充填型大口径鋼管コンクリート柱及び架構の力学的性状に関する研究

(1)

九州大学学術情報リポジトリ

Kyushu University Institutional Repository

充填型大口径鋼管コンクリート柱及び架構の力学的性状に関する研究

中村, 敏治

九州大学人間環境学研究科空間システム専攻

https://doi.org/10.11501/3154719

出版情報：Kyushu University, 1999, 博士（工学）, 課程博士バージョン：

権利関係：

(2)

4.大口径CIT柱の等曲げ載荷実験

第

4

章大口径

CFT

柱の等曲げ載荷実験

4.1 既往の研究と実験の目的

4.2 実験計画 (1 ) 試験体

(2) 加力装置と加力方法

4.3 実験結果及び考察 (1 ) 実験値の補正方法

(a) P d.モーメントの補正 (b) 吊り支持に伴う補正

(c) 滑り支承の摩擦抵抗と油圧ジャッキの内部抵抗のよる補正 (d) 各種補正モーメントと補正後の最大曲げ耐力

(2) 試験体の初期剛性

(3) 曲げモーメント (M) ー無次元化曲率 ( 手 D) 関係 (4) 平均軸ひずみ性状

(5) 最大曲げ耐力 (6) 鋼管のひずみ性状

4.4 まとめ

< 参考文献 >

(3)

第4章大口径CFT柱の等曲げ載荷実験 4.1 既往の研究と実験の目的

4.大口径CFf柱の等曲げ載荷実験

CFTに関する実験的研究は古くから行われており、今までに数多くの実験が行われてきた。

特に、

2

1世紀の都市型住宅に関する建設省のコンペにCFT構造が選ばれて以来、現在の「新都市ハウジング協会」の前身である「新都市型集合住宅システム開発プロジェクト

J

(建設省)で組織的に実験が行われ1)、また、最近では「日米ハイブリッド構造に関する共同研究

J

(日本建築センター)に於いても、前者の実験の範囲を上回る範囲で実験が行われた 2)叫)。 CFT部材の実験は、鋼管と充填コンクリートとの相互作用によるコンファインド効果を研究する短柱圧縮実験と、終局曲げ耐力及び変形能力(部材角)を把握する目的で行われる短柱曲げせん断実験が最も多い。

しかし、曲げせん断実験より得られる曲げ耐力は、材料強度を用いて計算した一般化累加強度を上回り、また、短柱圧縮実験から得られるコンファインド効果を考慮して計算した終局曲げ耐力をも上回る場合が多い。この要因として、鋼管の引張部分のひずみ硬化と試験体端部のスタブ等の拘束による塑性ヒンジ領域の拡がりによると言われている。これらの影響を考慮して最大曲げ耐力を把握する試みが行われている。例えば、塑性ヒンジ領域を試験体の破壊状況から推定して危険断面位置を決め最大曲げ耐力を求める方法 5)、等曲げ加力を行い危険断面位置に無関係に最大曲げ耐力を求める方法 6)、及び鋼管がひずみ硬化にはいる直前で最大曲げ耐力を求める方法等である。

また、第 3章より、コンクリートの圧縮強度に対する寸法効果が無視できない程度存在することがわかった9)。従って、 CFT柱の曲げ耐力の評価に対して(大口径CFTの場合は特に)、

この効果を考慮する必要がある。しかし、第3章で確認した寸法効果は圧縮強度に対するものであり、曲げを受ける圧縮側コンクリートに対して、同程度の効果があるのかどうかは定かではない。

一方、大口径CFT柱に用いる鋼管の板厚は、運搬、施工性、揚重等を考えると、極厚(40mm を超える板厚)を対象とするのは得策ではない。従って、使用する鋼管の径厚比は大きな値とり、第2章の試設計によれば径厚比75‑‑""150程度になる。

i

日米ハイブリッド構造に関する共同研究

J

に於いて径厚比 150までの実験7)も行われているが、径厚比 150のCFTに対する実験はほとんどなく、既往の実験的研究では、径厚比70以下のものがほとんどである。また、「日米ハイブリッド構造に関する共同研究

J

に於ける径厚比 150の試験体の断面径は 450mmであり、本研究で対象とする断面径に比べ小さい。

(4)

これらの事から本章では、大径厚比を有する比較的大断面の円形CFT柱を対象に、一定軸力下での曲げ実験を行い、大口径CFT柱の曲げ耐力を確認する。

4.2 実験計画

大径厚比を有する大口径CFT柱の曲げ而

t

力を確認する目的で、断面径と鋼管の径厚比をパラメータに、軸力比 0.3の一定軸力下での曲げ実験を行った。載荷する曲げ外力は、試験体端部の拘束による曲げ耐力上昇を除く目的から、等曲げ載荷とした。

(1 )試験体

試験体は、両端に角形CFT造の加力スタブを有する円形CFTである。円形 CFTの端部は加力スタブ内に埋込む形式とした。試験部分(円形鋼管コンクリート部分)の長さは、断面径の

3

倍である。試験体形状及び溶接部詳細を図4.1a)'""c)に示す。試験体のパラメータは、

鋼管の断面径 D (300， 600， 900mm) と鋼管の径厚比 D/t(75， 100， 150)の 2種類である。試験体数は、鋼管の断面径300，900mmに対し鋼管の径厚比75，100， 150の3種類、

鋼管の断面径600mmに対し鋼管の径厚比 100の1種類とし、合計7体である。使用した鋼材は、板厚2.3mmについてはSS400材、それ以外の板厚のものについてはSM490材である。コンクリートの呼び強度は、全試験体とも 60MPaである。試験体に載荷する一定軸力は軸耐力の30%である。試験体の一覧を表4.1に示す。図表等に示す試験体名は、上記パラメータを用いて次のように表わす。

C 300 * 2.3

L

→ 」鋼管の板厚 (mm) 鋼管径 (mm)

表4.1 試験体一覧

試験体断面材料強度

試験体名鋼管径鋼管板厚径厚比鋼管 D (mm) t (mm) D/t

C300*2.3 2.3 130 SS400 C300*3.2 300 3.2 94

C300*4.5 4.5 67

C600*6 600 6.0 100 SM490 60MPa C900^牢6 6.0 150

C900*9 900 9.0 100 C900*12 12.0 75 N_o:軸圧縮耐力， N_o=.σy • ，A +c σB・cA

s σY'

. A :

鋼管の降伏点，鋼管の断面積

c σB， cA コンクリートのシリンダー強度，コンクリートの断面積

4‑2

軸力比

0.3N

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(5)

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スタプ

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断面径300mm試験体形状及び溶接詳細図4.1a)

(6)

4.大口径CFT柱の等曲げ載荷実験

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(7)

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(8)

円形鋼管の製作は鋼板の冷問プレス加工とし、溶接は lシームである。プレス加工で製作できる鋼管長さは 3mが上限であるため、試験体の全長が 3mを超える断面径 600，900mm

の試験体については、鋼管同士の溶接接合部が加力スタブ内に位置するように製作した。加力スタブの充填コンクリートには、試験体の軽量化を図る目的で軽量コンクリートを用いた。

使用した鋼材の機械的性質を表4.2に、コンクリートの材料試験結果を表4.3に示す。鋼材の引張試験片は、冷問プレス加工後の鋼管から切り出した5号試験片を用いた。コンクリートシリンダ‑ (~ 100x200)の養生は、現場封織養生である。コンクリートの材料試験は、

各試験体の加力日に合わせて行った。

表4.2 鋼材の機械的性質

板厚ヤング係数降伏点引張強さ伸び

試験体 sE sσy sσu 降伏比 (%)

(mm) (MN/mm²) (N/mm²) (N/mm²)

C300*2.3 2.40 204 234 339 0.690 41.0 C300*3.2 3.25 203 313 447 0.700 35.2 C300*4.5 4.45 204 345 439 0.786 33.2 C600*6 5.75 208 408 566 0.721 31.7 C900*6 5.65 205 382 548 0.697 30.3 C900*9 8.80 207 347 536 0.647 35.0 C900*12 11.80 208 379 562 0.647 35.2

表4.3 コンクリートの材料試験結果

試験体圧縮強度ヤング径数ポアソン比材令

c σ B (MPa) CE (GPa) (日)

C300*2.3 63.8 46

C300*3.2 64.6 33.9 0.21 54 C300*4.5 64.6 33.9 0.21 54 C600*6 61.4 34.3 0.20 66

C900*6 60.3 73

C900*9 63.6 80

C900*12 67.1 36.0 0.22 84

4‑6

(9)

(2)加力及び計測方法

図4.2に加力方法を示す。加力は、軸力比0.3の一定軸力と等曲げモーメントである。曲げせん断加力を行わず等曲げ加力としたのは、試験体端部の拘束による耐力上昇を生じさせない目的からである。試験体の取付け方法は、一方のスタブを反力壁にPC鋼棒で固定し、他方のスタブ(加力スタブ)を自由端とした片持ち柱形式である。試験体への加力は、加力スタブに取付けた加力ビームを介し、主として軸力を加える中央の4基の油圧ジャッキと、主として曲げモーメントを加える左右2基ずつ4基の油圧ジャッキの計8基の油圧ジャッキを用いて行った。まず、全8基の油圧ジャッキにより所定の軸力を作用させ、その後、左右の油圧ジャッキの一方を加力、他方を減力する事により、一定軸力下での正負繰返し等曲げ加力を行った。減力側の油圧ジャッキに対する導入軸力は、常に圧縮力が作用するように調整している。加カビーム及び油圧ジャッキの重量は、試験体に負担させないようにC300*2.3試験体ではテフロンによる滑り支承により支持した。しかし、滑り支承の摩擦抵抗が無視できなかったために、 C300本2.3試験体以外の試験体では加カピーム及びジャッキの重量を門型フレームを用いて吊った。図 4.3a)， b)に試験体の設置状況を示す。なお、 a)はC300*2.3試験体に対する設置状況(加力装置等を滑り支承にて支持)、 b)はC300*2.3試験体以外の試験体に対する設置状況(加力装置等を PC鋼棒にて吊り支持:代表として断面径900mmの試験体) である。

仁

4

『

図4.2 加力方法

(10)

c.し一一ー

c.L.

21

∞

加カビーム反力壁

平面図

反力壁

立面図

油圧ジャッキ油圧ジャッキ

すべり支承

反力床

図4.3a) 試験体の設置状況 (C300*2.3:滑り支承)

4‑8

(11)

51

∞

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8

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油圧ジャッキ

CC唱

試験体吊り治具用油圧ジャッキ

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平面図

試験体吊り治具用油圧ジャッキ

試験体吊り治具反力壁

C.L.

5955 反力床

立面図

∞

(12)

図4.4に加力サイクルを示す。予測曲げ耐力(鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準・同解

説に示される終局曲げ耐力)の 114の時点で l回、予測曲げ耐力の 1/2 ， 3 /4 ， 1 /1の各時点で 2回正負繰り返し加力を行い、予測曲げ耐力到達以後は予測曲げ耐力時平均曲率の2倍の時点

で2回の正負繰り返し加力を行った。その後は、油圧ジャッキの最大ストロークに達するまで一方向に加力を行った。なお、予測曲げ耐力に達する前に最大曲げ耐力に達した場合は、

最大曲げ耐力時平均曲率の2倍の平均曲率時点を目安として同様の加力を行った。

荷重の計測はジャッキの油圧から換算して求めた。変形の計測は、頂部(加力側)の水平変位、試験部圧縮側及び引張側の加力スタブ問の縮み量及び伸び量、試験部を 7区間に分けた各区間での試験部圧縮側及び引張側の縮み量及び伸び量である。鋼管の周方向ひずみの計測は、試験体中央部の鋼管表面に円周方向の

6

等分位置に貼付した

2

軸ひずみゲージにより行い、鋼管の軸方向ひずみの計測は、試験体中央部の上記2軸ひずみゲージと、スタブから D/2の位置に円周方向の6等分位置に貼付した 1軸ひずみゲージにより行った。図4.5に変形測定位置を、図4.6にひずみ測定位置を示す。

曲率曲げ←メント

2~u

~u Mu O.75Mu O.50Mu

‑O.75Mu

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‑2

い

8 9 6 7

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SRC規準による終局曲げ耐力 (Fc=63MPa)

~u:

Mu

時の曲率(実験値) 図4.4 加力サイクル

4 ‑10

(13)

基礎スタブ加力スタブ

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図4.5 変位測定位置

基礎スタプ加力スタプ

A‑A断面

ロ:一軸塑性ゲージ(材軸方向)

回:二軸塑性ゲージ(材軸方向，周方向)

図4.6 鋼管のひずみ測定位置

正加力方向

(14)

4.3 実験結果友び考察

図4.7‑‑図4.13のa)に実験より得られた曲げモーメント Mと無次元化曲率併 Dの関係を、

同図の b)に平均軸ひずみε vと無次元化曲率併 Dの関係を示す。曲げモーメントは後述するP Aモーメントの補正および吊り支持に伴う補正を行った値であり、無次元化曲率は試験部両側で計測した加力スタブ聞の伸縮量から求めた平均曲率併に断面径Dをかけて無次元化したものである。また、平均軸ひずみ ε vは、試験部両側で計測した加力スタブ聞の伸縮量から求めた軸方向変形を試験部の長さで除した値である。図中の太実線は試験体中央部、細実線は頂部(試験部加力側)を示す。また、最大耐力点をマで、鋼管の局部座屈発生点(目視)を

↓で示す。 Pムモーメントの計算に用いる中央部の変形は、試験部を 7区間に分けて計測した部分曲率から求め、頂部の変形は頂部水平変位計測値から求めた。なお、 C300*2.3試験体については、部分曲率の計測を行っていない為、試験部頂部のみである。

(1 )実験値の補正方法

大径厚比を有する大口径CFT柱の断面曲げ耐力を求めるため、加力値から求まった曲げ耐力に対し、作用軸力による Pdモーメントの補正、加力装置の吊り支持に伴う補正、および滑り支承の摩擦と油圧ジャッキの内部抵抗による補正を行った。 Pムモーメントと吊り支持に伴う補正は、試験体の繰り返し挙動全体について行い、滑り支承の摩擦と油圧ジャッキの内部抵抗による補正は、最大曲げ耐力についてのみ行った。

(a) P 11モーメン卜の補正

試験体頂部に曲げモーメントを作用させると、試験体は曲げ変形により回転と水平変位を生じる。この水平変位と試験体頂部に加力している軸力によって、試験体全長にわたり 2次的に生じる曲げモーメント、いわゆる Pムモーメントが作用する。従って、試験体に作用している曲げモーメントを求めるには、外力としての曲げモーメントに Pdモーメントを加える必要がある。試験体各部の Pムモーメントの大きさは、試験体の変形状態により変化する。

本試験体でのPdモーメントの発生メカニズムを図4.14に示す。 Pムモーメントの最大位置を正確に把握することは困難であるがほぼ試験体中央付近(やや頂部側)であると恩われることから、試験体中央部と試験体頂部について、以下に示すように Pムモーメントの補正を行った。

4 ‑12

(15)

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b) 平均軸ひずみ‑無次元化曲率関係

図4.8 C300*3.2試験体の実験結果 b) 平均軸ひずみ‑無次元化曲率関係

図4.7 C300*2.3試験体の実験結果

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b) 平均軸ひずみ一無次元化曲率関係

図4.10 C600*6試験体の実験結果

図4.9 C300*4.5試験体の実験結果

(16)

4.大口径C円柱の等曲げ載荷実験

径厚比:102.3 基準化径厚比:0.172 3000‑

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G G

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曲げモーメント‑無次元化曲率関係 a)

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^鋼管降伏

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‑0.01

‑0.02

b) 平均軸ひずみ ‑ 無次元化曲率関係

G G G G

n u n u n u n u

ω

印川町却

(E ZU 32

‑

ム入

lス

wh

E笹

曲げモーメント‑無次元化曲率関係 a)

無次元化幽率併D 0.02 0.03 0.04

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^鋼管降伏

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必崎

‑

F‑氏U4JE

︐ マ

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‑

比比

‑厚厚‑径径

‑V﹄‑

準

F‑基‑

4‑14 b) 平均軸ひずみー無次元化曲率関係

図4.13 C900* 12試験体の実験結果

(17)

(頂部)

Mp_ムT=N'0町

S町 =hR2(e‑併)

。 ⁼

⁽⁰^Vl‑⁰^V²⁾^/^(D+200)

い

=0 H/ (hR1+h+hR2COS e)

o

^H= 0Hl+hR2Sin

e

ここに、

N

:作用軸力

S町 :試験部頂部の水平変位 (mm) (図4.14参照)

(4.1)

hR11 hR2 :試験部脚部及び頂部剛域長さ (mm) (図4.14参照)

o

^V^I^I⁰^V²:試験部引張側伸び量及び圧縮側縮み量 (mm)

o

HI .試験部頂部の水平変位 (mm) H :試験部長さ (mm)

D :断面径 (mm)

(中央)

MpdC=N' 0 HC

δHC= (hR1+H/2)

い‑

2: 0 j

o

^j=Lj^・cos{(π ‑

e

^j⁾^/²^}

。

j= (δVlj‑0 V2) / (D+80) Lj=hj+ (0 Vlj+ 0 V2) /2

ここに、

o

^H^C:試験部中央部の水平変位 (mm) (図4.14参照)

(4.2)

hj :部分曲率を計測したi番目の区間長さ (mm) (図4.14参照)

(b)吊り支持に伴う補正

C300*2.3試験体を除く全試験体では、油圧ジャッキ及び加カピームの重量を門型フレームからケープルを用いて吊った。吊り長さが充分に長い場合、試験体の変形に伴う吊りケープルの傾斜は無視できるが、充分な吊り長さを確保できない場合には、吊りケープルの傾斜により吊り荷重の水平成分が生じる。図4.15に吊り支持に伴う力の作用方向及びメカニズムを示す。この力は試験体を元の位置に戻そうとする力であり、試験体の変位方向とは逆向きに

(18)

~、

N 作用軸力

hRI， hR2:試験部脚部及ぴ頂部剛域長さ

OVI， OV2:試験部引張伸び量及び圧縮側縮み量

δHI 試験部頂部の水平変位

H 試験部長さ

D 断面径

hi 部分曲率を計測したi番目の区間長さ

試験部頂部

。

試験部中央部

全体の変形状況

竹

8

:

t t ^円 ^コ

^s

部分曲率を計測したi番目区間の曲げ変形図 4.14 Pムモーメントのメカニズム

~

O IIA， O VA :吊り点Aの水平，軸方向変位

δIIB. δVs :吊り点Bの水平，軸方向変位

O HI， O VI 試験部頂部の水平，軸方向変位 LA. Ls 試験体中央から吊り点までの長さ

hR 3 試験部頂部から吊り点までの距離

w

吊り荷重 O 吊り点の変位 Ls 吊り長さ

「一 ?

SVlLO

LA I LB

全体の変形状況

t

u

l 】守

TJ I I

p'

ヘ」

_ー

日

吊り支承による吊り荷重の水平成分

図4.15 吊り支持に伴う力の作用方向とメカニズム

4 ‑16

(19)

作用する。この力による補正モーメントは、以下に示す式で求めることができる。

(吊り点

A

，

B

(図

4 . 1 5

参照)の変位量)

O HA= O HI+h_R3sin 8 + (l‑cos 8) LA OYA=OYI‑ (1‑cos8) h_R3+LAsin8 O HB= O HI+h_R3sin 8 + (l‑cos 8) LB O YB= O YI‑ (l‑cos 8) h_R3+LBsin 8

ここに、 OHA' O YA :吊り点Aの水平，軸方向変位 O HB， O YB :吊り点Bの水平，軸方向変位

O HiJ O YI :試験部頂部の水平，軸方向変位 LA' LB :試験体中央から吊り点までの長さ

hR3 .試験部頂部から吊り点までの距離(剛域と仮定)

(吊り点が変位することによる補正力)

PA=WA^・OA/Ls PB=WB^・OB/Ls

O A = (O HA ²+ O Y A ²) 1/2

O B = (O HB ²+ O YB ²) 1/2

ここに、 W_A，W_B :吊り点A，Bの吊り荷重

O A' O B :吊り点A，Bの変位量 Ls .吊り長さ

吊り点での補正力成分

PHA =P ACOS

c

A PYA =P Asin

c

A PHB = PBCOS

c

B PYB = PBsin

c

B tan

c

A = O YA/ O HA tan

c

B = ‑O YB/ O HB

(4.3)

(4.4)

( 4 . 5 )

(20)

ここに、 P_HA，P_{YA :}吊り点Aでの補正力の水平，軸方向成分 P_HB， P_{YB :}吊り点Bでの補正力の水平，軸方向成分

吊り支持に伴う補正曲げモーメント

MST=‑P_HA(oYA+hR3‑OYl) ‑PYA (LA+OHI‑OHA)

‑P_HB(O _YB+hR3‑ O Yl) ‑P_{YB (LB‑} O Hl+ O HB)

Msc= ‑P_HA(O YA + hR3‑

H/2) ‑

P_YA_(LA +O HC一δHA)

‑P

HB (O _YB+hR3

‑H/2) ‑P

_{YB (LB‑} O HC+ O HB)

ここに、 MST' Msc:試験部頂部，中央部の吊り支持に伴う補正モーメント

O HC .試験部中央部の水平変位(図4.14及び式4.2参照)

(c) 滑り支承の摩擦抵抗と油圧ジャッキの内部抵抗による補正

(4.6)

C300*2.3試験体は、油圧ジャッキ及び加カビームの重量を滑り支承で支持した。しかし、

加力初期の低レベルの荷重の時に試験体の変形が進行せず、滑り支承の摩擦抵抗が無視できないことがわかった。また、抵抗力はこれよりも小さいが同様の現象が滑り支承を用いていない C300勺.2，C300*4.5試験体にも生じた。この原因として、油圧ジャッキのピストンとシリンダーとの摩擦抵抗が考えられる。本実験に使用した油圧ジャッキは、費用・段取り替えの手間等を最小限にするために、全試験体に対して同ーのものを使用した。そのため、油圧ジャッキの能力は C900*12試験体で決定され、相対的に曲げ耐力の小さい断面径 300mm の試験体に対して、上記の抵抗が無視できなかったものと考えられる。

滑り支承の摩擦抵抗及び油圧ジャッキの内部抵抗を全加力サイクル(特に除荷時)について把握することは困難である事から、これらの抵抗による補正は最大曲げ耐力に対してのみ行うこととする。これらの抵抗値は初期加力時のほとんど変形が生じない領域から変形が生じ始める時のモーメント値として求めた。図4.16に初期加力時の曲げモーメントと無次元化曲率との関係及び求めた抵抗モーメントを示す。

4 ‑18

(21)

100 (E

Zぷ) 80

マ 70ldぜm

ーーーーーーーーーーー苧ーーーーー

ーーーーーーやーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーー・ーーーーーーーーーー

0.0004

マ

43kNm

。

•

'

0.0003 0.0002

平均曲率併D C300勺.3試験体 0.0001

a) 60

40 20

。

80 100

60 40 20

三ム入

Yヘl山

rb

笹

( E Z U 4 ) 三ム入

Yヘl山

rb

司

0.0007 0.0006

0.0005 平均曲率併D C300勺.2試験体 0.0004

1・1 . hu

。

0.0003

ーーーーーーーーー・ーー・ーーーーーーーー ‑ ‑ ‑ ‑ ーーーーーーーーーー一

100 ( E

z t )

80

マ

34kNm 60

40 20

2ム入Yヘ

￨山

rb

哩

0.0004 0.0003

0.0002 平均曲率併D 0.0001

。。

C300吋.5試験体

初期加力時の復元カ特性と補正値図4.16

(22)

(d) 各種補正モーメントと補正後の最大曲げ耐力

上記(a)~(c)までの補正モーメントとこれらを補正した後の最大曲げ耐力を一覧にして表 4.4に示す。表4.4a)は試験部頂部で、の値、表4.4b)は試験部中央部での値を示す。表 4.4b)

中、 C300*2.3試験体に於いて、 Pム補正が「不能」となっているのは、この試験体については部分曲率の計測を行っていないためである。以後、補正後の最大曲げ耐力を単に実験から得られた最大曲げモーメント (expMJ と呼ぶ。

表 4.4a) 試験部頂部の最大曲げモーメント

補正前 Pム補正吊り補正摩擦等補正補正後試験体 Mo ^Mp企 Ms 民1F Mm^以

(kNm) (kNm) (kNm) (kNm) (kNm)

C300*2.3 217 25 ‑70 172

C300*3.2 265 26 ‑14 ‑43 234 C300*4.5 292 69 ‑32 ‑34 295 C600*6 1608 165 ‑21 1751

C900*6 3954 262 ‑17 4199

C900*9 4561 312 ‑23 4850

C900*12 5169 1054 ‑51 6172

表4.4b) 試験部中央部の最大曲げモーメント

補正前 p~ 補正吊り補正摩擦等補正補正後

試験体 Mo Mpt:. Ms MF 恥1max (kNm) (kNm) (kNm) (kNm) (kNm)

C300*2.3 217 不能不能

C300*3.2 265 30 ー15 ‑43 236 C300*4.5 292 73 ‑35 ‑34 296 C600*6 1608 205 ‑26 1787

C900*6 3954 407 ‑23 4338

C900*9 4570 471 ‑29 5012

C900*12 5392 980 ‑51 6320

(2) 試験体の初期剛性

図4.16に実験結果の包絡曲線と実験による初期曲げ剛性(以下、実験曲げ岡JI性と称する)及び計算曲げ剛性の関係を示す。断面径300mmの試験体に対する実験結果の包絡曲線は、油圧ジャッキの内部抵抗による値を差しヲ￨いている。実験曲げ剛性は最大曲げ耐力の 114の曲げ耐力点に於ける割線岡JI性、計算曲げ剛性は鋼管と充填コンクリートの累加剛性である。なお、

計算に用いるコンクリートのヤング係数は材料試験より得られた値、鋼管のヤンク'係数は一般的に用いられる 206GPa (2100tf/cm²)の値を用いた。

4‑20

(23)

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‑ ‑ ‑ ' :

I I

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1 : 実験値 r，' 一一一一実験剛性

I ' Iー‑‑‑ー計算剛性 300

250

モ

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∞ ヨ

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入 150 ストド

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~ ^‑̲¹1一一一一実験剛性^実験値

I '1ーーー・ー計算剛性 200

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~ 125

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入100

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トド 75

h 軍

50

25 175

0.01 0.0025 0.005 0.0075

無次元化曲率

。。

0.01 0.0075 0.0025 0.005

無次元化曲率

。。

1

>0 1

>0

C300勺2試験体

: 11

'11 '/ 1

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j j !

~

^‑^j_{一一一ー実験剛性}^実験値

一・一・ー計算剛性

︑

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JLU

18

∞

16

∞

モ

12

∞ ヨ

ム 10

∞

入ストtJ

~ 600 吾

200 800 14

∞

400 C300*2.3試験体

I :1

ーーーーーrf ‑ー1‑^r

‑‑‑1^，^{‑ ‑}‑1/ ‑ーーーーーーっーー ‑‑1‑11‑‑‑‑‑r‑‑ーーー‑.

1 : I

実験値

f‑J‑￨一一一一実験剛性

1 ' Iーーー‑ー計算剛性 400

..L

入200

ス時J150

h 召

100

50 350

300

~250 E

‑ z '

n a

u

nu

0.0025 0.005 0.0075

無次元化曲率

。。

0.01 0.0025 0.005 0.0075

無次元化曲率

。。

1

>0 1

>0

C600吋試験体

実験曲げ剛性と計算曲げ剛性の比較 d) C300叫.5試験体

図4.16

(24)

.‑..35

∞

. 3

E ³⁰⁰⁰

.L

入25

∞

ス

↓

²⁰

∞

斗「

週1500

E '

40

∞ ヨ

.L

入30

∞

ス時J

~20∞

缶

4.大口径C打柱の等曲げ載荷実験

50

∞

⁵⁰

∞

45

∞

⁴⁵

∞

40

∞

⁴⁰

∞ 』ー

.‑..35

∞

.

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↓

20

∞

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∞

^• ^• ^句 ^伊

10

∞

¹⁰⁰⁰

^~

^‑‑¹一一一一実験剛性^実験値一‑一・ー計算剛性

凶ハUハU

ζ J

500 ^ーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーー

・

。

o

0.0025 0.005 0.0075 0.01 無次元化曲率手D

e) C900吋試験体

o

0.0025 0.005 0.0075 0.01 無次元化曲率併D

t) C900句試験体

60

∞

50

∞

10

∞

。

o

0.0025 0.005 0.0075 0.01 無次元化曲率併D

g) C900川2試験体

図4.16 実験曲げ剛性と計算曲げ剛性の比較(つづき)

4‑22

充填型大口径鋼管コンクリート柱及び架構の力学的 性状に関する研究

九州大学学術情報リポジトリ

Kyushu University Institutional Repository