を 15

t.t  10  5 

¥σB (MPa) 

50  40  E30 

U D 

2"  20 

L司

u.. 

10 

図4.13 収集した等曲げ試験体の分布

. . / a  

表4.6 収集した等曲げ試験体の実験範囲

一定軸力下における等曲げ 偏心圧縮 文献4.8)， 4.9) 

試験体数 29  38  45 

B/t  31.3‑98.0  22.7‑73.8  23.5‑47.6 

J α  

^{1.25・3.99 1.21・2.75 0.87‑1.91} 

sσy  211‑781  262^骨619 194‑485 

cσ B   47.6‑119  25.4‑94.1  18.6‑44.8  N/N。 0.16‑0.42  0.18‑0.69  0.00‑0.74  B/t : width‑to‑wall‑thickness ratio， 

. . r

^{α: nonnalized B/t ratio}， s (J y : yield stress of steel印be，

εσB : strength of concrete cylinder， N/No : axia1load ratio 

4.3.2  終 局 曲 げ 耐 力 の 評 価 法

終局曲げ耐力式の作成は，本章の序で示した文献4.16)で提案きれているコンクリートのストレスプ ロックを用いる。文献4.16)の方法はRC柱の終局曲げ耐力式であるので，角形CFT柱の終局曲げ耐力 を考察する前に，このストレスプロックを用いて算定した終局曲げ耐力の耐力推定精度の検討を既往の RC柱に対して行う。

文献4.16)の曲げ耐力推定精度の検討に用いた試験体は一定軸力下で曲げモーメン トとせん断力が加 えられたRC柱で，総数は322体である。これらは 1983年‑‑‑1996年の日本建築学会大会学術講演梗概 集と 1986年‑‑‑1996年のコンクリート工学年次報告論文集から得たもので，これら参考文献の一覧を表 4.7に示す。また，表4.7には記載していないがParkら4.29)の論文からも 4体の試験体を精度の検証に用 いている。その理由はParkらの論文から得た試験体は断面幅が550(mm)で実大の柱断面に近い貴重な実 験結果であり，精度の検証を行う上で重要な資料であるからである。

試験体の断面形状は1辺の長きが200mm以上

の比較的大きい正方形断面で，せん断補強の方 表4.7 収集したRC柱の実験の参考文献一覧 日本建築学会大会

1983年9月 黒正清治，他:p.2109‑ 1984年10月 黒正清治他他 : p.I729‑ 1985年10月 狩野芳一 : p.435・

1986年8月

菅野俊介，他他 6j8PpP9也586392056一911大p・‑平1Y石鈴滝5宵7木久悶低敏廠俊他郎夫他，1他，他7P3p8p94751 3611 1  1988年10月 締本正美.

1989年10H 南近宏藤修一.一他，他:p: . 

川原正臣

1990年10月 勅安使逮洋.他:p.859‑. .>.jL:j'jNPi，1tIl : p 

坂口昇，雄他，他:p:.829‑.池田昭男，他:p.953‑， 

勝俣失 p.865‑，南宏一，他:p.827‑，  南僑宏一貸，他，他:p・783・，森佐井.，lf他秀一:朗p.915‑ 1991年9月 師 懲 p.161・，藤 ，他:p.485・

1992 年年8 月 南藤宏倫一，鼠他他:p:637‑，西村泰志，他:p.635‑ 1993 ff. 9月 伊 p.713・，大滝健.他:p.755，・

香取慶一他他:p.799・

1994年9月 佐藤啓治 : p.383・，末永保美.他:p.429・ 崎後藤野健和治他他:p.437，・呑回伸直樹次他他 : p.467・

1995年8月 巳 : p.33ト，桑田 : p.333‑，  山川哲雄，他:p.343‑，国分古緋田奇俗，他楽，他: p.349‑，  村上秀夫 : p.379‑， eiHH'Ht，1Il!  : p.40ト. 松本田智耕夫他他: p.449・

1996年9月 村 司 ・p.167・，竹中啓之，他:p.171.・ 吉岡研三，他・p.l77・

コンクリート工学年次論文報告集

1986，年8巻2号

若林実，介.他他，他;:pp ・821‑ 1988 年，年10 巻3 号 菅野俊 27 

1989 .，ff11巻2号 六車熊 2p9.23  鈴木計夫.他:p.455.・

1990，年12巻2号 安南遠安洋，者之他他海他‑P他P43P95457P‑

、

²⁴⁷²青!7山博之，他 p判5‑，

ゆ91，年13巻2号 壁‑i'f谷山博沢 六阜県他:p.4的・， 加藤大介，他: p.415‑，南宏一.他:p.445・

ゆ92年.14巻2号 加藤大介 : p.541‑， 

益尾取慶潔，一他.他:p;291‑，南宏一文，他也: p.301‑ ゆ93，年15巻2号 香 p.519・.江崎 : p.531‑ ゆ94，年16巻2号 加菅藤野俊大介介他他.・p.455・，南宏一，他:p.52，ト

: p.871‑

1995，年17巻2号 加藤大介，他，他:p;.8p5351・.野口博.他:p.399，・ 南宏一 7‑， 

ゆ96，年18巻2号 青木雅，他:p.899‑，加藤大介，他:p.905・ 法はフープ，サプタイ等の直線型補強筋を使用

し，かつ， 2軸対称に配筋を施したものに限っ て検証を行った。載荷形式は逆対称変形を与え る方法と片持梁の形式の2通りである。精度の 検証に使用した試験体の概要については表4.8

に示す。

最近の研究の特色としては，表4.8に示すとお り，材料の高強度化に対応するための研究が多 くなされている。

図4.14に(a)コンクリート強度，(b)主筋の降伏 応力，(c)帯筋の降伏応力，(d)軸力比，(e)断面幅，

の (

せん断スパン比について せん断破壊と曲げ破 壊に分けて試験体の分布を示す。コンクリート 強度は30‑‑‑50(MPa)程度の試験体が多いが，高 強度コンクリートを用いた試験体も数多く存在 している。主筋の降伏応力は3

∞

^‑‑‑5

∞

^(MPa)程

度の試験体が主であるが，高強度の主筋を用い たものの多くはせん断破壊したとされた試験体 であることが分かる。帯筋の降伏応力について は広い範囲に試験体が分布しているが，破壊形

式とのはっきりした関係は見られない^D 軸力比については0.6を越えるような高軸力を受ける試験体の 多くは曲げ破壊した試験体であることが分かる。軸力比の算定にあたっては，主筋が負担する軸力につ いては考慮しておらず， 全断面がコンクリートとして軸力比の分母を計算している。試験体の断面幅に ついて，大きいものは前述のようにParkらの試験体でいずれも曲げ破壊したとされている。せん断スパ ン比については大きいものは曲げ破壊し，小さいものはせん断破壊した試験体というように明確に分離 されている。

RC柱の曲げ終局耐力算定式は，平面保持の仮定を用いた理論式が多数提案されている現状であるが，

以下に挙げる3つの曲げ終局耐力算定式についての精度の検証を， 上記の322体の試験体のうち曲げ破 壊を起こしたとされる232体の実験結果を用いて行った。精度の検証を行った曲げ終局耐力算定式は，

本論で取り上げる崎野，孫の提案による崎野・孫略算式4.16)と， 日本建築学会で出版されている 「建築 耐震設計における保有水平耐力と変形性能jに示されている曲げ終局耐力式(以下 AIJ曲げ耐力式ω )

と呼ぶ)， ACI規準の曲げ終局耐力式(以下， ACI曲げ耐力式4.15)と呼ぶ)の3つの式である。

図4.15に実験結果を曲げ終局耐力の計算値で割った値をヒストグラムにして示す。平均値は3式とも

曲 げ せん断

140  120  100 

〉、

包80

. . .  

₂ 

[  60 

位噌

40  20  0 

160 

140  120 

〉、100 u E 

~ 80 

よ

z 

60 40  20  0 

30  50 

‑{}.2 

。

70  90  (a) 

21.4‑141.1  21.8‑141.1 

110  130 150  cσB (MPa) 

0.2  0.4  (d) 

200 

〉、150 u E 

= 

J 

E100 

L  50 

。

200 

〉、

にJ E 

150 

~ 100 

z  . .  

_仏喝

50 

。

図4.14

400 

200 

1.∞‑2.84  0.98‑2.00 

800  1000  600 

(b)  主筋強度(MPa)

300  400  500  (巴) 断面幅 (mm)

120  100  80 

〉、

8 ~ 60 

・

z 

弘司 40  20 

。

140  120  100 

〉、

包80

. . .  = _{宮 60}

咽LL.  40 

収集した RC柱の試験体の分布

300 

0.51‑9.63  0.26‑3.81 

800  1300  1800  2300  (c)  帯 筋 強 度(MPa)

可，・~

1.0より大きく安全側の評価をする式となっているが，最も1.0に近いのは崎野・孫略算式で以下， AIJ  曲げ耐力式， ACI曲げ耐力式の順となったO 図にはParkが実験を行った試験体について黒塗りで示して おり，崎野・孫略算式は大きな断面を持つこれら4体の実験結果に対しても耐力推定精度がよいことが 分かる。図4.15の横軸は，実験の最大せん断力Qexpを各算定式により算定される値Qfで除したものであ る。なお， より厳密に曲げ耐力式の耐力推定精度を検討する際には，軸力による付加曲げの影響を含め て，実験の曲げ耐力と計算を比較する必要があるが， ここでは実験の最大せん断力 ~xp と断面の曲げ耐 力を材のせん断耐力として算定した値Qfとの比を示している。

現行の鉄筋コンクリート部材の設計手順は曲 げに対する設計が終了した後に， せん断力が曲 げ而力以上となるようにせん断補強を行うとい うものである口そのため，実際の耐力が計算値 に比べて大きいことは，結果としてせん断耐力 よりも曲げ而力が大きくなり，部材が脆性的な せん断破壊に移行してしまう可能性があるとい うことを意味しており，終局曲げ耐力に関して は実験値と計算値の比の平均値が1.0よも大き いということは必ずしも安全側の耐力算定式と は言えないことに注意を要する。

終局曲げ而力算定式として最もばらつきの小 さい結果を示したのは崎野・孫略算式で以下，

ACI曲げ耐力式， AIJ曲げ耐力式の順となったo

今回精度の検証に使用した試験体に関しては，

崎野・孫略算式は他の算定式と比較してみると 精度良く曲げ耐力を評価していると言える。 ^，」ー、 の結論は文献4.16)で得られた結論と同じであ る。文献4.16)においては，各曲げ耐力式の精 度と軸力比の関係に関する検討も行っており，

崎野・孫略算式に関しては，推定精度の及ぼす 軸力比の影響を定量的に評価する実験式につい ても提案がなされている。

以上の結果より RC柱に対する崎野・孫略算 式は材料強度を問わず精度良く耐力を評価でき ることが分かつた。また， ACI曲げ耐力式はRC

〉、

u ロ

80 

60 

g 

40 

0叫 il)  L司

江4

〉、u  ロ

20  0 

80 

60 

g 

40 

0喝 il) 

』

包咽

〉、

υ ロ

20 

80  60 

g 40 

0  

乱h L司

u..  20 

0  0.6 

0.6 

図4.15

崎野・3系略n:式 平均 : 1.066  標準偏差:0.107 

2.2 

細川1げ耐力式 予均 : 1.128  標峨偏差 :0.267 

2.2 

AClulJげ耐力式 平均 : 1.167  標準偏差 :0.182 

2.2 

実験値と計算値との比のヒストグラム

柱に対して最大せん断力を過小評価する傾向があることも示されたoこれらの知見に基づき，次に角形 CFT短柱の終局曲げ耐力について検討する。

図4.16は表4.4で示した等曲げを受けるCFT試験体の実験結果M pと現行のCFT指針の曲げ耐力式を 用いて算出した計算値

M C

Ffの比を示している。全塑性耐力であるC打指針式の算定にあたっては，鋼 管の隅角部の丸みを無視して，コンクリート強度の強度低減係数/uはC打指針において定められてい る0.85を用いている。また，実験値と計算値との比を算定するにあたっては，図4.17に示す方法を用い ており，偏心圧縮実験と一定軸力下の等曲げ実験の載荷経路の違いを考慮している。つまり，図におい

て偏心圧縮実験の場合は(a+b)/aで， 一定軸力下における等曲げ実験の場合は(c+d)/cでそれぞれ実験値と 計算値の比を求めている。

1.5 i Mexo exp I M CFf 

1 ' oM  。

^{切一樹 .}

•

0.5 

0.0 

1.5  2 

1.5....M回p/M CFT 

0.5 

0.0  20 

。

40 

IIU 

.0‑

•

•

•

‑一定軸力下での等曲げ

。偏心圧縮

2.5  3  3.5  4  ^{4.5  5} 

. r

^a 

( a ) 一般化幅厚比の影響

• •

.  ^{‑ • s} 

• •

‑一定軸力下での等曲げ

。 偏心圧縮

60  80  100  120 

Strength of Concrete (MPa) 

140 

( b )  コンクリート強度の影響

図4.16 実験値とCFT指針式による終局曲げ耐力の比較

可~

図4.16の横軸には一般化幅厚比Fα(=B/t'F(

l 5

!.E))，コンクリート強度cOBを取ってそれぞれの影響 について調べているが，

C

円指針式は， 一般化幅厚比やコンクリート強度が大きくなるほど実験値より 大きな値，即ち危険側の評価となることが分かるoC町指針の適用範囲は一般化幅厚比で2.4，コンク リート強度で59MPaとされており，図から分かるように適用範囲外の試験体に対しての耐力予測精度は 保証されていない。一般化幅厚比やコンクリート強度が大きくなるほど角形C円短柱の曲げ性状は脆性 的なものとなることは第3章の実験において示したが，脆性挙動を示すCFf柱に関してはRC部材に対 応し，靭性のある挙動を示すCFT柱はSRC部材に対応、すると考えれば，脆性部材に関してはRC部材の 終局曲げ耐力式を用いて，靭性のある部材に関してはSRC規準式およびCFf指針式である全塑性耐力 によって終局曲げ耐力を算定すればよいことになる。これを図4.18にフローチャートとして示す。図 4.18においては，曲げ挙動の安定性を左右するパラメーターとしてコンクリートのシリンダー強度cOB

と一般化幅厚比を取り上げ，図に示す条件を満足するものに対しては， route‑lとして現行のCFf指針式 である全塑性耐力式を採用することにする。なお，図4.18のフローチャートにおいては鋼材強度に関す る判定は含まれていないが，これは式 (4.22)に示されるように， 一般化幅厚比に鋼管の降伏応、力.Oyが 含まれているので，この影響については考慮されたものとしている。故に，本章で、はC町指針に定めら

れる鋼材強度の適用範囲との対応については特に示さない。計算ルートの判定に関してまずコンクリー ト強度について説明する。コンクリートのシリンダー強度

σ c

日についてはCFT指針の適用範囲である 59MPa (6

∞

^kgf/cm2)を判定基準としてこれを超えるものは， route‑2において算定するものとしている。 次に， 一般化幅厚比による計算ルートの判別について示す。図の記号Sは， C円柱の鋼管の局部座屈耐

Axialload 

Moment 

図4.17 載荷方法の相違による実験値/計算値の算定法

ドキュメント内 九州大学学術情報リポジトリ (ページ 49-60)