C F T 継手の接合材として用いる高強度鉄筋の定着部破壊性状および耐力
李 瑞東 １．はじめに 本研究は鉄筋内蔵コンクリート充填鋼管（以下： CF T）接合構法の開発に向けた研究の一環である．鉄 筋内蔵 CFT 接合構法に関するこれまでの研究では，鉄 筋の節によるコンクリートとの付着抵抗のみを期待し ており，文献 1), 2)で提案された付着強度評価式によ り，内蔵鉄筋に要求される必要挿入長さの設計はある 程度可能となった．一方で，実際に本接合構法による 現場施工を考えると，内蔵鉄筋は可能な限り短い方が 望ましい．また所定の位置に内蔵鉄筋を配置するため には，複数本の内蔵鉄筋を一つのユニットにする方が 取り扱いやすいと考えられる．そこで，不足する付着 耐力を補足する定着板に内蔵鉄筋を所定の間隔に固定 できるガイドの役割を付与した金物が有効であると考 えられる． 本研究では，このような接合詳細の設計手法を確立 するための基礎検討として，まず 1 本の定着板付き高 強度鉄筋を挿入した CFT 継手部を対象に引抜き実験を 実施し，各破壊性状のメカニズムならびに各耐力の計 算法について検討する． 2 ．試験体概要 試験体図を図 1 に示す．試験体は鋼管内部中央に鉄 筋を挿入し，鋼管内部にコンクリートを充填したもの である．鉄筋端部には厚さ 9m m の丸座金を定着板と してナットで固定している．またコンクリートと鋼管 70-1 表 1 試験体一覧 表 2 鋼材の機械的性質 7 0 1 5 4 5 0 2 2 0 6 9 5 2 5 100 43 43 1 5 0 定 着 長 さ (6 d ) ねじ節鉄筋 USD685(D25) 定着板(2d) PL-9(SS400) □-100×4.5 STKR400 70 PL-6×20 SS400 100 7 0 1 0 .5 1 0 .5 10.5 10.5 (d) No.16 25 7 0 1 5 80 80 175 140 11.5 11.5 □-175×6.0 STKR400 PL-6×20 SS400 100 1 5 0 定 着 長 さ (6 d ) 1 4 0 1 1 .5 1 1 .5 ねじ節鉄筋 USD685(D25) 定着板(2d) PL-9(SS400) (b) No.11 25 31.5 y x 7 0 1 5 100 43 43 3 0 0 定 着 長 さ (1 2 d ) ねじ節鉄筋 USD685(D25) 定着板(2d) PL-9(SS400) □-100×4.5 STKR400 70 PL-6×20 SS400 100 7 0 1 0 .5 1 0 .5 10.5 10.5 25 (a) No.2 図 1 試験体図 8.60 192000 387 458 5.72 202000 406 481 4.59 196000 381 457 4.29 200000 409 465 2.16 190000 410 499 D25 USD685 25.40 196000 696 894 D26 SBPR930 24.90 191000 1181 1191 引張強さ (N/mm2) STKR400 角形鋼管 鋼材 材種 厚さ，径 (mm) ヤング率 (N/mm2) 降伏応力度 (N/mm2) 間での応力伝達を確実に行うため，鋼管の仕口側端部 内面にずれ止めをすみ肉溶接している． N o . 1 ～ N o . 1 7 試験体一覧を表 1 に示す．本実験で は鋼管幅，定着板外径，定着長さ，ずれ止め段数，付 着の有無，内蔵鉄筋の偏心および鋼管幅厚比を実験変 数として，計 17 体の試験体について引抜き実験を行っ た．なお付着の有無に関しては，内蔵鉄筋に高強度ネ ジ節鉄筋(USD685)および PC 鋼棒(SBPR930)の 2 種類 を使用し，P C 鋼棒表面のねじ山を削ることにより付 着をなくし，付着力の有無による影響の検討を行った． また本実験ではコンクリートでの破壊を発生しやすく するため，設計基準強度 Fc30 のコンクリートを使用し た．No.1 ～ No.10 の実験値は 34.7N/mm2，No.11 ～ No.17の実験値は 37.4N/mm2である．鋼材の機械的性質は表 2 に示す． 加力は，2000kN 万能試験機を用いて内蔵鉄筋の単調 引張載荷を行った． 1 6d(150mm) 2 3 4 6d(150mm) 5 3d(75mm) 6 3d 7 ナッ トのみ 8 1段 9 10 □-175×6.0 29 ex=31.5 ey=0 ex=31.5 ey=31.5 13 □-175×9.0 19 14 □-175×6.0 29 15 □-175×4.5 39 16 □-100×4.5 22 17 □-100×2.3 43 No. 鋼管 定着長さ 定着 板外径 ずれ 止め段数 偏心 距離 (mm) 幅厚 比 □-100×3.2 2d 有 (USD685) 2段 0 31 12d(300mm) 付着の 有無 □-175×6.0 29 6d(150mm) □-100×3.2 2d 無 31 (SBPR930) 2段 2段 29 12 0 11 □-175×6.0 6d(150mm) 2d 有 (USD685)
70-2 3 . 2 鉄筋の抜け出し性状 図 3 に荷重－鉄筋変位の関係を示す．コーン状破壊 のみが発生した(a)では，破壊の発生とともに荷重が急 落している．支圧破壊のみが発生した( b ) は，付着切 れに伴う荷重低下は見られるものの，荷重を維持しつ つ粘り強い変形を続けた．コーン状破壊と支圧破壊 が発生した( c ) および( d ) は両者の特徴を合わせ持って おり，支圧破壊の発生に伴う剛性低下により変形が増 大したのち，コーン状破壊が発生し終局に至っている． 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 5 10 15 20 25 30 35 No.4 No.5 変位 荷 重 mm kN 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 5 10 15 20 25 30 35 No.2 No.3 変位 mm 荷 重 kN 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 5 10 15 20 25 30 35 No.16 No.17 No.1 荷 重 kN 変位 mm 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 5 10 15 20 25 30 35 No.10 No.9 荷 重 kN 変位 mm 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 5 10 15 20 25 30 35 付着力 支圧力 荷重 変位 mm 荷 重 kN 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 5 10 15 20 25 30 35 付着力(全体長さ) 荷重 付着力(半分長さ) 支圧力 荷 重 kN 変位 mm 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 5 10 15 20 25 30 35 付着力 荷重 支圧力 変位 mm 荷 重 kN 図 3 荷重 - 鉄筋変位関係 ( a ) コーン状破壊， 付着 →コ ー ン状 破 壊 ( b ) 付着破壊→ 支 圧 破 壊 ( c ) 付着破壊→支圧 破壊 →コ ー ン状 破 壊 ( d ) 支圧破壊→ コー ン状 破壊 図 4 付着力 - 支圧力関係 ( a ) 付着破壊→ コーン状破壊( N o. 1 4 ) ( b ) 付着破壊→ 支圧破壊(No .2) ( c ) 付着→支圧→ コーン状破壊( N o . 1 ) 図 2 に示すように，定着長さ 3d(d:鉄筋径の呼び名 )と 6d の試験体では加力側と定着板近傍に単軸ゲージ をそれぞれ両側に 1 枚ずつ貼付した．なお，定着長さ が 12d の試験体については加えて 6d の試験体内部ゲー ジと同じ位置に単軸ゲージを両側 1 枚ずつ貼付した． 2 軸 歪 ゲ ー ジ 1 軸 歪 ゲ ー ジ 図 2 歪みゲージ貼付 位 置 3 ．実験結果 3.1 破壊性状 各試験体の破壊性状は以下の 5 種類に大別できる． (A) コーン状破壊(No.5) (B) 付着破壊→コーン状破壊(No.4,6,11,12,13,14,15) (C) 付着破壊→支圧破壊(No.2,3) (D)付着破壊→支圧破壊→コーン状破壊(No.1,7,8,16,17) (E) 支圧破壊→コーン状破壊(No.9,10) 鋼管幅が 175mm の試験体 No.3 を除くすべての試験 体は，コーン状破壊により終局に至った．破壊面は定 着板を頂部とする角度が急な四角錐形であることが確 認されたが．定着長さ 75mm の試験体 No.5 は他の試験 体に比べて破壊面が緩やかなものであった．このこと はコーン状破壊耐力に大きな影響があると考えられる． また，いずれの試験体も載荷初期に加力側のコンク リートが一段目のずれ止めから概ね 4 5 度方向にコー ン状破壊が生じた． 定着長さが 300mm の試験体 No.2，3 は支圧破壊が発 生した後，定着板周辺のコンクリートを外側へ押し出 しながら鉄筋が抜け出すものである．鋼管幅が 100mm の試験体 No.1，8，16，17 では，載荷初期に上部コン クリートのコーン状破壊も発生したが，その後も荷重 が上昇し，支圧破壊が発生した．それに伴い剛性が低 下して変形が増大し，最終的に定着板とずれ止めの間 でコーン状破壊が発生し，終局を迎えた．また，鋼管 幅 100mm の試験体では定着部周辺の鋼管が降伏し，は らみ出しているのが確認された． また，すべての試験体は，鉄筋のねじ節とコンク リートの間でのせん断破壊が見られたため，載荷中で 付着破壊も併せて発生したものと思われる． 3 . 3 破壊性状ごとの付着力及び支圧力の比較 図 4 に付着力 - 鉄筋変位関係，支圧力 - 鉄筋変位関 係を各破壊形式ごとに主な試験体について示す．付着 力および支圧力については，支圧力を定着板側の歪
(1) 70-3 4 ．既往の評価式を用いた各耐力の比較 表 3 に各試験体の最大付着力，定着板支圧耐力およ びコーン状破壊耐力の既往の評価式を用いた計算値と 実験値の比較を示す． 4 . 1 最大付着力と定着板支圧耐力 前述のように，歪ゲージの値から各試験体の最大付 着力と最大支圧力が計算できる．最大付着力の計算値 については，文献 2) で提案されている，鉄筋内蔵コン クリート充填鋼管部材の付着強度評価式※ 1を用いる． また，図 5 に示すように，支圧破壊が発生した試験体 では，支圧破壊時の付着応力と最大付着応力の割合に は概ねに同じ傾向があるため，ここでこの割合の平均 値を取り，計算係数 として付着強度評価式に代入す ると，支圧破壊時の付着力が求められる．最大支圧力 は各種合成構造設計指針・同解説3 )に示されている頭 付きアンカーボルトのコンクリート支圧強度式※ 2を用 4. 2 コーン状破壊耐力 各種合成構造設計指針・同解説3 )における，頭付き アンカーボルトのコーン状破壊耐力式※ 3を用いて計算 したコーン状破壊耐力計算値は，すべての試験体にお いて大幅に過小評価となった．上式はコンクリートの 引張強度に依存したものであるが，文献 4 ) によると， 反力点が鉄筋近傍にある場合，反力点と定着板間に圧 縮束を形成するため，最大耐力はコンクリートの圧縮 強度に強く依存するものとなる．本実験では，ずれ止 めが鉄筋近傍で反力点として機能したため，耐力に大 きな差が生じたものと考えられる．したがって，新た なメカニズムに基づく評価式の提案が必要である． n d SA t/ . σ . τ s . B p. } { max 2 7 33 32 0 085 ※1 次式により算出 B c c n A A f / 0 c t c a A p22 ※2 次式により算出 ※3 次式により算出 max . p t d n f 0 A 2 a p B c s n SA c A t c 2 :平均付着強度 :鋼管板厚 :鉄筋径 :支圧強度 :定着板面積 :コーン状破壊強度 :コンクリート強度 :鉄筋本数 :鉄筋表面係数(=0.72) :有効投影面積 :コンクリート引張強度 :低減係数(2/3) :支圧破壊時の付着力計算係数(=0.66) 表 3 各耐力の実験値と計算値の比較 図 5 最大付着応力と支圧破壊時 の付 着応 力 割合 関 係 5 ．コーン状破壊耐力評価式の検討 評価式の検討には，文献 5)により Mohr-Coulomb の破 壊基準に基づくコンクリート極限解析法を用いる． Chen6 )等を参照すると，単位体積当たりの内部仕事 の一般形は次式で与えられる． ここで， は圧縮主歪の絶対値の総和であり， はコ ン ク リ ー ト の 有 効 圧 縮 強 度 で あ り ， 本 論 文 で は Nielsen7 )提案の次式を使用した． ゲージの値から，付着力を加力側の歪ゲージの値と定 着板側の歪ゲージの値の差から，材料試験の結果を用 いてそれぞれ算出している． いずれの試験体も載荷後しばらくは付着力，支圧力 ともに線形であるが，50 ～ 100kN 付近で付着力が停滞 し，全荷重に占める支圧力の割合が増加し始めた．こ れは前述の上部コンクリートのコーン状破壊が原因で あり，破壊に伴って有効な付着長さが短くなったため であると考えられる．また No.5 を除いて，いずれの試 験体でもコーン状破壊及び支圧破壊の発生前に最大付 着力を迎えており，付着力の低下とともに支圧力が増 大し破壊に至った．支圧破壊とコーン状破壊の両方が 発生した試験体では，支圧破壊発生後に付着が急激に 切れ始め，コーン状破壊発生時には付着はほとんど機 能していないことが分かる． いて計算した． 支圧破壊および付着破壊については，各試験体にお いてある程度の対応が見られる．しかしながら，上式 では本実験の実験変数のうち，鉄筋偏心による影響お よび鋼管幅厚比が考慮されていないため，本実験の結 果を加味した上で改良していく必要がある．
fc w
w c f 0 0.5 1 1.5 2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1011121314151617 支圧破壊時の付着力/最大付着力 支 圧 破 壊 時 の 付 着 力 /最 大 付 着 力 試験体No. 平均値(=0.66) 支圧破壊時 の付着力 (kN) 定着板 支圧耐力 (N/mm2) コーン状 破壊耐力 (kN) 支圧破壊時 の付着力※1 (kN) 定着板 支圧耐力※2 (N/mm2) コーン状 破壊耐力※3 (kN) [既往式] コーン状 破壊耐力※4 (kN) [提案式] 1 59 112 260 57 85 9 251 2 147 118 - 150 85 9 577 3 162 121 - 123 147 31 792 4 36 169 285 30 147 31 275 5 - - 85 - 147 31 -6 28 75 322 30 90 28 348 7 29 212 212 30 204 31 249 8 35 117 211 57 85 9 251 9 - 137 267 - 84 9 251 10 - 141 207 - 145 31 276 11 42 126 228 30 159 34 403 12 28 137 231 36 159 34 403 13 40 182 310 52 153 31 295 14 47 130 239 37 159 34 293 15 43 130 226 30 161 35 292 16 35 117 262 53 89 10 268 17 34 115 205 36 93 12 272 No. 実験値 計算値70-4 参考 文献 図6 降伏機構 図7 偏心による降伏部 分概略図 図8 Ⅰ～Ⅳ部分記号の定義 図 9 変形図 Det2,Hh 0,H 0,0 IV I II III また，鋼管形状，鉄筋断面形状ならびに定着板形状 を正方形に近似した．ただし，鉄筋断面形状および定 着板形状については，近似前と面積が等しくなるよう な幅の正方形に近似するものとする．考慮するずれ止 めは一段目のみとし，鋼管内部全周にわたって溶接さ れているものとする． 鉄筋の偏心がある試験体 No.1，No.2 の耐力評価式の 導出には，図 6 に示す降伏機構に対して極限解析法 を適用することにより求める．また，降伏領域を図 8 に示す A~D の 4 つに分割し各領域の内部仕事を計算 する．また，図 6 に示すように偏心距離の影響により 左右の圧縮領域の体積は異なるため，ここで降伏領域 を鋼管の対角線でⅠ ~ Ⅳの 4 つの部分に分け(図 7 )，各 部分の A~D 領域の内部仕事を計算し，最後にすべての 部分の内部仕事を合算して，外部仕事との釣合により 破壊耐力 W を求める．本論文では図 8 に示す部分Ⅰの A~D の 4 つの領域を対象に，内部仕事の計算結果を以 下に示す．図 9 は降伏領域に鉄筋抜け出し量 を与え た時の xy 断面における変形図である．水平方向に x 軸， 鉛直方向に y 軸，奥行き方向に z 軸を取り，対応する 変位を ， ， と定義すると，変位場は以下のように 表せる． なお，各記号については図 8 に示す通りである．対応 する歪場は簡単に定義でき，主歪は以下のようになる． 式(4)を式(1)に代入し，領域 A の全体積を乗ずること により，領域 A の内部仕事 が得られる．他の領域 の内部仕事についても同様に求められ，次のように表 される． したがって，Ⅰ部分のコーン状破壊耐力 c y P は次式 で与えられる． 表 3※ 4に示すように，計算値は全体的にやや過大評 価ではあるものの，2~3 割の誤差で評価できることが 分かる．上式では載荷中で鋼管の変形や降伏状態を考 慮せず，無限大の鋼管拘束作用を仮定し計算して，鋼 管幅厚比における影響が反映されていない．一方で， 鉄筋偏心試験体に対して新たなメカニズムの適用性に ついては未だ不明である．また，定着長さが長い場合 (30 0m m)における本提案式の妥当性は不明瞭であり， 鋼管拘束効果の影響，また実際の接合部では複数の鉄 筋を挿入するため，メカニズムと現行式の妥当性は不 明である．よって，鉄筋本数の影響を考慮した上で次 段階の実験を行い，より詳細に検証する必要がある．
c
c c f f f 0.7 /200
u,v,w
0, x/
Det2
,0
u v w δ W Pyc
/
0 2 2 2 3 1 / D e t ,
c D c C c B c A f e D h H D r W f t D r t W f t D d r d r W f t D d H W 6 4 3 2 4 3 6 2 2 2 12 2 3 12 2 2 2 2 ) ( ) ( Ⅰ Ⅰ Ⅰ Ⅰ 蜷川利彦，逸見綾耶他：内蔵鋼材を用いたコンクリート充填鋼管部材 継手の力学性状に関する実験的研究 その 1，日本建築学会大会学術講 演梗概集（関東），C-1，構造 III，pp.1201-1202，2011.8. 鶴田茉利，逸見綾耶他：コンクリート充填鋼管部材内に配置された鉄 筋の付着強度評価方法に関する研究 その 1，2，日本建築学会大会学 術講演梗概集（東海），C-1，構造 III，pp.1371-1374，2012.9. 日本建築学会:各種合成構造設計指針・同解説 ,2010.11. 近藤吾郎，森田司郎：引抜き力をうけるアンカーボルトの応力伝達機 構の解析，日本建築学会構造系論文報告集，第435号，pp.141-150, 1992.5. 菅野良一，清水信孝他：T 字形ダイアフラムで内部補強された角形 CFT 柱梁接合部の局部引張抵抗，日本建築学会構造系論文報告集，第 596 号，pp.141-149，2005.10.Chen, W.F. and Han, D.J. ：Plasticity for structural engineers,Springer-Verlag, pp.189-192, 1988.
Nielsen, M.P. ：Limit analysis and concrete plasticity, Secondedition, CRC Press, p.57, 1998. 1) 2) 3) 4) 5) 6) 7) 6 ．結論 本研究では、コンクリート充填鋼管に内蔵した定着 板付き高強度鉄筋の引抜き性状を実験的に調査し破壊 性状が確認された．また，各破壊性状について既往の 耐力評価式による耐力の比較・検討を実施したところ， 支圧破壊および付着破壊については，実験値と計算値 である程度の対応が確認できた．また， 付着力 と支 圧力の累加 は過小評 価である ため， より詳しく 検 討の必要 がある． コーン状破壊耐力については，現 行式とは異なるメカニズムを用いた評価式を提案し， 拘束条件下でのコーン状破壊耐力についても評価でき ることが判明した．しかしながら，曲げモーメントを 定着部に及ぼす影響や、鉄筋本数等の影響が不明であ るため，これらの実験変数を考慮した上で次段階の実 験を行っていく必要がある． A WⅠ (2) (3) (4) (5.a) (5.b) (5.c) (5.d) (6) δ 降伏領域 δ 降伏領域 45° 45° ⅡとⅣ ⅠとⅢ H t1 r D'-e D"-e h t2 D D'+e D"+e H t1 H ' r D' D" h t2 d D ⅠとⅢ部分 ⅡとⅣ部分 e H ' 中心線 D '' -e D '' -e y x 領域A 領域B 領域C 領域D y x δ δ
