・市川 康

(14)高強度鉄筋を内蔵した大径厚比円形 CFT 柱脚部の 力学的性状に関する実験的研究

黒木 歩

¹

・喬 崎雲

²

・中村 泰教

³

・市川 康

⁴

・吉川 秀章

⁵

・河野 昭彦

⁶

1正会員 九州大学大学院・修士 人間環境学府空間システム専攻（〒 812-8581 福岡県福岡市東区箱崎 6 丁目 10-1）

E-mail:kuroki̲[email protected]

2正会員 九州大学大学院・修士 人間環境学府空間システム専攻（〒 812-8581 福岡県福岡市東区箱崎 6 丁目 10-1）

E-mail:qiao̲[email protected] 

3正会員 新日鉄エンジニアリング（株）・修士（工学）（〒 293-0011 千葉県富津市新富 20-1）

E-mail:[email protected]

4正会員 新日鉄エンジニアリング（株）・博士（工学） （〒 141-8604 東京都品川区大崎 1-5-1大崎センタービル）

E-mail:[email protected]

5正会員 新日鉄エンジニアリング（株）・修士（工学） （〒 141-8604 東京都品川区大崎 1-5-1大崎センタービル）

E-mail:[email protected]

6正会員 九州大学大学院教授・工博 人間環境学研究院（〒 812-8581 福岡県福岡市東区箱崎 6 丁目 10-1）

E-mail:[email protected]

 本研究は , 大径厚比の円形鋼管を用いた CFT 柱の柱脚部に高強度鉄筋を内蔵した CFT 柱脚部の力学的性状に 関する実験的研究である . 通常 ,CFT 柱の柱脚工法として根巻き・埋込み形式が考えられる . 根巻き形式では 根巻き形状が平面計画上の制約となり,埋込み形式では,鉄骨建て方時期を早める必要があり施工工程に影響 を及ぼす . そこで本研究では , 円形 CFT 柱脚部を , 接合鉄筋として高強度鉄筋を内蔵した RC 造とすることを考 え,その応力伝達機構,耐力,および変形性能を明らかにすることを目的とする.柱脚部分では,鋼管と基礎コン クリート間は縁が切れており,鋼管の軸方向応力は機械式ずれ止めによって充填コンクリートへ,付着によって充填コ ンクリートから接合鉄筋へ,さらに接合鉄筋から基礎コンクリートへと伝達される.

Key Words : CFT Column Base, High Strength Re-bars, Bending Strength, Deformation Performance, Stress Transmission

1. 序

(1)研究背景

 コンクリート充填鋼管（以下，CFT）柱は，圧縮に強 いコンクリートと引張に強い鋼管を組み合わせた優れ た構造部材で，今や超高層建築物や重量構造物等 には欠かせない合成構造部材である．また CFT 柱耐 力の増大を目的に，CFT 柱内に鉄筋を主筋として挿 入し，よりコンパクトな断面とした柱材や柱梁接合部 に関する実験および解析が報告されている．これ らは，高層 RC の RC 柱を薄肉鋼管で被覆する考えと，

比較的厚肉の C F T 柱に鉄筋を挿入する考えとに区 分される．前者には川端等¹⁾の研究があり，後者に は山内等²⁾，中山等³⁾および岩岡等⁴⁾の研究がある．

何れも 490N 級の高強度鉄筋が使用され，柱耐力の 算定には鉄筋耐力の累加が可能であり，柱梁接合 部では柱の曲げ耐力の伝達が十分に可能であるこ とが示されている．

一方，柱脚部では十分な鉄筋の定着長をとれば内 蔵鉄筋も引張力を負担できるため，鋼管による引 張力伝達の接合部要件が緩和でき，ベースプレートやア ンカーボルトのコンパクト化や , 応力によっては省略も 可能となり，施工性の向上が期待される．

(2)研究目的

 一般的に，CFT 柱の柱脚工法には根巻き・埋込み 形式が考えられる．根巻き形式では RC 根巻き自身 の形状，大きさが平面計画に制約を与える．一方，

埋込み形式では予め鉄骨を埋込む必要があるため，

施工工程に影響を及ぼす．

 そこで本研究では，円形 C F T 柱と基礎コンクリート を 590N,685N 級の高強度鉄筋を介して接合し，部 材構成を簡略化することを考える．柱脚部分では 鋼管と基礎コンクリートを直接結合せず力学的に縁を 切り RC 断面とする．つまり，円形鋼管はベースプレー トやアンカーボルト等で基礎コンクリートには結合されて 第8回複合・合成構造の活用に関するシンポジウム

200200 400

600 300 300 600

900 900

1,800

300300

600

CL

梁せん断補強筋 D13@100

（SD295）

梁主筋 8-D22 柱主筋 4-D22

（SD345）

柱せん断補強筋 D13@100

（SD295）

（SD345）

No.4のみ 12-D22（SD345）

図2.1 試験体形状 2. 実験

(1)実験概要

 円形鋼管内に高強度鉄筋を内蔵した円形 C F T 柱 脚部の部分縮小試験体を用いて , 柱に一定軸力

N

を作用させた状態で , ピン支持の柱頭部に繰り返し 水平力を加える正負交番載荷試験を行った . (2)試験体

 試験体形状 , および試験体諸元をそれぞれ図 2.1, および表 2.1に示す . 試験体は同一外形の 6 体 とし , 軸力比 , コンクリート強度 , 接合鉄筋量および 帯筋量を実験パラメータとした .

 円形鋼管柱は 6 体全てφ 400 × 9 を切削加工し , 径厚比を 1 0 0 程度としている .

 鋼管下端の内面にはフラットバー（6 × 13,  SS400）

をリング状に 2 段にわたり溶接し , 機械式ずれ止め としている .

 接合鉄筋量は , 試験体 5 については載荷軸力

N

に 対して , 柱脚部 R C 断面による一般化累加終局曲げ 耐力が CFT 柱の曲げ耐力を下回るように設定し , 他 は同等程度となるようにした . 試験体状況写真を 図 2.2に示す .

(a)配筋立面図 (b)B-B 視立面・断面図 (c)C-C 視平面・断面図

(d)A-A視断面図 おらず，全くフリーな状態となる．

 本研究では，高強度鉄筋を内蔵した CFT 柱脚部に ついて，応力伝達機構，耐力および変形性能を明ら かにすることを目的とし，以下の 4 点に着目し実験 による検証を行った．

①軸力比の影響（軸力比 0.10, 0.25,  0.45）

②コンクリート強度の影響（

F

_c=36,  60N/mm²）

③ CFT 曲げ耐力と RC 曲げ耐力差の影響

④ CFT 柱せん断補強筋の影響（帯筋比 0.1%, 0.2%）

1 2 3 4 5 6

鋼 管 サ イ ズ ,種 類

設 計 基 準 強 度 60

種 類

鉄 筋 量 8-D19 16-D19

種 類 USD685 U SD590

鉄 筋 比 2.0% 4.0%

鉄 筋 量 D6@180

鉄 筋 比 0.1%

1426 2575 559 3798 1421 1509

0.24 0.43 0.10 0.43 0.25 0.24

試 験 体No.

帯 筋 接 合 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト

載 荷 軸 力N 軸 力 比

4.0%

D6@90 0.2%

φ390×4 , SKK490

36 36

普 通 コ ン ク リ ー ト 16-D19

USD590

表2.1 試験体諸元

(N/mm²,kN)

図2.2 試験体状況写真

( a )正面 ( b )側面

( c )配筋

CL

ピン

600 300

900 900

1,800

1,025175

1,200750 10

A B

C 主 筋 16-D19 : L=1550mm

（ USD590）

No.5のみ 8-D19 USD685 スパ イラルフープ  D6@90

（SD295）

柱主筋 4-D22

（SD345）

梁主筋  8-D22

梁せん断 補強筋 D13@100

（SD295）

柱せん断補強筋  D13@100 アンカーPLに ナットで仮組

（ SD345）

（SD295）

No.4のみ 12-D22（SD345）

変形角： 正側 変形 角：負側

【鋼 管歪ｹﾞｰｼﾞ】

【鉄 筋歪ｹﾞｰｼﾞ】   試 験体1,2    上部よりNo.1-3    (最上部ｹﾞｰｼﾞな し)   試 験体3-6    上部よりNo.1-4

【鋼管歪ｹﾞｰｼﾞ】

【鉄筋歪ｹﾞｰｼﾞ】   試験体 1,2    上部よ りNo.4-6    (最上 部ｹﾞｰｼﾞなし)   試験体 3-6    上部よ りNo.5-8

120100160180 18020180180

No.6の みD6＠180

CL

600

1,015

750 1,025175

1,200 10

柱せん断補強筋  D13@100

（SD295）

梁主筋 8-D22（SD345）

No.4のみ  12-D22（SD345）

梁せん断補 強筋 D13@100

（SD295）

柱主 筋 4-D22

（SD345）

スパイラル フープ D6@90

（SD295）

主筋 16-D19 : L=1550mm

（USD590）

No.5のみ 8-D19 USD685 ア ンカーPLにナットで 仮組

800 No.6のみD6＠ 180

250 390 φ390×4（SKK490）

φ400×9よ り減厚

主筋 16-D19 : L=1550mm

（USD590）

No.5のみ 8-D19 USD685 ア ンカーPLにナットで仮組

スパイラル フープ D6@90

（SD295）

No.6の みD6＠180

(3)材料の機械的性質 a)鋼材

 試験体に使用した鋼材の引張試験から得た機械 的性質を表 2.2に示す . 降伏応力度は 0.2% オフセット 法に基づくものであり , いずれの鋼材についても 機械的性質の規格値を満足している .

降 伏 引 張 降 伏 歪 伸 び

応 力 度 応 力 度

[N/mm²] [N/mm²] [% ] [% ]

1,2 446 591 0.75 0.23 33.4

3 409 527 0.78 0.22 25.3

  4 428 550 0.78 0.22 28.7

5,6 431 550 0.78 0.22 25.7

1,2 625 843 0.74 0.32 12.7

3,4,6 643 863 0.74 0.33 13.2

685N級 5 740 914 0.81 0.37 13.1

試 験 体No. 降 伏 比

サ イ ズ 鋼 種

φ390×4

D19

SKK490

590N級

b)コンクリート

 実験に使用したコンクリートの調合および , シリンダー 圧縮試験から得られた強度を表 2.3に示す . スランプ および空気量はコンクリート打設時の実測値である . (4)加力装置

 図 2.3に加力装置を示す . 試験体は反力梁に固定 用ブロックを介して P C 鋼棒で固定され , 鉛直荷重は 50 00k N 試験機 , 水平力は反力フレームに接合された 1 0 0 0 k N 油圧ジャッキで試験体柱頭部に加えられる .  反力梁は 2 点ローラー支持であり , 柱頭部に水平力 を加えた際に反力梁が水平移動することにより , 柱頭部分とコンクリート基礎部分とに相対的な水平変 位が生じる .

表2.2 鋼材の機械的性質

表2.3 充填コンクリートの調合および強度

セメント 種類：普通ポル トランド セメン ト 粗骨 材最大 寸法：2 0 m m  F_c：設計基準 強度 W/C：水セメン ト比

油圧ジャッキ（1000kN）

5000kN試験機

ロードセル（1000kN）

ピン

反力フレーム 試験体

PC棒鋼

反力梁

ローラー

ピン

固定用ブロック CL

400 2,280

660 7501,200

1,950

図 2.3 加力装置

試験体 Fc 実強度 ヤング率 セメント 水 細骨材 粗骨材 細骨材率 混和剤 W/C スランプ 空気量 No. [N/mm²] [N/mm²] [kN/mm²] [kg/m³] [kg/m³] [kg/m³] [kg/m³] [%] [kg/m³] [%] [cm] [%]

1 36 32.8 39.33 377 181 709 1023 42.1 0.942 48.0 15.5 5.5

2 36 33.6 38.66 377 181 709 1023 42.1 0.942 48.0 15.5 5.5

3 36 31.3 32.06 377 181 706 1023 42.0 0.942 48.0 19.5 5.2

4 60 61.4 40.07 464 170 807 943 47.4 5.43 36.7 21.5 2.5

5 36 32.0 35.36 377 181 706 1023 42.0 0.942 48.0 19.5 5.2

6 36 34.8 34.76 377 181 706 1023 42.0 0.942 48.0 18.0 4.5

(5)加力方法および測定方法

 基礎梁天端から

L

=1.2m 上部の柱頭に作用させる 圧縮軸力

N

を一定に保持した状態で , 水平力

P

を載 荷する . 水平力は高さ

L

の部材変形角

R

で制御し ,

R

を± 0.5% 〜± 3% まで 0.5% ずつ漸増させ , 各 2 サイ クルずつ載荷する . その後 , 負方向に押切り , 柱頭 部の水平変位 80mm（

R

≒ 6.7%）まで載荷を行った . 加力モデルおよび水平力載荷プログラムをそれぞれ図 2.4,図 2.5に示す . また , 接合鉄筋及び鋼管の歪 ゲージ貼付位置を図 2.1(a)に併せて示す . 貼付は曲 げモーメント最外縁のみとした .

↓ ←

N

P R

←

図2.4 加力モデル

図2.5 水平力載荷プログラム -4

-2 0 2 4 6 8

0 2 4 6 8 10 12 14

R   [% ]

サイクル[回]

3. 実験結果

(1 )柱頭水平荷重−変形角関係

 柱頭水平荷重

P

−変形角

R

関係を図 3.1に示す . 図中の破線は , 柱脚部 R C 断面の一般化累加強度の スケルトンカーブである . 試験体 1 〜 3 では軸力比のみ が異なるが , 軸力比の増加に伴い水平耐力も増大 している．試験体 3 では軸力が小さい為，試験体と 反力梁との間でずれが生じ , 部材角 6 % 手前で実験 を終了している .

 試験体 1 では部材角 5.7%, 試験体 2 では 4.7% 時 点で最大水平荷重に達し , 軸力比の大きい試験体 2 の方が早い段階で水平荷重のピークを迎えいる．両 者ともピーク後の急激な耐力低下は見られず , （変 形角 5% 付近で水平耐力が一度低下しているが，加 力・測定装置の安全確認の為に載荷を中断したこ とに因る）高い変形能力を有している .

 試験体 4 では , 最大荷重到達後の水平耐力の低下 勾配はやや大きく , これは R C スケルトンカーブの傾き にほぼ等しい .

 試験体 5 は，定性的には試験体 1 と同様であるが，

接合鉄筋量が少ない為，最大水平耐力は小さく出 ている．

-6 -4 -2 0 2 4

R [%]

試験体3

-400 -200 0 200 400

-6 -4 -2 0 2 4

R [%]

P [kN]

試験体4

-6 -4 -2 0 2 4

R [%]

試験体6 ( a ) P-R関係：軸力比 0 . 2 5

( e ) P-R関係：軸力比 0 . 2 5 ( f ) P-R関係：軸力比 0 . 2 5

( d ) P-R関係：軸力比 0 . 4 5

( c ) P-R関係：軸力比 0 . 1 0 ( b ) P-R関係：軸力比 0 . 4 5

図 3.1 柱頭水平荷重

P

−変形角

R

関係

-400 -200 0 200 400

-6 -4 -2 0 2 4

P [kN]

R [%]

試験体1

-6 -4 -2 0 2 4

R [%]

試験体2

-6 -4 -2 0 2 4

R [%]

試験体5

(2)柱脚部曲げモーメント - 変形角関係

 図 3.2に柱脚部曲げモーメント

M

−変形角

R

関係を 示す .

P

Δ効果を考慮し , 柱脚部曲げモーメント

M

は 次式により算定した .

ここで ,

N L P M

P：水平力

L：水平加 力点の 高さ N：一定圧縮軸力 Δ ： 柱 頭 部 の 水 平 変 位

(1)

 いずれの試験体も交番載荷の最終サイクル± 3 % 付 近でも曲げ耐力低下を起こさず , 安定した履歴性 状を示している . その後の押切載荷では , 加力装置 の都合上，最大曲げ耐力の確認前に載荷を終了し たが , 変形角 6 〜 7 % 付近でも曲げ耐力低下を起こ さず , 高い変形能力を有している .図 3.2(a)より , 試験体 1(帯筋比 0.2%)と試験体 6(帯筋比 0.1%)を比 較した場合 , 両者の履歴性状に殆ど相違が見られ ないことから , 実験の範囲内においては , せん断補 強筋比が 0.1 % でも問題無いと考えられる .図 3. 2 (b)より , 試験体 2(

F

_c

34

)と試験体 4(

F

_c

61

)を比較し た場合 , 同軸力比(=0.45)の下で , コンクリート強度の 高い試験体 4 の方が大きく上回る曲げ耐力を発揮 している .

(3)終局曲げ耐力

 CFT 断面（シャフト部分）と RC 断面（柱脚部）の終 局時の一般化累加終局

M

-

N

曲線（計算値）を図 3.3 に示す . また , 実験から得られた各変形角振幅にお ける耐力（実測値）も併せて同図中に示す .  いずれの試験体についても，変形角 1.5% 時点で R C 断面の終局耐力の計算値を上回っている．特に 軸力比の大きい試験体 2,4（軸力比 0.45)について は部材角 1.0% 時点で既に計算値と同等以上の耐力 を発揮している . いずれの試験体についても変形 角振幅の増大に伴い耐力は上昇し , 計算による R C 断面の一般化累加強度を上回る十分な耐力を確認 出来た .

(4)曲げモーメントの負担状況

 変形角 1 % 時点における , 鋼管 , 接合鉄筋 , およ びコンクリートの負担曲げモーメントの高さ方向分布を 図 3.4に示す . 鋼管および接合鉄筋の曲げモーメント は , 曲げ最外縁に貼付した歪ゲージにより測定した 歪値に基づき算出し , コンクリート負担分は , 全体の 曲げモーメントから鋼管と接合鉄筋の負担分を差し引 いた値とした .

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-8 -6 -4 -2 0 2 4

R [%]

M [kNm]

試験体4

図 3.2 柱脚部曲げモーメント

M

−変形角

R

関係

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-8 -6 -4 -2 0 2 4

R [%]

M [kNm]

試験体1(帯筋比0.2%) 試験体6(帯筋比0.1%)

-8 -6 -4 -2 0 2 4

R [%]

試験体3

-8 -6 -4 -2 0 2 4

R [%]

試験体5

-8 -6 -4 -2 0 2 4

R [%]

試験体6 ( a ) M-R関係：軸力比 0 . 2 5

( e ) M-R関係：軸力比 0 . 2 5 ( f ) M-R関係：軸力比 0 . 2 5

( d ) M-R関係：軸力比 0 . 4 5

( c ) M-R関係：軸力比 0 . 1 0 ( b ) M-R関係：軸力比 0 . 4 5

-8 -6 -4 -2 0 2 4

R [%]

試験体2(Fc34) 試験体4(Fc61)

但し , 歪値は弾性域にあり , 平面保持の仮定が成立 することを前提とし , 歪値にヤング係数を乗じるこ とで各高さにおける負担曲げモーメントを算出した .  高さ 0mm はコンクリート基礎天端 ,1200mm は水平力 載荷点（柱頭）を意味する . 何れの試験体でも上段 ずれ止めのある高さ 2 0 0 m m 付近で接合鉄筋と鋼管 の負担曲げモーメント量の大小関係が逆転し , 高さ 200mm 以下では鋼管に比べ接合鉄筋の負担量が卓越 する . 本結果より , 鋼管の軸方向力は機械式ずれ止 めを介して充填コンクリートへ , 付着力によって充填 コンクリートから接合鉄筋へ伝達されたことを確認で きる . 従って , 鋼管と基礎コンクリートの縁は切れて いるが，鋼管内面に取り付けられた機械式ずれ止 めによって確実に力を伝達できたといえる．

 また，コンクリートの負担する曲げモーメントの大小関 係は , 軸力比の大小関係と対応しており , 接合鉄筋 量が半分の試験体 5 では , 接合鉄筋の負担曲げモー メントが他の試験体と比べて小さいことが分かる .

( a) M-N関係：軸力比 0 . 2 5

( e) M-N関係：軸力比 0 . 2 5 ( f) M-N関係：軸力比 0 . 2 5

( d) M-N関係：軸力比 0 . 4 5

( c) M-N関係：軸力比 0 . 1 0

( b) M-N関係：軸力比 0 . 4 5

図 3.3 一般化累加終局M-N曲線

-4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 1 10⁴ 1.2 10⁴

0 100 200 300 400 500 600 700 800

CFT N RC N CFT N c RC N c 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力

N [kN]

M [kNm]

試験体1 CFT

RC

6.7%3.0%

2.5%2.0%

1.5%

0.5%1.0%

変形角

0 100 200 300 400 500 600 700 800

CFT N RC N CFT N c RC N c 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力

M [kNm]

試験体2 ^CFT

RC

6.7%3.0%2.5%2.0%1.5%

0.5%1.0%

変形角

0 100 200 300 400 500 600 700 800

CFT N RC N CFT N c RC N c 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力

M [kNm]

試験体3 CFT

RC

6.7%3.0%

2.5%2.0%

1.5%

0.5%1.0%

変形角

-4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 1 10⁴ 1.2 10⁴

0 100 200 300 400 500 600 700 800

CFT N RC NCFT N c RC N c 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力軸力 軸力

M [kNm]

N [kN]

試験体4 ^CFT_RC

6.7%3.0%2.5%2.0%1.5%

0.5%1.0%

変形角

0 100 200 300 400 500 600 700 800

CFT N RC N CFT N c RC N c 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力

M [kNm]

試験体5 CFT

RC

6.7%3.0%

2.5%2.0%

1.5%

0.5%1.0%

変形角

0 100 200 300 400 500 600 700 800

CFT N RC N CFT N c RC N c 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 軸力 CFTRC

6.7%

3.0%2.5%2.0%1.5%

0.5%1.0%

M [kNm]

試験体6

変形角

( a )  試験体 1 ：軸力比 0 . 2 5

( e )  試験体 5 ：軸力比 0 . 2 5 ( f )  試験体 6 ：軸力比 0 . 2 5

( d )  試験体 4 ：軸力比 0 . 4 5

( c )  試験体 3 ：軸力比 0 . 1 0 ( b )  試験体 2 ：軸力比 0 . 4 5

図3.4 曲げモーメントの負担状況

0 50 100 150 200 250 300 350 400 0

200 400 600 800 1000 1200

鋼管鉄筋 ｺﾝｸﾘｰﾄ R=±1.0 [%]

高さ [mm]

M [kNm]

試験体1

0 50 100 150 200 250 300 350 400 鋼管鉄筋 ｺﾝｸﾘｰﾄ

M [kNm]

R=±1.0 [%]

試験体2

0 50 100 150 200 250 300 350 400 鋼管鉄筋 ｺﾝｸﾘｰﾄ

M [kNm]

R=±1.0 [%]

試験体3

0 50 100 150 200 250 300 350 400 0

200 400 600 800 1000 1200

鋼管鉄筋 ｺﾝｸﾘｰﾄ

M [kNm]

高さ [mm]

R=±1.0 [%]

試験体4

0 50 100 150 200 250 300 350 400 鋼管 鉄筋ｺﾝｸﾘｰﾄ

M [kNm]

R=±1.0 [%]

試験体5

0 50 100 150 200 250 300 350 400 鋼管鉄筋 ｺﾝｸﾘｰﾄ

M [kNm]

R=±1.0 [%]

試験体6

図 3.5 押切載荷後の柱脚部破壊状況：試験体 2 負側載荷

A B

(a1)試験体上部より

(a2)全体図

(b)A 視：押切時圧縮側

(e)B 視：押切時引張側 (d)B 視：押切時引張側

(c)A 視：押切時圧縮側 (5)破壊状況

 図 3.5に試験体 2 の押切載荷後の破壊状況写真を 示す．押切載荷後の損傷は C F T 柱と基礎コンクリート の境界となる柱脚部分に集中した．柱脚部の曲げ 圧縮側では鋼管下端部の基礎コンクリート天端への沈 み込みが確認された．また，曲げ引張側では柱脚部 RC 断面でひび割れを生じ，近傍の基礎コンクリート上 面を薄く剥ぎ取りつつ接合鉄筋が伸び変形してい た．柱脚部 RC 断面と基礎コンクリート上面のひび割れ は，変形角が 1.5% を超える辺りから発生し，変形 角の増大に伴ってひび割れ幅も増大した．

4. 結論

 高強度異形鉄筋を接合鉄筋として内蔵し , 柱脚 部断面を RC 造とすることで部材構成を簡略化した 薄肉円形 CFT 柱脚について , 柱頭部に所定の一定圧 縮軸力と水平力を作用させた交番載荷試験を行い , 以下の知見を得た .

・CFT 断面（シャフト部）と RC 断面（柱脚部）の終局  曲げ耐力がほぼ等しくなる様に設定した試験体  と，RC 断面を C FT 断面より小さくした試験体の  柱脚部曲げ耐力は，変形角 1.0% 〜 1.5% 時点で  各々の一般化累加強度を上回った．

・柱脚部曲げモーメント−変形角関係から，柱脚部の  履歴性状は全ての試験体において変形角が 6 .0 %  を超えても曲げ耐力低下を起こさず，安定した  紡錘型の履歴ループを描き，十分な変形能力を示  した．

・CF T 柱部分のせん断補強筋比は 0. 1% であっても  終局曲げ耐力，履歴特性および破壊性状に及ぼ  す影響は殆ど無かった．

・同軸力比の下，高強度コンクリートを使用した試験  体の方が，より大きな終局曲げ耐力を示した．

・計測歪から算出した鋼管と接合鉄筋の負担曲げ  モーメントは，上段ずれ止め上部では鋼管，下部で  は接合鉄筋の負担曲げモーメントが卓越し，鋼管か  ら接合鉄筋に確実に応力伝達が行われた．つま  り，鋼管の鋼管下端内面に設けた機械式ずれ止  めによって，鋼管に作用する軸方向力は充填コン

 以上より , 本 CFT 柱脚部の応力伝達機構，耐力お よび変形性能を明らかにし，十分に実用へ供する ことが可能であることを示した．

 

 から接合鉄筋に，接合鉄筋から基礎コンクリートに クリートに伝達され，付着によって充填コンクリート  伝達されることが確認された．

EXPERIMENTAL STUDY ON STRUCTURAL BEHAVIOR OF CIRCULAR CFT COLUMN BASE WITH HIGH STRENGTH RE-BARS

Furu KUROKI, Qiyun QIAO, Yasunori NAKAMURA

Yasushi ICHIKAWA, Hideaki YOSHIKAWA and Akihiko KAWANO

謝辞：実験に際し , 縄愛子氏（新日本製鐵）, 窪寺 弘顕氏（九州大学技術職員）のご協力を頂きまし た . ここに感謝の意を表します .

参考文献

1 )川端一三：鋼管で囲んだ高強度鉄筋コンクリート柱（R C F T 構 造）の開発その 1 〜 5 , 日本建築学会大会梗概集 , 2 0 0 0 年 , 2 0 0 1 年 , 2 00 3 年 .

2 )山内 茂 一等：鉄筋 内 蔵型 鋼 管コンクリート構造 に関す る実 験 的研究その 1 〜 7 , 日本建築学会大会梗概集 , 2 0 0 5 年 , 2 0 0 6 年 . 3)中山信雄等：鉄筋を内蔵する円形 C F T の力学性状その 1 〜 4 , 日本建築学会大会梗概集 , 2 0 0 5 年 , 2 0 0 6 年 .

4 )岩岡信一等：鉄筋を挿入した角形 C F T 柱部 材 の 曲 げ せ ん 断実験 その 1 〜 2 , 日本建 築学 会大会 梗概 集 , 2 0 0 7 年 .

This experimental study focuses on the mechanical performance of large diameter-thickness ratio

CFT column base with built-in high strength reinforcements.Generally,for CFT column base, there

are two types:concrete encased column base and embedded column base.For concrete encased

column base,the floor plan will be constrained by the shape and largeness of the base.As to the

embedded column base,the process of the construction work will be affected by the necessity of

the earlier built-up of steel frame.The stiffness and deformation capacity of circular CFT column

base,which is considered as the RC structure with built-in high strength reinforcements as the joint

reinforcements.In the column base proposed in this study,the steel tube is not connected to the

concrete foundation,hence,the axial force of the steel tube is transferred to the concrete filled by

the mechanical ring,then transferred to joint reinforcements by bonding,and finally transferred to

the concrete foundation.