50-1
井上 博貴
中心圧縮による溶接組立て超高強度鋼 CFT部材の力学性状に関する研究
2. 実験概要
試験体は中空鋼管3体とCFT6体で、試験体一覧を表
1に示す。試験体形状、ひずみゲージ貼付位置、測定装
置および試験体に用いた材料の機械的性質は文献(1を
参照されたい。実験変数は、角溶接部の溶接条件、鋼
管の幅厚比およびコンクリート強度である。 鋼管の幅
厚比は15.6と20.8であり、板厚tを一定として鋼管幅
Bを変えている。溶接条件はオーバーマッチング（以
下、OM溶接）とアンダーマッチング（以下、UM溶接）
とし、溶接材料はそれぞれG78A（MG-S88A）とYGW11
（MG-50）である。 充填コンクリートの圧縮強度
cBは
58.3N/mm2
と118.9N/mm2である。なお、各試験体の
cB
は、載荷前後の圧縮試験結果を元に載荷日の日にちで
線形補間したものである。
1. はじめに
溶接組立て箱形断 面に超高強度鋼(引張り強度が800
～1000N/mm2)を用いた溶接仕様に関する研究につい
て、角溶接 部がア ンダー マッチ ング(UM)溶接の場 合
は、オーバーマッチング(OM)溶接より、最大耐力が低
くなることが報告されているが、超高強度鋼にUM溶接
を使用したCFT部材に関する研究は少ない。そこで、本
研究は、角溶接部の仕様が耐力や変形性状に及ぼす影
響を明らかにすることを目的に超高強度鋼にOM溶接
または、UM溶接を用いたCFT部材の中心圧縮実験を
行った。本稿では、短柱の中心圧縮実験を行った結果
を示し、その結果を用いて、既往のモデルを参考に弾
塑性解析を行う。
表 １ 試 験 体 一 覧
3. 実験結果
3-1 中空鋼管試験体の実験結果
中空鋼管試験体の荷重－変形関係を図1に示す。幅厚
比が15.6の試験体は、変位計とひずみゲージ、それぞ
れの測定値から求めた軸方向ひずみについて示してい
る。縦軸は、実験値Nを鋼管の降伏応力度
syに鋼管の
断面積
sAを乗じて求めた軸耐力
sN0で除して無次元化
した値で示している。表2に各試験体の最大耐力と最大
耐力時の軸方向ひずみを示す。最大耐力は、OM溶接の
試験体がUM溶接の試験体よりも11％程度高くなって
おり、最大耐力時の軸方向ひずみも大きくなっている。
幅厚比26.0のUM溶接の試験体は、最大耐力に達する
と直ちに局部座屈が進展し、急激に耐力低下したため
に、軸方向ひずみ1％で載荷を終了している。図2に最大
耐力の実験値N
maxと軸耐力の計算値
sN0の比N
max/sN0と
一般化幅厚比B/t× sy sEの関係を示す。図中には、
H-SA700鋼材を使用してOM溶接で組み立てられた中
空鋼管の既往の中心圧縮実験結果(2を併せて示してい
る。本実験の幅厚比が15.6の試験体のNmax/sN0は、OM
溶接の試験体では、文献(2の一般化幅厚比が同程度の
試験体のそれを上回っており、UM溶接の試験体ではそ
れを下回っている。また、本実験の幅厚比26.0のUM溶
接の試験体のN
max/sN0は、文献(2の同程度の一般化幅厚比
の試験体のそれを下回っている。UM溶接試験体は、角溶
接部の溶接金属がスキンプレートよりも降伏応力度が小
さいため、軸耐力がOM溶接の試験体より小さくなると考
えられる。
E
s y s
図1 荷 重 － 変 形 関 係 図2 軸 耐 力 比 － 一 般 化 幅 厚 比 関 係
溶 接 1 )
断 面 幅 幅 厚 比 cσ
B 2 )
条 件 B (mm) B /t N/mm 2
V C -R -1 5 .6 (O) OM
V C -R -1 5 .6 (U) UM
C -R -1 5 .6 -5 8 .3 (O) OM
C -R -1 5 .6 -5 8 .3 (U) UM
C -R -1 5 .6 -1 1 8 .9 (O) OM
C -R -1 5 .6 -1 1 8 .9 (U) UM
C -R -2 0 .8 -5 8 .3 (O) OM
C -R -2 0 .8 -5 8 .3 (U) UM
V C -R -2 6 .0 -(U) UM 2 5 0 2 6 .0 ー
1 )OM:ｵ ｰ ﾊ ﾞ ｰ ﾏ ｯ ﾁ ﾝ ｸ ﾞ 溶 接 、 UM:ｱ ﾝ ﾀ ﾞ ｰ ﾏ ｯ ﾁ ﾝ ｸ ﾞ 溶 接
2 )ｺ ﾝ ｸ ﾘ ｰ ﾄ 圧 縮 強 度 試 験 体 名
1 5 0 1 5 .6 ー
5 8 .3
2 0 0 2 0 .8 1 1 8 .9
5 8 .3
B/t× 0
0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
0 0.5 1 1. 5 2 2.5 3 3. 5 4 4.5
VC-R-15.6(O) (変 位計) VC-R-15.6(O) (ゲージ)
VC-R-15.6(U) (変位計)
VC-R-15.6(U) (ゲージ)
VC-R-26.0(U)
e
x
N
/
s
N
0
軸方向ひずみ (%)
0.95 1 1.05 1. 1 1.15
0.5 1 1. 5 2
VC-R-15.6(O )
VC-R-15.6(U)
VC-R-26.0(U)
文献1(OM溶接)
軸
耐
力
比
N
m
a
x
/
s
N
0
50-2
図3 荷 重‐変 形 関 係
図4 各 試 験 体 の 最 大 耐 力 以 降 の 耐 力 低 下 率
図4 実 験 値 と 累 加 耐 力 の 関 係
単位 ： kN
(a)単 純 累 加 耐 力N
0 (c)溶接 金 属と 裏 当て 金を考 慮し たN
2
(b)溶 接 金 属 を 考 慮 し たN
1
(a) B/t=15.6 (b) B/t=26.0,cB=58.3(N/mm2)
3-3 最大耐力の評価
各試験体の軸耐力の実験値と計算値の比較を表2に
示す。本実験の試験体は、小型であるため、溶接金属、
裏当て金が軸耐力に及ぼす影響が比較的大きいと考え
られる。そこで、単純累加耐力N0に加え、これに溶接
金属の耐力を考慮した軸耐力N1と、溶接金属と裏当て
金の耐力を考慮した軸耐力N
2（それぞれ(1)、(2)式で算
定を用いて実験値の評価を行う。
3-2 CFT試験体の荷重-変形関係
図3に荷重－変形関係を示す。図3
では、縦軸を実験値Nを単純累加耐力
N0（=
sy・
sA＋
cB・
cA）で除した値N/
sN0、横軸を軸方向ひずみで示してい
る。なお、図3には、中空鋼管試験体
のN/sN0と軸方向ひずみの関係も破線
で示している。幅厚比が15.6の試験体
では、cB=58.3N/mm2、cB=118.9N/mm2
の場合とも、OM溶接の試験体がUM
溶接の試験体よりも最大耐力が4％程
度大きくなっている。幅厚比が20.8の
試験体では、OM溶接の試験体とUM溶接の試験体で、
最大耐力の差も1％程度と小さい。 図4に各試験体の
最大耐力以降の耐力低下率（実験値N/最大耐力Nmax）を
示し、コンクリート供試体の圧縮強度時ひずみも併せ
て示している。各試験体の耐力低下率は、OM溶接の試
験体よりUM溶接の試験体のほうが大きい。但し、幅
厚比が15.6で、
cB=58.3(N/mm2)の試験体では、軸方向
ひずみが2.8％以降はOM溶接試験体の方が耐力低下率
大きくなっている。また、
cB=118.9(N/mm2)の試験体の
方が、cB=58.3(N/mm2)の試験体よりも耐力低下率が大
きく、幅厚比が20.6の試験体の方が、幅厚比が15.6の
試験体よりも耐力低下率が大きい。また、幅厚比が15.6
のCFT試験体は、中空鋼管試験体よりも小さな軸方向
ひずみで最大耐力を発揮し、耐力低下を生じている。こ
れは最大耐力の到達とその後の耐力低下が充填コンク
リートの劣化に起因していることを示唆している。 (a)B/t=15.6、
cσ
B=58.3(N/mm2) (b)B/t=15.6、
cσ
B=118.9(N/mm2) (c)B/t=20.8、
cσ
B=58.3(N/mm2) 0
0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5
C-R-15.6-58.3(O)
C-R-15.6-58.3(U)
VC-R-15.6( O)
VC-R-15.6( U)
N
/N
0
軸方向ひずみ(%)
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5
C-R-15.6-118.9(O)
C-R-15.6-118.9(U)
VC-R-15.6(O)
VC-R-15.6(U)
N
/N
0
軸方向ひずみ(%)
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
0 0. 5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5
C-R- 20.8-58.3(O)
C-R- 20.8-58.3(U)
N
/
N
0
軸方向ひずみ(%)
0.8 0.85 0.9 0.95 1
0 0.5 1 1.5 2 2.5
C -R-15.6-58.3(O)
C -R-15.6-58.3(U)
C -R-15.6-118.9( O)
C -R-15.6-118.9( U) VC-R-15.6( O)
VC-R-15.6( U)
ｺ ﾝｸﾘｰﾄの圧縮強度時 cB
=58.3( N/mm 2 )
ｺ ﾝｸﾘｰﾄの圧縮強度時 cB
=118.9(N/mm 2 )
N
/N
m
a
x
軸方向ひずみ(%)
0.8 0.85 0.9 0.95 1
0 0.5 1 1.5 2 2.5
C-R-15.6-58.3(O )
C-R-15.6-58.3(U )
C-R-20.8-58.3(O )
C-R-20.8-58.3(U )
VC-R-26.0(U)
ｺﾝ ｸﾘｰﾄの圧縮強度時
N
/N
m
a
x
軸方向ひずみ(%)
3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
中空鋼管(OM)
中空鋼管(UM)
CFT(OM)
CFT(UM)
cl
N
0
e
x
N
m
a
x
3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
中空鋼管( OM)
中空鋼管( UM)
CFT( OM)
CFT( UM)
clN1
e
x
N
m
a
x
3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
中空鋼管(OM)
中空鋼管(UM)
CFT (OM)
CFT (UM)
clN2
e
x
N
m
a
x
exN/N 0 平 均 1 .04
変動 係数 0 .0 39
exN/N 1 平 均 1 .05
変動 係数 0 .0 35
exN/N 2 平 均 1 .02
50-3
4-2 鋼管モデル
鋼管モデルの最大耐力時（局部座屈発
生時）ひずみを算定する（最大耐力時
ひずみ/鋼管の降伏時ひずみ）は、鋼管の
製造方法に異なることが提案されている
5)
。本実験は溶接組立てによる製造方法
であるが、文献2)のは、冷間成形によ
り定められる係数であるため、文献5)に
ある溶接組立て鋼管に用いる係数を使用
するものとし、を(3)、(4)式を用いて算
定を行う。
3.01) 1/
(1.0916.0/a-12.7 (4) 1.09) 1/
(0.23
4.8/ -0.52 (3)
4-3 コンクリートモデル
図5にコンクリートモデルの下り勾配係数Dと有効
側圧因子
reの関係を文献(4、(6と本実験の試験体と併
せて示す。本実験の試験体と文献(6の一部の試験体は、
高強度鋼を用いていることから、提案式に用いられた
有効側圧因子
reより大きな値をとり、下り勾配係数D
に影響を与えていることがわかる。また、CFTの耐力
低下は、図4よりコンクリートの圧縮強度の違いにより
耐力低下率が異なるため、コンクリートの劣化がCFT
試験体の耐力低下に起因していることがわかる。また、
角形CFTは、拘束効果によるコンクリートの強度上昇
を無視するため、コンクリートモデルの劣化勾配に関
する有効側圧因子を考慮する必要があると考えられる。
コンクリートモデルの劣化勾配に関する有効側圧因子
の係数について、本実験値を用いて、低減係数aの算出
を行い、 その式を(5)に示す。
) 5 ( b
) t B ( t 2
' 2 3 s y
re
図5 D-
re関 係
図7 応 力 低 下 率
B/t=15.6,cB=58.3(N/mm2)
4. 既往の弾塑性モデル
4-1 構成則について
図6に解析に用いる材料の応力度－ひずみ関係を
示す。鋼管モデルは、局部座屈を考慮した河野式2)、溶
接材料、裏当て金は、バイリニア型であり、コンクリー
ト は 圧 縮 強 度 ま で は プ レ ー ン コ ン ク リ ー ト の
Fafitis&Shahモデル3)を、圧縮強度後は、鋼管の拘束に
よる劣化低減を考慮した崎野・孫モデル4)である。コン
クリートのヤング係数cEは、New RC式で、コンクリー
トが受ける側圧に関わる降伏強度syはOM試験体では
sy=793(N/mm2)、UM試験体ではwy=448(N/mm2)を用
いる。しかし、これらのモデルは、本実験に用いた高
強度材料を用いて、算出されていない。鋼管モデルの
河野式に使用されている最大耐力時ひずみを算出する
式は、冷間成形によって製造された鋼管を元に得られ
応力度
ひずみ度
図6 材 料 の 応 力 － ひ ず み 関 係
劣化無視
劣化考慮
応力度
ひずみ度
N1=sy・
sA＋
wy・
wA＋
cB・
cA (1)
N2=sy・sA＋wy・wA＋by・bA＋cB・cA (2)
ここで、
wy、
b yはそれぞれ溶接金属、裏当て金の
降伏応力度、
sA、
wA、
bA、
cAはそれぞれスキンプ
レートの断面積、溶接金属の断面積、裏当て金の断面
積、コンクリートの断面積である。図5に各試験体の
最大耐力Nmaxと単純累加耐力N0、各計算値clNの関係
を示す。溶接金属と裏当て金の耐力も考慮している
clN2が最も精度よく実験値を評価できている。
た係数を使用している。また、コンクリー
トモデルの崎野・孫式の算定に用いられ
た幅厚比および鋼管の降伏強度も本試験
体の材料強度の範囲外である。そこで、高
強度材を用いている本実験の値を参考に、
鋼管モデル、コンクリートモデルの式に
ついて適当な式または係数の提案を行う。
E
s y
s )とし、CFTに適応する場合は、幅厚比B/tに
1/1.32を乗じるものとする。
4-4 低減係数の算出方 法
CFT試験体の実験値から鋼管モデルより算出した鋼
管の負担軸力を差し引き、コンクリートの負担軸力を
求め、コンクリートの断面で除して応力を算出する。こ
た だ し 、 は 一 般 化 幅 厚 比( B / t ×
sy=793N/mm2
sy：鋼管の降伏強度
sy=(OM試験体)793N/mm2
ｗy=(UM
試験体)448N/mm2
B/t=15.6
cB=118.9N/mm2
cB=58.3N/mm2 sE=2.05×105N/mm2
0 1 2 3 4 5 6 7 8
0 2 4 6 8 10
文献(7
文献(7 範囲外
本実験
文献(5
下
り
勾
配
係
数
D
有効側圧因子
r e
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2
0 0.5 1 1.5 2
崎野・孫モデル（O)
崎野・孫モデル（U)
C-R-15.6-58.3(O)
C-R-15.6-58.3(U)
応
力
低
下
率
(
/
m
a
x
)
50-4
図9 実 験 値 と 解 析 値 の 比 較
4-4 解析値と実験値との比較
図9に実験値と解析モデルの軸力と軸方向ひずみの
関係を示す。図中には実験値を実線で、解析値、鋼管
の負担軸力、コンクリートの負担軸力をそれぞれ破線、
一点鎖線、点線で示している。また、表2に解析によっ
て得られた最大耐力を示す。実験変数によらず、弾性
範囲内での解析値と実験値の対応は良い。幅厚比B/tが
15.6の場合、cB=58.3(N/mm2)の試験体では、変形性状
) 6 ( ) 8 . 20 t / B ( ) UM ( 02 . 0 ) OM ( 04 . 0
) 6 . 15 t / B ( ) UM ( 12 . 0 ) OM ( 25 . 0
、
、
れにより得られた応力を最大応力で除して応力低下率(
応力/最大応力)を算出する。得られた応力低下率とひ
ずみ度関係のひずみ度が1.5％までを図6に示す。図中
には、4-1で述べたコンクリートモデルにより算出した
応力低下率も併せて示している。コンクリートモデル
により算出した応力低下率は、CFT試験体にから算出
したそれより小さいことから、コンクリートモデルの
応力低下率がCFT試験体の応力低下率が同等となる係
数を算出し、本試験体の幅厚比、溶接仕様に分け、幅
厚比が15.6の値は平均値とし(6)に示す。
以上の(3)～(6)式および係数を鋼 管モデル、 コンク
リートモデルに適応する。
の評価はできているが、最大耐力を過小評価している。
cB=118.9(N/mm2)の試験体では、最大耐力および変形性
状はおおむね評価できている。幅厚比B/tが20.8の試験
体は、下り勾配はおおむね評価できるが、最大耐力を
過小に評価している。これは、鋼管モデルとコンクリー
トモデルの最大耐力時のひずみが同一でなく、コンク
リートが耐力低下しているひずみ時で、鋼管は最大耐
力を発揮していることが考えられる。
5 まとめ
中心圧縮実験における最大耐力、変形性状について、
評価を行い、超高強度鋼材を使用した場合の解析モデ
ルの低減係数について検証を行った。低減係数につい
ては、コンクリートモデルのみ行ったため、鋼管の局
部座屈の劣化勾配係数についても検証する必要がある。
参考文献
1)井上 博 貴 、岡田 奈 穂 美 、一戸 康 生 、蜷川 利 彦：アン ダ ー マ ッ チ ング 溶 接 に よ り 組
み立てられた超高強度鋼CFTの構造性能と設計法その6短柱の中心圧縮実験結果と
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一戸 康 生：建築 構 造 用 高 強度800N/mm2級鋼 部 材 の 力学 性 能 そ の1短柱 圧 縮 試 験 、
日本 建 築 学 会大 会 学 術 講 演梗 概p551-p552、2008.9 3)河野 昭 彦：繰返 し 荷 重 下の
コンクリート充填鋼管の局部座屈発生条件、日本建築学会構造系論文集p151-p156、
2006.10 4)日本 建 築 学 会：高強 度 コ ン ク リー ト の 技 術 の 現状 、1991.1 5)崎 野 健
治、孫玉 平：直線 横 補強 材 に より 拘 束さ れ た コン ク リ ート の 応力‐ひず み 関係 、日
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を伴う箱形断面鋼部材の劣 化域を含む終局挙動、日本建築学会構造系論文集
p135-p143、1993.2 7)中原 浩 之 、崎野 健 治 、稲井 栄 一：コン ク リ ー ト 充 填角 形 鋼 管 柱 の
中心 圧 縮 性 状 のモ デ ル 化 、コン ク リ ー ト 工年 次 論 文 報 告 集、Vol.20、1998
(a)B/t=15.6、cσB=58.3 (b)B/t=15.6、cσB=118.9 (c)B/t=20.8、cσB=58.3
表2 最 大 耐 力 の 実 験 値 と 計 算 値 お よ び 、耐 力 比
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5
C-R-15.6-58.3(O)
C-R-15.6-58.3(U)
解析（O)
解析（U)
軸力(
k
N
)
軸方向ひずみ(%)
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5
C-R-15.6-118.9(O)
C-R-15.6-118.9(U)
解析（U)
解析（O)
軸
力
(
k
N
)
軸方向ひずみ(%)
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000
0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5
C-R-20.8-58.3(O)
C-R-20.8-58.3(U)
解析（O )
解析（U)
軸
力
(
k
N
)
軸方向ひずみ(%) 解析値
最大耐力時
ひずみ(%)
V C -R -1 5 .6 (O) 4 7 7 6 1 .6 1 4 2 5 1 4 3 9 3 4 3 9 3 1 .1 2 1 .1 2 1 .0 9 1 .0 9
V C -R -1 5 .6 (U) 4 3 0 5 1 .2 9 4 1 5 1 4 2 9 4 4 2 9 4 1 .0 1 1 .0 4 1 .0 0 1 .0 0
C -R -1 5 .6 -5 8 .3 (O) 5 7 2 1 0 .6 1 5 2 4 8 5 3 7 0 5 2 9 2 1 .0 8 1 .0 9 1 .0 7 1 .0 8
C -R -1 5 .6 -5 8 .3 (U) 5 5 0 6 0 .5 0 5 1 4 9 5 2 7 0 5 1 3 1 1 .0 4 1 .0 7 1 .0 4 1 .0 7
C -R -1 5 .6 -1 1 8 .9 (O) 6 4 7 8 0 .5 5 6 2 8 5 6 3 8 5 6 2 6 9 1 .0 3 1 .0 3 1 .0 1 1 .0 3
C -R -1 5 .6 -1 1 8 .9 (U) 6 2 5 3 0 .4 4 6 1 8 6 6 2 8 5 6 0 1 5 0 .9 9 1 .0 1 0 .9 9 1 .0 4
C -R -2 0 .8 -5 8 .3 (O) 7 9 8 9 0 .4 0 7 6 7 9 7 8 0 0 7 3 8 9 1 .0 4 1 .0 4 1 .0 2 1 .0 8
C -R -2 0 .8 -5 8 .3 (U) 7 9 1 7 0 .3 9 7 5 8 0 7 7 0 1 7 1 1 6 1 .0 3 1 .0 4 1 .0 3 1 .1 1
V C -R -2 6 .0 (U) 7 1 8 6 0 .3 9 ー 7 3 2 0 7 1 9 6 7 5 2 8 7 4 6 8 0 .9 8 1 .0 0 0 .9 5 0 .9 6
1 ) O M溶接試験体とUM溶接試験体の最大耐力比,2 ) 溶接部を考慮した軸耐力,3 ) 溶接部、裏当金を考慮した軸耐力
N
3
1 .1 1 試験体名
N
ma x
実験値
1 .0 4 6 3 1 0 5 2 7 3 1 .0 4
1 .0 1 7 7 0 4 4 2 7 5 N
0 c lN1 2 )
clN2 3)
N
ma x/c lN0Nma x/c lN1
計算値(累加強度）
N
ma x/c lN3
実験値/計算値
N
ma x/c lN2
OM/UM
