柱梁接合部の局部変形を許容した角形CFT骨組の耐震性能に関する研究 [ PDF

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(1)柱梁接合部の局部変形を許容した角形 CFT 骨組の耐震性能に関する研究. 吉村大祐 1. 序. り，実験的研究はなされていない．そこで，本研究では. 1.1 柱梁接合部の既往の研究. 骨組試験体の実験を行い，柱梁接合部の研究について. CFTラーメン骨組において，CFT柱の接合部の局部変. は，提案する接合部耐力の予測式の精度，最適耐震設計. 形に対する耐力（以後，接合部耐力）を正確に評価でき. 領域下で行った設計の有効性を確認し，内柱の塑性化を. れば，接合部にある程度の変形を許容し，梁端部に集中. 許容したCFT骨組の研究については，骨組の安定性と降. する損傷を緩和し，骨組全体として耐震性が高くかつ経. 伏許容柱の変型性能や損傷の程度を確認する．. 済的な設計が可能になる．そのようなCFT柱梁接合部の. 2. 試験体. 最適耐震設計法の確立を目的とし，角形CFT柱に対する. 試験体は，２本の角形CFT鋼管柱とH形鋼の梁で構成. 接合部耐力について河野等が提案する接合部耐力の予測. された2層1スパン骨組で，CCY 試験体とCBY試験体の. 式の検証，および既往の研究. 合計2体である．使用した鋼材の力学的性質を表1に，コ. 1). による予測式との比較. 2),3). を行った．また，外ダイヤフラム形式の簡略な骨組解. ンクリートの調合表を表2に，力学的性質を表3に示す．. 析用モデルを考案し，接合部の耐力と変形を計算した．. CCY試験体：図1に示すCCY試験体は，外径が150mmの. これによって，かつ梁端部が破断する前に接合部が降伏. 鋼管柱では柱が降伏するように，外径が200mmの鋼管柱. し，接合部より先に梁端部で破断が生じるような耐力関. では接合部で降伏するように設計された試験体である．. 係をもつ接合部最適耐震設計領域が存在することを明ら. □ -200 × 200 × 8(STKR400)の角形鋼管と□ -150 × 150. かにした．. ×6(STKR400)の角形鋼管には，コンクリートが充填され. 1.2 本研究の目的. ており，これらの柱を H-350× 175× 9× 12のビルド H. 上記の研究は，研究手法が数値解析だけに頼ってお. の梁がつないでいる．外径200mmの角形鋼管の接合部は φ18. 4). 32 663 1610. H- 175 350 9 12 ビルドH （SS400）. 22. 350. 306 350. □- 150 150 6. hs=40. 22. □- 200 200 8. 533. dh=100. 1600. 32. 図 1 試験体形状表 3 コンクリートの力学的性質. 表 1 鋼材の力学的性質使用部分 □150 4.5 柱 □150 6 鋼 □200 8 管 9mm厚鋼板梁ウェブ 12mm厚鋼板梁フランジ. 鋼材の種類. 降伏点引張強さ降伏比（Mpa）（Mpa） 353.3 434.8 0.813 STKR400 316.5 405.8 0.780 377.0 457.4 0.824 SS400 300.0 426.7 0.703 SS400 293.7 429.6 0.684. 規格. 伸び（％） 26.0 24.8 25.2 31.1 25.4. 表 2 コンクリートの調合表図. 47-1.

(2) 変位計. ゲージ. 図 2 ゲージ貼付け位置. 図 3 変位計取付け位置. 全体変形角(%). カウンターバランス装置. 3 ワイヤー. ワイヤー. 2. 21 30. 1 24 0. 17 60. 0. 13 0. -1. ピン. -2. ピン H. H-700. 300. 13. 24. -3. テフロンシートローラ. 図5 試験体CCY載荷プログラム. ロードセル(50ton) ジャッキ(50ton). 22. 全体変形角(%) 3. 100 100. 30 6. 100 100. 2. 100 100. 96 5. 22. 235 0. 面外補剛装置高さ調整用ブロック H-300 300 10 15. 800. 96 0. 800. 75 75. PC鋼棒. 図6 試験体CBY載荷プログラム 37 0. 23 30. 80 0. -3. PC鋼棒. Iビーム. ローラ. -2. 26 5. 重し. PC鋼棒. 0 -1. 100. W. 1 80 0. FL. 80 0. 図 4 載荷装置図外ダイヤフラム形式とし，図 1に示すように hsは 40mm. ジを貼付した．梁では，上フランジと下フランジの柱か. となっている．外径 150mmの角形鋼管の接合部は通し. ら200mmの位置と中心から左右に300mmの位置に貼付し. ダイヤフラム形式としている．. た．外ダイヤフラムには図に示す位置に貼付した．歪. CBY 試験体：試験体 CBY は，外径 150mmの鋼管柱お. ゲージは，すべて塑性ゲージを使用した．. よび外径 200mm鋼管柱で構成された試験体である．外. 変位計は図 3に示すように，試験体最上部の水平およ. 径 200mmの鋼管柱の接合部では梁端部で降伏すること. び鉛直変位，梁レベルの水平変位，試験体最下部の水平. を目的としている．試験体CCYとの差異は，外径150mm. 変位，および，外径200mmの鋼管柱の柱梁接合パネルの. の角形鋼管の管厚と外ダイヤフラム寸法hsであり，それ. 変位を測定した．. ぞれ 4.5mm，70mmである．. 加力装置の概略図を図 4 に示す．. 3. 測定方法と加力方法. 試験体には，外径150mmのCFT柱の軸力比n=0.26 （n=N/. 鋼板の降伏状況を判定するために，図 2 に示すよう. N は鋼管の降伏軸力， N はコンクリート Nu，Nu=sNy+cNu， s y c u. に，柱の水平加力方向の2面に上端と下端から100mmの. の最大圧縮耐力）に対応する鉛直荷重を載荷し，実験中. 位置，接合部から 50mmの位置，接合部の中心に歪ゲー. 一定に保持した．載荷プログラムは正負交番漸増振幅繰. 47-2.

(3) 水平荷重(kN). γ. δ 2. Hb-tf. α. δ. α Dp-tp. 水平荷重(kN). 300. 300. 200. 200. 100. 100. 0. 0. - 100. - 100. - 200. - 200. - 300. -3. -2. ように，試験体CBYについては図6のよう. 0. 1. 2. - 300. 3. (a) 試験体CCY. -1. 0. 1. 2. 3. (b) 試験体CBY. 図 8 実験による全体変形角水平荷重(kN). 水平荷重(kN) 300. 200. 200. 100. 100. 0. 0. - 100. - 100. 係を図 8に示す．どちらの試験体も全体変. - 200. - 200. 形角 1% までは概ね弾性を保っている．ま. - 300 -3. 4. 実験結果と考察. -2. 全体変形角(%). 300. に載荷した．. -3. 全体変形角(%). 図 7 パネルの変形角の幾何学的関係返し載荷で，試験体CCYについては図5の. -1. 試験体CCY と試験体CBY の全体変形角（試験体最上部と最下部の水平変位の差を試験体高さで除したもの）と水平荷重の関. -2. -1. 0. 1. - 300 -3. 3. 2. -2. -1. 0. パネル部変形角(%). た，耐力，剛性，履歴ループの形状に関し. 3. 2. (b) 試験体CBY. (a) 試験体CCY. て，ほぼ同等であることがわかる．. 1. パネル部変形角(%). 図 9 実験によるパネル部変形角. 200mm角形鋼管柱のパネル部分の変形角と水平荷重の関係を図 9に示す．変位計水平荷重(kN). 水平荷重(kN). 300. 300. 200. 200. 100. 100. 0. 0. - 100. - 100. α，γ，δは図 7 に示す．Hb は梁成，tf. - 200. - 200. は梁フランジ厚， Dpは接合部パネル鋼管の. - 300. によって測定された変位からパネル部分のみの変形角γを式(1)5) から求めた．. δ γ= 2( Dp − t p ) ⋅ sinα. (1). 外径，tp は接合部パネルの板厚である．試. 0. 1. 2. 3. - 300. 5. 4. 験体CCYと試験体CBYのどちらもほぼ同様. 水平荷重(kN). 200. 200. 試験体 CCY の試験体は柱鋼管が膨らんで. 100. 100. いることがわかる．これは，試験体CCYの. 0. 0. - 100. - 100. - 200. - 200. から 200mm の位置に貼付けたゲージによって測定された歪と水平力の関係を図 12に示す．試験体CBYに比べ，試験体CCY. 5. 4. (b) 試験体CBY. 300. 梁上端フランジの外径 200mmの鋼管柱. 3. 柱鋼管伸び(mm). 300. 接合部が降伏した影響である．. 2. 図 10 実験による柱鋼管上部の膨らみ. 外ダイヤフラム部分の上部に設置した変水平荷重(kN) の関係を図10に示す．試験体CBYに比べ，. 1. (a) 試験体CCY. にパネルが変形していることがわかる．位計により測定した柱の膨らみと水平荷重. 0. 柱鋼管伸び(mm). - 300. 4. 0. 1 10. - 300. 4. 2 10. 4. 0. 1 10. 梁上端の歪(10 mm). (a) 試験体CCY. (b) 試験体CBY. 図 11 実験による梁の歪. の梁の歪みは少ない．これは，梁端部の変 47-3. 4. 2 10. 梁上端の歪(10-6mm). -6.

(4) 接合部断面. 梁断面. CFT柱断面. 写真 1 試験体 CCY. 図 12 試験体骨組解析モデル. 形をある程度，接合部が変形することに水平荷重(kN) よって負担したことによる．試験体 CCY が，最適耐震設計領域下での設計がなされたことを示している．写真1に加力試験. 200. 150. 150. 100. 100. 50. 50. 終了後の試験体 CCY を載せる． 5. 解析結果と考察図 12に示すような一次元有限要素モデルとして解析を行う．詳細は本論に譲る．. 水平荷重(kN). 200. 0. 0. -50. -50. -100. -100. -150. -150. -200. 解析による試験体CCYと試験体CBYの. -3. -2. -1. 0. 1. 2. -200 3. -1. 0. 1. 2. 3. (b) 試験体CBY. 図 13 解析による全体変形角. す．実験から得られた図 8 のグラフと比べ，解析値の水平荷重が 1/2程度であるの水平荷重(kN). 水平荷重(kN). 300. 150. 200. 100. が生じないのは，実験中に局部変形を生. 100. 50. じた外径 150mm鋼管柱を考慮していない. 0. 0. ことによる．. -100. -50. 試験体 CCY の膨らみの平均値を鋼管外. -200. -100. とによる．実験で確認された耐力の劣化. -2. 全体変形角(%). (a) 試験体CCY. 全体変形角と水平荷重の関係を図 13に示. は，外径 150mm鋼管柱を省略しているこ. -3. 全体変形角(%). 径で除した値と水平荷重の関係について， -300 0 実験から得られた値を図 14(a)に，解析によって得られた値を(b)に示す．実験値と. -150. 1. 2 3 柱鋼管膨らみ(%). (a) 実験値. 解析値の差異は，実験では 150mmCFT 鋼. 0. 1. 2. 3. 柱鋼管膨らみ(%). (b) 解析値. 図 14 試験体 CCY の柱鋼管膨らみ. 管柱の接合部が局部変形し鉛直方向に縮んだのに対し，解析では図12に示すように，鉛直変位を拘束したピン. 参考文献. ローラー支持としたことによる．. (1) 河野昭彦，松井千秋，村井望:コンクリート充填角形鋼管柱. 6. 結論. とＨ形鋼梁のダイヤフラム補強型接合部の局部変形に対する荷重 −変形関係モデル，鋼構造論文集，第5巻第17号， pp.93-104， 1998.3. 柱梁接合部の降伏を許容した CFT骨組に関して 2体. (2) 日本建築学会:鋼管構造設計施工指針，1990. の実験および解析を行った．. (3) 日本建築学会:鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準 ,2001. （1）接合部最適耐震設計領域下で設計した試験体は，. (4) 吉村大祐，河野昭彦：角形 CFT 柱梁接合部の最適耐震設計. 梁端部の塑性化が進む前に接合部において降伏した．. に関する研究，日本建築学会大会学術講演梗概集 C-1，構造 III，. その結果，梁の歪振幅が低くおさえられた．. pp．1095~1096 ，2004.8. （2）本実験を解析するにより，接合部局部変形を表. (5) 社団法人新都市ハウジング協会:CFT柱梁接合部パネルの. 現することができた．. 弾塑性性状に関する実験報告書 ,1999.3. 47-4.

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