九州大学学術情報リポジトリ Kyushu University Institutional Repository 鋼コンクリート合成構造柱材の弾塑性挙動および構造性能評価法に関する研究堺, 純一出版情報 : 九州大学, 2000

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九州大学学術情報リポジトリ

Kyushu University Institutional Repository

鋼・コンクリート合成構造柱材の弾塑性挙動および

構造性能評価法に関する研究

堺, 純一

https://doi.org/10.11501/3178949

出版情報：九州大学, 2000, 博士（工学）, 論文博士

バージョン：published

権利関係：

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第4章

コンクリート充填内面突起付き角形鋼管柱材の

終局曲げ耐力と弾塑性変形性状

9 4.1 序第2章および第3章では鉄骨鉄筋コンクリート柱材を対象として弾塑性挙動を調べ，終局曲げ耐力および変形性状の評価法について検討した.第4章ではコンクリート充填鋼管柱と鉄骨梁で構成された骨組を想定し，梁から柱への応力伝達上，不手IJとなる条件の下でのコンクリート充填鋼管 (以下CFf)柱の弾塑性挙動を調べる. CFf柱は，力学的な特徴として，鋼管はコンクリートの拘束により中空鋼管に比べて局部座屈に対して有利であり，充填されたコンクリートは鋼管の拘束を受けて三軸応力状態となり，圧縮強度が増加する. さらに外側に鋼材があるため高強度の鋼材を有効に利用でき，高強度のコンクリートと組み合わせても鉄骨鉄筋コンクリート構造に比べ力学的な問題は少なく断面を小さくできる.施工的にはコンクリート打設用の型枠が不要であり，省人化・省力化工法として優れている. このような優れた構造性能や施工上の利点からコンクリート充填鋼管は国内外で著しく発展してきており，設計法，施工法に関する最新の情報が盛り込まれた「コンクリート充填鋼管構造設計施工指針J 41)が1997年に日本建築学会より出版されている. CFf柱材は力学的性能が優れているが，建築骨組の柱材として使用する場合日本建築学会の鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準42) (以降SRC規準) に規定されている一般化累加強度理論による鋼管と充填コンクリートで構成された合成断面としての曲げ耐力(一般化累加強度)が必ずしも発揮されない場合がある. それは，床荷重を支える梁材のせん断力は，材端でまず鋼管に伝達されるが，充填コンクリートに対しては直接的ではなく，鋼管内部に設けたダイアフラムなどの機械的なずれ止めあるいは付着応力によって間接的に鋼管から伝達されることになる.従って，鋼管とコンクリートの応力伝達が確

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力図4.1 柱梁接合部概念図

(3)

第4章コンクリー卜充境内面突起付き角形鋼管柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状保されない限り，コンクリート充填鋼管柱の軸力は，鋼管のみが負担することになる4.3) 柱梁接合部に外回りダイアフラム形式を採用した場合(図4.1参照)，鋼管と充填コンクリートの応力伝達は付着応力に頼るところが大きい(特に接合部付近でコンクリートの打設不良があれば応力伝達は付着力のみとなる)が，鋼管内面と充填コンクリートの間の付着応力はかなり小さいことがわかっているうえに，経年変化に伴う充填コンクリートの収縮や付着性能の劣化によってさらにその値が低下することが予想される. 富井・森下ら4.3)._{4.4). 4.5)は長期荷重を想定して，柱頭では鋼管のみに圧縮力を加え，柱脚では合成} 断面として全断面で支持した柱材の実験を行い，鋼管とコンクリートの付着強度が円形鋼管で0.2

�

O.4 MPa，角形鋼管で0.15� 0.3MPa程度であることを示し，この値はコンクリート強度によってあまり

変わらないことを明らかにした.SRC規準ではこれらの実験的研究の成果に基づいて普通鋼管の内面と普通コンクリートとの間の許容付着応力度を角形鋼管，円形鋼管の長期に対し O.IMPaと0.1 5MPa，短期に対し0.15MPaと0.225MPaと決めている. これらの値は鉄筋及び形鋼に比べ小さな値である. このように普通鋼管とコンクリートの付着強度に大きな値を期待できないが，鋼管の内面に突起を設ければ，充填コンクリートとの付着強度が増加し，応力が大きな柱頭，柱脚部で鋼管と充填コンクリ-トが確実』にこ一体化できることが期待できる. 松村ら4.6ω).4 せん断試験およぴび、門形骨組の繰返し水平力加力実験を行い，鋼管内面の突起によつて鋼管と充填コンクリ一トが一体化でで、きることを示している. 本研究は，柱頭にコンクリートの空隙のある，コンクリート充填内面突起付き角形鋼管柱に対し，一定軸力下のもとで繰返し曲げせん断を載荷する片持柱の載荷実験を行い，その構造性能について検討したものであるが，松村ら“)とは，使用した鋼管の製法，および試験体に設定した充填コンクリートの空隙部分の位置が異なっている. 本研究では，普通鋼管を用いた場合に比較して，内面突起付き鋼管を用いた場合は，鋼管とコンクリートの間の応力伝達がスムーズになり，高軸力においても，柱材の耐力が一般化累加強度に達すること，荷重の繰返しに伴う抵抗力の劣化が少ないことを明らかにする. 9 _4.2 _{一定軸力と繰返し水平力を受けるコンクリート充填角形鋼管柱材の載荷実験} 4.2.1 実験計画実験変数は(1)鋼管内面の突起の有無，(2)軸力比n (=N川0， Nは載荷圧縮軸力， NO は断面圧縮耐力，(3) 試験体の柱頭部分のコンクリートの空隙の有無，である. 軸力比nの値は， 0， 0.1， 0.3， 0.5を選んだ. 試験体総数は8体である. コンクリートの空隙は，柱頭部分で鋼管とコンクリートの間でのずれを許すものであり，柱頭で高さlOcmの空隙部分を設けた. コンクリートの空隙部分では，圧縮軸力および水平力に対し鋼管のみが抵抗することになり，柱脚部分で鋼管とコンクリートが一体となって挙動するためには，柱材長区間の付着面積で鋼管から充填コンクリートへ応力を伝える必要がある. 特に軸力比の大きな0ム0.5の軸力を載荷する場合は，実際の建、，þ-ー築構造物の1層部分の柱には殆ど無い条件と考えられるが，本実験では，鋼管の突起の有無が，鋼管とコンクリート聞の付着性能およびその付着強度の大小による柱の構造性能に及ぼす影響を調べることを目的として設定した. 実験条件を図4.2に示す. 試験体名は実験条件を表し，最初の文字が突起の有無 (R:突起付き， F: 突起無し)，二番目の数字が軸力比nの値を10倍したものを示す. さらに，三番目の文字は空隙の有無 ( S :空隙有り， C:空隙無し) を表す. 4.2.2 _試験体図4.3および写真4.1に試験体に用いた角形鋼管を示す.角形鋼管の製法は，まず鋼板の圧延過程において片面に高さ3mmの線状の突起を付け，突起が内側になるように円形にスパイラル造管し，そののち押し出しロール成形方式で角形鋼管にした.角形鋼管の公称、の幅とせい，板厚はそれぞれ35cm，9mm である. 突起の高さは実測で3.7mmであった. 試験体の形状寸法を図4.4 に示す. 試験体は柱頭ピン，柱脚固定の境界条件となる片持柱である. 試験体の断面せいD'幅Bは共に35cmであり，材長は固定端と水平力加力点までの距離で105cmである. 40 つu R.V : ・ t‘ nu nu nu 図4.2 実験条件

J引くご?

図4.3 突起の詳細 _{写真4.1 突起付き鋼管}

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コンクリート充演内面突起付き角形鋼管柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状第4章

角形鋼管の機械的性質

鋼管種類鋼管板厚降伏応力度引張強度降伏比仲び

t(mm) soy (MPa) sσu (MPa) Y εu (%) 突起付鋼管 13.5 384 472 0.85 37.8 9.8 突起無鋼管 9.68 405 488 0.83 38.2 表4.1 それぞれ突起の部分谷の部分の板厚である. 下段は，鋼管板厚の上段，混和斉lJ 0.73 コンクリートの調合表4.2 水セメント比 (%) 57.1 ンクリート充填水平力H …一'

。xomnxgn，口

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ゲージ (0/4間隔) 1∞Orad. を単位とし，各変位振幅で1回繰返す漸増変位振幅で行った. 鉛直荷重は500toぱ試験機の計測部，水平力はジャッキ先端部にとりつけたl∞tonf容量のロードセルで測定した. 試験体の水平力加力点および柱頭ピン部分の水平および鉛直方向変位を支持ビームに設置した変位計で計測した. (b) 試験体断面 (a)試験体側面試験体図4.4 鋼管部分の幅厚比(d /t : d=D・4t， tは鋼管板厚)はおよそ35であり，鋼構造設計規準4.8)の幅厚比制限値 (74 /Jσy=36)より少し小さい. 角形鋼管の機械的性質(nS5号試験片3体の引張試験結果の平均値)を表4.1に示す. 表4.2 と表4.3にそれぞれにコンクリートの調合および圧縮強度を示す. 銅管とコンクリー卜の付着応力 S 4.3 加力装置と測定方法 4.2.3 押し抜き試験よる鋼管とコンクリー卜の付着応力度 4.3.1 加力装置を図4.5に示す. 本装置は片持柱の試験体に対して，柱脚固定，柱頭自由となるように設計鋼管とコンクリートの間の付着強度を調べるために押し抜き試験を行った(図4. 6). その結果を図4.7 されている. 試験体の柱脚部は支持ビームにPC鋼棒を用いて固定した. 実験は，鉛直荷重Nを試験体普通鋼管で0.6MPaの付着強度であり，突起付き鋼管の付着強度が普通鋼管に比べ 5倍の付着強度があり，同IJ性も高いことがわかる. 軸力載荷時の鋼管の歪分布 4.3.2 試験体(図4.5に示す載荷実験)に所定の軸力を載荷する過程で鋼管とコンクリートとの付着応力度を算定するために鋼管の材軸方向のひずみを測定した. 柱の材長方向に断面せいDの1/4 間隔ごとに，ウエフゃの各面に貼付した (図4.4参照). 軸力が2，450凶(図中25010nf) 20 τb _{z τ}_b_max.=3₁_.5何回ち (kglcm�) ; I _!← /Wíth inner ribs 30 15 。に示す. 最大付着強度は突起付き鋼管で3.1MPa，に5001fアムスラー型試験機で加え，一定に保持したあとにジャッキで準静的に水平力Hを加えた. 柱頭に空隙のある試験体は柱頭では軸力を鋼管だけが負担することになる. 水平力の加力は，部材角5/ 'Ojsplac渇鴨Ilt / rr泌総t . ひずみゲージを鋼管のフランジ， 500 ton testing

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鋼管とコンクリートの付着応力度図4. 7 押し抜き試験載荷装置図4.6 加力装置図4.5

(5)

� 第4章コンクリート充演内面突起付き角形鋼管柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状までの材軸方向のひずみ分布 (各断面の 4 箇所のひずみの平均) を図4. 8 に示す. 各図の下に示す細線は鋼管とコンク1)ートが一体となって載荷軸力に抵抗するとしたときのひずみの計算値であり，下式で算定した. N:載荷軸力 cA， sA :コンクリートおよび鋼管の断面積 cE， sE :コンクリートおよび鋼管のヤング係数 N ê=

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2.1川会r伽m2)

(4.1) 柱頭にコンクリートの空隙のない試験体(R3C， F3C)では，突起の有無に拘わらず，各断面で平面保持が保たれているため，ひずみ分布は材長方向にほぼ一定の分布をしており，合成断面として軸力に抵抗すると考えて計算した鋼管の歪の値にほぼ等しい(図4.8(c)，(d)). 柱頭にコンクリートの空隙がある場合，突起付鋼管を用いた試験体(R3S ，同図(a))で、は普通鋼管を用いた試験体のひずみ分布(同図(c)) とは異なる.すなわち，柱頭でのひずみは鋼管のみを押したときの計算ひずみ量に近い値を示すが，柱頭から柱脚に向けてひずみが小さくなっている.このことより，鋼管からコンクリートへ軸力が付着により伝えられていることがわかる. 一方，普通鋼管を用いた試験体(F3S ，同図(b))では柱頭から柱脚まで鋼管のみを押したときのひずみにほぼ等しく，本実験では，鋼管とコンクリートの付着がほとんど無く，鋼管からコンクリートへ軸力は殆ど伝わっていないことになる. (4.2) ε :鋼管とコンクリートが一体となって軸力に抵抗するときのひずみ度柱材軸方向位置

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201 D

4.3.3 軸力載荷時の鋼管とコンクリートの付着応力度

軸力を柱に載荷した段階での鋼管とコンクリートの付着応力度を算定した.柱脚材端よりD/2(D:断面せい)及び2D離れた箇所に貼付したひずみゲージの値より，各断面における鋼管の受け持つ軸力を算定し(柱脚より D/ 4 および 9D/ 4位置でのひずみは，柱脚端部の拘束および柱頭スチフナの影響があり，ひずみゲージの値が乱れているため，付着の算定には使わなかった). この区間の軸力差必Jが付着によりコンクリートへ伝達されたと考えると，平均付着応力度τは以下の式で求められる.

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(4. 3) ここに， τ :算定区間における鋼管とコンクリートの平均付着応力度必k .算定区間でのコンクリートへ伝達された軸力中 _{:鋼管断面の内周} 1 算定区間長さ3D/2 (柱脚から D/2 および2D 離れた区間長さ)

Dト9 9 9 9 9

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200 400 600 800 1 000

(c) R3C (柱頭空隙無) (c) F3C (柱頭空隙無) (4.3)式で算定した平均付着応力度は，突起付鋼管の R3Sで 1.05 MPa (軸力2400kN載荷時)， R5Sで 1.22 MPa (軸力2940kN載荷時，この軸力以上では鋼管の応力ひずみ関係が線形でなくなるため検討していない)，ひずみゲージを貼付した各区間毎(区間長D/ 4)で算定した付着応力度の最大値は2 つの試験体でそれぞれ， 1.43 MPa (軸力2400kN載荷時)， 2.21 MP (軸力2940kN載荷時)であった. 柱脚部分において鋼管とコンクリートの平面保持が成立するために必要なコンクリートの圧縮力を，図4.8 軸力載荷時の柱鋼管の歪分布

(6)

� 第4章コンクリート充漬内面突起付き角形鋼管柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状コンクリート打設上端から柱脚までの付着面積で伝える場合に必要な付着強度は，軸力比0.5 ，0ム0.1 の軸力に対し，それぞれ1.70 ，1.03 ， 0.3 4MPaであり，軸力比0.3 および0.1 の突起付き鋼管を用いた試験体については，柱脚部において鋼管とコンクリートが一体となって軸力を負担できる付着強度があることになる . 普通鋼管の場合，(4.3 )式で算定された平均付着応力度は，F1Sで0.25 MPa (軸力835kN時)，F3Sで0.11 MPa (軸力980kN時) であり，最大付着応力度はそれぞれ，0.7 8 MPa (軸力835kN時)，0.33 MPa (軸

力980kN時) であった.F3Sの試験体では980kNより大きな軸力を載荷したときの付着応力度は，軸力 980kN載荷時のものより小さくなっており，1470kN以上の軸力を載荷した時には，平均付着応力度は殆とε無かった.SRC 規準では，角形鋼管の場合，鋼管とコンクリートの短期許容付着応力度が0.15お1Paと規定されているが， F3Sの平均付着応力度はこの規準値を満足していない結果となった.

S

4.4

一定軸力と繰返し水平力を受ける柱材の弾塑性挙動

4.4.1

崩壊性状

図4.9 に各試験体の水平力-部材角関係を示す . 図中，細線はコンクリート強度 cσbと鋼管の降伏応力度sσyで計算した一般化累加強度である. また，....は最大耐力を示す. F3S， R5S 以外の試験体は，部材角 R が2/ 100 rad.で最大耐力に達し(F3S， R5Sでは1.51lO0 rad. ) ，ほぽ同時にフランジ部分の局部座屈(図中，F.L.Bで発生時期を示す)が確認され，その後，数回の繰返しでウエプの局部座屈(図中，W.L. B で発生時期を示す) が認められた. 試験体 R1S， R3S， R3C， FlSでは部材角が5/100 rad. 付近， R5Sでは3.5/100 rad.で鋼管の隅角部に亀裂が発生した(図中，Crackで発生時期を示す). 4.4.2

弾塑性挙動

断面圧縮耐力の30%の軸力を載荷した場合の4体の試験体の挙動を比較すると以下のようになる.柱頭にコンクリートの空隙が無い場合，鋼管の突起の有無による履歴性状の違いは殆ど認められない(R3C とF3C，同図(e) ，(f)). しかし，柱頭に空隙がある場合，鋼管に突起が付いたR3S(同図(c ))は，空隙の無いR3Cとほぼ同様な履歴性状を示しているものの，普通鋼管を用いたF3S(同図(d ))は，鋼管からコンクリートへ軸力を伝えきれず，柱脚での曲げ耐力は一般化累加強度を発揮できなかった. また，変形能力も F3C に比べ劣った履歴性状を示した. 柱頭に空隙がある試験体 R3SとF3Sの載荷実験終了後の充填コンクリートの状態を写真4.2 に示す . 突起付き鋼管の場合，柱脚部付近の局部座屈部分にコンクリートが回り込んでおり，鋼管とコンクリートが一体となって挙動していたことが推察されるが .普通鋼管を用いた場合，鋼管とコンクリートの間に隙間が空いており，鋼管とコンク1)ートが一体となって挙動できていなかったことがわかる . 断面圧縮耐力の10%の軸力を載荷した場合，小さい付着強度しかない試験体(FlS，図 4. 9 (b))でも，こ

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図4.9 水平力載荷時の柱材の履歴性状

(7)

第41巨コンクリート充場内面突起付き角形鋼管柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状 (a)突起付き鋼管R3Sの全体 (b)普通鋼管円Sの全体 (c)突起付き鋼管 R3Sの柱脚部 (d) 普通鋼管F3Sの柱脚部写真4.2 載荷実験後の試験体(柱頭コンクリート空隙あり) 議私

九雪

の程度の軸力では，柱脚での曲げ耐力は一般化累加強度を発揮している. しかし，付着強度が充分にある試験体 (RlS，同図(a))に比べると，計算耐力に対する耐力上昇，大変形域での耐力の低下率，および変形能力の点で劣っており，繰返し加力に対する付着応力の低下が推察される. 突起付き鋼管では，軸力比が0.5(同図(h))の高軸力下でも一般化累加強度を1.2倍程度上回る耐力を発俸できている. 4.4.3 _{終局曲げ耐力} 表4.3に各試験体の実験耐力と一般化累加強度による計算耐力の比較を示す. 表中，曲げ耐力Mmax は，実験によって得られた水平力Hを用いて(4.4)式で算定した柱脚での曲げ耐力Mbaseの最大値である. YÞ← 表4.3 実験耐力と計算耐力の比較コンクリート断面圧縮載荷実験曲げ耐力比試験体 _強度軸力比耐力軸力曲げ耐力一般化累加強度 Mmax

∞b (MPa) n _No(附) _N(kfせ) _{Mmax(附� m)} _Mpc2_(kN_m) _Mpc2

円OS 27.4 0.01 8，170 82 910 745 1.22 突 _R1S _27.0 _0.1 _8，020 ₈₀₂ ₉₆₉ ₇₆₁ _1.27 起 _R3S _26.6 _0.3 _8，020 _2，400 ₉₅₉ ₇₅₅ ₁_.₂₇ イ寸き R3C 28.8 0.3 8，210 2，460 935 761 1.23 R5S 28.1 0.5 8，250 4，130 802 653 1.23 突 F1S 27.2 0.1 8，340 834 804 802 1.00 起 F3S 27.0 0.3 8，250 2，480 585 782 0.75 盤 _F3C _26.2 _0.3 _8.180 _2.450 ₈₇₆ ₇₇₇ _1.13 Mbase = H . L + N .δ (4.4) 、，、� ，� \...-L-v-， H 水平力 L :水平力加力点高さ(=105 cm) N .載荷軸力 ö :柱頭水平変位同表中，計算曲げ耐力は，コンクリート圧縮強度と鋼管の降伏応力度を用いて計算した一般化累加強度である. 図4.10 に一般化累加強度の軸力-曲げモーメント相関曲線と実験結果を示す. 突起付き鋼管を用いた試験体は計算耐力を軸力比の大きさに拘わらず20%以上上回っている(同図 (a)) . 最大耐力時の鋼管のひずみの測定より鋼管はひずみ硬化域には達していないことから，耐力上昇は，突起の部分を計算耐力にいれていないこと，および柱脚部の材端拘束により，危険断面が材長方向にあがったことによるものと考えられる(局部座屈した位置が柱脚からD/4

�

D/2 の位置にあるにコンクリート打設上端から柱脚固定端までの間の付着応力により，コンクリートの圧縮耐力を発揮させるために必要な付着強度は2 .45MPaで、あり，軸力比が0.5 ，0.3， 0.1 の軸力を受ける場合に一般化累加 1 104 _rN (kN) _h a .. -・�.�宇，�E 80凹

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F1S 0 200 400 600 800 -1000 - 0 200 400 600 800 1000 (a) 突起付き鋼管 M (kN'm) (b) 突起無し鋼管 M (kN'm) 図4.10 実験耐力と計算耐力の比較

(8)

第4章コンクリート充境内面突起付き角形鋼管柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状強度を発揮させるために必要な付着強度はそれぞれ， 1.77 ， 1ム1.06MPaである. これらの値は軸力のみを載荷する場合に必要な付着強度よりも当然大きくなるが，特に軸力比が0.1 の場合，断面が全塑性状態の応力分布になるためには，鉄骨断面の軸力は引張力となるため，コンクリートに作用すべき軸力は，軸力のみを受ける際の軸力よりもかなり大きな値となり，付着強度も大きくなる必要がある. 軸力を載荷する段階で得られた突起付き鋼管の平均付着応力度は1.22 MPaであること，また，曲げせん断を受けた場合には，軸力のみを受ける場合よりも付着応力度は大きくなると考えられ431，軸力比が0.5の場合でも，一般化累加強度を発揮できたと考えられる. また，このことより，鋼管とコンクリートの付着強度は1.77 MPa程度期待できるものと考えられる. 図4.10(b)の破線は鋼管からコンクリートに伝わる軸力を，付着強度が0.15 MPa (SRC規準の短期許容付着応力度)として計算した軸カー曲げモーメント相関曲線である. この場合，コンクリート打設上端から柱脚固定端までの問に計算上伝えるべき軸力は約177kNになる(コンクリート断面の圧縮耐力は約 2940沿�). 普通鋼管を用いた試験体では，軸力比が0.3 では一般化累加強度の75%しか発揮できず，付着強度が 0.15MPaとして求めた計算耐力には達していることから，軸力載荷時に付着が殆ど無くても，鋼管とコンクリートの付着強度はこの程度は確保できるものと考えられる. 軸力比が0.1 の場合，一般化累加強度を発揮しているが，充分な付着強度が確保されていないことと繰返し加力に伴う付着応力の低下のため，最大曲げ耐力の一般化累加強度に対する上昇がほとんど無く，軸力が小さくても部材角2/100 rad. 以降の耐力の低下が大きい (図4.9(b)参照). � 4.5 内面突起付き鋼管の有効性に関する考察文献4.1)- 4.3)では，梁から伝わる応力をコンクリートへ伝える設計方法として，梁の応力をその上階の柱の中点から下階の柱の中点まで付着強度が均等に分布すると仮定して，必要な付着応力度が許容応力度以下にあることを確認するよう，また不足する場合には機械的な滑り止めを設けるようになっている. 実際の建物構造物の設計では，梁スパンを極端に短くするなどしない限り，必要な付着応力度は許容応力度以内におさまるものと考えられる. 本実験での軸力比0.1 に対応する力を梁のせん断力として柱に伝える必要は殆どないと考えられるが，繰返し応力および経年変化に伴うコンクリートの乾燥収縮による付着応力度の低下を考慮すると，鋼管内面に突起を付けておくことの有効性がでてくるものと考えられる. また，全層コンクリート充填鋼管柱とせず，下層コンクリート充填鋼管・上層鋼管柱とするような設計法もあると考えられ，そのような場合にもこのような突起の有効性が発揮されるものと考えられる. さらに柱内面に連続して突起を付けることにより鋼管からコンクリートへ応力は連続的に伝えることができ，機械的なずれ止めに比べ，応力の集中が回避できることも突起付き鋼管の有効な点であると考えられる. �' � 4.6 結論コンクリート充填鋼管柱・鉄骨梁で構成された骨組を想定し，梁から柱への応力伝達上，不利となる条件の下でのコンクリート充填鋼管(以下CFf)柱の弾塑性挙動を調べることを目的とし，柱頭部にコンクリートの空隙のあるコンクリート充填鋼管柱に一定軸力と，繰返し水平力を載荷する実験を行った結果，以下の知見を得た. 1 ) 図4.3に示すような内面突起付き鋼管を使用することにより，鋼管と充填コンクリートの聞の付着強度が普通鋼管のものに比べかなり大きな強度を期待できる.梁から伝わるせん断力を柱鋼管に伝え，鋼管とコンクリートの問の付着によりコンクリートへ応力を伝ぇょっとした場合，この突起の有効性が発揮される. 2 ) 軸力を載荷する段階で，鋼管と充填コンクリートの平均付着応力度を算定した結果，突起イすき鋼管で1.22 MPaとなり，かなり大きな付着強度が期待できる. 一方，普通鋼管では最大0.25MPaの平均付着応力度が得られたが，殆ど付着強度が期待できない場合もあった. 3) 突起付き鋼管を用いた場合，柱頭にコンクリートの空隙があっても，断面の圧縮耐力の30%の軸力下において，鋼管から充填コンクリートに軸力が流れ，柱脚部では鋼管とコンクリートは一体となって挙動したことが推察され，柱頭にコンクリートの空隙の無い試験体と同等な履歴性状を示した. さらに，本実験で用いた突起付鋼管を用いた場合，断面圧縮耐力の30%の軸力載荷時はもとより， 50 %の軸力を加えても曲げ耐力は一般化累加強度を発揮できていることより，鋼管とコンクリート間の付着強度は SRC規準に定める角形鋼管の付着強度の10倍程度のl.77 MPaが期待できるものと考えられる. 4 ) 普通鋼管で柱頭に空隙がある場合，軸力比が0.3の試験体では，鋼管とコンクリートの付着強度がほとんど無く，鋼管からコンクリートへ充分な軸力を伝えきれず，一般化累加強度を発揮することができなかった. この試験体の曲げ耐力は鋼管とコンクリートの付着強度を0.15MPaとして算定した累加強度で耐力を安全側に評価でき，この付着応力は軸力載荷時の付着応力よりも大きいものと考えられ，柱に曲率が生じるような場合には付着強度の上昇が見込まれる. 5)普通鋼管を用い軸力比0.1とした試験体では，軸力載荷時の鋼管とコンクリートの平均付着応力は 0.25MPa程度であり，曲げ耐力は一般化累加強度を発揮できているが，繰返し荷重に伴う付着強度の低下により変形能力に乏しい性状を示した.

(9)

第4章 _{コンクリー卜充繍内面突起付き角形鋼管柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状} 第4章の参考文献 4.1) 日本建築学会: コンクリート充填鋼管構造設計施工指針， 1997年10月. 4.2) 日本建築学会:鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説， 1987年6月. 4.3) 富井政英，崎野健治，森下陽一:コンクリート充填鋼管構造の設計上の問題点，カラム，No .73 ， pp. 9ト98 ， 1979年7月. 4.4) 森下陽一，富井政英，吉村浩二:コンクリート充填円形鋼管柱の鋼管と充填コンクリート間の付着性状に関する研究，コンクリート工学年次講演会， pp. 473・476， 1979年5月. 4.5) 森下陽一，富井政英，吉村浩二:コンクリート充填角形鋼管柱の鋼管と充填コンクリート聞の付着性状に関する研究，コンクリート工学年次講演会， pp.477-480 ， 1979年5月. 4.6) 松村弘道，今野和近:充填型角形鋼管コンクリート柱骨組の耐力に及ぼす付着性能の影響，構造工学論文集， Vo1.35B， 1989年3月. 4.7) 松村弘道，佐久間仁:充填型角形鋼管コンクリート柱の耐力と靭性に関する実験，構造工学論文集， Vo1.34B， pp.227-236， 1988年3月. 4.8) 日本建築学会:鋼構造計算規準， 1970年.

4.9) Chiaki MATSUI， Koichiro KElRA， Akihiko KAWANO， Keigo TSUDA， Iunichi SAKAI : Development of Concrete Filled Steel Tubular Structures with Inner Ribs， Proc. of the third Intemational Confcrence on

Steel - Concrete Composite Structures， pp.201・206， 1991年9月.

4.10)松井千秋，河野昭彦，津田恵吾，堺純一，井上貴之:コンクリート充填内面突起付き角形鋼管柱の耐力と挙動，九州大学工学集報，第70 巻，第6号， 1997年11月. .___�

第5章

芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状

9 5.1 序第2 ， 3章では鉄骨鉄筋コンクリート柱材，第4章ではコンクリート充填鋼管柱材を対象にそれぞれの終局曲げ耐力および変形性状について調べた.本章では，鉄筋コンクリート造建物の耐震性能を向上させることを目的とした芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力および変形性状を明らかにする. 1995年の兵庫県南部地震では鉄筋コンクリート(以下， RCと略記)建物において，柱がせん断破壊を起こし，鉛直荷重を支えきれず，層崩壊を起こした建物が少なくなかった. 特に変動軸力を受け高軸力下におかれた隅柱の破壊が層崩壊につながったものと考えられる. このような層崩壊につながる柱の崩壊を防ぐRC柱の補強方法として，帯筋を密に巻く方法あるいはRC断面を鋼管で覆う方法などがあるがこれらは鉄筋あるいは鋼管によるコンクリ」トを拘束する働きに期待するものであり，有効な補強方法と考えられる5.1 ) これと異なる考え方から， RC断面の;色、に鉄骨を挿入しコンクリート断面の中心軸の圧縮ひずみの進展を抑制させる方法もあると考えられる. RC柱では主筋の座屈が軸力保持不能の崩壊形に直接つながるため，芯鉄骨を挿入することにより主筋のひずみの進行を抑制できること，さらに主筋が座屈しコンクリートが圧壊した後も内蔵鉄骨が軸力を保持できる程度に挿入されていれば，軸力を支持できることが期待でき，層崩壊を免れるものと考えられる. 小鉄骨を挿入したS RC柱に関する研究は以前にも報告されており，滝口，長嶋らは，特に高強度帯筋を用いた場合の性状を調べ中心圧縮実験により，高強度せん断補強筋を用いた場合，最大耐力を発揮した後，耐力低下の少ない性状を示すこと，さらに，曲げせん断実験により，せん断および曲げで耐力が決まる柱の挙動が調べられており，それぞれの耐力評価法が示されている5.2). 5.3) 南，平田らは，建物の柱のみに芯鉄骨を挿入し，柱梁接合部には鉄骨を挿入しないことを想定し，芯鉄骨を柱脚部で定着しない柱材の挙動を調べ，水平カー部材角関係は柱脚で芯鉄骨を定着をした柱材とほぼ同様の挙動をすること，さらに，芯鉄骨を定着しない方が柱の軸縮み量が抑制されることを実験的に示している5.4) このように，芯鉄骨を挿入した柱が高軸力下でのRC 柱の弾塑性挙動を改善できることは既往の実験的研究で定性的に示されているが，芯鉄骨合成柱が合成断面として有効に働く鉄骨の量，軸力比などの条件についての検討はなされていない.このような芯鉄骨合成柱では柱の弾塑性性状および崩壊性状に及ぼす柱の作用軸力と内蔵鉄骨量が重要なパラメータのーっと考えられる. 本章では，地震時荷重を受ける柱部材を想定した載荷実験を行い，柱の断面圧縮耐力に対する作用

(10)

第5章芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状

S

5.2

一

定軸力

と

繰返

_し

水平力

_を

受

_{ける}

芯鉄骨合成柱材

_の

載荷実験

の負担の割合が少なくなるよう，せいの小さな内蔵鉄骨を断面の中心に配置することを考え，鉄骨せいが柱断面せいの1/3以下となる断面を，ここでは芯鉄骨合成柱と定義した. 本研究では合成柱としての挙動を把握することを主目的とするため，芯鉄骨量，芯鉄骨の断面形状，軸力比等を実験変数に選んでいる. このような目的のため，芯鉄骨を柱脚で定着させた試験体を標準としているが，経済性および施工性の観点から，鉄骨加工をできるだけ削減することを目的として，建物の柱材にのみ芯鉄骨を挿入し，柱梁接合部内に芯鉄骨を通さない工法が考えられるため，このような応力状態に対応する試験体についても載荷実験を行った. 軸力の比と芯鉄骨の量および芯鉄骨の形状が柱の挙動に及ぼす影響を調べ， RC柱に対する耐震補強効果を検討することを主目的とした.さらに柱脚部において芯鉄骨の定着を切った柱の載荷実験も行い，定着の有無が柱の挙動および破壊性状に及ぼす影響を調べている. 5.2.1

実験計画

地震時における芯鉄骨合成柱の弾塑性挙動を調べるために，柱頭に一定圧縮軸力と繰返し水平力を載荷する柱部材の実験を行った. 芯鉄骨に曲げを期待せず軸力に抵抗させることを意図して断面の抵抗モーメントにおける鉄骨

回i口

柱断面: 200x200mm 主筋:_{016 (L30のみ013)} 主筋間距灘:_140mm 帯筋:_{06 (@50mm)} (全て強軸曲げとなるように鉄骨を配置)

試験体名

S 30・A6

士

せ酬附強糊筋量磁2荷輸力 A:断面圧縮耐力の30% B: _{SRC規準の制限輸力} 内蔵鉄骨比 15: 1.5%， 30: 3%. 50: 5% 内蔵鉄骨形状 S:芯鉄骨(H形鋼) B:芯鉄骨(異形鉄筋) 5.2.2

試験体

試験体の断面は図5.Uこ示す200mm x 200mm の断面形状であり，図5. 2 に示すような片持柱とした. 固定端から水平力加力点までの試験体材長を800mm とし，せん断スパン比を4 とした. 主筋はRCおよび芯鉄骨合成柱ではD16を， SRC断面ではD13 を用い4隅に配筋している. せん断補強筋はD6を使用し1 35度フックを設け主筋に緊結した. せん断補強筋比pwが0.64%の試験体では50mm間隔で配し， pwが0.32%の試験体では100mm間隔で配筋している. 表5.1 に実験条件を示す. 実験変数には， 1)芯鉄骨の量， 2)芯鉄骨の形状 3) 芯鉄骨の定着の有無， 4) せん断補強筋量， 5) 軸力比，を選んだ. 試験体は全部で16体である. 1)鉄骨量として，鉄骨比(柱断面積に対する芯鉄骨断面積の比) をパラメータにとり， 3%を標準とし，その他に1.5%および 5%となるように選んだ(芯鉄骨がH形鋼のみ). 2)芯鉄骨の断面形状が柱の挙動に及ぼす影響を調べるため， H形鋼と，曲げ抵抗がほとんど無いコンパクトな断面である異形鉄筋(D41) の 2種類を選んだ. さらに比較実験のためにRC 柱および通常SRC柱を選んだ. 主に軸力に抵抗させる鉄骨と曲げモーメントに抵抗させる鉄骨を用いた場合の合成断面の挙動の違いを検討するためにSRC柱を実験変数に加えており，鉄骨比3%

…困問

M困問

…回附

…日間

(断面) 図5.1 試験体断面と試験体名

l一定軸力

水平力

V

t一定軸力

水平力

V

表5.1 実験条件

「ーーl

m

「ーーl

m

800 (a) 鉄骨定着 800 (b)鉄骨定着無通し柱情造試験体内蔵鉄骨鉄骨比鉄骨定着 pw ti伺軸カ載何軸カ断面圧縮耐力 (kN) 軸力比番号種別名の有無 (%) 計画 N(kN) Nu sNu cNu n ns nc 515・A6 H・60x30x6x6 1.62% 418 1，724 254 1，207 0.24 1.64 0.35 2 530-A6 60x50x9x9 H- 3.20% 有 616 2，058 540 1，255 0.30 1.14 0.49 3 830・A6 異形鉄筋041 3.35% 601 1，980 490 1，227 0.30 1.23 0.49 4 550・A6 H・60x50x16x16 5.12% 0.64 n = 0.3 664 2， ' 22 02 735 1，204 0.30 0.9 0.55 S 30 AA-A863 _{h h} _60x50x9x9_H- _3.20%

ーーーーーーーー

685 2，285 540 1，482 0.30 1.27 0.46 5 _{命'し令、t\'íi主1}_主定渚無 6 _合成柱 8S3300 - 異H・60鉄x5形筋0xD94x91 3.35% 678 2，. 2127 490 1，，43 74 0.30 1.38 0.46 7 3.20% 有 0.32 660 2，163 502 1，398 0.31 1.31 0.47 8 515・86 60x30x6x6H・ 1.62% 574 1，739 254 1，222 0.33 2.26 0.47 9 530・86 60x50x9x9H・ 3.20% 有 0.64 5RC規準 750 2，013 540 1，210 0.37 1.39 0.62 10 830・86 異形鉄筋041 3.35% 制限軸カ 747 1，988 490 1，234 0.38 1.52 0.61 11 550-B6 H-60x50x16x16 5.12% 891 2，209 735 1，211 0.40 1.21 0.74 12 RC-A6 0.64 n =0.3 467 1，533 1，270 0.30 0.37 14 RC柱 RC-A3 0.32 521 1，708 1，445 0.30 0.36 13 RC-B6 0.64 制限軸力 663 1，757 1，494 0.38 0.44 15 通常 L30・A6 _{H・120x50x6x6} _3.12% _有 _0.64 n = 0.3 640 2，129 490 1，465 0.30 1.31 0.44 16 5RC�.主 L30・86 巾リ1'Jl<宇田ノJ 807 2，121 490 1，457 0.38 1.65 0.55 2 図 5.2 試験体 1) pw:せん断補強筋比

2)断面圧縮耐力: Nu:全断面圧縮耐力， sNu:鉄骨断面圧縮耐力， cNu:コンクリート断面圧縮耐力 3)軸カ比: n=NlNu司 ns=N/sNu， nc=N/cNu

(11)

第5重量芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状の芯鉄骨合成柱(S30 ， B30 シリーズ)の挙動と比較するためにSRC柱の鉄骨比を3%としている. なお，全試験体とも内蔵鉄骨は強軸曲げとなるように配している. 3)芯鉄骨合成柱材の合成断面としての挙動を調べることを主目的としており，柱脚部で芯鉄骨の定着を取った試験体 ( 図5.2(a)参照) を標準としているが，建物の柱梁接合部に芯鉄骨を通さず，柱材にのみ芯鉄骨を挿入した場合の挙動を調べるために，図5.2(b) に示すように柱脚で芯鉄骨の定着を切った試験体を製作し，定着の有無が柱の挙動に及ぼす影響を調べた. 4)せん断補強筋比Pwが0.64%の試験体を標準としているが，せん断補強筋量の影響を調べるために，芯鉄骨合成柱材， RC柱材でそれぞれPw=0 .32 %の柱材1 体づつを製作している. 5)高軸力下における挙動を調べるため，断面圧縮耐力に対する作用軸力の比(軸力比n)として0.3 を選んだ. さらに高軸力となる， SRC規準5.5)に従う制限軸力((5.1)式)を実験変数に選んだ. SRC規準に従う制限軸力を載荷した試験体の軸力比n は鉄骨量により異なり， 0.33 から0.40 の値となっている. 芯鉄骨量が柱断面の1.5%の試験体S15-B6ではSRC規準の制限軸力が断面圧縮耐力の0.33倍であるため試験体S15-A6は軸力比nを0.3 とせず S15-B6との違いを大きくするため， 0.24とした. 芯鉄骨の圧縮耐力に対する作用軸力の比nsが柱の挙動に及ぼす影響が大きいと考えられるため，鉄骨比および軸力比を変化させることによりnsの値も変化させている. 500tonf Testing Machine Pin support 図5.3 加力装置表5.2に鋼材の機械的性質を示す. 表5.3 にコンクリートの調合を，表5.4に各試験体のシリンダーの圧縮強度ccrbを示す.

N，=l bD

₃

.

_{C V}

σ

L

+2A

₃_' _，

，

σ

₎

-

_' _(5.₁₎ 5.2.3 加力装置と測定方法加力装置は柱脚固定，柱頭ピン支持の境界条件となるようにした(図5.3参照). 試験体の柱脚部を支持ビームにPC鋼榛を用いて固定した. 載荷は500tonf万能試験機で柱頭に圧縮軸力を載荷し，一定に保持した状態で，水平力をオイルジャッキで部材角5/1000 rad. を単位とし各変位振幅で1回繰返す漸増変位振幅で、準静的に載荷した. 軸力は500tonf試験機の計測装置で，水平力はオイルジャッキ先端に取り付けたロードセルで測定した. 変位は柱頭水平変位と軸方向変形を測定した. ただし，軸方向変形は，載荷実験中，柱頭ピンの中心から試験体の固定端までの鉛直方向距離を測定した. ここで， _軸 _力限度制強る縮め圧定トに一積準積リ面規面ク断氾断ン材卸柱コ鋼 Nl 印 A AS σy 鋼材の降伏強度である. 9 5.3 実験結果および考察表5.2 鋼材の機械的性質 5.3.1 崩壊性状実験は水平耐力が無くなる時点あるいは軸力を保持できない時点で終了した. 図5.4に実験の結果得られた水平力Hと部材角Rの関係を示す. 実験結果を表5.4に示す. 全試験体とも柱脚から断面せい上がった範囲内でのコンクリートの圧壊，剥落が激しく，この範囲内で主筋の座屈が起こった. 目視により確認した主筋の座屈発生時期を図5.4中に示している. かぶりコンクリートの圧壊は全ての試験体で部材角Rが1/100 � _{1.5/100 rad. に生じ始め，最大耐力を発} 揮した前後でかぶりコンクリートの剥落がおこった. RC柱は3 体とも主筋の座屈発生後，軸力を保持できず崩壊した (写真5.1(b)). 柱脚で鉄骨の定着をした芯鉄骨合成柱および通常SRC柱は，コンクリートの圧壊および主筋の座規格種類降伏点引張強度降伏比伸ぴ備考 (MPa) (MPa) (%) SM490 6mm鋼板 392 539 0.73 25.7 S15試験体のフフンジとウエブ内蔵 SM490 9mm鋼板 421 557 0.76 22.9 S30試験体のフランジとウエブ鉄骨 SM490 16mm鋼板 359 527 0.68 21.5 S50試験体のフランジとウ工ブ S0295 041 366 554 0.66 16.5 830試験体の芯鉄骨主筋 S0295 _S0295 ₀₁₃016 330 ₃₄₃ 487 ₅₁₀ 0.68 _0.67 22.4 ₂₃_.₀ L30試験体以外_L30試験体帯筋 _S0295 ₀₆ ₄₀₈ ₅₃₈ _0.76 _22.9

(12)

三Eat晴天Y-P-第5章芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状

tt

_(kN)

80

I

_r

S

15・A6

_n=O.24 60 十 _ns=1.78 40 20 0 -20

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H (kN)

100 80 60 40 20 0 ・20 -40 -60 ・80 -1008 Pw=0.32%

830-A3

f

国

-100 ・8 ・6 ・4 ・2 0 ₂ (a) 815・A6

1H(kN)

;;r

B30・A6

60 40 20 0 -20 -40 -60 -80

・

100

・

8

・

6 1

66 (刷

8;rRC-A3

60 40 20 0 ・20 ・40 -60 ・80 n=O.3

ロ

4 6 ₈ R (%) -6 _{-4 -2 0 2} 4 6 ₈ R (%)

(i) 830・A3

(1

) 軸力比n=0.3の軸力載荷時(つづき) -100 ・8 -6 ・4 -2 0 ₂

。)

RC-A3

H (kN)

1

_��

_{r 850-A6}

'::�

r

n=O.30 60

1-

_r

ns=O.92 40

I

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・

8 ・

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60 40 20 0 ・20 ・40 -60 ・80

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100-₈

_・

_{6 -4 -2 0} ₂ 4

(k) 815・B6

日

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4 _{6 8} R {旬、1 -4 -2 0 2

(c)

B30-A6

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100 'r f

L30-A6

80

�

_n=O.30 60

1-

ns=1.36 40 20 0 -20 -40 ・60 ・80

・1

00_・8 _・6 _-4 ₆ ₈ R (%) H

(kN)

1 ��

r

RC-A6

�� r

n=O.30 40 O -20 -40

・1

00_{・ 8 ・6} _-4 6 ₈ R (%) M.しB

H (kN)

1 _��

r

830-86

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n=Ü.37 4Õ

�

ns=1.52 20 0 ・20 ド. -40 ・60 ・80 ・100

・

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4 ・

2

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(m)

B30-B6 6 8 R

(%)

国

口

日

4 6 8 R

(%)

-2 0 2

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1 5 (tN)

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ns=1.39 20 0

・

20 -40 ・60 -80 -100

8

4 -2 0 2

(e)

L30-A6

1H(tN)

_��r

830-A6N

二二I

_n=O_.₃₀

4Õ �

ns=1.36 20 0 ・20 -40 ・60 ・80

・1

00

・

8 ・

6 ・

4 ・

2 0 2

(g)

830-A6N

H (kN)

1 �g �

L30-B6

60 40 20 0 ・20 -40 -60 ・80

-

100 ・

8

-6 _{-4 -2} ₀ _{2 4}

(0)

L30・B6

鉄骨定着無し

-6 -4 -2 0 2 4 6

8 (h)

B30-A6N R

(%)

鉄骨定着無し

国

4 6 8 R

(%)

6 ₈ R

(%)

(1

) 軸力比n=0.3の軸力載荷時(つづく) 図5.4 水平力-部材角関係(つづく)

H (kN)

100 -r

.

830-86

80 卜 n=O.37 60 卜 ns=1.48 40 20

・

20 ・

40 ・

60

-80

・1

0₀ ・8 -6 -4 -2 0 2 (り830・B6

tt

_(kN)

;; [

S 50・86

r

_n=0.40 60 十 _ns₌1.24 40

・

20 ・40 ・60 -80 ・100 -8 ・6 -4 -2 0 2 (n) 850-B6

1 H(fN)

_目r

RC-B6

60

�

n=O.37 40 20 0 ・20 -40 -60 ・80 ・100

-

8 ・

6 ・

4 ・

2

0 2

(p)

RC-B6

国

4 6 8 R

(%)

回

4 6 8 R

(%)

ロ

4 6 8 R (%)

(11)

8RC規準制限軸力載荷時図5.4 水平力ー部材角関係(つづき)

(13)

第5章芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状軸縮み(mm) 5

�

815・A6 昨1.78 o

I

1 "

M.L.B -5 -10

日

- 8 ・6 ・4 ・2 0 2 4 6 8

(a)

815・A6 R (%) 軸縮み(mm) 10，..

I

830・A3 5 0 -5 ・10 ・15 ・20 -25 -8 軸縮み(mm) 軸縮み{mm) n=033 10 10 nSE2 4 4 5 S50A6 5

1

S15BB 0 0 5 -5 -10

国

-10

日

20 20 6 8 2 4 25 8 61 4 -2 0 2 4 _R(叫)

(k)

815・B6 軸縮み(mm) 軸縮み(mm) n=0.37 10 n=030 10 nS21 5 2 50 RC-A6 50 r

t

830-86 -5 -10

口

20

|

困

2 4 6 2 4 6 8 25 8 6 -4 -2 O _R(%) -25 8 -i 6 4 2 0 _R(叫) (りRC A6 (m)B3086 軸縮み(mm) 軸縮み(mm) nz037 8 10 B30A6N 1O ， ' _{ns=1 1} 5 5

1

L30B6

;t

==

I，t--' � 5 -5

国

-10

つ

国

6 8 6 8 2 4 _R(叫) 25 8 1 6 4 -2 0 2 4 R{唱}

(0)

L30・B6 軸縮み(mm) 10 _n₌₀_，₃₀ ns=1.22

�しB

830・A6 A『内ζ nu 門ζ バ崎 GU RU 5 0 5 0 5 0 5 ・ 1 1 2 2 ー -司- -』戸ーー .-:=ーーーーー←ー

日

6 8 R(%)

(b)

830・A6 軸縮み(mm) 10 n=0.27 5 830-A6 ns=1.23 。 -5 -10

国

』 -8 -6 -4 -2 _。 2 4 6 8

(c)

B30・A6 R(%) 軸縮み(mm) n=0，30 L30-A6 ns=1.36 。 -5 -10

一一斗\

国

-25 -8 -6 -4 -2 _。 2 4 6 8 .

(e)

L30・A6 R(%) 軸縮み(mm) 10 .. 5

L

S30・A6N O ー5 ・10 -15 -20 ー25 _l.:: n=0.30 ns=1 .27

日

鉄骨定着無し 6 8 R(%) 4 ・2 0 2 4

(g)

830-A6N (り軸力比n=0.3の軸力載荷時(つづく) 図5.5 柱の材軸方向縮みと柱部材角関係(つづく) n=O.30 ns=1.31 軸縮み(mm) 10，.. 5

L

RC-A3 0 ・5 -10 M.L.B n=0.30

日

-15 _・20

口

・25 -8 6 8 R(%) pw=O.32% pw=O.32% -6 -4 -2 0 2 4 6 8 R(%)

(i)

830-A3 (1)軸力比n=0.3の軸力載荷時(つづき) -6 -4 -2 0 2 4

u)

830・A3 軸縮み(mm) 10 n=O.37 ns=1.4 8 。 -5 -10 -15

国

-25 -8 -6 -4 -2 _。 ₂ 4 6 8 (り830・B6 R (%) 軸縮み(mm) RC-B6 n=0.37 。 M.L.B -5 ー10

口

-25 _』 -8 -6 -4 -2 _。 ₂ 4 6 8

(p)

RC-B6 R (%) (11) 8RC規準制限軸力載荷時図5.5 柱の材軸方向縮みと柱部材角関係(つづき)

(14)

第5章芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状屈が起こったが，鉄骨比が 1 .5%でSRC規準の制限軸力を載荷した試験体S15 -B6 を除いて実験終了まで軸力を保持でき，急激な耐力低下を伴う崩壊現象は見られなかった(写真5.1 (a)，(d)にS30-A6試験体の実験後の状態を示す).S15-B6は内蔵鉄骨の圧縮耐力に対する作用軸力の比nsが2.4であり，内蔵鉄骨の軸力に対する支持能力が少ないために，最終段階で軸力を保持できなかった. 柱脚で鉄骨の定着を切った芯鉄骨合成柱 2 体は，基礎梁が支圧破壊し，最終的に軸力の保持ができず，水平耐力が急激に低下し，実験を終了した (写真5.1 (c)，(e)にS30・A6N の実験後の状態を示す). 5.3.2荷重・変形関係 5.3.2.1 水平力・部材角関係図5.4中，実線は柱脚フェイス位置に塑性ヒンジが生じ塑性崩壊機構を形成すると仮定したときの水平耐力であり，転倒モーメントの影響を考慮、して，次式で算定した. ただし. 一般化累加強度は鋼材の実降伏応力度とコンクリートのシリンダ一強度を0 .85倍して計算している(表5.4中のMpc1). H = Mpc / L -N 8/ L ここで， Mpc . 一般化累加強度(kN cm )， L .材長( 80cm)， N 柱軸力， 8 水平力加力点の水平変位(cm). (5.2) 同図中，点線は(5.2)式のMpcに鋼材の実降伏応力度とコンクリートシリンダー強度で計算した一般化累加強度を用いたものである(表5.4中のMpc2). 鉄骨を定着した芯鉄骨合成柱およびSRC柱は最大耐力発揮以後，柱脚部から断面せい上がった範囲内でのかぶりコンクリートの圧壊および主筋の座屈により耐力が徐々に低下しているが，S 15-B6を除いて，大変形域まで軸力を保持できており，水平力が無くなるまで紡錘形の履歴挙動を示している. 試験体S15-B6 は部材角Rが 4.5/100 rad.時に軸力を保持できず崩壊した. 鉄骨の定着を切った芯鉄骨合成柱は最大耐力発揮後，かぶりコンクリートの圧壊および主筋の座屈が生じているが，最終的に基礎梁の支圧破壊により，軸力を保持できなくなり，最終段階で耐力が急激に低下した. RC柱は最大耐力発揮以降，かぶりコンクリートの圧壊により耐力が低下し，主筋の座屈の発生とともに軸力を保持できず崩壊し，急激に耐力が低下している. 通し番号 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 (a)芯鉄骨合成柱(S30・A6) (b) RCキ主( RC-A6) (c)芯鉄骨合成柱ー鉄骨定着無 (S30・A6N)

(d)芯鉄骨合成柱(S30-A6)の柱脚部拡大 (e) 鉄骨定着無試験体(S30-A6N)の

基礎梁の支圧破壊

写真5.1 実験後の試験体

表5.4 実験結果

試験体構造種 cσb N N 実験回げ耐力

一 Mmax (附m)

名月Ij (Mpa) Nu sNu

正側負側 815-A6 31.3 0.24 1.78 54.5 -59.2 830・A6 33.1 0.30 1.22 59.0 -61.4 B30・A6 32.4 0.27 1.23 51.1 -61.1 850-A6 32.4 0.30 0.92 58.3 ー67.2 ーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーーー ---咽.--- _ .-830・A6N 芯鉄骨 39.1 0.30 1.27 57.2 58.8 合成柱 3368..9 9 0.30 1.38 54.7 60.1 -A3 0.30 1.31 60.3 65.7 815・86 31.7 0.33 2.44 60.3 ー51.0 830・B6 31.9 0.37 1.48 61.2 -56.3 B30-B6 32.6 0.37 1.52 50.9 -60.2 850-B6 32.6 0.40 1.24 61.7 -60.0 RC-A6 32.4 0.30 51.2 ー53.8 RC-A3 RC柱 36.9 0.30 . 56.2 55.3 RC-B6 38.1 0.37 . 55.3 ー59.2 L30-A6 _8RC柱 38.3 0.30 1.36 70.1 -78.6 L30・B6 38.1 0.38 1.71 66.1 -78.1 1) cσb:コンクリートのシリンダー強度. 計事回げ耐力 Mpc1 Mpc2 (kN m) (kN m) 49.0 53.0 57.9 61.6 50.5 55.5 59.8 64.6 ーーーーーー・・ーーーー・ーーー 54.3 57.8 524 566..7 4 61.0 6 51.3 55.2 54.9 61.1 51.0 55.2 57.9 62.9 45.2 48.1 48.8 52.1 50.8 55.9 65.1 70.2 63.8 70.6 Mmax Mmax Mpc1 Mpc2 1.16 1.07 1.03 0.98 1.11 1.01 1.05 0.97 -・・・・・・・・・・司・._---_.・・・・・・・・ 1.07 1.00 1.10 1.01 1.03 0.95 1.08 1.01 1.07 0.96 1.10 1.01 1.05 0.97 1.16 1.10 1.14 1.07 1.13 1.02 1.14 1.06 1.13 1.03 実験最終状態水平力O 水平力0 水平力0 水平力0 基礎支圧破壊基礎支圧破壊水平力0 軸力保持不能水平力0 水平力0 水平力0 軸力保持不能軸力保持不能軸力保持不能水平力0 水平力0 2)計算曲げ耐力: Mpcl:鋼材の降伏応力度と0.85 cσbを用いて計算した一般化累加強度， Mpc2: 鋼材の降伏応力度とcσbを用いて計算した一般化累加強度.

(15)

第5章芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状 5.3.2.2 _{軸方向変形性状} 図5.5 に材軸方向の縮みと柱部材角の関係を示す(S50-B6試験体の実験データはとれなかった). RC柱は軸縮みが5mm程度では軸力を支えているが，それ以上の変形では，ひずみが急激に発散し，柱材長の1/100の8mm縮んだ段階で軸力を保持できず崩壊している. 一方，芯鉄骨合成柱およびSRC 柱は軸縮みが10mm以上となっても，内蔵鉄骨が作用軸力に対して， 5.3.3.2項で述べる適切な量が挿入されていれば軸力を保持できている(同図(a)，(b)，( d )，( e )，(i)，( 0)) . さらに，芯鉄骨としてコンパクトな断面である異形鉄筋を用いたB30-A6，B30-B6は部材角が5/ 100rad.程度の大変形に至っても軸縮みの発散は抑制されており， 10mmまで縮んでいない(同図(c)， (i)).軸力に対して内蔵鉄骨が少ないS15・ B6試験体は部材角Rが5.5/100 rad. で軸縮みが発散し，軸力の保持が不能となっている (同図(k)). 5.3.3 _{弾塑性挙動} 図5.6に各除荷点における柱脚フェイス位置での抵抗モーメントとサイクル数を示す. 縦軸は柱脚での抵抗モーメントを各試験体の最大抵抗モーメントで除し無次元化している.横軸は載荷サイクルを示しており，各変位振幅における除荷点に対応させたものである. 図5.7は軸縮みとサイクル数を示している. 5.3.3.1 _{内蔵鉄骨の有無が柱の挙動に友ぼす影響} 図5.6(a)， (b)にRC柱と芯鉄骨合成柱の曲げモーメントの挙動を示す. RC柱は，主筋が座屈することにより，軸力を保持できず不安定となり，急激な抵抗力の低下が見られる. 一方， S 15・B6を除く芯鉄骨合成柱および通常SRC柱は大変形域で主筋が座屈しても軸力を保持できており，急激な抵抗モーメントの低下にはつながらなかった.これは，コンクリートの圧壊および主筋の座屈時の柱部材角がRC柱に比べ大きな変形域で起こっていること，さらに図5.7(a)， (b)に示すように芯鉄骨が軸方向力に効いているため，軸縮みに対する剛性および変形能力がRC柱に比べ大きいことによる. 芯鉄骨合成柱は軸力に対し適切な量が挿入されていれば，軸方向力を最終段階まで支持できたことより，RC 柱の軸力保持不能となる崩壊を防ぐ補強法のーっとして有効であると考えられる. 5.3.3.2 _{内蔵鉄骨量の違いが柱の挙動に及ぼす影響} S15・B6試験体はSRC規準の制限軸力を受けているがその軸力が断面圧縮耐力の0.33 であるため，軸力比0.3の他の試験体とも比較できる.この試験体は鉄骨の圧縮耐力に対する作用軸力の比nsが2. 4 程度であり，最終段階で軸力を保持できず，軸力比 0.3 のRC柱と同様な挙動を示す結果となっている(図5.6(a)). さらに軸縮み性状もRC-A6よりも剛性が小さいことおよび崩壊時の縮み量もRC柱に対しあまり改善されていない(図5.7(a))ことから， nsがこの程度であると芯鉄骨の効果はあまりないものと考えられる. nsが1.5程度であれば大変形域においても軸力保持不能となる崩壊とはならない (図5.6(a)のS 15--_ � A6， S30-A6および図5.6(b)のS30・B6)ため，この程度の芯鉄骨量を挿入すれば効果があらわれるものと考えられる. 芯鉄骨量を増やしnsの値を1.5以下となるようにしても，最大耐力発揮以降の耐力の低下率及び部材角 4/l00rad.までの軸縮み量に関してその効果はあまり上がらない(図5.6(a)および図5.7(a)のS30・ A6とS50-A6および図5 (b)のS30-B6とS50-B6の比較). 以上のことから芯鉄骨として有効に働く適切な量が存在すると考えられ，コンクリート強度，芯鉄骨の降伏応力度および芯鉄骨の圧縮耐力に対する作用軸力が因子であると推測される.本実験の条件下では，芯鉄骨の圧縮耐力に対する作用軸力の比nsが1.5程度となるように挿入すれば芯鉄骨は有効に働くものと考えられる. なお，この適切な量については第6章で検討する. 5.3.3.3 _{内蔵鉄骨の形状の違いが柱の挙動に及ぼす影響} H形鋼を挿入した場合とコンパクトな断面である異形鉄筋を用いた場合で比較すると，曲げ性状は両者殆ど変わらないが(図5.6(c)のS30・A6と B30・A6および同図(d)のS30・B6と B30・B6の比較)，コンパクトな断面を用いた方が大変形域において軸縮み量が抑制されている(図5.7(c)のS30・A6とB30・ A6および同図(d)のS30-B6とB30・A6の比較).芯鉄骨を挿入する意義を軸縮みを抑制させコンクリートの応力およびひずみの発散を低減し，軸力保持不能となる崩壊形を防ぐことにあると考えると，曲げに殆ど寄与せず圧縮材として抵抗できる，コンパクトな断面を用いた方が芯鉄骨の効果としては大きいものと考えられる. 本実験のような小さなせいのH形鋼を挿入しても，曲げに抵抗している(固定端からコンクリート断面せいの1/4上がったところで芯鉄骨フランジ表面に貼付した歪ゲージで引張り側フランジの降伏を確認)ため，異形鉄筋に比べ圧縮軸力の負担が少なくなることがその理由である. なお， H形鋼フランジに挟まれたコンクリートはわずかな量であり， H形鋼を挿入した場合と異形鉄筋を用いた場合で芯鉄骨近傍のコンクリートの拘束効果は殆ど同程度であると考えられる. SRC柱と芯鉄骨合成柱を比較すると，軸力比が0.3程度であれば，両者の曲げ性状，軸縮み性状は殆ど変わらないが(図5.6(c)および図5.7(c)のS30-A6とL30・A6の比較)， SRC規準に定める制限軸力のもとでは芯鉄骨合成柱の方がSRC柱に比べ，曲げ抵抗力の低下率および軸縮み性状とも優れている (図5.6(d)および図5.7(d)のS30・B6とL30・B6の比較). 芯鉄骨合成柱が有利になる理由としては，せいの小さな芯鉄骨よりも，引張り側フランジが断面中心より離れたSRC断面の方が内蔵鉄骨の負担する引張り力が大きくなるため，コンクリートに作用する圧縮力が大きくなることによるものと考えられる. 5.3.3.4 _{せん断補強筋量の遣いが柱の挙動に及ぼす影響}

図5.6(e)にせん断補強筋比Pwを 0.3 2%とした，芯鉄骨合成柱S30・A3 とRC柱RC-A3 の荷重変形関係の包絡線を示す. この図より，せん断補強筋比pw=0.32%のRC柱のせん断補強筋比を 0.64%に増加させる補強方法と，芯鉄骨を挿入する補強方法では，耐力およびエネルギー吸収量において，後者

(16)

第5章芯鉄骨合成柱材の終局曲げ耐力と弾塑性変形性状

M/Mmax

恩固

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M/Mmax

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:主筋の座屈発生

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(R=2%) (R=4%) (R=6%) (a)軸力比0.3 (り芯鉄骨量の遣いによる影響 (R=2%) (R=4%) (b) SRC規準制限軸力

M/Mmax

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(R�2%) - (R:4%) (Á:6%) (R=2%) (R=4%) (c)軸力比0.3 (d) SRC規準制限軸力 ( 11)芯鉄骨の断面形状の遣いによる影響

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_(R=2%) (R=4%) (R=6%) (e)せん断補強筋量の影響。o

2

4

6 8 10 12 14

(R=2%) (R=4%) (R=6%) (f)芯鉄骨の定着の有無の遣いによる影響図5.6 除荷点における柱脚抵抗モーメントの挙動

jj縮み仰mu--

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軸縮み(mm)

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_(R=2%) (R=4%) (円=6%) (a)軸力比0.3

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8RC規準

制限軸力

サイクル数

2 3 4 5 6 7 8

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(R=2%) (R=4%) (b) SRC規準制限軸力 ( 1)芯鉄骨量の遣いによる影響

軸縮み阿

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(R=2%) - (R-=4%) . - (Á:6%)" (R=2%) (R=4%) (c)軸力比0.3 (d) SRC規準制限軸力 ( 11)芯鉄骨の断面形状の違いによる影響

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(R=2%) (R=4%) (R=6%) _(R=2%) _(R=4%) _(R=6%) (e) せん断補強筋量の遣いによる影響 (f)芯鉄骨の定着の有無による影響図5.7 除荷点における柱軸縮み

九州大学学術情報リポジトリ Kyushu University Institutional Repository 鋼 コンクリート合成構造柱材の弾塑性挙動および構造性能評価法に関する研究 堺, 純一 出版情報 : 九州大学, 2000