柱ＳＣ-梁Ｓ構造十型骨組のセルフセンタリング性能に関する実験的研究 [ PDF

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(1)柱ＳＣ－梁Ｓ構造十形骨組のセルフセンタリング性能に関する実験的研究高取 1. はじめに. 大. 2. 試験体. 阪神大震災以降，震災後の建物の継続使用について. 表 -2 に抜粋した試験体 4 体の一覧を示す．実験パラ. の議論が多く行われ，損傷制御性能を有する構造が注. メーターは次の 4 点 ,1）組立ダイアフラムの詳細，2）. 目されるようになった．このような状況において本研. 柱に設置する棒鋼の強度，3）軸力比，4）柱のダクト. 究室は，2005年からは残留変形を小さくすることを目. の有無，である．試験体の名称について，一文字目は. 的とし，RC のプレキャストユニットを PC 鋼棒で乾式. 組立ダイアフラムの型式を表している．二つ目は使用. 接合した構造を提案し , 実験及び解析研究を進めてき. する棒鋼の強度を，PC 鋼棒ならば H，機械構造用炭素. ている(表 -1) . この試験体は，柱は乾式接合としてい. 鋼ならば M，SS400 ならば L で表示している．数字は. たが，梁が湿式接合となっていた．この部分の施工・. 軸力比の小数点第一位と第二位の値で，最後の英字は. 解体性能を改善する目的で，2008 年度からは，同等の. 棒鋼を設ける際のダクトの有無を，設ける場合はD,設. 損傷制御性能を有する鋼・コンクリート合成構造. けない場合は N で表示している．図 -1 に本研究の試. （SCCS）骨組を提案し，これの施工法と弾塑性挙動に. 験体を示す．試験体は実大建物の 1/3 縮尺モデルの柱. 1). ついて調べてきた．. 梁接合部分に相当し，□ -200 × 200 × 6 の鋼管で横補. 2)3). ここでは，2011 年度と 2012 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 4 体抜粋して，これらの実験結果について述べる．表 -1. 既往の研究. 十形試験体 2005年度. -. 2006年度. -. 柱SC-梁S 2008年度 2009年度十形試験体（4体）. FL24N,FM16Nのみシアーキー有り. φ9異形鉄筋. 2層1スパン柱SC-梁S ラーメン試験体（1体）. -. 2010年度. EH19D は板厚を薄くして開先加工. 骨組試験体 2層1スパン柱SC-梁RC ラーメン試験体（2体） 2層3スパン柱SC-梁RC ラーメン試験体（1体）. 柱SC-梁S 十形試験体（4体）柱SC-梁S 2012年度十形試験体（6体）. 鋼製柱コネクタ H- 200×200×8×12. -. 2011年度. 梁と接合部は高力ボルト摩擦接合. 梁 H-300×1 50×6.5×9. 棒鋼. 図 -1 表 -2. 試験体. コンクリート強度組立 (MPa) ダイアフラム. 丸鋼の種類と径. EH19D CL17N. E型 C型. 39.2 49.9. PC鋼棒(13φ) SS400(9φ). FL24N FM16N. F型. 43.6. SS400(10φ) S45C(10φ)※. H形鋼（H-300×150×6.5×9）を切断して作成したスプリットT. 1243 325. ○. 1288 438. H形鋼（H-300×150×6.5×9）を切断して作成したスプリットT 30φ. 丸鋼. テフロンシート t=0.5mm,1昧. 9. 4.5. 178. 4.5. type.E. type.C. 図 -2. 組立ダイアフラム. 63-1. ×. × 329 452 ○ 693 821 ※正式名称は機械構造用炭素鋼(高強度). 開先加工. 8mmゴム. 165. 降伏強度引張強度ダクトシアキー (MPa) (MPa). 鋼板を組み号わせて作成したスプリットT. テフロンシート t=0.5mm,1昧. 9. 試験体. 試験体一覧. 8mmゴム. テフロンシート t=0.5mm,1昧. 9. 165. 9. type.F.

(2) 強した無筋コンクリート柱とせい 300mm の H 形鋼梁. る．4本の棒鋼にはそれぞれレンチで軸力を導入した．. からなる．梁のウェブは山形鋼を介して，パネル部鋼. その後，上部の 1000kN 油圧ジャッキからピンを介し. 管と高力ボルトを用いて接合している．梁のフランジ. て試験体の柱に鉛直軸力を作用させて，試験中一定に. は，図 -2 に示す組立ダイアフラムと称する接合要素. 保った．表-3には実験開始時に作用している軸力Nお. に高力ボルトを用いて接合している．組立ダイアフラ. よび軸力比N/N0 を示している．表には加力実験前に導. ムは2つのスプリットTを9mmの鋼板で溶接して一体. 入した初期張力も示してあり，鉛直力と張力の和を軸. 化したものである．CとF型には，H形鋼からスプリッ. 力比として表している．N0 はコンクリート断面にシリ. ト T を作製している。F 型のみ水平シアキーの役割を. ンダー強度をかけて算出している．測定装置を図 -4 に示す。変形の測定は , 試験体の柱頭. 持つ 30 φの丸鋼が溶接されている．. 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. 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. 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. イアフラムを交互に積み上げる．積み上げの際には組. 距離（1620mm）で除して梁の部材角 Rb を求めた。加力. 立ダイアフラムと鋼管との間にゴムを挟み，クリアラ. は，この Rb を用いて変位制御で行った．4 本の丸鋼に. ンスを設けている．これは，鋼管が軸力を負担しない. 作用する引張力は，試験体下部のロードセルにより測. ようにするためである．また，スプリット T を作製し. 定した．. たH形鋼のフランジ部分にもゴムを挟み，軸力の負担. 本実験の載荷プログラムは，梁の部材角 Rb で制御を. を避けている．さらに，組立ダイアフラムと鋼管の接. 行い，Rb=1.0/100rad.まではRb=0.25/100rad.を単位とし，. する面にはテフロンシートを貼り，組立ダイアフラム. Rb=1.0/100rad. から Rb=2.5/100rad. までは Rb=0.5/100rad.. と鋼管の間に生じる鉛直方向の摩擦を低減している．. を単位として，各変形で 2 回繰り返す漸増変位振幅の. 最後に棒鋼を挿入し，コンクリートを打設した．. 載荷を行った．. EH19Dのみグリースを塗付した23φの棒鋼を挿入し，コンクリートの硬化後，これを引き抜いてPC鋼棒（13. 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. φ）のダクトを形成している．他の試験体は，ダクトは設けていないので，この手順が省かれている．. 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. 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. 力の差分から得られる．cM. 持となるように設置し，梁の両端に取り付けた100kN. 表 -3. 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. 1000kNロードセル. 試験体 EH19D CL17N FL24N FM16N. 1000kNジャッキ. は無筋コンクリート柱の. 実験開始時の軸力. 軸力(kN) 鉛直力 142 253 354 228. 鋼材張力 124 39 21 21. 軸力比 0.19 0.17 0.24 0.16. 760. ①. ②. ピン. 760. ピン門型フレーム面外補剛装置 100kNロードセル. 100kNロードセル. 試験体. ピン. ロードセル 100kNジャッキ. 100kNジャッキピン. ピン. 1000. 図 -3. 1000. 変位計. 図 -4. 載荷装置. 63-2. 測定装置.

(3) 全塑性耐力として算定した． M c =s M + c M. 100rad. 時と，Rb=1.5/100rad. 時の値を示している．初 (1). 期軸力が小さい試験体は小さい変形から，初期軸力が大きい試験体は比較的大きい変形から，部材角の増大. Nm  Nm   cD−  cM = 2  σ c cB ⋅c b . (2). 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強度が増加していることが分かる．これが本. 本試験体は，ダクトを設けたEH19Dのみ，ダクトに. 構造の耐力発揮メカニズムである．このように，本構. コンクリートの圧縮束が成立しないとして断面幅から. 造では，初期軸力と変形に依存する付加軸力によって. ダクト幅を減じた値を有効断面幅 cb とした．Nm は鉛. 最大耐力が決定されることになる．この初期軸力と付. 直力と棒鋼張力の和，CD はコンクリート断面のせい， c. σ cB は鋼管で横補強されたコンクリートの圧縮強度で. 表 -4. ある．試験体. 5. 荷重－変形関係と強度評価実験によって得られた梁のせん断力 Qb －部材角 Rb. EH19D CL17N FL24N FM16N. から与えられる荷重の平均で，横軸は梁の部材角Rb で. 60. 表している．図中に破線で示すのはRb=1.5/100rad.時の. 40. 柱の曲げ強度 Mc を Qb で表したものある．なお，Mc には上述した無筋コンクリートの計算曲げ強度 cM に棒鋼が負担する曲げモーメント sM の測定値を足し合わせている．軸力は，油圧ジャッキの測定値に棒鋼 4 本. せん断力Qb(kN). 関係を図-5に実線で示す．図の縦軸は両側のジャッキ. の測定張力を付加したものを用いた．全ての試験体. (a)EH19D と(c)FL24N,(d)FM16N は，Rb=1.5/100rad. 以降もせん断力は上昇しているが，(b)CL17Nはこのような上昇傾向は見られない．この理由は，内蔵棒鋼の降伏の有無に関係し，次節で詳述する．. (a)EH19D. -20 -40 -3.0. -2.0. -1.0. 1.0. 2.0. 3.0. (d)FM16N. 20 0 -20 -40 -60 -3.0 -2.0 -1.0. 0.0. 1.0. 2.0. 3.0 -3.0 -2.0 -1.0. 梁部材角Rb(×1/100rad.). 図 -5. 計算強度を梁のせん断力 Q b で示し，同時に R b =1.5/ ように，いずれの試験体も，Rb=1.5/100rad. の変形時に. 0.0. (c)FL24N. 40. 表 -4 に Rb=1.5/100rad. 時の実験試験体の実験強度と 100rad. 時の軸力比も示す．表 -3 と比較すると分かる. (b)CL17N. 0. 60. せん断力Qb(kN). ており，セルフセンタリング性能が確認できる．. 実験強度計算強度 1.5%時実験強度/計算強度 (kN) (kN) 軸力比 36.5 33.4 0.26 1.09 35.4 34.8 0.17 1.02 47.0 39.6 0.25 1.19 42.1 34.3 0.22 1.23. 20. -60. は，除荷した際に，試験体の残留変形が0付近に収まっ. 実験強度・計算強度一覧. 0.0. 1.0. 2.0. 3.0. 梁部材角Rb(×1/100rad.). せん断力 - 部材角関係. Nm(kN). 500. (a)EH19D. ▼：1.0% ◆：1.5%. (b)CL17N. ▼：1.0% ◆：1.5%. ▼：1.0% ◆：1.5%. (d)FM16N. ▼：1.0% ◆：1.5%. 400. は棒鋼の張力が増大し，軸力が付加されるので，実験開始時よりも軸力比が大きくなっている．計算強度は. 300. 実験強度を2％から23％の間で安全側に評価出来てい. 200. る．組立ダイアフラムのシアキーを有する FL24N と. 100. FM16Nの計算強度が，実験強度を他の試験体よりも過小評価しているが，それ以外の実験パラメーターによる強度評価に大きなばらつきは見られなかった．. 0 Nm(kN) 500 (c)FL24N 400. 図 -6 にそれぞれの試験体の柱の軸力 Nm と曲げモー. 300. メント cM の関係を示す．実線は式(2)を参照して計算. 200. された Nm-cM 曲線であり，点線はこれを 0.9 倍，破線. 100. はこれを 1.1 倍したものである．三角形のマーク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．なお，塗りつぶしのマークは，それぞれ，Rb=1.0/ 63-3. 0. 0. 10. 20. 30. cM(kN・m). 40. 50. 0. 10. 20. 30. cM(kN・m). 図 -6 軸力 - 曲げモーメント関係. 40. 50.

(4) 加軸力の最適なバランスについての更なる検討は今. ％程度となっていた．これまでの研究では，棒鋼に常に. 後の課題としたい．. 張力が作用することでセルフセンタリング性能が発揮されると考えEH19Dを基本的な試験体としてきた．し. 6. 内蔵棒鋼張力と部材角関係とセルフセンタリング. かしながら，内蔵棒鋼が降伏して，棒鋼の張力が消失. 性能の検討. してもセルフセンタリング性能に及ぼす影響は小さ. 図 -7 に内蔵棒鋼張力－部材角関係を示す．図の張力. く，むしろダクトを無くすことによって棒鋼のダボ抵. は，4 本全ての棒鋼の平均値である．図中の太点線は棒. 抗が付加され，より残留変形を小さくできたものと考. 鋼の降伏強度で，細点線は引張強度である．(a)と(d)で. えられる．. は高強度鋼を用いているため降伏強度を図中に数値で示. 7. まとめ. している．高強度棒鋼を用いた(a)EH19D，(d)FM16N は. 本研究で得られた結論を以下に示す．. 図から分かるように，実験終了時まで弾性挙動が確認できる．部材角の増加とともに内蔵棒鋼に張力が付加され. 1) 加力実験により得られた荷重－変形関係より，全. た柱の軸力が増大しており，これは，Rb=1.5/100rad. 以. 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．. 降もせん断力が上昇していることに対応している．. 2) 内蔵棒鋼の降伏の有無に関わらず，試験体のセルフセ. SS400 を用いた(b)CL17N は，Rb=1.5/100rad. 付近で棒鋼. ンタリング性能は維持されている。むしろ，棒鋼が弾性を維持した EH19Dよりも棒鋼が降伏したCL17Nの. が降伏強度に達している．これは，Rb=1.5/100rad. 以降，せん断力が頭打ちになっていることと対応している． (c)FL24N は，(b)と同じ SS400 を使用しているが，Rb=1.5/. 方が，残留変形が小さくなっている。これは，ダクトを無くすことにより，棒鋼のダボ抵抗が付加されたた. 100rad. 以降も棒鋼は降伏強度に達することなくせん断. めと考えられる。. 力の漸増が観測される．これは，FL24Nが他の試験体よ. 3) 計算強度は実験強度を 2％から 31％の間で安全側. りも初期軸力が大きく，変形に伴う棒鋼への張力の導入. に評価出来ている．ただし，シアキーを有する試験. が他よりも小さいためである．. 体については，若干過小評価になっている．. 荷重が 0 になった時の残留変形について詳しく見. 4) 内蔵棒鋼が降伏していない試験体は，R b = 1 . 5 /. るために EH19D と CL12N の残留部材角 Rr －経験部. 100rad. 以降も実験のせん断力が上昇し続けている. 材角 Rb0 関係を図 -8 に示す．残留部材角，経験部材. のに対して，内蔵棒鋼が降伏している試験体は，. 角ともに梁の部材角 Rb で示している．実線および細. Rb=1.5/100rad. を境に実験のせん断力がほぼ一定値. 実線で示された回帰曲線を見ると残留変形部材角は，. に収まる現象が確認できた．. ( a ) E H 1 9 D においては経験部材角の 1 0 ％程度， (b)CL17N においては経験部材角の 5％程度となって. 参考文献. いる．(c) FL24N，(d)FM16N においては経験部材角の 8 100. (a)EH19D 降伏強度165kN. (b)CL17N 2). 30. 40. 20. 20. 10. 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.. 0 50. 0 50 (c)FL24N. 40 棒鋼張力(kN). 964，2008.6.. 40. 60. 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-. 40. 30. 30. 20. 20. 10. 10. 3). ,49 号・1, pp. 593-596, 2010.3.. (d)FM16N 降伏強度56kN. 0.50. 0 0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 -3.0 -2.0 -1.0 0.0 1.0 2.0 3.0 部材角Rb(×1/100rad.) 部材角Rb(×1/100rad.). 図 -7. 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. 残留部材角Rr(×1/100rad.). 棒鋼張力(kN). 80. 1). 50. 0.40. (a)EH19D 回帰曲線 (b)CL17N 回帰曲線 (a)EH19D 残留部材角 (b)CL17N 残留部材角. 0.30 0.20 0.10 0.00 0.0. 0.50 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 経験部材角Rb0(×1/100rad.). 図 -8. 内蔵棒鋼張力 - 部材角関係. 63-4. (c)FL24N 回帰曲線 (d)FM16N 回帰曲線 (c)FL24N 残留部材角 (d)FM16N 残留部材角. 0.0. 0.50 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 経験部材角Rb0(×1/100rad.). 残留変形部材角 - 経験部材角関係.

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