繰返しせん断力を受けるコンクリート充填円形鋼管短柱の弾塑性性状に関する実験的研究 [ PDF
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(2) 表2 充填コンクリートの調合 基準強度 （MPa） 52. スランプフロー （cm） 50. セメント 424. 水 170. 空気量 （%） 1.65. 単位量 （kg/m3） 細骨材 876. 揮点を示す．以下に各試験体の破壊状況等を述べ. 水セメント比 （%） 40.1. 粗骨材 875. る． CC05-0 は，R=+0.02rad で正側最大耐力に，R=-0.03rad で負側最大耐力に達した後もその耐力をほぼ維持し. 混和剤 4.87. て最大変形 R=0.04rad に至った．履歴形状はやや逆 S 字型のループを示した．実験後に充填コンクリー. 表3 コンクリートの材料特性 呼び強度 （MPa） 52. 材齢 （日） 28 36 43 49. 圧縮強度 （MPa） 64.4 65.8 65.1 65.4. ヤング係数 （GPa） 36.8 42.9 39.9 41.4. トを観察したところ，斜め方向にひび割れが生じて. 最大圧縮ひずみ （%） 0.28 0.25 0.26 0.26. いたため，本試験体はせん断破壊を起こしたものと 考えられる． CC05-3 は，R=0.02rad で最大耐力に達したのち，変. 表4 鋼管の力学的性質 降伏強度 (MPa) 534. 引張強度 (MPa) 578. ヤング係数 (GPa) 209. 降伏比 0.92. 形角の増大につれて耐力は微減し最大変形 伸び (%) 25.7. R=0.04rad に至った．履歴形状は紡錘形であった．実 験後，柱の中央部が膨らんだ状態となっており，充. 出した試験片の引張試験から求めたものである．鋼. 填コンクリートには斜め方向のひび割れが生じてい. 管は残留応力を除去するための熱処理は行っていな. た．. い．. C C 0 5 - 5 は，R = 0 . 0 2 r a d の第 1 サイクルにおいて. 2 . 4 実験方法. R=+0.016rad 時点で耐力が急激に減少したため，この. 図 4 に示す加力装置を用いて，図 1 に示すような. 時点で実験を終了した．実験後，柱下端の片側フラ. 逆対称変形を柱に与えた．加力装置の加力ビーム部. ンジ面において局部座屈を確認し，その部分には圧. 分は残 材を 用いて 設計製作 した．. 壊した微細なコンクリート片が詰まっていた．これ. 軸力は 5 M N 油圧試験機により , 水平力は 1 M N の. は，平行保持装置が機能しなくなり，反曲点位置が. 串形油圧ジャッキにより加えた．水平力の載荷プロ. 変化したため柱が曲 げ破壊したものと考 えられる．. グラムを図 5 に示す．縦軸 R は柱の水平方向変位を. CC05-1（平行保持装置なし）は，R=0.02rad の第 1. 柱の内法高さで除した部材角である．軸力を設定値. サイクルにおいて加力ビームの傾きを視認し，耐力. まで載加し，一定に保った状態で水平力を載加し. が大きく低下しつつ変形が進んだ．その後は，. た．水平力は変位制御で，変位振幅を部材角で±. R=0.02rad の第 2 サイクルを通常通り実施し，第 3 サ. 0.01rad ずつ± 0.04rad まで増加させ，同一振幅で 3 サ. イクルにおいて R = + 0 . 0 2 r a d まで載荷した後，R = -. イクルずつ，計 1 2 サイクルの繰返し載加を行った．. 0 . 0 6 r a d まで載荷して実験を終了した．充填コンク リートには負側載荷時のものと思われるせん断ひび. 3 . 実験結果. 割れが生じていた．. 実験は CC05-0，CC05-3，CC05-5，CC05-1 の順に行っ. なお，いずれの試験体においても短柱部分の鋼管. た．C C 0 5 - 5 の実験中に平行保持装置に不具合が生. の亀裂や加力スタブ部分の溶接破断等は観測されな. じ，実験を中断した．CC05-1 は，平行保持装置を取. かった．. 付けずに実験を行った．実験より得られたせん断力. 実験より得られた最大せん断力 Q m a x をせん断力 Q. Q −部材角 R 関係を図 6(a)-(d)に示す．同図において，. −軸力 N の相関曲線上にプロットしたものを図 7 に. ▼点は正側，▲点は負側載荷時における最大耐力発. 示す．最大せん断力 Q max は，CC05-0，CC05-3 は正側. ① 試験体 N. ② 油圧ジャッキ. ④ ローラー ⑤ 平行保持装置. ⑥. ③ ロードセル ⑥ 油圧試験機. R（×10 -2rad） 4 3 2 1 0. ⑤. ③. ①. -1. ②. -2 -3 -4. ④. 図4 加力装置. 0. 3. 6. 9 12 サイクル数. 図5 載荷プログラム 46-2.
(3) 1000. 1000. 1000. 750. 750. CC05-0. 1000. 750. CC05-3. 750. CC05-5. 250. 250. 250. 250. 0. 0. Q (kN). 500. Q (kN). 500. Q (kN). 500. Q (kN). 500. 0. 0. -250. -250. -250. -250. -500. -500. -500. -500. -750. -750. -750. -1000. -1000. -1000. -6. -4. -2. 0. 2. 4. 6. -6. -4. R (×10-2rad). -2. 0. 2. 4. 6. -750 -6. -4. -2. 0. 2. 4. 6. R (×10 -2rad). R (×10 -2rad). (a). CC05-1. (b). (c). -1000. -6. -4. -2. 0. 2. 4. 6. R (×10-2rad). (d). 図 6 せん断力 Q −部材角 R 関係 軸力N (kN) 3000. 載荷時と負側載荷時の最. ここで，A i ，y i はファイバーモデルの i 層のそれぞ. 大値を平均した値（図中. れ断面積と図心からの距離，ε g は図心のひずみであ. ●点） ，CC05-5，CC05-1 は. る．記号 σ( ε ) は，応力とひずみの関係を表し，コン. 正側載荷時の最大値（図. クリートにおいては図 8（a） ，鋼管においては図 8（b）. 中△点）である．図 7 の. を採用した．これは，文献 3 ）を参照している．こ. 実線および点線は，C F T. のコンクリートおよび鋼管の応力−ひずみ関係つい. 指針の耐力式 より計算. て詳しくは，文献 4 ）を参照されたい．なお，繰返. したせん断耐力および曲. し則についても文献 3 ）と同じく，図 9 を採用して. げ耐力時のせん断力であ. いる．. せん断耐力 2500. 曲げ耐力. 2000 1500 1000 500 0 -500 -1000 -1500. 0. 200. 400. 600. 800. 1000. 1200. せん断力Q (kN). 図 7 せん断力 Q −軸力 N の相関曲線. 2). る．図中の●点は，計算した曲げ耐力を下回ってお. 本解析で得られる荷重−変形関係は，一定軸力下. り，CC05-0，CC05-3 の最大耐力は，せん断破壊によ. での曲げモーメント M −曲率 φ 関係である．これを，. り決定されたものと考えられる．これは実験後の観. せん断力 Q −部材角 R 関係に変換する．図 1 のよう. 察結果と一致している．図中の△点で示される. な応力状態にあるとき，h = D とおくと，Q と M の関. CC05-5，CC05-1 は，図のせん断耐力式との対応は良. 係を 以下 のようにあらわすことができる．. いが，これらの最大耐力はせん断破壊により決定さ. Q=. れたものとは考えられず，せん断耐力式の精度を評. 2M D. （2）. また，R と φ の関係を次のように仮定した．. 価するのに 適切 な実験資料であるとはいえない． せん断破壊したと考えられる CC05-0，CC05-3 の最. R = Rs + Rb = 9 Rb + Rb. （3）. φ⋅D = 10 ⋅ 6. 大せん断力 Q max と CFT 指針のせん断耐力式との誤差 を計算すると，最大せん断力 Q m a x は，せん断耐力計 算値の 1 . 1 倍程度であった．C F T 指針のせん断耐力. R b と R s を，曲げおよびせん断変形による部材角と. 式によって , せん断破壊する円形 C F T 短柱の耐力を. する．0.01rad での実験におけるこれらの変形の割合. 安全側に 評価出来 ることが示 された．. をゲージデータから大まかに判定すると，R s は R b の およそ 9 倍であった．そこで，材が弾性の場合の R. 4 . 荷重−変形関係解析. と φ の関係を用いて式（3）のような関係を仮定した．. 本節では，せん断破壊により耐力が決定されたと. なお，この解析に使用した鋼材の降伏耐力は，せ. 考えられる CC05-0，CC05-3 の実験より得られた荷重. ん断の影響により，一軸降伏強度から 3 割減とする. −変形関係を解析的に模擬する．CC05-5，CC05-1 は，. 仮定を用いた．また，図 9（b）における変数 ψ の値. 予定した載荷プログラムの途中で実験を終了したこ. は 0.6 としている．. とと破壊形式が特定できなかったことから解析は. 図 1 0 に，解析より得られたせん断力 Q −部材角. 行っていない．. R 関係を示す．図 6 と比較すると，実験に比して最. 解析は，式（1 ）の平面保持仮定に基づく断面の. 大耐力が大きくなっているが，実験で得られた繰返. 曲げモーメント M と曲率 φ の関係によるものとす. し挙動をある程度の精度で模擬できていることがわ. る．. かる．. n. n. i =1. i =1. N = ∑ Aiσ ( ε i ) , M = ∑ Ai yiσ ( ε i ) ε i = ε g + φ yi. 実験と解析の履歴ループ の面積（エネルギー吸収 （1）. 能力）を示す無次元量として，各変位振幅第 2 サイ 46-3.
(4) 5. Axial strain (%) -4. -3 D/t = 60 σ =300 (MPa). -2. -1. 0. -10. プレインコンクリート. -15 充填コンクリート. (ε , σ) c o. -20. c p. -25. 圧縮. CC05-0 CC05-0. Stress of concrete (MPa). σ =20 (MPa). c p. 0.5. s y. σ. s y. -5. s y. 引張. 1.08 σ. 引張. 0. 0.4 -0.89 sεy. (解析). CC05-3 CC05-3 (解析). 1.08 ε. s y. 0.3 heq. -0.89 σ. s y. (ε , σ ) c co. -σ. -30. c cB. 0.2. s y. 圧縮. （a）コンクリート. （b）鋼管 0.1. 図8 応力−ひずみ関係 引張. 引張. c pl. (ε , σ ) c ro. c ro. s p. (ε , σ ). 0. c ne. 1. 2. 3. 4. R (×10-2rad). Ψε. 0. c un. 0 00. stress. (ε ,0). strain. 図11 各変位振幅における等価減衰定数. strain. ε. s p. (ε , σ ) c un. c un. 圧縮. (cεco , cσcB ). 圧縮. 5 . まとめ. stress. （a）コンクリート. 本研究では，繰返しせん断力を受ける円形 CFT 短. （b）鋼管. 図9 履歴モデル. 柱の実験を行い，最大耐力と弾塑性性状について考. クルの履歴ループで求めた等価減衰定数 h e q を図 1 1 に示す．図の実線は 実験値，点線は解析値である ．. 察し た．得られた 結 果を 以 下に 列 挙す る ． 1）本実験において，CC05-0，CC05-3 はせん断破壊し，. 実験と解析で共通して言えることは，部材角が大き. CC05-5 は曲げ破壊したものと考えられる．CC05-1. くなるほど h e q も大きくなる傾向が見られる．また，. は破壊形式 を特定 できなかった．. R=0.02rad の時点においては，h eq は大方 0.2 を超えて. 2）せん断破壊した試験体の最大耐力は，CFT 指針の. おり，大きなエネルギー吸収性能を有している事が. せん断耐力式で安全側に評価できることが示さ. 分かる．実験と解析を比較すると CC05-0 は精度よく. れた．. 解析で評価出来ているが，CC05-3 は R=0.03rad 以降. 3）せ ん 断 破 壊 し た 試 験 体 の 荷 重 − 変 形 関 係 は ， 通. は実 験 と の差 異 が 見ら れ る ．. 常のプロポーションの円形 C F T 柱のそれと比較. 解析によるせん断力 Q −部材角 R 関係は，実験で. して，同様の変形性能とエネルギー吸収性能を. 観測されたせん断破壊性状とは異なる破壊状況を模. 有する弾塑性性状を示した．すなわち，円形 CFT. 擬したものであるが，次の 2 点の理由から，本解析. 短柱をエネルギー吸収デバイスとして利用する. 法を採用した．. ことが可 能であることが 示唆 された．. 1）本実験の円形 C F T 短柱の繰り返しせん断性状は，. 4）本研究で示した CC05-0 と CC05-3 の荷重−変形関. 顕著な耐力低下は見られず，文献 3 ）の円形 C F T. 係解析は，実験の最大耐力を過大評価するもの. 短柱の等曲げ性状と比して同様の荷重−変形関. の実験挙動をある程度の精度で模擬することが. 係が得られている．なお，これは，文献 1 ）の角. できた．. 形 C F T 短柱のせん断性状より得られた知見と対. 5 ) 解析と実験のエネルギー吸収性能を等価減衰定数 h eq を用いて比較したところ，CC05-0 の場合，非常. 応している．. に良い対応を示した．一方，CC05-3 の場合，解析. 2）本研究で対象としている円形 CFT 短柱は，エネル. はやや安全側の 評価 となることが示さ れ た．. ギー吸収デバイスとして採用する予定であり， 本解析法で，そのエネルギー吸収性能をある程 度の 精度 で評 価 できる． 1000. 1000 750. CC05-0. 500. 500. 250. 250. Qcal (kN). Qcal (kN). 750. 0 -250 -500. CC05-3. 0 -250 -500. -750. -750. -1000. -1000. -6. -4. -2. 0. 2. R (×10-2rad). (a). 4. 6. -6. -4. -2. 0. 2. R (×10 -2rad). (b). 図 10 せん断力 Q −部材角 R 関係（解析）. 4. 6. ＜参考文献＞ 1） 崎野健治，石橋久義：Experimental Studies on Concrete Filled Square Steel Tubular Short Columns Subjected to Cyclic Shearing Force and Constant Axial Force, 日本建築学会構造 系論文報告集 , 第 353 号 , pp.81-91, 1985.7. 2） 日本建築学会：コンクリート充填鋼管構造設計施工指 針 , 2008. 3） 中原浩之，蜷川利彦，崎野健治：コンクリート充填鋼 管柱の一定軸力下における繰り返し曲げ性状，日本建 築学会構造系論文集， 第 568 号， pp.139-146, 2003.6. 4） 崎野健治，中原浩之，森野捷輔，西山功：Behavior of Centrally-Loaded Concrete-Filled Steel Tube Short Columns, Journal of Structural Engineering, ASCE, Volume 130, Number 2, pp.180-188, 2004.2.. 46-4.
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