0.6 M / Mo
0.4 0.2 0.4
0.2
0.0 0.0 1.2
1.0
幽̲̲.̲.̲
0.8 0.6
M / Mo
0.4 0.2 0.2
0.0 0.0 1.2
1.0 0.8 0.6 M / Mo
0.4 0.2 0.4
0.2
0.0 0.0
¥ /
¥ /
¥ ¥
¥ /
¥ ¥
¥lJ ¥
¥ ¥
¥
N/No
1.2 N /NO
1.2
1.0 N/No
1.2
1.0
0.8 N /NO
1.2
1.0
0.8
0.8 0.8
0.6 0.6
1.4 1.2 1.0
。
6 0.8M/ MO 0.4
0.2 0.4
0.2
0.0 0.0 1.2
1.0
一
s0.6 M凡10 0.4
且2 0.4
0.2
0.0 0.0 1.2
1 .0
‑
0.8 0.6
0.4
¥¥
︑帆
¥ ︑
¥ ︑
¥
¥¥ ¥
¥
¥
".ー. . . . .
.
.・
0.6
0.6
M / Mo
0.4 0.2 0.2
0.0 0.0 1.2
1.0 0.6
M/M o
0.4 0.2
0.4 0.2
0.0 0.0
(j)sR=900(MPa)，pB=60(MPa) (i)sq=900(MPa)，pB=30(MPa)
(l)sq=900(MPa)，pB=120(MPa)
精解値と各耐力式による計算値との比較(その
6 )
(k)py=900(MPa)，PB=90(MPa)
図4.22 精解値と各耐力式による計算値との比較(その 5)
図4.22
‑207‑
ー206‑
にあたり，提案式とCFT指針式は同ーとなっている。これらを除くすべての解析用断面はroute‑2によ り算定きれるように設定しているので，他の図では提案式と CFT指針式は区別されている。また，図 4.22中の黒丸は精解値を示している。
図4.22には，同ーの鋼管強度を持つ解析対象をー頁に纏めて，下に行くほど幅厚比が大きくなり，ま た右に行くほどコンクリート強度が高くなるように配置している。また，図中の記号B/tは幅厚比
， ， r
αは一般化幅厚比， /Jyは鋼管の降伏強度 ，cσ Bはコンクリートのシリンダー強度を示している。提案式 およびACI規準式において軸力一曲げモーメント関係を算定する場合は，中立軸がコンクリート断面内 に存在しないと解は得られないので，軸力比が大きい範囲では，これらの計算解は示していないD
図4.22より， CFT指針式は一般化幅厚比やコンクリート強度がその適用範囲を超えると，精解値よ り得られる最大曲げモーメントを過大評価することが分かる口また， ACI規準式に関しては，解析対象 として設定した断面の精解値を過小評価する傾向が認められる。一方，提案た耐力式は各種パラメー ターに影響されずほぽ精解値を安全側に評価できていることが分かる口図4.22(その2)の場合に関し ては， ACI規準式の方が提案式よりも精解値に近い値を算定できることが示されている。しかしながら，
(その 1)~ (その6)までの全て場合を総合的に見れば，他の耐力式左比較して，提案式が精解と最 も良い対応を示している。提案式は，計算機による数値計算を必要としない簡便な方法とすることを意 図したため，本章の4.2節「単調等曲げを受ける短柱の弾塑性挙動解析」に用いた応力一ひずみ関係モ デルを忠実に反映したものではない。しかしながら，提案耐力式により得られる曲げ耐力と精解は，コ ンクリートおよび鋼管の強度と鋼管の幅厚比を任意に組み合わせた36通りの断面の終局曲げ而す力に関 しでほぼ等しい値が算出されることが示された。
4.3.6 まとめ
本節では，角形C円短柱の終局曲げ耐力式の提案を行い，収集した実験結果を用いてその精度を検 討したo耐力推定精度の検討に用いた試験体は せん断力や加力冶具等の拘束の影響がない材中央部が 危険断面となる等曲げを受ける試験体に限定しており より基礎的な断面の終局曲げ耐力を評価するこ
とを意図している。一定軸力下における等曲げ実験試験体29体と偏心圧縮実験試験体38体の合計67体 の実験資料を基に， CFT指針式およびACI規準式と併せて耐力式の精度の検討を行ったD これらの試 験体はCFT指針の適用範囲を超える試験体を多数含んでおり，広範囲な実験変数を持つ実験結果に対
して式の適用精度を検討していることが特徴として挙げられる。
また，提案した耐力式の検討には前節で示した曲げモーメントー曲率関係解析から得られる最大曲げ モーメントと各耐力式による算定値を比較することで，精解と曲げ耐力算定式より算定される軸力一曲 げモーメント相関関係の対応を調べている。数値計算例として設定した断面は，コンクリート強度を4 種類，鋼管の降伏強度と幅厚比を3種類づっ設け，全体で36通りの組み合わせについて解析より得られ
る精解と耐力式により算定される値の比較を行い，それぞれのパラメーターが計算法の違いに及ぼす影 響を調べている。幅厚比に関しては，鋼構造計算規準とSRC規準じよる幅厚比制限値を基準として，前 者の制限値を満足するもの，前者の制限値は超えるが後者の制限値を満足するもの，後者の制限値を満 足しないものと3通りの幅厚比を選択している。また，曲げモーメント‑曲率関係上の最大曲げモーメ
ントは，軸力を0札 0.15，0.30， 0.45， 0.60の5通り設定し，合計180通りの精解値を求めている。本 節で得られた結論を以下に纏める。
(1 )CFT指針式は，高強度コンクリートや幅厚比が大きい鋼管を用いた試験体に対して耐力を過大に 評価する傾向があり， ACI規準式は幅厚比が小さい試験体の耐力を過小評価する傾向があること が示された。一方，提案した終局曲げ耐力式は，材料強度，鋼管の幅厚比，軸力比などの各種パ ラメーターに影響されず，精度良く実験結果を評価できることが示された。
(2 )曲げモーメント一曲率関係の解析から得られる最大曲げモーメントと各耐力式との算定値を比較 した結果，提案した終局曲げ耐力式は各種パラメーターに影響されずはほ解析より得られる精解 値を安全側に評価できることが示されたD
以上，本節では適用範囲が広い角形CFT短柱の終局曲げ耐力式の提案を行い，曲げ耐力推定精度に ついて検討した。
‑210‑
~ 4.4 結論
本章では，最も基礎的な複合応力である軸力と曲げモーメントを受ける柱の実験に対して，第
2
章で 提案した応力一ひずみ関係モデルを用いて曲げ解析を行い，荷重一変形関係の予測精度について検討し た。また， CFf指針の適用範囲を超える角形C打短柱にも適用可能な終局曲げ耐力式の提案を行った。 単調の等曲げ挙動を予測する解析的な研究において，解析対象とした試験体は，第3章で示した一定軸 力下での等曲げ実験のうち，漸増振幅繰り返し載荷実験の試験体を除く等曲げ試験体16体と日米共同 研究において行われた偏心圧縮実験試験体21体である。終局曲げ耐力の提案にあたっては，曲げ挙動 解析の対象試験体37体に，第3章の漸増振幅繰り返し載荷実験の試験体5体と文献より得た25体の等 曲げ試験体を加えて合計67体の実験結果を纏め，これらを用いて耐力式の精度について検討した。本章で得られた結論を以下に示す。
( 1 )曲げモーメント‑曲率関係解析においては，引張側の鋼管がコンクリートの存在により 2軸引張 状態となり，引張試験より得られる降伏応力よりも鋼管の引張負担応力が上昇する現象を指摘し て，鋼管の応力一ひずみ関係における引張降伏応力を引張試験より得られる値の1.1倍として以降 はこの応力を維持するモデルを提案した。
( 2 )曲げを受ける柱の場合，断面のひずみ勾配の影響により，中心圧縮よりも応力一ひずみ関係上で の劣化勾配が緩やかとなる現象を取り入れ，第2章で提案した充填コンクリートおよび鋼管の応 力一ひずみ関係の負勾配を 2/3倍することで評価する方法を提案した。
( 3 )上の (1) (2)の影響を取り入れることで，荷重条件，材料強度，鋼管の幅厚比，軸力比に関 係なく曲げモーメントー曲率関係の解析値は実験値を精度良く予測できることを示した。 (4)C円指針式は，高強度コンクリートや幅厚比が大きい鋼管を用いた試験体に対して耐力を過大に
評価する傾向があり， ACI規準式は幅厚比が小さい試験体の耐力を過小評価する傾向があること が示された。一方，提案した終局曲げ耐力式は，材料強度，鋼管の幅厚比，軸力比などの各種パ
ラメーターに影響されず，精度良く実験結果を評価できることが示された。
( 5 )曲げモーメント一曲率関係解析から得られる最大曲げモーメントと各耐力式より得られる算定値 を比較した結果，提案した終局曲げ耐力式は各種パラメーターに影響されずほぼ解析より得られ る精解値を安全側に評価できることが示されたO
‑211‑
第4章 の 参 考 文 献
4.1)野口隆，他:ハイプリッド構造に関する日米共同構造実験研究 (CFf‑5)コンクリート充てん角 形鋼管柱の曲げ圧縮耐力に関する研究，その1.実験計画，日本建築学会大会， pp.743‑744，
1995.8.
4.2)藤本利昭，他:ハイブリッド構造に関する日米共同構造実験研究 (CFf‑6)コンクリート充てん 角形鋼管柱の曲げ圧縮耐力に関する研究，その2.実験結果および検討，日本建築学会大会，
pp.745‑746， 1995.8.
4.3)田福勝，崎野健治，孫玉平:拘束RC柱の曲げ圧縮性状に及ぼす断面ひずみ勾配の影響，構造工 学論文集， Vol泊 B，pp.191・196，1997.3.
4.4)佐藤孝典:円形断面の充填鋼管コンクリート構造におけるコンブアインド効果のメカニズムと そのモデル化，日本建築学会構造系論文報告集，第452号， pp.149・158，1993.10.
4.5)稲井栄一，他:ハイプリッド構造に関する日米共同構造実験研究 (C町ー19)コンクリート充てん 鋼管柱の復元力特性のシミュレーション その1 解析手法の概要，本建築学会大会， pp.921・922
1997.9.
4.6) 日本建築学会:コンクリート充填鋼管構造設計指針， 1997.7. 4.7) 日本建築学会:鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説， 1987.
4.8) Furlong，R.W. : Strength of Steel‑Encased Concrete Beam‑Columns， ASCE J.Struct. Div.， Vo1.93. No. ST5， pp.l13‑124，1967.10.
4.9) Tomii，M. and Sakino，K. : Experimental Studies on the U1timate Moment of Concrele Filled Square Steel Tubular Beam‑Columns， Transactions of AIJ， Vol.275， pp.55‑65， 1979.1.
4.10) Varma，A.H.， Hull，B.K.， Ricles，J.M.， Sause，R. and Lu， L.W. : Experimental Studies of High Strength CFf Beam‑Columns， Proceedings of Fif'出 PSSC，Seoul， Korea， Vo1.2， pp.893‑900， 1998. 10.
4.11)松井千秋，津田恵吾，尾崎功，石橋靖夫:コンクリート充填鋼管長柱の耐力，日本建築学会構造 系論集，第494号， pp.137‑144， 1997.4.
4.12)美野英司，松井千秋，津田恵吾，石橋靖夫，中村秀司，岡田忠義:高張力鋼を用いたコンクリー ト充填角形鋼管長柱の座屈実験，日本建築学会大会学術講演梗概集， pp.811‑812， 1995.8. 4.13)鄭真安，津田恵吾，松井千秋:高強度コンクリートを用いたコンクリート充填角形鋼管長柱の耐
力，鋼構造論文集， Vo.15，No.20， pp.323‑334 ，1998.12.
4.14) 日本建築学会:鉄筋コンクリート構造計算規準・問解説， 1988.
4.15) ACI Committee 318， "Buildi時 CodeRequirements for Reinforced Concrete (ACI 318‑89)，" American Concrete Institute， Detroit， Michigan， 1995.
4.16)孫玉平，崎野健治，吉岡智和:直線型横補強筋により拘束された高強度RC柱の曲げ性状，日本建