【論 文
1
UDC ：624．
016．
7 ：624．
04 日本 建築 学 会 構 造系 論 文 報告 集 第 382 号・
昭 和 6Z 年IZ月軸
力 を
う け
る
鉄 骨 鉄 筋
コン
ク
リ
ー
ト
部
材
の
弾
塑
性 曲
げ
変形
な ら
び
に
崩壊性状
に
関
す る
研
究
1
．
充
腹 十
字
型断面
部材
，定
変位
振
幅交
番繰
り返
し曲 げ実験
正 会 員 正 会 員 正 会 員 正 会 員山
河谷
枝
田
村
常
明稔
＊廣
林勲
＊ ＊ ＊茂
＊ ＊ ＊＊1．
序 鉄骨鉄 筋 コ ン ク リー
ト （SRC
）構 造は， 現 在， 我 国 の中 高 層 建 築 物の主 要 架 構 形 式の一
つ とし て広く用い ら れ て いる。
軸 力と曲 げ を受ける充 腹 型SRC
部 材につ い て は， その弾塑 性 域に おける変 形 挙 動 を 解 明する た め の 研究が，
鉄骨がH
形断 面の場合につ いて行わ れ1｝’
8｝，
主 と して，
靱 性や履歴特 性の解 明 が行わ れ てい る。
さ らに， 靱性 改善を目的と し たフー
プ筋の効果につ い て も， 実験 的 研 究9〕・
1°）が行わ れて いる 。 しか し，
これ ら の研究で は，
弾 塑 性 域にお け る部 材の履歴特性や変形 能力 が対 象と さ れて お り，
その崩 壊に至 るプロセ ス， 終 局的な変形・
崩 壊性 状等につ いて は未 だ不 明な点が多く残され て い る。
SRC
構 造 物の地震時 挙 動を考え る上で，
こ れ らの点 を 明らか にする ことは重要な問 題で ある。
構 造 物の崩 壊 性 状の考え方と して は，
エ ネルギー
入 力 に よる もの 10，
11），
累 積 損傷に よる もの ls｝，
共 振 疲労 法11）・
15｝および断 面 要 素の 変 形 限 界に よ る方 法le〕等が あ る。
筆者 らは， 従 来 より各 種 構 造 部 材の崩 壊 性 状 を，
こ れ らの諸 説の基 礎 的 資 料 を与え る低 サ イク ル疲 労の観点 か ら17｝冒
21）検 討．
を行 っ ている。
本報は，
軸 力と曲げ を受け る充 腹 型SRC
部 材の崩 壊 性 状 を， こ の低 サ イクル疲 労の観点か ら考察し よ う と す るもの で，
こ こでは，
その 基 礎と な る変 位 振 幅と崩 壊サ イクル数の関係を実験的に検討す る。
部 材断 面と し て は，
現 在よ く用い ら れて い る充腹 十字型の鉄骨断 面を設 定 し，
こ こで は，一
定軸 力の も とで定 変位振 幅交番繰り返 し曲 げ実 験 を 行う2e〕’
Z7］。
また， 実 験 方 法は単純ば り形 式 とする。
崩 壊は，
部 材が設 定し た一
定 軸 力を保 持で き な 本 論は，
文 献22）−
27）で発 表した内 容を骨 子と し てまと め たもの であ る。
t 神 戸大学 教 授・
工 博 ＃ 神 戸 大 学 助教授・
工博 ilt 神戸大学 助手・
工 修 “ ＃ 神 戸大 学 大学 院生 観 大 林 組 〉・
工修 ｛昭和62年5月 ll 日原 稿 受 理｝ く なり，
実験条件を満足で き な くなる時 点 と し，
こ の時 点に至 る まで実 験 を 行 う もの とする。
2．
実 験 2．
1 供 試 体 供試体寸法，
配筋図， お よ び鉄 骨の溶 接 詳 細をFig．
1 R劃
20貍
劉
｛ttl’供試体 Fig
．
1
（11卜鉄骨 溶接 詳 細図 供試体 N Table 1 断 面の鋼 材 諸 量 朝 鉄 骨 4一
巴．
50x6 軸鉄 骨比 4．
69％ 主 筋 4−
DIO 鉄 筋 比 Lu ％ ウ ヱ ブ 2一
に．
98瑚，
5 バンド プレー
ト 田，
32x4．
5創60 フー
プ 6（D6）一
囗・
邑50 フー
プ 筋 比 0．
71％麟
Pin Oil Jack
O ヨ O曽 30
lN
（a 冫 実 願 方 法 ｛b， 加 力 治 見 Fig2 実 験 方 法一
30
一
NII-Electronic Library Service に示す。 供試体は， 充腹 十字型の鉄 骨 断 面を有し
，
断 面 寸 法は16cm
×16cm ，
鉄 骨せ い 11cm × 11 cm，
全 長 160cm，
供試 ス パ ン は 140 cm とし た。
Table
lに 断 面 の鋼 材 量 を示す。 鉄 骨は，
各 板 材 を 溶 接にょっ てbuild−
−
up し た。
Table
2
に素 材の力 学 的 性 質を示 す。
2．
2 実 験方 法 実 験は，
Fig．
2（a）に示す ように単 純ば り形 式で行っ た。 加力治具の詳細につ い て もFig．
2
（b
）に示 す。 実験 方 法 は，
まず，
供試体に一
定 軸 力N を加えた上で，
こ の軸 力を一
定に保ち な が ら供 試ス パ ン中 央に水 平 荷 重P
を加え，
この点に お け る水平 変 位 δ，
お よ び供試ス パ ン全 長に対す る軸 方 向 変 位aX δ を ダイ ヤル ゲー
ジ （1
／100mm
精 度 ） を用い て測 定 した。 こ こ で， 崩 壊は，
部 材が所 定の一
定 軸 力 を保 持できな く な り， 実 験 条 件 を 満 足で き な く な る時 点と し， こ の時 点に至る まで実 験を 行っ た蜘。
2．
3 実 験 系 列 こ こ で は， 疲労崩 壊性状およ び変位振幅と崩壊サイク ル数の関 係 を 明らか にする為に， 定 変 位 振 幅 交 番 繰り返 し曲 げ実 験 を所 定 軸 力，
定 変 位 振 幅 をパ ラメー
タと して 行い， 軸 力につ い て は， 中 心 軸 圧縮終局 耐 力N。に対し て 0，
1／6， 1〆3，
2／3の軸 力 比 を とり，
変 位 振 幅につ い て は，
各 軸 力 比に対してそ れ ぞ れ 3種 類 設 定し た。
な お，
鉄 骨の み で負 担する ことの で き る軸 力は，
ほ ぼ N＝
1／3N
。の 場 合に相 当 する。 Table 2中に実 験 系 列 を示 す。 変 位 振 幅の設 定につ い て は，
一
方 向実 験 結 果鋤 29，を参 照し，
一
方 向実 験 結 果にお ける最 大 耐 力 時の変 形 と 崩 壊 時の変 形の間で， 崩 壊 サ イク ル数 が数 サ イクルか ら数 十 サ イク ル の間で終 了する よ うに設 定し た。
ま た，
軸 力比が0
の もの につ い て は， 変位 振幅はN
＝1
／6N 。の もの と同じ と し た。
註 1）な お，
実験中に載荷点の コ ンク リー
トが崩落し た場 合 が あっ た （1V＝
0，
1／6，
1／3 N。）。
こ の よ う な場 合には，
ま ずセ メ ン トペー
ス トを用い て載 荷 点を補 修し て実 験を 継 続 し，
さ らに崩 落 が 進 行し た場 合に は，
直 接 プレー
ト を介して鉄骨フランジ に加 力す ることで実 験を継 続し た。
2．
4 実験経過Table
3
に，
実 験中に発 生 し た主な現 象 を 表 す 記 号の 意 味 を，Table
4に各現象が発 生し た サ イクル数を供 試 体ご と に示す。
た だ し， 各現 象の発生 時 点は， 目視によ り確 認し た時 点 を示し てい る。 ま た， 解 析につ いては今 後 検 討を行う予定である が，
こ こ で は参 考と し て，
解 析 値 1と し て， 当 研 究 室よ り既に報 告して い る本 実 験 結 果 に対 する解 析 結 果に よ る最 大 値Z5，・
26〕 を，学 会 規 準 として， 改 訂さ れ た鉄 骨 鉄 筋コ ン ク リー
ト構 造 計 算 規 準に よる終 局モー
メ ン ト算 定 式s°） よ り得られた耐 力を Table 4中に 示 す。 なお，
素 材の力 学 的 性 質はTable
2の値 を用い た。 2．
5 実 験 結 果 Figs．
3〜
6に水 平 荷 重 （P ）一
水平変 位 （δ〉関 係を （図 中，一
点 鎖 線は軸 力による附 加 曲 げの効 果 ［N
δ効 果 ］ の こ う 配），Fig，
7
に各軸 力 比ごとの代 表 的な 最終 状況 の亀裂図を示す。Fig．8
に所 定変 位 時水 平荷重 （Pa
）一
サ イ ク ル数 （Nc
）関 係を軸 力 比ご と に，
Fig．
9
に水 平 変位 零 時 軸 方向 変位 （axfi
。
）− Nc
関 係，
Fig．
10に一
サ イクル 間の履 歴 吸収エ ネルギー
（A
）−
Nc関 係，Fig．
11 に累 積 履歴吸収エ ネルギー
（ΣA
）− 1Vc
関 係 を 示 す。
Fig．
12に実 験中に生じ た鋼 材の破断 現象につ い て，
所 定 変位 振 幅 （δα）一
鋼材破 断サ イク ル数 （N！）関 係 を，Fig．13
に δa一
崩 壊サイクル数 （IV
θ） 関 係 を示す。
こ こ で，P 。
は正 載 荷 時・
負 載 荷 時の所 定 変 形 時の値の絶対
値の平均 を， axO。は正 載 荷 時・
負 載 荷 時の水 平 変 位が 0 の時の値の平均 値 を とっ た。
3．
考 察 3．
1 実験経過 （cf．
Table
4 ） 実験経過 を見る と，
すべての供試体で， コ ンク リー
ト の引 張亀裂 （ZR ），
圧縮亀裂 （DR ）は1サ イ クル 目で 発 生して いる。 最 大 耐 力につ い てもN ＝
2／3N
。，
δ。±
±21mm
正載 荷 時を除いて すべ て1
サイクル 目で記録さ れ， ま た，
正載荷 時 と 負載 荷 時を比較 する と， N ・＝2／3．
N
。で差が見られ るが， ほ か の軸 力 比で は大き な差は み ら れ ない。
崩 壊に至る迄に発 生する物 理 的 現 象の順 序につ い て見 Table 2 素材の力 学 的性 質 コン ク リー
ト 主 筋 フ ラ ン ジ ウ ヱ ブ バン ドブ レー
ト フー
プ 軸 力 中心軸 圧 縮耐 力 軸 力 比 変 形振 幅 Fck9 ／c Ftk9 ／Cゴ 、舞 撫
轟
・驫
驫
認
k謎 綴
・ 、轟
纏
・ HtonNoton δa冒 ±70．
0閹 24625．
440505 禦〕033004 肝03HO4 了303Ho453025 且043602．
0 川，
o 0 δa＝
±50，
0 22625340505 蜘 330048703HO4 了303HO4530261043602．
0135，
8 δa；
±35，
0 零 26322．
84D505990328047303 且104 了303HO4530330055202．
0 置45．
1 δa彊
士70、
0圃 34120．
B405059903280473031104 了303UD45302610436027，
5165．
0 ー一
6 δa＝
±50．
0騾 34124．
8405059903280473D3 且104 了303Hoq53026 且O436027．
5165．
0 δa＝
±35，
0圓 31924 」 40505 脚 3280473D3 且104730311D45302610436026．
6159．
6 δa耳
± 訓〕．
跏m31526．
73 ア4D5320318D4740268040503Ho453D24203270503 且52．
6 1｝
3 δa＝
±囚〕．
0旧m315 跼．
了 374D532031804 了4026go40603110453024203270503152．
6 δa＝
±15，
0 313一
一
．
一
374D5320328047303 鹽1043403nD45302q20327054．
9L64．
7 δa＝
±2Lo z2120．
2405055903280473029603340311045302610 翊36088．
71 ヨ3．
o 2一
3 δa≡
圭 国．
22120．
24050 黝 32804730296038403UO4530261043608B．
7133．
0δa
＝
±lo，
5 審 馴〕324．
24050 32804 跏 3Loo4 〔 3Ho453033005520 ■OL8 且52．
6但 し
，
1は フー
プ に06を 使 用 して い る。
一
31
一
ると
，
多 少の前 後は見ら れ る が， 軸 力比に よっ て大き く 2つ に分 類できる。
す な わ ち，
（i
）低軸力比 ：N＝
0，
1／6N 。で は，
（1）コ ン ク リー
ト引張 亀裂 （ZR ），
（2） 同 圧 縮 亀 裂 （DR ）， （3
）主筋の座 屈 （RB
），
（4 ）x 方 向フ ラ ンジ局 部 座 屈 （FLBX
），
（5
）主 筋破断 （RTB
），
（6）
x 方 向フ ラ ンジ破 断 （FTBX
）の順に， （1i
） 高 軸 力 比 ：N ＝
lf3，
2／3
N
。で は， （1
）〜
〔4
）の後，
（5
） y方向フランジ局 部 座 屈 （FLBY
）の順に現象が進行す る。 な お，
1V＝
1／3 No，
δa＝
±15mm につ い て は，
（i
），
（li
）の中 間 的 性 状 を示して いる、
計算値と実 験結果の最 大 耐 力 を比 較す ると
，
解析 値 1，
学会規準によ る結 果ともに実 験 値に対し て低い値と なっ てお り， 特に高軸 圧 比の場合で差が大き く なっ ている。 な お， 単 純ば り形 式によ る加力 方法で は，
載荷点付 近 で の コ ン ク リー
トの拘 束 条 件が実 際の構造 物に お け る柱 の場 合 と 異 なり， さ らに， 載 荷点の補修 を行っ て いる為 に，
実 際の構 造 物にお ける柱の崩 壊性 状との間には若干 の違いが あると考え ら れ る。
当 研 究 室でも， 本研究と 同一
断 面 を有 する複 曲 率 曲 げせ ん断 を 受け る部材につ いて の崩壊性状に関して，
実 験 的に検 討 を行い つ つ あるSIL3z｝。
曲 げ が 卓 越する場合の実 験結果 （N！
・
1／3N 。，
変 形 振 幅 δaニ
±80mm，
材せい比H
／D ；
5）と比 較する と， コ ン クリー
トの引張亀裂や 圧縮亀裂等の物 理 的 現 象の発 生 順 序 や 発 生 変 形 等に大き な差は み ら れず，
崩 壊に至るプロ セ ス につ い て もほぼ同様 （コ ン ク リー
ト引 張 亀 裂，
同 圧縮亀裂， 主 筋 座 屈， フ ラン ジ局 部 座 屈，
フ ランジ破 断註2）の 順に発生）の性 状を示 してお り，
加力 形 式の違 い や載荷点の補修の影 響は顕 著には見ら れ ない 。 ま た，
コ ン ク リー
トにつ い て 見 れば， 亀裂の発 生順序や発生変 形，
最 終 的な崩 落 域の大き さ も ほ ぼ同 程 度 （材両端に材 せ いD
程度 ）で ある ことか ら， 単純ば り形 式の 加 力に よるコ ン クリー
トの崩 落へ の影 響も顕 著で は ないと考え ら れる。
以 上 より，
単 純ば り形 式に よる実 験 結果で は，
境 界 条 件に若 干の差 異はある が， 部 材の崩 壊に至る プロ セ スを 明 らかにする ことがで きるもの と考え るが， これ らの点につ い て は今 後 検 討 を行 う 必 要がある と思われ る。
3．2
水平荷重 （P
）一
水平 変 位 （δ）関 係 （cf．
Figs，
3〜
6 ） 履 歴性 状の違い につ い て見ると， 全 般的に は， 軸力 比 の大きい もの程，
変 位 振 幅の大きい もの程， 負こう配の 卓越 し た ルー
プ 形状となっ て い る。
また，
軸 力が N ；1
／6，
1／3，
2／3
N
。で は，
1サ イクル 目にか な り大き な負 こう 配 を 示 し，2
サ イ クル 目以 降は，1
サ イクル 目に比 して こ う配は緩く なる。
履 歴性状は，
2サイク ル 目以 降 数 サ イク ル は安 定し た性状を示し， その後，
次 第に耐 力 が低 下し て行く。
耐力低下の性状につ いて は，
鋼材破 断 現 象の見られ た低 軸 力 比シリー
ズN
＝0，1
／6N
。では，
Table 3 記 号一
覧 △ ；嚇肆
註 2）複 曲 率 曲 げせん 断 を受け る場 合の供 試体で は，
鉄 骨が供試体 両端の スタブ部分の鉄骨に突き合わ せ溶 接さ れてお り，
本 研 究で用い た単 純ば り形 式 の供試 体に比べ て破 断し や すいも の と考え ら れ る。 Table4 実 驪 ZR DR 最 大 耐 力 解析 12・
軸 力 比 変 形 振 幅 Nα Pαση） δ（ ）阿CP 伽四〉 δ（跚 ロ） NcP （tOn） δ（皿 鷹） 艮BNc臼TB 岬 FLEX 闇CFCRX 智CFTBXNfF しBY 鯉e 閏 日 縛eP （ten） 学会 3田 規 準 P（ton） 1＋ 3．
o 且．
7 且十 H．
58．
61 十 L2．
412．
0 捗 2＋ 3＋一
幽
2＋「
一
匪＋ 9．
89．
6 δa＝
雲70．
Omm 童・ 一
7．
142．
8 卜 弓o．
了．
6．
41一・
蔔1．
2・
38．
2 レ 3・
2一
2・
2一 F．
＄・
1・・
10．
5 1昏 3．
01，
7 【十 lLO9，
71 昏 12．
02 ！．
52 ＋ 8骨 4号 4＋ 5＋齟
一
1＋ 9，
69．
4 0 δa＝
士50．
0 1一 一
6．
624 」 L・・
LO．
9一
10．
41・一
12．
o一
49．
62・
5一
3・
3・
5一
4一
8・
卜・
10，
1 P3．
o 圭．
4L ｝ 且0．
98．
0D12 」 塵2．
94 ＋ 且7＋ 7＋ 併 四＋ 監4＋ 1＋ 9．
99．
7 δa＝
詣35．
Omn 卜・
3．
o23．
7 レ・
9．
6・
3，
91・一
12．
3一
34．
83・
12一
呂・
13一
17・
［5一
19・
卜一
9．
9 δF ±70．
Om 且告 3．
00，
9L 量 n．
8 了，
81 壱 且2．
o10．
7L 十 齢 2号．
．
羽，
．
h10．
8 且LO 1一 一
8．
05 呂．
6 レ一
12．
畦 L21一一
且2．
巳・
4．
9 卜 2・
卜曾
「
‡12・
2・
卜・
L2．
0 −一
6 1管 3．
0 】．
01 ＋ 】L96．
BP 聾3．
璽 H．
81 ＋ 3＋ 2＋ 7＋ 8＋．
．
P10．
8 ［】，
o δa；
士50．
0 卜．
7．
038．
3L・・
且2．
7一
4．
B レ一
12，
7・
4，
81・
4一
2一
5一
5・
3一
8＋ 卜・
n4 D3．
00．
8L ＋ 12．
9B、
o1 筆 見3．
5 且0．
03 ＋ 田 8畢 ｝ 12＋■
一
t＋ 10．
5 聖0．
7 δa＝
土35．
0 且一 一
8．
215．
1 レ・
9．
36 」 ト・
L2．
8・
8．
且 2・
9・
9一
15・
17・
L卜 ［7一
卜・
10．
5 D4．
oL61 十 lo．
46．
91 十 且0．
68．
92 ＋−一 ．
「 鹽
9
匿
國 ．
匿
1｝ 10．
1 ［0．
0 δa＝
±30．
0 且・ ・
7．
818 」 卜・
n．
50．
4 ト一
n．
7・
置，
61・ −．
3一 ．
一 一
．
5一
6一
卜・
12．
0 −一
3 D4、
o 】．
8D9．
o5，
91 寺 且0．
D8．
34 ＋．
一
12尋．
曾 一
匿 ．
一
1＋ 且0．
L10．
0 δa幵
±2ひ．
o 卜一
7．
06．
91・・
且【3一
6．
臼 且・一
n．
3一
q．
83一 −．
且2・ 一
一 一
．
且3一
置7・
1一一
n3 ［＋ 5．
0L9 且＋ lo．
65．
5 垂＋ n．
77．
o8 ＋ 謝 26壱 50｝ ＊233 ＋ D10．
8 且0．
3 δa；
±15．
0 1一 一
5．
06．
5 塵一一
12．
2一
5、
81一一
且2．
4・
4．
85・
30・
29一
56一
5マ・
35一
64・
1一・
IL唱 1＋ 5．
0L71 ＋ 8，
95．
02 ＋ 置o．
7一
6．
02 尋一
・
審3．
一
零3齟
一
2＋ 8．
46，
0 δa＝
士2LO 且・・
lo，
99，
7 卜・
12．
85．
6 レ・
B．
03，
61・ ．
甲
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冒 匿
． ．
匿
3・
1一
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6 1十 6，
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35．
2L ＋ 9．
9 了．
92 ＋一
一
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・ 凾
凾
12管 2夢 了．
46．
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92・ 一
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6・ ．
， ．
・
10・
13一
1・ 一
9．
3 1＋ 4．
01．
21 十 8．
i3．
8D9．
35．
92 寺一
．
7＋．
曾 9．
4← 2← 7．
O6．
9 δa＝弌10．
5 1・一
123・
2．
91．・
12．
5一
Lq レ一
12．
6一
3．
82一 −匿
4一 ．
一 π
■
4一
8＋ 1一一
10．
O し，
榊ONbの場合，
”の 欄 に は総繰 返 しサ イ ク ル 数 を示 して い る。
尚，
サ イ ク ル 数 の 後 の＋一
は，
＋が 正 載 荷 時，一
が 負 載 荷 時 を 表 し て い る。
＊1 実験終 了徴，
両x方 向 フ ラ ン ジ の 破 断 を確 綛 し たo ＊2 寞 験 終 了時，
フ ラ ンジの半幅まで亀裂が進 展し ていた¢
＊3 実験終 了時、
フランジ の局部 座屈 を確認 した。
一
32
一
NII-Electronic Library Service サイク ル を追うご とに ル
ー
プが や せて ゆ く現 象 が 見ら れ，
崩 壊に近づ く につ れて逆S
字 状の ルー
プ形 状 を 示 す よ うに な る。
ま た，
高 軸 力 比シ リー
ズ N ＝ 1／3 ， 2／3 N。で は， ルー
プ 形状の大 き な変 化は見ら れず， 次第に 負こう配の卓越す る性 状 を示 している。
N
＝2
／3
N
。の も の で は， 耐 力 低下が 正載 荷 時， もし く は負載 荷 時のい ず れ か に偏る傾 向が み ら れ る。 な お，P 一
δ関 係 中に見ら れ る負こう配は，
ほ ぽN
δ効 果の こ う配 （斜一
点 鎖 線 ） と一
致して いる。崩壊は
，
すべ て軸 力 保 持 不 可 となっ た時 点で水 平抵 抗 が零と な り生じ て い る。
ただ し，N
・＝ON
。の場 合 は崩壊 には 至っ てい ない。 Pltonl a） δa鬲
±70．
O m口 T 日X δ cm ［ FLBX PttDn］ b） δa二
±50．
0 丁日X δ qcml RT8 P［to囗1 C） 6’
a＝
‡35．
Oan Te δ lcrnl Fig．
3．
P一
δ関係， N≡
ON。 PftDn］ a） δa＝±70．
O mm Pltonl b） δa＝±5D，
0 Fig．
4 P一
δ関 係，
N＝
1／6 No RBF 」日X c岡1 P［t囗nl c） δa二±35，
0 FL8X → δ tc岡1 FLBX Pttonl Pltonl 10DR 10DR R8 盻 ZR 凡ex F’
＼，
∂L噛
ZR一
2O o’
＼．
2lom 〕−
1o’
、
1 丶 lc F 3瓦 R巳 RB一
loZR一
1ZR ど DR DR a） δa＝±30．
Omm Fig．
5 麟 ∂ cm ］ FL Pltoml P匚ton） b） δa冨
±20．
Omm e） δa＝
± 監5．
0 P一
δ関 係，
N＝
1／3酬 δ 1。 剛1 Pttmnl＼
疑
F PltDfi1 BX δ 2［c 耐 a＞ δa＝
±2LO膕 b） δa＝
±14．
O mm c） δa＝
±LO．
5Fig
．
6
P一
δ関 係，
N＝
2／3 N。一 33 一
N工 工一
Eleotronio Library
3．
3 亀裂図 （cf．
Fig．
7
，Table
4＞Fig．
7 （a）に各 軸 力比ご と の代表 的な実験 終了時の亀 裂図 を示し てい る。 コ ン ク リー
トにつ いて は， 載荷 面の か ぶ りコ ン ク リr トは ， 各 供 試 体と も 1サ イク ル 目で大 き く崩落し， フL
プ筋の露 出がみ ら れ た。 同一
軸力 比で は，
変 形 振 幅の大 きい場 合 程崩落の範囲は大き く な る。
さ らに， サ・
f
ク ルご との コ ン クリー
トの崩 落の進 行につ いて も， 変形 振 幅の大きい もの程 大き く なる が， 変形 振 幅の小さ な場 合で も，
繰り返 しサ イクル数が多い もの で は， 崩 落の断 面内部へ の進行が大き く な る。
鉄 骨 内 部コ ン クり一
トにつ い て は，N
＝O
No
， δa＝ ±70 mm ， N＝
1
／3No ，
δa＝
士15mm で崩 落が み ら れ， 鉄骨 ウェ ブ が露 出し たが， そ の ほ か の供試 体で は鉄 骨 内 部コ ン クリー
ト の崩落は小さい。
コ ンクリー
トの破 壊が集中す る領域は， 軸 力比が1V
＝1
／6 ， 1／3， 2／3N
。につ い て は ほ ぼ等し く， 材せいD
に対 し てほぼ2P 程 度となっ て おり，
軸力 比 がrv
＝
：
ON 。の もの につ い ては， ほ か より若 干 狭く なっ て い る。
… 次に，
鉄骨につ い ては， N＝
0，
1／6 N。で は，
フ ラン ジ の局 部座屈 （FLBX
｝も見られ るが，
それ程 進 展せ ず，「
破断現象が顕著に みられ る。Fig．
7 （b
）に，
各軸力 比 ご と に代 表 的な鉄 骨フ ラン ジの亀 裂 発 生 位 置を示す。
フ ラ ン ジ の破 断 （FTBX
）は， フ ラン ジ とバ ン ドプレー
ト の溶接部 付 近よ り生じた ク ラ ッ ク が，
フ ランジ方 向に進 展 す ることにより生じ，
最 終的には ウェ ブ方 向にも進 展 し てい る。N ＝1
／3
，2
／3
No
で は，
フランジの局部座屈 （FLBX ，
FLBY
）が顕 著に み られる。
フ ラン ジの局 部座屈 は 中央パ ン ドプレー
トの上下に発 生 し，
大き く進 展 し てい る。 鉄筋につ いて は， 各 供 試 体ともフー
プ 間 隔で座 屈 （RB
）が発 生し，
N
＝
O，
1／6N 。，
tv
＝
1／3 No，
cra＝
：
±15m
皿 では 破 断 （RTB
）が み られ た。 3．
4 所 定変位 時耐力 （P。）一
サイクル数 （Nc
） 関 係 （cf．
Fig．
8） 全般的傾 向と し て， サイク ル数の小さい領 域で は，
耐力の低 下の割 合は小さ く， 崩 壊に近づ くに つれて急 激 に耐力 が低下 す る傾 向が み られ る。
同一
軸力 力 比で比較す る と ， 所 定 変 位 振 幅 が 小 さい もの程，
同一
サイクル にお け る耐 力は大きく， ま た，
耐力 低 下の割合も 小 さ く なる こ と が わ か る。
実 験 経 過 （Table
4 ）で示し た物理的 現象との対 応を見ると，
N
・
＝
1／3，
2／3 N。で はフ ラ ンジの 局 部 座 屈の 発 生 後 （FLBX ， FLBY ），
N ＝O，1
／6
No
で は フ ランジの破 断 現 象の発 生 後 （FCRX，
FTBX
），
耐 力の低 下が急 激に な る こ と がわ か る。
ただ し， 各 軸 力 比とも変 位 振 幅が大きい場 合に こ れ らの現 象が明 瞭でない場 合も み ら れ る が， これ は，
同一
サ イクル でい くつ かの現象が 同時に発 生 Pa【ton） ZR．
DR、
B10R臼
ン9．
6．
馳
「 卜・
、一
u餔
［ ABCD B ABCD a 脚 ND： δa＝
跏 ・魯
A 醐 ’6閥゜： δ 圃 晦 D ［ 「．
ミ A：処女載 荷方 向 ABCD ABCDC）N
＝
1！3No： δa貫
±3嗽 d）N＝
2t3NO：δa＝
±21画（a） 最 終状 況 図
刪 蹤 甜
黔
a）N・0開o ；δa・
±50珮 b ）N・
且ノ6N。：Sa・
±50 c）N・
113No：6’
a・±i「rm （b） 鉄 骨 跛 断 状 況 図 Fig．
7 亀裂 図＿
δa＝
＝350面 P巳ito冂1 。 ・肋一
一
一
・・
一
・ …… と・
・
一｝
δatt畿100一
εE＝
土35 D 皿一
一
一
δ良
＝
士聞o置
層
一
一
δ血
＝
士70 0国
鬮
FLBX FCRX ドしsxL＼
FC噌
FLBΨ 臨X ・鷲
糟 RTB FLE乂 FL8X 麻TB RTB F了B麗 015
1050
a）N；
酬o Pa【セ。n 】10ZRPR
n8 R6、
FLBX B ロ ドしBX5i
罵
。階
y黔
BK＼
鵯
F臨
孀
，．
暫
RX ・ … N： Oceycle ］1
01
5
＿
Sa；
土1509：
一
ヤ
ー
6a＃
±200面
一齢
fiE＝
±3DO FT8x ：F丁E翼5
0
50
b＞N＝
1！6囲oPa
［tonl ◇ ・噛・・
01
言冐 只8e一
螂 R 日飛
熱
FLBX RTB FL口γ RT日 FLB其 ドしBY FC ス 魅 ・T・・薬
5 10 50 C）N＝
V3MO01
5
Nc ［Orcle］ 02．
3匸
ド △一
一
一
一
δa＝
士Io5面
δa＝
士 円 o閲一一
δE；
±
2LO觚
Nc
Otdycl
巳〕 1 RB−
4sA FLBX 言鸚
、釁
L鴨
x’
FB
F田Y Fig
．
8 Pa−
Nc関 鎌Nc
510
50
〔匚脚1日〕 d）N＝
2〆3No一
34
一
NII-Electronic Library Service す るこ と ， 目視に よ る発 見 時 点と現象の
堯
生 時 点に若干 のずれ があることに よるものと考え ら れ，
定 性 的には先 に述ぺ た性 状と矛 盾 し な い。
ま た，N ≡
2／3N
。，
δ。＝
＝
±10．
5mm の結 果が ほ かの結 果に比べ て バ ラつ い て い る が，
これは，
導入軸力が大きいた め，
供 試 体の初期 不 整 （こ こ で は，軸 力導 入 時の荷重作用 線 と材 軸 線のずれ や，
供 試 体 断面に おける鉄 筋断 面の偏 心 等が考え ら れ る）に より早く崩壊し た為で あ る と考えら れ る。
定 性 的性 状に つ いて は，
ほ か の2
体よ り得ら れ た結果 が，
ほ かの軸 力 比の も のよ り得ら れ た結果と矛 盾し ない ことか ら， この axδe fmm］3
2
A
【xle ton．
cmIFig
．
9 ax Oo−
Nc関 係1
5
10
50
Fig．
10 A−
Nc関係Nc
〔CTCle1Nc
〔〔ilcle｝ 2体で十 分 考 察で きるもの と 考 えており，
以下に述べ る 性 状につ い て も 同様に考え てい る。3．
5
水平 変位零 時 軸 方 向 変 位 （aX δ。
）一
サ イク ル数（
Nc
）関 係（cf
．
Fig．
9 ）水平変位が零の時 点の軸 方 向変 位は， 幾 何 学 的 変 形 を 含ま ないた め
，
材の繰 り返し加 力のみによる軸 方 向 変 位 を示す と考え られ る。
N ！・
2／3
N
。の場 合に若 干の バ ラつ きが 見 られ るが， 同一
軸 力比で比 較 すると，N ＝
＝1
／3，
2／3 N 。 に おい て は，
変位 振 幅が大き いもの程 軸 方 向 縮 み の増 加の割 合は大き く な り，
崩填
時の軸 方向縮み は， 所 定 振 幅の小さいも の程 大き く なる傾 向 がみ ら れ る。
ま た，
N
＝ 1／6
No
で は，
δ。＝
±50 mm の もの が軸方向 縮 み が最も大き く な る が，N ＝
1／3， 2／3N 。に比べ て 量的 に は小さ く， 変位振幅に よ る差 も小さい。N ＝ON
。につ い て は，
軸 方 向 変 位は伸びの性 状を示し，
サ イクル数 が 進んで もほぼ定常 的な値と なっ て いる。
軸 力 比の影響に つ い て見ると， 軸 方向縮み の量は，
N＝
1／3， 2／3N
，の 場 合には，
N ＝ ・1／6N 。
に比して大き く な る こ と が分か る。
さら に， 物 理 的 現象との対 応を み ると，Pa− N
。関係の 場 合 程 明 瞭で は ないが，N ＝
1／3，
2／3N
。の もの につ い て は， フラン ジの局部座 屈の発 生 後 （FLBX ，
FLBY
），
軸 方向縮みの増 加の割 合が大き く な ること が分か る。3．
6
吸 収エ ネルギー
（A）一
サ イクル数（Nc ）関 係 （cf．
Fig．
10） 同一
軸 力 比で比 較 する と， 所 定変位振幅の大きい もの 程，1
サ イ クル間の吸 収エ ネル ギー
は大き く な るこ と が 分か る。
ま た，
N・
＝
1／3，
2／3 N。で は， サ イ クルが 進 ん で も吸収エ ネルギー
の値に大き な変 化は み ら れず、
ほ ぼ 定 常 的な性 状を示すの に対 し，N ＝
・
O，1
／6
N
。で は，
鋼 材の破 断現象の発生後 （RTB，
FTBX ），
吸 収エ ネル ギー
量が減 少する性状が み ら れ る。 また，
所 定 変 位 時 耐 力の ΣA t：100tnn．
cm 】 Fig．
11 ΣA−
Nc関 係Nc
「
［（桝1
。】一 35 一
N工 工一
Eleotronio Library低 下 （cf
．
Fig，
8）が直 ちに吸 収エ ネル ギー
の低 下につ な が らな い こと が分か る。 3．
7 累 積 吸 収エ ネルギー
（ΣA
）一
サイクル 数 （N
。〉 関 係 （cf．
Fig．
11）N ＝
2／3N 。の場 合に若干の バ ラつ き が見ら れ る が，
同一
軸力 比で比較す る と ， 所 定 変 位 振 幅の小 さい もの程，
崩 壊ま での累 積 吸 収エ ネルギー
（ΣA）は大き く な る傾 向が見ら れ， 崩 壊ま でに吸収するエ ネルギー
の量は一
定 と は な ら な かっ たIL）’
Zl）。
3．
8 所定変位振 幅 （δ。）一
鋼 材 破 断 サ イクル数 （馬 ） 関 係 （cf．
Fig．
12＞ 所定 変 位振幅 （δ。）と鋼材破 断 サ イクル数 （ル ）の 関 係を両対数 軸上に プロ ッ トする とFig．
12が得ら れ る。 まずN
＝o，1
／6N
。の もの につ い て見る と，
両軸力 此とも．
主筋， お よびX
方 向フランジの 破 断サ イクル 数と所定 変 位 振 幅は，両 対 数 軸上でほ ぼ直線相関 を示す。
こ こで，
軸力比ごとにlog
aa＝
a十b ・log
N1 …………・
・
……・
……
（1 ）な る近似式 を仮 定し， 各 係 数 を 最 小
2
乗 法で求め た結果 を図 中に示 すe 近 似式を比 較すると，
主 筋につ い て は若 干の こう配の差は見ら れ る が， フ ランジにつ い ては ほ ぼ 同一
の式とな る。 これ よ り，
軸力 比 がN ＝
0，1／6N
，の 場 合で は， 鋼 材の破 断サ イ クル 数に関 して軸 力の影 響は ほとん ど見ら れず，
所定変位振 幅のみによっ て決ま るも の と考え られる。 ま た，N ＝1
／3
No，
δa＝
±15mm で も 鋼 材の破 断 現象が 見 られ て いるが，
こ の場 合は，N ・
＝
O，
土洗 （cm ）01
5
近似式 ；Iogδa＝
a ＋b・
log Nf．
相 関 係 数 ；r 閥＝
D爬o ： a＝
O．
945．
b＝
−
0，
330，
「＝
−
0．
948− −
N＝
1！6開o ： a＝
O．
9】9・
b＝
−
O．
397，
r＝．
O．
964−・
一
‘
丶
i・
8
＝8
畿 ｝一
｛ N2L儡 鑑 女 靫同引弓酵四 N＝
1 み タ ぴお tsca2
1
：隴鞏
妾
讓
嚮
崖
齦
10
．
5
1
ヨ
へ
＼ ＼ ＼ ＼ 土δal 。ml 015
5
10
a） 主 筋 破 断50
近似 式 ：10呂δa＝
a＋b・
109Nf・
相 関 係 数 ：r NabNo ： a＝
o．
驪．
b＝
−
Or351，
r＝
−
o．
90L−・
−
N＝
【〆6国D ： a＝
0，
9鹽6，
b≡
曾
0．
314．
r＝
−
0．
992−
一
’
層
丶
辷 ⊂）一・
o HpOHo O一
一
く ） 剛 o 塾 女 級 断圧 縮 割 匚トー
一
口 NF1！6剛o 廼 女 戯 荷引 彊 胴 H＝
］tSlo たscefiEvaげ2
誕隴
鰲器譏鷁
’
＼．
’
丶 ◆ ［C7cle［10
．
5
1
5
10
5Q
b） フ ラ ン ジ破断 Fig．
12
定変位振 幅 （δ。）一
フランジ・
主 筋破断サイクル数 （筋）関係 lCTcle） 1／6 Ne で得 られ た結果と一
致し な い。
これ は，
実 験 経 過 （cf．
Table
4
＞か らも 分か る ように，
こ の 場 合の破 断は フ ラ ンジの局 部 座 屈が十 分 進 展し て か ら発 生して お り，N
＝0，
lf6N
。の場 合とは破 断に至るプロセ スが異 な る た め と考え ら れ る。
3
．
9所定 変 位振 幅 （δa＞
一
崩 壊 サ イクル数 （Ns
）関 係 （cf．
Fig．
13
＞ 崩 壊に至っ たN ＝1
／6
，1
／3
， 2／3No の もの につ いて， 所 定 変 位 振 幅 （δ。）と崩 壊サ イクル数 （IV。）の 関係を 両対数平面 上に プロ ッ トす る とFig．
13が得られ る。 軸 力 比 がN ＝
1／6，
1／3N
。では， 所定変位 振 幅 と崩 壊 サ イ クル数が両 対 数 軸上でほ ぼ直線相 関 を示し，
同一
軸 力比 で比較すると，
所定変位 振幅が小さい程 崩 壊サ イク ル数 は大きくな る。 ま た，
同一
所 定 変 位 振 幅で比 較 すれ ば，
軸 力 比が小さ い程，
崩 壊サイクル数が大き く な ること も 分か る。 こ こで，
軸力 比ご とに且09 δa
＝
c十d ・log
ハ厂ガ……・
…・
・
………・
・
…
（2 ） なる近 似 式を仮定し，
各 係 数 を最 小2乗 法で求め た結果 を図 中に示す。 近 似 式を比 較する と，
そ の こう配に大き な差は見 られ ない。 ま た，一
方 向 曲 げ実 験 結 果 2S，・
29）をNs
＝ 0．
5サイク ル と考えて こ の 図にプロ ッ トする と，
ほ ぼこの直線上に の る こと が分か る。
軸力 比が N＝
2／3 N 。 の 場合につ い て は，
実 験 結 果にばらつ きが見ら れ る。 こ れ は，
先に述べ た ように導入軸力が大きい為， 初 期 不 整 等の影響が大き く，
早く崩 壊 し た もの と考え る。
こ の場 合につ い ても一
応 近 似 式を示し た。
こ の結 果は，
N ＝
1／6，
1／3 N 。の もの と 比較して，
大きな差は見ら れ ない。本実 験で は
，
水 平抵 抗 が 0とな っ た時 点で軸 力保 持不 可 となっ て いる が，
これ は， サ イク ル数を追 うご と に断 面の曲げ抵 抗が低下し，
軸 力によるN
δ効 果に よ り水平 抵 抗が 0にな る程度ま で断 面の曲 げ抵 抗が低 下し た時 点 で崩 壊に至る と考え ら れ る。
これ よ り， 同一
軸 力 比で は 変位 振 幅が小さ い程 Nδ効果が小さい こと から，
崩 壊時 点で の断面の劣 化は， 変 位 振 幅が小さい もの程 進んで い る こと が分か る。1V
δ効果は，
軸 力， 変 位 振 幅，
部材 長 の関数で表さ れ ること か ら，
得ら れ た崩 壊 条 件 もこれ らG．
N
巳 lCγcI¢I Fig．
13 定変位 振 幅 （δa）一
崩 壊サ イ ク ル数 （Ns） 関係一
一
NII-Electronic Library Service の関 数にな る と考え ら れ る。 し か し
，
崩 壊 直 前に は耐 力 が急 激に減 少す る傾向が見ら れてお り （cf．
Fig．
8 ＞，N
δ 効果 が崩 壊サ イクル数に与え る影 響は，
断 面の劣 化の影 響に比べ て定 量 的に も小さい と考えら れ る。
3．
10 低サイクル 疲労 と して の疲 労 崩 壊 性 状以 上の結 果， 本供試体に おける疲 労 崩 壊 性 状は， 軸 力 比に よっ て大き く
2
つ の大 別で きる （cf．
Table
4）。
す な わ ち，
低 軸 力比N
＝ 0，
1／6N 。の場 合に見られ る鋼 材 の 破 断に よっ て崩壊が 規 定 さ れる疲 労 破 断 崩 壊 型 （Fig．
13
中 記 号F
＞と，
高 軸 力 比N
＝1
／3，2
／3
N。
の 場 合 に見ら れ る局 部 座 屈の進 展に よっ て崩壊が規 定さ れ る局 部 座 屈 崩 壊 型 （Fig．
13中 記号B
）で あ る。2
つ の 崩 壊型の特徴とし て，
局部 座屈崩壊 型では軸 方 向縮み が 大き く進 展する の に対し， 疲労破 断崩壊 型で は その値は 小さい （cf，
Fig．
9）。 2っ の 崩壊型の境界と な る軸 力 比 は N＝
1／6／N 。 と N＝
1／3No の間に あ る と考え ら れ る。 次に，
変 位 振 幅につ い て み ると，N ≡O
，1
／6Ni
。で は す べて の振 幅に対して疲 労 破 断 崩 壊 型と な り，N ＝2
／3
No
で は すべて の振 幅に対し て局 部 座屈崩 壊型 と なっ た。 し か し，N
＝ 1／3 Ne で は変 位 振 幅によっ て疲労崩壊 性 状に 差が み ら れ，
変位 振 幅の大 きい δ。；
士30mm，
±20
mm で は局部座屈崩壊 型と な り， δa・’±15mm
で は鋼 材の 局部座屈，
破 断が共に見られ た。 これ よ り，
高軸力 比の 場 合で も変 位 振 幅の小さい領域で は疲労破 断 型の崩 壊 型 が現れる ことが あると考え ら れ る。
次に， δα
一
1V。関係につ い て は，
疲 労 崩 壊 性 状の違い によらず 両 対 数平面上で直線関係が みられ，
ま た，
崩 壊 サ イク ル数 Ne を0．
5サ イ クル と考え た一
方 向 載 荷 実 験 の結 果 もこ の 直線 上に の るこ と も分かっ た。 また，
参 考 と して，Fig．
ユ3に一
方 向 実 験 時28｝・
29，の最 大 耐 力 時の 変 形を示し て い るが，
各 軸 力 比と も 低 サ イ クル疲 労と して の下限の 変 位 振 幅が存 在す る と考え られる。 ま た，
疲 労 崩 壊 現 象は，
定 量 的に は対 数 的ス ケー
ルで の バ ラつ き を有 するもの である が，
定性的に は十 分 再 現 性の あ る結 果が得ら れた と考え る。
4．
結今回 設 定し た充 腹 十 字型鉄骨 鉄 筋 コ ン ク リ
ー
ト部 材に つ い て， 軸 力と曲 げ を受け る場 合の疲 労 崩 壊 性 状，
δ。−
N。 関 係 を低 サ イクル疲労の観 点か ら，
軸 力 比 を変 化 さ せ て実験的に検 討 し た結 果，
以 下の こと が明か となっ た。
（i
） 疲 労 崩 壊 性 状は軸 力比によ り次の 2っ に大 別さ れ る。 （1） 局 部 座 屈 崩 壊 型 （N
＝1
／3，2
／3N 。） （2） 疲 労 破 断 崩 壊 型 （N＝
0， 1／6Ne ） （i
の 物 理 的 現 象の進 行は以 下の よ うにな る。
（1 ）局 部 座 屈 崩 壊 型
1
．
コ ン ク リー
トの引張 亀裂，
2．
同 圧縮 亀 裂，
3．
主 筋の 座 屈．
4．
X
方 向フ ラ ン ジ局部座 屈，
5．
y方 向フラン ジ局 部 座 屈の順で 進行し， 局部座 屈の進 展に よ り崩 壊に至る。 （2 ） 疲 労 破断崩壊型1，
コ ンク リー
トの引 張 亀 裂，
2．
同 圧 縮 亀裂，
3．
主 筋の座 屈，
4．
X
方 向フ ラ ン ジ局 部 座 屈，
5．
主 筋の破 断，
6．
X
方 向フ ラ ン ジ破 断の順で進行し， 鋼 材の破 断 現 象が崩 壊の主 た る要 因 とな る。
（i
の 2 つの崩 壊型の特徴と して，
局 部 座 屈 崩 壊 型で は 軸 方 向 縮みが 大き く進展す る の に対し，
疲 労 破 断 崩 壊 型ではその値は小さい。qv
｝ 両 崩壊 型の 境 界は，
軸 力 比で はN −
1／6N 。とN
＝
’1
／3
N
。の間にあ る と考えられるが，
N＝
1／3N。 ， δ。；
±15mm の よ うに両 者の 中 間 的 性 状 を示す も の も あ り， 高 軸 力 比の領 域でも， 変位振幅に よっ て 2つ の崩 壊 型が現れる ことが考え られ， 今 後，
こ の 点を明ら か に す る必 要が ある。
（V
） 変 位 振 幅と崩 壊 サ イクル数の関 係につ いて は， 崩 壊型 に よ ら ず両 対 数 平 面 上で一
方 向の実 験 結 果 を も 含めて直線関 係がみ ら れ る。
謝 辞 実験 資材の御 提供を賜 り ま し た （株 ） 神 戸 製 鋼 所，
な らびに大 阪セ メン ト （株 ）の各 社に厚く御 礼 申し上 げ ま す。 参考 文 献 1） 藤 田 隆 文， 外村憲太郎，
矢 島四郎，
梅 村魁 ：ワイ ドフラ ンジ を用い た鉄 骨 鉄 筋コ ンク リー
ト柱に 関 す る研 究，
日 本 建 築 学 会 論 文 報告 集，
第135号，
昭42．
5，
pp．
26−
37．
2） 仲 威 雄，
海 野三蔵，
森田耕 次，
立 花正彦 ：鉄 骨 鉄 筋コ ンク リー
ト柱の耐 力 と履 歴 特 性に関す る実 験的研究，
日 本 建 築 学 会 論 文 報 告 集，
第232号，
昭50．
6，pp，
89−
99．
3＞ 仲 威 雄，
海野 三蔵，
森田耕 次，
立花正彦 ；鉄骨 鉄 筋コ ンク リー
ト柱の耐 力と履 歴 特 性に関する実 験 的研究 （そ の 2＞，
日本建築 学会論文 報告集，
第260号，
昭52．
10，
pp．
47〜
58，
4） 若林 實，
南 宏一，
中 村 武 ：繰り返し せ ん断 力 を受 け る鉄骨 鉄 筋コ ンク リー
ト柱の履歴特 性に関する実 験 的 研 究，
京 都 大 学 防 災 研 究 所 年 報，
第14号A，
昭47．
3，
PP．
69−
97．
5） 若林 實，
南 宏一
：一
定 軸 力と繰り 返 し せ ん 断 力 を受 け る鉄 骨 鉄 筋コ ンクリー
ト柱のせ ん断 強 度に関 する実 験 的 研 究， コ ン ク リー
ト工学，
．
Vol，
13，
No．
3 号，
昭50．
3，
PP．
1〜
17．
6） 加 藤 勉，
秋 山 宏，
称 原 良一
：鉄骨鉄 筋コ ン ク リー
ト 柱の曲げ剪 断 破 壊に関す る研 究 2，
日本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集，
昭50．
10，
pp．
1209〜
1210．
7） 若林 實，
南 宏一，
古 林 俊 明 ：SRC 部 材の弾 塑性 曲 げ 変 形 特 性に関 す る実験的 研 究 （その 5），
日本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集，
昭54．
9，
pp．
1659−
1660，
8） 若 林 實，
南 宏一，
古 林 俊 明 ：SRC 部 材の弾 塑 性 曲 げ 変 形 特 性に関 する実験的研究 （そ の 6），
日本建築学会近 畿 支部 研 究 報 告 集，
昭55．
6，
pp．
109−
112．
9） 鈴木敏 郎，
滝口克己，
岡 本 哲 美，
加 藤 征 宏：SRC 部 材の一
37
一
N工 工一
Eleotronio Library復元 力特 性に対 す る フ
ー
プ筋の効果 に 関 す る実 験，
日本 建 築 学 会 論 文 報 告 集，
第348号，
昭60．
2，
pp．
61〜
74．
10＞ 若 林 實，
南 宏一，
河 本 弘：SRC 柱の帯 筋の形状とそ の性能に関す る研 究
，
日本建築学会 近 畿 支部研 究 報 告 集，
日召58．
6， pp．
157−
160．
11） KATO
，
B．
，
AKIYAMA，
H．
： Theoretical Prediction of the Load−
Deflection Relationship of Steel Membersand Frames
，
【ABSE，
Preliminary Publication，
Lisbon，
1973
，
pp．
23〜
28．
12）秋 山 宏：建築物の耐震極 限設計，
東京大学 出版 会，初 版， 1980．
9．
13）西 垣太 郎，
水 畑 耕 治 ：鉄 筋コ ンクリー
ト柱の低 サ イクル 疲 労に関する実 験 的 研 究，
日本 建 築 学会論文報告集，
第 328号，
昭58．
6，
pp．
60−
70．
14） 山 田 稔，
河村 廣 ：鉄筋コ ン クリー
ト構 造 物の耐 震安 全 性につ い て （2）一
主と して，
中 低 層，
純ラー
メ ン構造 を対 象と して一，
日本 建 築 学会論 文報告集，
第209号，
昭 48．
7，
pp．
21−
30．
15＞ 山 田 稔，
河 村 廣：構 造素材及び要素の共振 疲労特性，
（1
）一
構造素材 （1）定 義， 仮 定及び 解 析一
， 日本 建築 学会論文 報告 集，第 260号， 昭52，
10，pp，
35〜
44．
，
（ll ）一
構 造 素 材 （2｝実 験 結 果に よ る検 討一
t 日本建築学会 論 文 報 告 集，
第261号，
昭 52．
ll，
pp．
61−
68．
，
（皿 ）一
構 造 要素 〔1）力学モデル の設 定及 び解 析一，
日本 建 築 学 会 論 文 報 告 集，
第268号，
昭53，
6，
pp，
31〜
38．
，
〔W
）一
構 造 要 素 （2）実 験 結 果による検 討一，
日本建築学会 論 文 報 告 集，
第269号，
昭53．
7，
pp．
73〜
82．
，
（V
）一
極 限 耐震構 造 計 画 法，
基 本 概 念及び 方 法 論一，
日本 建 築 学 会論 文報告 集，
第277号，
昭54．
3，
pp．
13−−
22．
］6） 山 田 稔，
河村 廣 ：鋼 構造 物の耐 震安 全 性にっ い て（1）一
主と して，
整 形ラー
メン形 式架構を対 象と し て，
基 礎 編一
， 日本 建 築 学 会 論 文 報 告 集，
第227号，
昭50，
1，
pp．
67〜
74．
，
（2｝一
主 と し て，
、
整 形 ラー
メン形式 架 構 を 対 象と し て，
応用編一，
日本 建 築 学 会 論 文 報 告 集，
第 230号，
昭50．
4，
pp．
29−
35．
17｝ YAMADA
，
M ．
：LQw・
CycLe
Fatigue Fracture LimitFof Various Kinds of Structural MembeTs Subjected to
Alternately Repeated Plastic Bending under Axial Com
・
pression as an Evaluation Basis or Design Criteria for
Aseismic Capacity
，
Proc．
，
4WCEE，
Vol．
1，
Jan．
1969，
BZ，
pp．
137−
151．
18）YAMADA
，
M．
：Effect
efCyclic
Loading
Qn BuilCl・
ings
，
ASCE−
IABSEJoint
Com皿ittee on Planning andDesign of Tall Buildings
，
Technical Committee 18，State
−
of−
Art−
Report No．
1，
Aug．
1972，
pp．
725〜
739．
1g） MIZUHATA
，
K．
：Low−
Cycle Fatigue under Multi・
axial
Stress
Conditions
，
Proc．
，
4WCEE，
Vol．
1，
Jan．
1969，
B2，
pp．
31−
46．
20） 南 井 良
一
郎：建 築 構 造 物の耐 震 安 全 性につ い て，
京都大 学 防災研究 所 年 報，
第13A 号，
昭45．
3，
pp．
5−
18．
21） YAMADA
，
M，
：Verhalten Plastisher Gelenke in Stahl−
betonbalken
，
Preliminary Publication，
7th Cengress，
一
38
一
22） 23） 24） 25） 26｝ 27） 28） 29） 30） 31） 32）IABSE
，
Riode
Janeiro，
1964．
pp．
963〜
970．
山 田 稔，
河 村 廣，
谷 明勲 ：軸 圧 をう ける充 腹 型 鉄 骨鉄 筋コ ンク リー
ト部 材の曲げ変形性 状に 関 す る研 究，
（ll．
定 変 位 振 幅 交番繰 返し曲げ：δa＝
±20 mm ， δa＝
± 30皿m ｝，
日本建 築 学 会 近 畿 支 部 研 究 報 告 集，
昭54．
6，
PP．
193〜
ユ96．
山 田 稔，
河村 廣，
谷 明 勲 ；軸 圧をうけ る鉄 骨鉄 筋 コ ンク リー
ト部 材の曲 げ変 形 性 状に関する研 究，
（定変位 振 幅交番 繰 返し曲 げ を受ける場 合の疲労崩 壊性状，
N＝
1／3N
。），
日 本 建 築 学会 大会学術 講 演梗概集，
昭57．
10， pp．
2251−
2252．
山 田 稔，
河 村 廣，
谷 明勲，
枝 常 茂 ：定軸圧 を う け る充 腹 型 鉄 骨 鉄 筋コ ン クリー
ト部 材の弾 塑 性 曲げ変 形 性 状に関する研 究，
（皿，
定 変位 振 幅 交 番 繰返 し曲げ ：軸 圧 比の影 響，
N＝
1／6 N 。，
N＝
1／3 Ne，
N＝
＝
2／3 N。〉，
日 本建築 学会近 畿 支部 研 究 報 告 集，
昭59．
6，
pp．
］61〜
164，
山田 稔， 河 村 廣， 谷 明 勲，
枝 常 茂 ：定 軸 圧をう け る充 腹型 鉄骨鉄 筋 コ ン ク リー
ト部 材の弾 塑 性 曲 げ 変 形 性状に 関 す る研 究，
（1V．
解 析と実 験の比 較によ る疲 労 崩 壊 性 状の検 討 P一
δ関係 ），
日本建築学 会 近 畿 支 部 研 究 報 告 集，
昭60．
6，
pp．
185−
188，
山 田 稔，
河 村 廣．
谷 明勲，
枝 常 茂：定 軸 圧をう ける充腹 型 鉄 骨 鉄 筋コ ンク リー
ト部材の弾塑 性 曲 げ変 形 性 状に関す る 研 究，
（V．
解析と実 験の比較に よる疲 労 崩 壊性状の検討 Pa，
A，
δ。
。
−
Nc関 係 ），
日本 建 築 学 会 大会 学 術講演梗概集，
昭60．
10，
pp．
1369−
1370．
YAMADA
，
M．
，
KAWAMURA，
H．
，
TANI，
A．
，
EDATSUNE
，
S．
： Elasto−
Plastic Deforrnation Be・
haviers and Fatigue Fracture Modes
，
IABSE・
ECCSSYMPOSIUM
，
LUXEMBOURGE，
POSTER SES・
SIONS
，
1985，
pp．
50〜
51．
山 田 稔，
河村 廣．
谷 明勲 ；軸圧 を受け る充 腹 型 鉄 骨 鉄 筋コ ン クリー
ト部 材の曲 げ 変 形 性 状に関 する研究 （1．一
方 向 曲 げ ｝，
日本 建 築 学会近畿支部研究報 告集，
昭 53．
5，
pp，
157一
ユ60．
山 田 稔，
河 村 廣，
谷 明 勲 ：軸圧 を受け る充 腹型 鉄 骨 鉄 筋コ ンク リー
ト部 材の曲 げ 変 形 性 状に関 する研 究 （1．一
方 向 曲 げ一
軸 力比の影 響 ），
日 本建 築学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集，
昭53，
9、
pp．
1943〜
］944．
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，
昭62．
6，
pp．
303〜
323．
山 田 稔，
河 村 廣，
谷 明 勲，
松 尾 世 志 浩 ；複 曲 率 交 番 繰り返し曲 げせ ん断 を 受け る鉄 骨鉄筋コ ンク リー
ト柱 の 弾 塑 性 変 形 並び に崩 壊性 状に関す る研究，
（1．
N＝
1／3 Ne，
定 変位振幅実験 δa＝
± 8cm，
H〃D−
5），
日本 建 築 学会近畿支部研 究 報 告 集， 昭61．
5，
pp．
149−
152．
山 田 稔，
河村 廣，
谷 明 勲，
松 尾 世 志 浩 ；複曲 率 交 番 繰 り返し 曲 げ せ ん断を受け る鉄骨鉄 筋コ ン ク リー
ト柱 の弾塑 性 変 形 並びに崩 壊 性 状に関 する研 究，
（a ．
N＝
1／31＞Dt 定 変 位 振幅実験 δ。＝
土 8cm，
HID＝
5）， 日本 建築学会 大 会 学 術 講 演梗 概 集，
昭6L8，
pp．
1293−
1294．
NII-Electronic Library Service
SYNOPSIS
UDC : 624. e16.7 : 624.04
ELASTO-PLASTIC
DEFORMasION
AND
FRACTURE
BEHIYVIORS
OF
STEEL
PROFILE
ENCASED
REINFORCED
CONCRETE
BEAM-COLUMNS
UNDER
CYCLIC
BENDING
I
.
Constant
deflection
amplitude testsbyDr. MINORUYAMADA, Dr. HIROSHIKAWAMURA, AKINOR] TANI and SHIGERU EDNI'UNE, Members of A.LJ.
The objective of this research isto make clear theelasto-plastic
flexural
deformation
behavior,
fracture
rnode and fatiguefracturecriteria under cyclicbending
of steel pTofileencased reinforced concretebeam-columns
ex-perimentally.Testsare carried out under alternately repeated cyclic
bending
with various constant axialloads.
Fracture
modes aredifferent
according to the axialload
levels
anddeflection
amplitudes.In
case oflower
axialload
level
N=O, 116N,, fracturesare caused by the tear off of flangeplatesforall deflectionamplitudes(fracture
typeF).
On
thecontrary, incase of higheraxial load levelN=213 N,,fracture
are causedby
there-duction
of moment resistancedtie
te crashingdown
of concrete and theoccurrences of thelocal
buckling
at theflange
platesfor
alldeflection
amplitudes(fracture
type B). Incase of medium axialload
level
N;113
N,,
thefracture
mode istype B forlargerdeflectlonampHtudes a.==±30mm, ±20
mm and combined typeB
andF
for
srnallerdeflection
amplitude a. : ±15mrn. All specimen exceptN=OM
lose
lateral
and axial resistances at thefracture.
The relationship between the
deflection
amplitudes and the cycles ttntilfracture
in
Fig.13
shows very clearlytheapproximately linearcorrelation in
log-log
scale and the influencesof axialload
levels
anddeflection
ampli-tudesupon the low cycle fatiguelimitsof steel profileencased reinforced concrete
beam-columns
under cyclicbending.
