コンクリート充填鋼管柱梁接合部における鋼管とコンクリートとの応力伝達能力 [ PDF
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(2) 3. 実験結果 3.1 押し抜き試験 押し抜き試験における付着強度をτ b は最大軸荷重 Pmax に基づいて次式で定義する．. τb =. Pmax lb ⋅ φ. （1）. 式中，Pmax は荷重，lb はコンクリート充填部分長さ，φ は鋼管内面の周長である． 表 2 に(1)式より求めたτ b を示す．コンクリート強 度による付着強度の差はほとんど見られないが，円形 CFT は角形 CFT の約 2 倍の付着強度を示した．現行基 準（1）では鋼管とコンクリートの短期許容付着強度を角 形CFTでは0.15N/mm 2，円形CFTでは0.225N/mm 2 としているが，実験値はこれを一応上回っている． 3.2 ダイヤフラム付き試験体 3.2.1 平押し試験 平押し試験では充填コンクリートの乾燥収縮等の影 響を考慮し，ダイヤフラム直下から下から 2 番目まで のゲージで考察する．その区間長をlb，その区間での歪 差をΔε，求める付着強度をτ b0 とすると(2)式が成り 立つ． E ⋅ A ⋅ Δε. τ b0 =. s. s. （2）. lb ⋅ φ. Es，As はそれぞれ鋼管のヤング率と断面積である． (2)式より求めたτ b0 を表 3に示す．この値は現行基 準（1） の長期許容付着強度（角形 CFT で 0.10N/mm 2， 円形 CFT では 0.15N/mm 2）を上回っている． 表 2 押し抜き試験付着強度 試験体. 断面. R C- F30 R C- F60 CC- F30 CC- F60. 角形CFT 角形CFT 円形CFT 円形CFT. 表 3 平押し試験付着強度. Fc τ b (N/mm2) (N/mm2) 30 0.222 60 0.203 30 0.646 60 0.580. 断面 角形CFT 角形CFT 円形CFT 円形CFT. Fc t b0 2 2 (N/mm ) (N/mm ) 30 0.162 60 0.164 30 0.186 60 0.382. 3.2.2 有効ダイヤフラムのずれ止め効果 図2(a)， (b)にダイヤフラム付き試験体の軸荷重P-頂 部ずれ変位 DT 関係を示す．ここで，DT は充填コンク リートの耐圧板と鋼管頂部との相対変位である．図 2 (a)と(b)は Fc が 30N/mm2 の角形 CFT でダイヤフラ ムの孔が円形の場合を表す．4.1 節で記述する機械的 ずれ止めによる軸力伝達の評価では，図 2(a)はダイヤ フラムの降伏型，図 2(b)はコンクリートの支圧破壊で 伝達能力が決定されるものである．これらはいずれも 途中まではラウンドハウス形の荷重−ずれ変位関係を. 以上の小さい方をずれ耐力 Pmb とすれば，次式が成立す る． Pmb . pred = min[ Ps, Pd ] (5) ここで，Pmb.pr ed はずれ耐力の計算値（予測値）を表す． 4.2 実験結果との比較 ダイヤフラム付き試験体の軸荷重-ずれ変位関係から 得られた降伏荷重Pmb.exprと式(5)で計算したPmb.pr edと を比較したのが図3(a)と(b)であり，それぞれ角形CFT と円形 CFT の場合である．角形 CFT の場合の実験値と 計算値の比の平均は 1.05，変動係数は 0.023 である． 円形 CFT の場合はそれぞれ 1.29,0.013 であり，図に よっても円形 CFT の場合の計算値はやや安全側誤差が あるが，式(5)によって実験値をおおむね予測できると. 1500. C. hol e, C. hol e, R. hol e, R. hol e,. 1000. RD6-C00-F30. RD3. 2-C10-F30. Pmb. expr (kN). Pmb. expr (kN) 1200. P (kN). P (kN) 1500. 表している．図中の○印は降伏荷重を表すが，降伏荷重 は接線勾配が初期弾性勾配の 1/3 に低下した時点の荷 重として求めた．ダイヤフラム降伏型ではずれ変位が 10mm を超える辺りでピークを示したが，コンクリー ト支圧破壊型ではピークが明瞭でなく荷重は漸増傾向を 示した． 4. 有孔ダイヤフラムのずれ耐力の定量的評価方法 4.1 有孔ダイヤフラムのずれ耐力の評価式 文献では，円形 CFT の充填コンクリートの内面突起 に対する支圧によるずれ耐力 Ps を次式で与えている． Ps = α c Ac ⋅ Ad ⋅ σ b (3) ここで，Ac は鋼管の内面積，Ad はダイヤフラムの鋼管 内投影面積を表す．ac は実験値との調整係数で鋼管の 径厚比を変数とされている．ac は径厚比が30では Ps が 最大耐力を基準とする場合は3.5 程度，降伏耐力の場合 は1.1程度としている．ac が径厚比の関数となっている のは， 対象が鋼管内面に僅かな高さのリングを溶接した ものであり， 鋼管のリング拡大に対する拘束がずれ止め 効果に影響を及ぼすためであろう．一方，通しダイヤフ ラムではダイヤフラム自体の拘束が大きく鋼管の影響は 無視できよう．さらに，機械的ずれ止めは，実用設計で （2） はずれ変位を認めないので，Ps は降伏耐力を基準とす るべきであろう． 一方， ダイアフラムの板厚が薄く投影面積が広い場合 は，ダイヤフラムが降伏する場合が考えられる．そこ で，ダイヤフラム降伏型の場合のずれ耐力 Pd をダイヤ フラムせん断降伏で与える． σ Pd = φ ⋅ t d ⋅ y (4) 3. 1200. Conc. crash Di a. yi el d Conc. crash Di a. yi el d. Rectangul ar CFT. 1200. 1200. 900. 900. 600. 600. 600. 600. 400. 400. 300 0. 300. Yi el d l oad 0. 5. 10. 800. 15. (a) RD3.2-C10-F30. 20. 25. Δ (mm). 0. 0 0. 5. 10. 15. (b) RD6-C00-F30 図 2 荷重 - 変位関係 T. 20. 25. Δ (mm) T. Conc. crash Di aph. yi el d. 800. 200. 200. Yi el d l oad. Ci r cul er CFT. 1000. Pmb. pred (kN) 0. 200. 400. 600. 800. 1000 1200. 0. Pmb. pred (kN) 0. 200. 400. 600. 800. 1000 1200. （a）角形CFT （b）円形CFT 図 3 有効ダイヤフラムのずれ止め降伏耐力の実験と計算の比較. 45-2.
(3) c. 3 t c σ yc ⋅ (7) n σ yd ここで，ah は開孔率（鋼管の内面積に対するダイヤフラ ム孔面積の比）であり，td, tc，および syd, syc はそれぞ れダイヤフラムと鋼管の厚さおよび降伏応力度を表す． 通常の柱梁接合部に関しては（ダイヤフラム段数 =2） ， 式(6)から ah が角形 CFTで85%以下，円形CFTで87% 以下が式(3)の適用範囲外であり，これらの値は慣用値 を遥かに超えているので， 実用上コンクリートの支圧を 考慮しないでよいことが分かる．また，同様な条件下 で，式(7)では，ダイヤフラムと鋼管の降伏応力度が同 程度であれば，td が tc の 87% 以上のとき式(4)の適用 範囲外となるが，慣用的に td は tc を超えるので，ダイ ヤフラムの降伏も実用上考慮しないでよいと言える． - 第 2 部 CFT 造筋違付き柱梁接合部実験 5. 実験概要 5.1 試験体，加力条件，測定方法 図 4 に試験体の側面図，加力方法，測定位置を示す． 本試験体はCFT柱，H形鋼梁，及び筋違付きの接合部を 模している．押引1000kN能力の油圧ジャッキにより， 加力ブロック頂部のピンに圧縮力を作用させる． 水平荷 重の加力位置が試験体スパンの 2 倍の距離に設定され ており，柱脚部分には水平荷重の 2 倍の力が導入され る．またこの柱脚部分は，充填コンクリートへの応力伝 達をより明確に見るため， 鋼管柱をベースプレートに直 接溶接せずに充填コンクリートを延長し，D13 の鉄筋 を 4 本配置した RC 柱で支持する形式を採った． 5.2 実験変数 表4に実験変数を示す．変数は鋼管形状，接合部形式， 及びダイヤフラム孔の形状である． 充填コンクリートの 設計基準強度は 30MPa とした． 6. 実験結果 6.1 破壊状況 td ≥. 900. D. 中心. 1800. 言える．角形 CFT ではダイヤフラムの孔が円の場合は ●，○，角の場合は■，□で示しているが，両者の予測 精度に差はない．また，黒塗りのマークはコンクリート の支圧で決まる場合（Ps < Pd），白抜きのマークはダイ ヤフラムの降伏で決まる場合（Ps > Pd）を表している． 角形 CFT と円形 CFT で両マークの予測精度に差がない が，これは式(3 ) の係数 a c をぞれぞれの P m b.e x pr / Pmb.pr edがコンクリートの支圧で決まる平均値とダイヤ フラムの降伏で決まる平均値が一致するように決定した からである．その際，角形 CFT では ac=1.3 ，円形 CFT では ac=1.4 となった． 4.3 ずれ耐力予測式の適用範囲について 文献から，ダイヤフラム段数が n の場合のずれ耐力は nPmb.pr ed となり，nPs > Pcu（=Ac sb）の場合や nPd > Psy(= As sy）の場合はそれぞれ式(3), (4)が適用範囲外 となる．これらの条件は式(3),(4)から管厚が管径に比 べて十分小さいと仮定すると次式で表せる． 1 ah ≤ 1 − 2 (6) n α ( ). 中心 中心. x y z. 0.5D 0.5D 0.5D ：歪ゲージ. ：変位計. 図 4 側面図，加力方法，測定位置 表 4 接合部試験実験変数 試験体名 R- 1 R- 2 R- 3 C- 1 C- 2. 実験変数 鋼管. 接合部形式. シリンダー強度 孔形状. 外ダイヤフラム 角形 円形. 通しダイヤフラム 外ダイヤフラム 通しダイヤフラム. 角孔 円孔 円孔. σb(N/mm2) 34.94 34.87 32.79 34.94 34.94. 外ダイヤフラム形式のR- 1,C- 1試験体は，上部で鋼管 の沈みがみられた【写真(a)，(b)】．この沈み量は試験体 下部で測定した沈み量とほぼ一致することから， 鋼管と コンクリートはほぼ弾性に留まり， ずれ変位のみが生じ たと言える．通しダイヤフラム形式のR- 2,R- 3,C- 試 2験 体は，RC 断面の圧壊がみられた【写真(c)， (d)】．その 他に鋼管の局部座屈【写真(e ) 】，ウェブプレートに リューダース線が生じ，せん断塑性変形が見られたが， RC 断面の圧壊以後に発生した． 6.2 荷重 - 層間変形角 図 5 に水平荷重 - 層間変形角関係を示す．図 5(a)は， 円形CFTの外ダイヤフラム形式の試験体C- 1である．破 線は脚部RC部分の軸力が断面耐力 r cNu に等しくなる時 の水平荷重であるが，R - 1の最大荷重はこの値に達せ ず，鋼管と充填コンクリートにずれ変位が生じた．つま り，C- 1は付着強度によって耐力が決定されたと言え る．ずれ変位は荷重の増大に伴って繰返し生じ，荷重変 形関係が階段状になっている． ○印は最初にずれ変位が 生じた時点を示しているが， このときは試験体頂部でも ずれ変位が認められたので， 柱全長で付着破壊が生じた ことになる．そこで，この点の荷重を付着破壊荷重とす る．その後も荷重の増大があったが，最終的には大きな ずれ変位が発生して耐力が大きく劣化した． 図 5(b)は，円形 CFT の通しダイヤフラム形式の試験 体 C- 2を示している．図に示すようにいずれも RC部分. 45-3. (a) R-1 上部. (b) C-1 上部. (d) C-2 下部. (e) R-3 局部座屈 写真 1 破壊状況. (c) R-2下部.
(4) P (kN). P (kN). 800. 800. 表 6 付着強度 実験値 試験体 付着破壊軸力 最大軸力 (kN) (kN) R- 1 573 988 C- 1 537 1082. ▽Strength of RC section. 600. 600. 400. 400. 200. 200. 0. 0. R (r ad.) 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03. 0. Yield load. 0. △ Strength of RC section. R (r ad.) 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03. (a) C-1 (b) C-2 図 5 水平荷重 - 層間変形角関係. 計算値 押し抜き付着 平押し付着 耐力(kN) 215 522. Hei ght of Gauge(mm) 1200. Hei ght of Gauge(mm) 1200. 1000. 1000. 800. 800. 600. 600. 400. 400. 耐力(kN) 157 133. 表 5 実験耐力 付着破壊荷重 (kN) R- 1 287 R- 2 R- 3 C- 1 268 C- 2. 試験体. 最大荷重 (kN) 494 839 739 541 833. 降伏荷重 (kN) 569 535 627. RC断面耐力時 荷重(kN) 720 719 681 720 720. 鋼管耐力 (kN) 1282 1282 1282 1017 1017. 200 0 -50. 200 Str ai n(μ) 0. 50 100 150 200 250 300 350. 0. Str ai n(μ) 0. 100. 200. 300. (a) R-1 (b) C-1 図 6 軸方向歪度の材長方向分布. 400. 500. がr cNuの時の水平荷重を超えるので，実用上機械的ずれ 表 7 有効ダイヤフラムのずれ止め効果 止め効果は十分である．○印は降伏を表しているが，降 実験値 計算値 開口率 伏は弾性剛性（立上がり部分を除いた安定域での剛性） 降伏軸力 最大軸力 試験体 N P rc u s の 1/3 に接線剛性が低下した時点と定義した． (KN) (KN) (KN) (%) (KN) R- 2 1138 1679 1438 1864 86 表 5 に P-R 関係における実験耐力をまとめて示す． R- 3 1070 1478 1363 2534 70 C- 2 1254 1666 1297 1475 90 6.3 付着耐力 表 6 に外ダイヤフラム形式の試験体 R- 1，C- 1の付着 6.4 機械的ずれ止め効果 破壊時の軸力および最大軸力と， 柱鋼管の全長にわたる 表 7 は通しダイヤフラム形式の試験体 R- 2，R- 3，C内表面積に筆者等の既往の短柱試験 6) による付着強度 2 の柱の降伏軸力および最大軸力の実験値と，脚部の （押抜きと平押しの２通り）を乗じた付着耐力を示す． RC部分の圧縮耐力 r cNu およびダイヤフラムの機械的ず 押抜きは，下部は鋼管だけを支え，上部はコンクリート れ止め効果に対応する降伏軸力 Ps を比較している．Ps だけを圧縮する試験で，平押しは，下部は鋼管だけ支 はダイヤフラムのせん断降伏， またはダイヤフラムに接 え，上部は鋼管とコンクリートを同時に圧縮する試験で するコンクリートの支圧強度で決まるが， ここでの試験 あり，F30のコンクリートについては表7に示す付着強 体はダイヤフラムは十分に厚いので， 次式で与えられる 度6)が得られている．ト字形試験体から得られた付着破 後者で決まる． 壊軸力は，平押し付着軸力はもちろん，押抜き付着軸力 Ps = n α c Ac ⋅ Ad ⋅ σ b (8) も上回っており， これらの付着強度からブレース付き柱 ここで，nは一つの柱梁接合部における通しダイヤフラ 梁接合部の骨組試験体の付着耐力が安全側に予測できる ムの段数，Ac は充填コンクリートの断面積（鋼管内面 ことが分かる．現行規準1)では短期許容付着応力度を角 積），Ad はダイヤフラムの鋼管内投影面積を表す．ac は 形CFTでは 0.15N/mm 2，円形 CFTでは 0.225N/mm 2 実験値との調整係数で，ここでは，筆者等の押抜き試験 としているが， これらを用いても十分に安全側評価を与 の結果に基づいて，角形 CFT は 1.3，円形 CFT は 1.4 えることは明らかである．また，実験の最大軸力は，付 とした． ト字形試験体のダイヤフラムの開口率はほぼ上 着破壊軸力の２倍弱まで上昇するので， 仮に付着破壊が 限（R- 2: 86%, R- 3: 70%, C- 2: 90% ）であるが，ダ 生じても， 直ちに耐力劣化や大きなずれ変位が生じるわ イヤフラムが３段になっていることもあって，Psはr cNu けではなく，設計上の安心材料と言える． よりも大きい．したがって，通常の開口率の通しダイヤ 柱には二次的に面内曲げが導入されたが， 最下段ダイ フラムを用いたブレース付き接合部の機械的ずれ止め効 ヤフラムから0.5D下方の柱断面の相対する２面の軸方 果は明らかに十分である． 実験から得られた降伏軸力は 向の歪差と歪和の比は，角形ＣＦＴで0.1 程度，円形Ｃ N の近傍にあり，脚部 RC部分の降伏によると考えら rc u ＦＴで0.2 程度であり，曲げ変形が付着強度に大きな影 れる． 響を与えたとは考えにくい． ト字形試験体の付着破壊軸 7. 総括 力やその後の最大軸力が押抜き付着耐力より高かった理 (1)外ダイヤフラム形式において，円形 CFTと角形 CFT 由は，柱鋼管内面の外ダイヤフラム部分の内径が溶接熱 では約 2 倍の付着強度の差がある．骨組実験において， の影響で狭まって， 物理的な拘束が増大したためと考え すぐに荷重低下が起こるわけではないので一つの安心材 られる． 料としてあげられる． 図６は R- 1，C- 1について，水平荷重 7kN ごとの柱 （2）通しダイヤフラム形式においては，通常時（n=2） 鋼管の歪の高さ方向分布を示している． 柱全長にわたっ の接合部では， 機械的ずれ止め効果は最小限でも十分で て歪が不連続に増大している時点は付着破壊時に対応し あることが分かった．また，n=1 の場合は提案した式で ている． 耐力を計算する．. 45-4.
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