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損傷制御性能を有する柱 SC- 梁 S 骨組の
構造性能に関する実験的研究
宮本 猛士表 2 試験体一覧 1. はじめに 阪神大震災以降，震災後の建物の継続使用についての 議論が多く行われ，損傷制御性能を有する構造が注目さ れるようになった．このような状況において本研究室 は，2005 年からは残留変形を小さくすることを目的と し，RCのプレキャストユニットをPC鋼棒で乾式接合し た構造を提案し，実験及び解析研究を進めてきている( 表 1)1). この試験体は，柱は乾式接合としていたが，梁が 湿式接合となっていた．この部分の施工・解体性能を改 善する目的で，2008年度からは，同等の損傷制御性能を 有する鋼・コンクリート合成構造（SCCS）骨組を提案し， これの施工法と弾塑性挙動について調べてきた2)3). ここでは，2012年度からと2014年度の試験体から接合 部の詳細，内蔵棒鋼を変化させた実験試験体を6体抜粋 して，これらの実験結果について述べる． 2. 試験体 表 2 に抜粋した試験体 6 体の一覧を示す．表 3 に鋼材 の機械的性質を示す.実験パラメーターは次の4点，1）組 立ダイアフラムの詳細，2）柱に設置する棒鋼の強度，3） 表 1 一連の研究における実験試験体 図 1 試験体 図 2 組立ダイアフラム 表 3 鋼材の機械的性質 type.C H形鋼（H-300×150×6.5×9） を切断して作成したスプリットT テフロンシート t=0.5mm,1枚 8mmゴム 169 9 9 type.F 169 9 9 丸鋼30φ type.D 165 11 11 H形鋼（H-350×175×7×11） を切断して作成したスプリットT テフロンシート t=0.5mm,1枚 8mmゴム H形鋼（H-300×150×6.5×9） を切断して作成したスプリットT テフロンシート t=0.5mm,1枚 8mmゴム 棒鋼の削り加工の有無，4）軸力比，である．試験体の名 称について，一文字目は組立ダイアフラムの型式を表し ている．二つ目は使用する棒鋼の強度を，PC鋼棒ならば H，SS400 ならばLで表示している．三つ目は削り加工の 有無を，設ける場合は S，設けない場合は N で表示して いる . 数字は軸力比の小数点第一位と第二位の値を表示 している.図1に本研究の試験体を示す．試験体は実大建 物の 1/3 縮尺モデルの柱梁接合部分に相当し，□ -200 × 200 × 6 の鋼管で横補強した無筋コンクリート柱とせい 300mmのH形鋼梁からなる．梁のウェブは山形鋼を介し て，パネル部鋼管と高力ボルトを用いて接合している． 梁のフランジは，図 2 に示す組立ダイアフラムと称する 接合要素に高力ボルトを用いて接合している．組立ダイ アフラムは2つのスプリットTを9mmの鋼板で溶接して 一体化したものである．スプリット Tは H形鋼から作製 している．F型のみ水平シアキーの役割を持つ30φの丸 鋼が溶接されている． 実験で使用する十形ユニットの組立手順を示す．まず， 十形ユニット1つに対して3つの鋼管，2つの組立ダイア フラムを用意する．次に，鋼管および組立ダイアフラム
試験体 降伏強度[M Pa] 引張強度[M Pa] ヤング係数[GPa] 降伏比 伸び[%] FM S27,CLS19,CLN14,CLS15,CLN19 396 484 187 0.818 28.8 DM S14 403 457 187 0.881 29.8 Flange 304 448 196 0.679 40.8 Web 356 484 202 0.737 38.4 鋼材の種類 規格 梁 H-300×150×6.5×9 SS400 組立ダイアフラム
typ e.C typ e.F
スプリットT H-300×150×6.5×9 Web 組立ダイアフラム ty pe.D スプリットT H-350×175×7×11 Web □200×200×6 STKR400 FM S27,FLS41,CLS19, CLN14,DHN19,DM S14 FM S27,FLS41,CLS19,CLN14 DHN19,DM S14 36.9 315 442 205 0.757 36.9 361 456 205 0.793 梁と接合部は 高力ボルト摩擦接合 φ9異形鉄筋 棒鋼 鋼製柱コネクタ H-200×200×8×12 梁 H-300×150×6.5×9 FMS27のみ シアキー有り CLN14 43.9 CLN19 CLS15 CLS19 43.9 DM S15 D型 708 850 46.7 FM S27 F型 693 821 64.6 削り加工 C型 SS400(13φ) 330 453 無 36.0 SS400(10φ) 有 S45C(10φ) 試験体 組立 ダイアフラム 内蔵棒鋼の 種類と径 降伏強度 [M Pa] 引張強度 [M Pa] コンクリート強度 [M Pa] 2005年度 2層1スパンラーメン試験体（2体） 2006年度 2層3スパンラーメン試験体（1体） 2008年度 2009年度 2010年度 2層1スパンラーメン試験体（1体） 2011年度 十形試験体（4体） 2012年度 十形試験体（6体） 2013年度 十形試験体（5体） 2014年度 十形試験体（3体),ト形試験体（3体) 十形試験体（4体） 柱SC-梁S 柱SC-梁RC
63-2 を交互に積み上げる．積み上げの際には組立ダイアフ ラムと鋼管との間にゴムを挟み，クリアランスを設け ている．これは，鋼管が軸力を負担しないようにする ためである．また，スプリット T を作製した H 形鋼の フランジ部分にもゴムを挟み，軸力の負担を避けてい る．さらに，組立ダイアフラムと鋼管の接する面には テフロンシートを貼り，組立ダイアフラムと鋼管の間 に生じる鉛直方向の摩擦を低減している．最後に棒鋼 を挿入し，コンクリートを打設した． 3. 加力および測定方法 載荷装置を図 3 に示す．試験体は柱上下をピン支持 となるように設置し，梁の両端に取り付けた 100kN 油 圧ジャッキにより逆対称変形を与える載荷を行った． 梁とジャッキは鋼板を介してピン接合としている．内 蔵棒鋼にはスパナで軸力を導入した．その後，上部の 1000kN油圧ジャッキからピンを介して試験体の柱に鉛 直軸力を作用させて，試験中一定に保った． 測定装置を図 4に示す.変形の測定は，試験体の柱頭 および柱脚のピン部分から取り出したアルミ製のフ レームに変位計を取り付け，梁の先端部と柱の鉛直変 形，上下柱の水平変形を測定した。図 4 の①および② の変位計から，両梁端部の鉛直変位の差を計測し，こ れを計測間距離(1620mm)で除して梁の部材角 Rbを求 めた .加力は，この R bを用いて変位制御で行った．4本 の丸鋼に作用する張力は，棒鋼端部に設置したロード セルにより測定した．表 4 には実験開始時に作用して いる軸力および軸力比を示している．表には加力実験 前に導入した初期張力も示してあり，鉛直力と張力の 和を軸力比として表している．N0はコンクリート断面 にシリンダー強度をかけて算出している． 本実験の載 荷プログラムは，梁の部材角 Rbで制御を行い，Rb=1.0/ 100rad.まではRb=0.25/100rad.を単位とし，Rb=1.0/100rad. から R b=2.5/100rad. までは Rb=0.5/100rad. を単位として， 各変形で 2 回繰り返す漸増変位振幅の載荷を行った． 4. 試験体の耐力算定法 本骨組は，柱の曲げ降伏を先行させるように設計し ている．柱の曲げ耐力Mcは，内蔵棒鋼が負担する曲げ モーメント sM とコンクリートが負担する曲げモーメン ト cM の和により算定する．sM は，内蔵棒鋼の引張力 の差分から得られる． cM は無筋コンクリート柱の全 塑性耐力として算定した． c s c M M M (1) 表 4 実験開始時の軸力 試験体 ② ① 変位計 図 4 測定装置 図 3 載荷装置 1000kNロードセル 1000kNジャッキ 100kNジャッキ 100kNロードセル 100kNジャッキ 100kNロードセル ピン 面外補剛装置 ピン ピン ピン ピン 門型フレーム 1000 1000 76 0 7 60 ロードセル 2 m m c c c cB c N N M D b (2) ここで，sM の測定値は極めて小さいため，柱の曲げ 強度McはcM で表される．軸力は，変形に付加される棒 鋼張力を加算したものを用いた．本試験体は，コンク リートの圧縮束が成立するとして断面幅を有効断面幅 cb とした．Nmは鉛直力と棒鋼張力の和，CD はコンク リート断面のせい，ccB は鋼管で横補強されたコンク リートの圧縮強度で， ccBKcB (3) と表現される4)．ここで， cBはコンクリートのシリン ダー強度で，Kはコンクリート強度上昇係数であり，次 式で算定した． 2 3 4 ( ) 1.0 11.5 ( 2 ) s y c B t D t K D t (4) ここで，D と t は鋼管のせいと厚さであり，syは鋼 管の降伏強度である． 1本あたり 合計 CLN14 149 18 74 223 1552 0.14 CLN19 172 19 75 247 1271 0.19 CLS15 157 10 40 196 1271 0.15 CLS19 264 9 35 299 1552 0.19 DM S15 124 31 126 249 1650 0.15 FM S27 592 9 35 627 2283 0.27 軸力比 試験体 鉛直力 [kN] 棒鋼張力[kN] 軸力 [kN] 軸圧縮耐力[kN]
63-3 5. 棒鋼張力 - 梁部材角関係と強度評価 図 5 に内蔵棒鋼張力－梁部材角関係を示す．図の張 力は 4 本全ての棒鋼の平均値である．図中の破線は棒 鋼の降伏強度で，実線は引張強度である．全ての試験 体は変形に伴って棒鋼張力が上昇していることが分か る．CLS15，CLN14，CLS19，CLN19 は Rb=1.5/100rad. 付近で SS400 内蔵棒鋼が降伏し，張力が漸増している ことが分かる．降伏後は導入張力が喪失した． DMS15 は，梁部材角Rb=1.5/100rad. 付近で S45C 内蔵 棒鋼が降伏し，導入張力が減少したが，降伏後も弾性 的な挙動を示した．初期軸力の高いFMS27は，大変形 時に張力が上昇していることが分かる． 図6にそれぞれの試験体の柱の曲げモーメントM cと 軸力 Nmとの関係を示す．実線は式(2)を参照して計算 された Mc-Nm曲線であり，点線はこれを0.9倍，一点鎖 線はこれを 1.1 倍したものである．▽は実験で得られ た各載荷サイクルのピーク時の値を示している．ま た，▼は Rb=1.5/100rad. 時の値を示している． CLS15，CLN14，CLS19，CLN19 は小変形時から張 力が増大していき，柱の軸力と曲げ耐力が Mc-Nm曲線 に沿って増加していることが分かる．Rb=1.5/100rad.付 近で SS400 内蔵棒鋼が降伏し，降伏強度以上の張力が 入りにくくなるため，Rb=1.5/100rad.以降は曲げ耐力が 頭打ちしている．DMS15も同様に，小変形時から張力 が増大していき，柱の軸力と曲げ耐力が M c-Nm曲線に 図 6 柱曲げモーメント - 軸力関係 表 5 実験強度・計算強度一覧 図 5 内蔵棒鋼張力 - 部材角関係 沿って増加しているが，S45C内蔵棒鋼は降伏後も張力 が増大するため，Rb=1.5/100rad. 以降も曲げ耐力が上昇 している．初期軸力の高いFMS27は大変形時から張力 が付加され，M c-Nm曲線曲線に沿って増加している． 初期軸力の低い小変形時から，初期軸力の高い試験 体は大変形時から，梁部材角の増大とともに棒鋼から 軸力が付加されて，コンクリート断面の曲げ耐力が増 加していることが分かる．これが本構造の耐力発揮メ カニズムである．このように，本構造では，初期軸力 と変形に依存する付加軸力によって最大耐力が決定さ れることになる．この初期軸力と付加軸力の最適なバ ランスについての更なる検討は今後の課題とする． 表 5に R b=1.5/100rad.時の実験試験体の実験強度と計算 強度を示し，同時に Rb=1.5/100rad. 時の軸力比も示す． 計算強度は試験体の初期軸力と棒鋼張力の和を軸力と し，式(2)によって計算したものである．計算強度は実 験強度を 1% から 12% 安全側に評価出来ている． CLN14 24.60 23.37 0.18 1.05 CLN19 24.34 22.47 0.22 1.08 CLS15 22.82 21.25 0.20 1.07 CLS19 29.76 29.49 0.24 1.01 DM S15 31.54 28.17 0.21 1.12 FM S27 50.35 47.24 0.28 1.07 試験体 実験強度[kN・m] 計算強度[kN・m] 1.5%時軸力比 実験強度/計算強度 0 20 40 60 80 100 棒 鋼 張 力 [k N ] CLN14 CLN19 0 20 40 60 80 100 棒 鋼 張 力 [k N ] CLS15 CLS19 0 20 40 60 80 100 -3 -2 -1 0 1 2 3 棒 鋼 張 力 [k N ] DMS15 梁部材角Rb[×1/100rad.] -3 -2 -1 0 1 2 3 FMS27 梁部材角Rb[×1/100rad.] 0 100 200 300 400 500 600 700 軸 力 N m [k N ] CLN14 CLN19 0 100 200 300 400 500 600 700 軸 力 N m [k N ] CLS15 CLS19 0 100 200 300 400 500 600 700 0 10 20 30 40 50 60 DMS15 軸 力 N m [k N ] 柱曲げモーメントMc[kN・m] 0 10 20 30 40 50 60 FMS27 柱曲げモーメントMc[kN・m]
63-4 6. セルフセンタリング性能・損傷制御性能の検討 実験によって得られた柱の曲げモーメント Mcと梁 部材角 Rb関係を図 7 に実線で示す．図の縦軸は両側の ジャッキから与えられる荷重による柱曲げモーメント で，横軸は梁部材角 Rbで表している． 全ての試験体は，内蔵棒鋼の降伏や導入張力の喪失 の有無に関わらず，除荷した際に試験体の残留変形が 0 付近に収まっており，セルフセンタリング性能が確 認できる．DMS15 は，S45C 内蔵棒鋼の降伏以降も棒 鋼張力が増大し， 柱の曲げ耐力が上昇している． CLS15，CLN14，CLS19，CLN19 は，SS400 内蔵棒鋼 の降伏以降は曲げ耐力が頭打ちしている．FMS27は大 変形時に張力が付加され，耐力が上昇している． 荷重が0になった時の残留変形を詳しく見るために， 残留部材角Rr－経験部材角Rb0関係を図8に示す．残留 部材角，経験部材角ともに梁の部材角R bで示している． 図 8 にはFMS27とCLS19，DMS15と CLS15が比較され ている．実線で示された回帰曲線を見ると，経験部材 角に対する残留部材角の割合は，CLS19とCLN15は3% 程度，DMS15は8%程度，FMS27は10%程度となった． 高軸力下におけるコンクリートの早期劣化，柱の曲げ 耐力の上昇によって柱梁接合部の損傷が大きくなるこ と，この 2 点がセルフセンタリング性能を悪化させる と考えられる．許容する残留部材角とそれ対応する軸 力比と曲げ耐力を決定することが今後の課題とする． 図 8 残留変形部材角 - 経験部材角関係 図 7 柱曲げモーメント - 梁部材角関係 R b=2.5/100rad.時と実験終了後の試験体の破壊状況を 写真 1 に示す．(a)より，柱端部に鋼管縁に沿ってひび 割れが生じ，大きく開いていることが分かる .しかし， (b)から分かるように，除荷後はひび割れが閉じ，損 傷が目立たなくなっている . 実験終了時の目視による と，損傷は柱端部にのみ観測され，他の部分の損傷は 観測されなかった . 本構造は当初の目標通りの損傷制 御性能を保持しており，地震後における継続使用の可 能性が示された . 7. まとめ 本研究で得られた結論を以下に示す． 1) 加力実験により得られた荷重－変形関係より，全 ての試験体でセルフセンタリング性能を示すこと が確認できた． 2) 内蔵棒鋼の降伏や導入張力の有無に関わらずセル フセンタリング性能は発揮される． 3) 変形が進むにつれて棒鋼から軸力が付加され，コ ンクリート断面の曲げ強度が増加する本構造の耐 力発揮メカニズムが確認できた． 4) 本構造は当初の目標通りの損傷制御性能を保持し ており，地震後における継続使用の可能性が示さ れた . 参考文献 1) 中原浩之，崎野健治，江崎文也：柱降伏を先行させる自己復原型RC骨組 の開発に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集，第628，pp.957-964，2008.6. 2) 塩田浩旦，窪寺弘顕，北島幸一郎，中原浩之，崎野健治，江崎文也：セル フセンタリング性能を有する鋼・コンクリート合成構造十形フレームの実 験的研究，日本建築学会研究報告九州支部，構造系，48号・1,，pp.441-444， 2009.3. 3) 高山一斗，中原浩之，崎野健治，江崎文也：損傷制御機能を有する柱SC-梁S構造十形骨組の実験的研究，日本建築学会研究報告九州支部，構造系， 49 号・1，pp. 593-596,，2010.3. 4) 孫玉平，崎野健治，吉岡智和：直線型横補強筋により拘束された高強度RC 柱の曲げ性状，日本建築学会構造系論文集，第486号，pp.95-106，1998.8. (a)Rb=2.5/100rad. 時 (b)実験終了時 写真 1 試験体破壊状況 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 CLN14 柱 曲 げ モ ー メ ン ト M c [k N ・m ] CLN19 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 CLS15 柱 曲 げ モ ー メ ン ト M c [k N ・m ] CLS19 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 -3 -2 -1 0 1 2 3 DMS15 柱 曲 げ モ ー メ ン ト M c [k N ・m ] 梁部材角Rb[×1/100rad.] -3 -2 -1 0 1 2 3 FMS27 梁部材角Rb[×1/100rad.] 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 残 留 部 材 角 R r [k N ] 経験部材角Rb0[×1/100rad.] ●：FMS27 ▲：CLS19 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 ●：DMS15 ▲：CLS15 残 留 部 材 角 R r [k N ] 経験部材角Rb0[×1/100rad.]
