Je
lb:局部座屈発生 cr:亀裂発生 r:リング形成
(b)
1-203
(c)
1・205
H
，(ton)
(d)
1・203A
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Õ (cm)
õ (cm)
lb
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1 (ton)
(g) II-205 、
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nu ・'t〆，‘、、H
(h)
II-203A
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-5
図3.4
水平力(H)一水平変位(
ô)関係(0/t=21 )
H
I(ton)
剛塑性崩壊直線(a)
1-401一 一 一 一 一34 JL」
一(e)
11-401H
7
8 (cm)
子--- 一γ ヨヨ斗JμFF/
司・『・・・・・h・・h・・， ーー園町E・E・-司-- ー--ーーーーー』 ーーーーー』
一l「一一一一一一一 --T一一一十一一一一一一一-一一 1b
(b)
1-403一一-H
I(ton) (f)
11-403-__ー H I(ton)
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--5 8 (cm) -4
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4
8 (cm)
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1-405、_______H i (ton) (g)
II -405 -- H J(ton)
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-5 4 8 (cm)
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H | (ton) (h)
11-403A H �(ton)
(d)
1-403A __ 1b ー-ーー__3
--4 8 (cm)
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8 (cm) 4
-5
-3 .0 .•••. ~、ー~
図3.5
水平カ(H)一水平変位(δ)関係(D/t=40)
一一一一←
-5 一一一一一-一一-・2r I�) H
1-601一一一一一一一一2
川 ヰ
ド ι H
nu /O 2 d
埴 一 批/一 尉一
岡 J
Ò(cm)
-5
H � (ton)
(e) 11-603一一一2l↓lb
(b) 1-603一一一 H 2
ò(cm)
-5 5Ò (cm)
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司-ーーーー-.
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(c) 1-605一一- 1 (OIM5-- J
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5
Ò (cm)
5Ò (cm)
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図3.6 水平力(H)一水平変位(ô)関係(D/t=61)
�
I (ton)岡慢性崩壊直線 H
I (ton)(a) 1-90 1 一 一 一一 三 ト 芦 之 一_ . L 一一一(d) 11-901 -一一 斗 - 止 一一一
-
5Ib ---8(cm)一一一一一一一一! lb
5
Ò (cm)
H
I (ton)(b) 1-903 .--___
�-5
H
I (ton)(e) 11-903 一 一三 t _ '
-ù(cm) ー-一-一
-5 5Ò (cm)
-2
-2
一一-(c) 1-905 H
I (ton)H J
(ton)の11-905一一一2 ir
-5
lb ー一ーーーー
-5__
ty
5ò(cm)
5 Ò
(cm)
-- -u，1-� �一一一一
図3.7 水平力(H)一水平変位(ô)関係(D/t=87)
-37-屈波がつながっていき， リング状の形状となった. また， 軸力比が大きい場合には，
局部座屈が発生すると， 載荷方向が逆になっても， 座屈変形は戻らなかった. 局部座 屈が生じたあと抵抗力は繰返しサイクルごとに低下するが， リング状の形状となった あたりより抵抗力の低下が大きくなる. 径厚比と軸力比の影響は， 上に述べた単調挙 動と同様で、あることが観察される. 試験体II-201， II-203は繰返し載荷の過
程で， 柱脚溶接部が破断した. 座屈発生箇所は， シリーズIの試験体とほぼ同じ箇所 で発生した.
ä 3. 3 考察
3. 3. 1 葬塑性挙動
図3. 4--3. 7の水平力一水平変位関係では， 抵抗力の低下は局部座屈によるも のだけでなく， 柱に軸圧縮力が存在するため転倒モーメント(P ・ δモーメント)に よる低下も含まれる.
ここでは， 転倒モーメントによる抵抗力の低下を除去し， 局部座屈による劣化を調 べるため， 図3. 8に示すように， 水平力一水平変位関係を柱脚のモーメントと部材 回転角の関係に変換し， さらに縦軸をMpcで， 横軸を8pcで‘無次元化した. 柱が完全 弾塑性材料で出来ており局部座屈が生じないとすれば， 塑性崩壊機構に達した状態で は， 軸力比の値に関係なく， 縦軸の値は1となる.
ここで， 縦軸の無次元量は軸力の存在による低減した全塑性モーメントであり， 式 ( 3. 2)で求めた. また， 横軸の無次元量は， 軸力の存在による曲げ剛性の低下と，
変形後の力の釣合を考慮した弾性限界回転量8pcで， 次式で求めた.
。pc=Mpc' {l-À" Q../t a n (入" Q..) } / (P' Q..) ( 3. 4)
ここで， À，= -/ (P / (E・1 )である(E :ヤング係数， 1 :断面2次モーメント).
図3. 9および図3. 1 0にシリーズIの試験体の処女載荷時の柱脚のモーメント (M/M p c )と部材回転角(8/8pc)の関係を示す.
( 1 )径厚比の影響
図3. 9に径厚比の影響を示す. それぞれの図に， 軸力比が同じ値を持つ柱の挙動 を示している. 図より径厚比が大きくなるにつれて最大耐力は小さくなり最大耐力後 の抵抗力の低下が大きくなることが観察される. 径厚比が4 0でも軸力比が大きくな ると， 全塑性モーメントMpcを期待できなくなることが わかる. 径厚比が4 0と61 の耐力を比較すると， 径厚比が61の方が大きくなっているが， こ の理由は径厚比が 4 0の試験体は電縫鋼管であり， 61の試験体は鋼板を曲げ加工し， 溶接により製作 したため， 両者の残留応力が異なること， また降伏比が61の方が小さいためである と考えられる.
M
M Mpc
o 8pc 。
図3.8 無次元量の定義
。 5 10 _8_ 15
8pc
阿 Mpc 1.0
0.5
。
0.5
。
図3.9 径厚比の影響 (2)軸力比の影響
5
5
10 8 15 8pc
n=O.35
10 8 15 8pc
図3. 1 0に軸力比の影響を示す. 径厚比が2 1の試験体は焼きなましを行った試 験体を別にすると， 軸力比に関係なく同様な挙動を示しているが， 他の径厚比の試験 体は， 軸力比が大きくなるにつれて最大耐力は小さくなり最大耐力後の抵抗力の低下 が大きくなる. 図3. 10 (a)， (b)より， 焼きなましを行った試験体は行わな い試験体に比べて耐力・ 変形能力ともに大きいことが観察される. この理由は， 焼き なましを行った試験体は， 残留応力が少なく， また降伏比が小さくなったことによる と考えられる.
-39-M Mpc
1.0
0.5
。
。
5
5
(a) D/ t=21
10 8 15
8pc
ノコム
n=O.07 /
(c) D/ t=61
8 15
8pc
M Mpc
1 .01--.
0.5
。
M Mpc
1 .0
0.5
5
/' I
/n=O.31 (annealed)
(b) D/ t=40
8 15
8pc
…
35同.21 (d) D/t=87。 5 10 8 15
8pc
図3. 1 0 軸力比の影響
(3 )単調挙動と繰返し:挙動の対応
図3. 11にシリーズEの試験体の実験挙動とシリーズIの実験挙動を比較して示 している. シリーズEの荷重・変形関係は図3. 1 2に示す変換を行っている. 図3.
1 1中で・印はシリーズIの試験体の処女載荷時の実験結果を， 実線および点線で，
それぞれ図3. 1 2の(b)， (c)で求めたシリーズEの結果を示している.
図3. 1 1より， 点線で示した挙動と・印の挙動の対応は， 径厚比の小さい場合〈
D/t=21， 40)に は， シリーズIの方が最大耐力が大きく， また耐力時の変位 も対応していないが， 径厚比が6 1， 8 7の試験体では耐力， および耐力時の変位ま で良く対応している. ま た， 耐力後の変形まで含めた大変形域までについて考えると，
実線で示した結果の包絡線と単調挙動が比較的よく対応していることがわかる.
1-201
. 1..
4 1.2..・・・ . II-201 d，a' M/Mpc
�-_ � A � /
�::t MlI/ 1/ 11 11
0.8 0.6相1/
(a) g D/t=21 n=O.07 0.4 0.2 。。 5 10 15 20
。/8pc
。
.〆.
II-LUコ 1.5 r