４のＰ-δ特性であり、特性Ｑ５は試験体５のＰ-δ特性であり、特性Ｑ６は試験体６のＰ-δ特性であり、特性Ｑ７は試験体７のＰ-δ特性である。

特性Ｑ４は、最も小さな最大鉛直荷重Ｐ（最大約１５００（ｋＮ））しか耐えることができず、変位量δも大きい。これは、試験体４の構真台柱３２には、補強鉄筋４８が設けられていない（Ｐ_ｗが０．０％）ためと考えられる。
特性Ｑ５は、次に小さな最大鉛直荷重Ｐ（最大約３２００（ｋＮ））にしか耐えることができない。また変位量δは特性Ｑ４より小さい。これは、試験体５の構真台柱５８には、補強鉄筋４８（Ｐ_ｗが０．２％）が設けられているものの、鉄筋量が少ない（Ｐ_ｗが０．２％）ためと思われる。

特性Ｑ６は、大きな最大鉛直荷重Ｐ（最大約４０００（ｋＮ））に耐えることができた。また、変位量δは特性Ｑ４より小さい。これは、試験体６の構真台柱６０には、十分な量の補強鉄筋４８（Ｐ_ｗが０．４５％）が配筋されているためと思われる。
特性Ｑ７は、最も大きな最大鉛直荷重Ｐ（最大約４１００（ｋＮ））に耐えることができた。また、変位量δは特性Ｑ４より小さい。これは、試験体７の構真台柱６２には、十分な量の補強鉄筋４８（Ｐ_ｗが０．７％）が配筋されているためと思われる。

更に、図１０（Ａ）に示す横軸に平行な特性Ｕは、既述した（２）式で求めた、構真台柱３２の根入れ部の抵抗である。特性Ｑ４と特性Ｑ５は、この特性Ｕの値に到達していないが、特性Ｑ６と特性Ｑ７の最大抵抗Ｎは、この値とほぼ等しい値に到達している。

即ち、適正な鉄筋量比Ｐ_ｗが確保されれば、補強鉄筋４８の作用により、補強鉄筋４８が鉛直荷重Ｐを分担して支持する。この結果、ＣＦＴ構真柱の幅Ｄに比して構真台柱の径Φが十分に大きい場合の値４１００（ｋＮ）の抵抗が確保される。ここに、適正な鉄筋量比Ｐ_ｗは、試験体６、７のＰ_ｗが０．４５％以上であることから、Ｐ_ｗが０．４５％以上ということができる。
なお、今回の試験体４〜７において、（５）式により算定される構真台柱に発生する引張り応力σ_t＝２．０Ｎ／ｍｍ²程度であった。

上述したように、補強鉄筋４８による補強を行なえば、ＣＦＴ構真柱２６に作用する軸力が構真柱根入れ部の抵抗より大きい場合、構真台柱の抵抗を同じ寸法のまま増加させ、構真台柱にＣＦＴ構真柱２６を支持させることができる。
また、本補強方法では、構真台柱の径Φを大きくする、若しくは構真台柱のコンクリート強度を増加させる等の方法で対応する必要がないため、構真台柱を構築するための掘削量の削減、コンクリート量の削減、更にはセメント量の削減が可能となる。

また、本実施の形態による補強鉄筋量の算定方法を用いることにより、構真柱根入れ部の抵抗を増加させる対策を、簡易に計画することができる。
なお、図示は省略するが、補強鉄筋４８の代わりに、構真台柱の外周部の補強鉄筋４８の位置に鋼管を埋め込んでも、補強鉄筋４８と同等の効果を得ることができる。
他は、第１の実施形態と同じであり説明は省略する。

１０ ＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造
１２ ＣＦＴ構真柱
１４ 構真台柱
１６ スタッド
３６ 根入れ部
４４ 主筋（補強部材）
４６ 帯筋（補強部材）
４８ 補強鉄筋（補強部材）

Claims (4)

1. 建物を支持し、根入れ部にスタッドが設けられたＣＦＴ構真柱と、
   前記根入れ部が挿入され、前記根入れ部を抵抗Ｎで支持する構真台柱と、
   を有するＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造において、
   下記（１）式で算出される前記抵抗Ｎを前記建物から前記ＣＦＴ構真柱に伝達される軸力より大きくする、
   ＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法。
   
   
   
   ここに、
   Ｎ ：Ｎ_１及びＮ_２で求められた構真台柱の抵抗のうち値の小さい方（ｋＮ）
   Ｎ_１ ：Ｎ_ｆ、Ｎ_ｂ及びＮ_ｓから求められるＣＦＴ構真柱の根入れ部における構真台柱の抵抗（ｋＮ）
   Ｎ_２ ：コンクリートの許容圧縮応力度から求められるＣＦＴ構真柱の根入れ部における構真台柱の抵抗（ｋＮ）
   Ｎ_ｆ ：ＣＦＴ構真柱の外周面と構真台柱との間の付着抵抗（ｋＮ）
   Ｎ_ｂ ：ＣＦＴ構真柱の下端面と構真台柱との間の支圧抵抗（ｋＮ）
   Ｎ_ｓ ：スタッドと構真台柱との間のスタッド抵抗（ｋＮ）
   α ：累加係数（通常０．５）
   β ：累加係数（通常０．８）
   σ_ｃ：構真台柱コンクリートの許容圧縮応力度（ｋＮ／ｍ^２）
   Ａ_ｃ ：構真台柱の断面積からスタッドを含むＣＦＴ構真柱の投影断面積を差し引いた断面積（ｍ^２）
2. 前記ＣＦＴ構真柱の幅（Ｄ）に対する前記構真台柱の径（Φ）の比Ｒ（Ｒ＝Φ／Ｄ）を２．０以上、且つ３．０未満とする、請求項１に記載のＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法。
3. 建物を支持し、根入れ部にスタッドが設けられたＣＦＴ構真柱と、
   前記ＣＦＴ構真柱が根入れされる根入れ部に補強部材が設けられている構真台柱と、
   を有するＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造において、
   前記補強部材を、下記（４）式を満たす強度とする、
   ＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法。
   
   ここに、
   Ｐ_ｗ ：構真台柱の面積に対する補強部材の断面積の割合（％）
   σ_ｓｙ：補強部材の降伏強度（ｋＮ／ｍ^２）
   σ_ｃｔ：建物からＣＦＴ構真柱に伝達される軸力に基づいて算出される構真台柱に作用する引張応力（ｋＮ／ｍ^２）
4. 前記構真台柱の断面積（Ａ_１）に対する前記補強部材の断面積（Ａ_２）の割合Ｐ_ｗ（Ｐ_ｗ＝Ａ_２／Ａ_１）を０．４５％以上とする、請求項３に記載のＣＦＴ構真柱と構真台柱の接合構造の設計方法。