修士論文・博士論文一覧｜九州大学 大学院人間環境学府

51-1

華田　健人　

1.　はじめに

　コンクリート充填鋼管(以下、CFTと呼ぶ)部材に、経

済性や耐火性を高める目的で鉄筋を配置した鉄筋内蔵

CFT(以下RCFTと呼ぶ)部材の研究はこれまで数多く行

われているが、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)」(以下、CFT指針と呼ぶ)、新都

市ハウジング協会「コンクリート充填鋼管技術基準・同

解説(2012)」ではRCFT部材の耐力算定手法は明示され

ていない。そこで、本研究ではまず累加強度及び断面解

析から得られたRCFT短柱の耐力と既往の実験結果を用

いた比較検討を行う。その後、累加強度による耐力評価

に鉄筋が与える影響の確認を目的として断面解析を用い

たパラメトリックスタディを行う。なおRCFT部材の既

往研究は多様な断面形式に対して行われているが1)、本

研究では正方形鋼管1重円形配筋断面を対象とする。

2.　RCFT短柱の終局耐 力の算定手法

2.1　累加強度を用いた算定手法

　現行のCFT指針では、配筋無いCFT短柱の終局耐力

として全塑性状態を仮定した累加強度を用いている。本

研究ではそれをRCFT短柱に準用する際に、主筋の強度

の追加と帯筋の拘束によるコンクリートの圧縮強度の上

昇2)を考慮する。ただし、このとき文献2に従い、帯筋

の降伏応力度

wyの上限を687[N/mm2]とする。図1に累

加強度算定の際でのRCFT断面の応力ブロックを示す。

図1では主筋を独立した鉄筋として示しているが計算に

おいては断面積と位置の等しい鋼管に置換する。また耐

力算定の際には帯筋によるコンクリートの断面欠損は

考慮しないが主筋による断面欠損は考慮する。 2.2　断面解析を用いた算定手法

　中心圧縮耐力の算定ではひずみ増分法によるN-解析

を行い、曲げ耐力の算定では平面保持を仮定し、断面分

割法(1000分割)を用いた曲率増分法によるM-解析を

行う。鋼管とコンクリートの構成則を図2と表1に示す。

鋼管は圧縮側では局部座屈による耐力低下とひずみ硬

化や残留応力の影響による耐力上昇を、引張側ではコ

ンクリートの拘束により鋼管が2軸引張状態となること

による強度上昇を考慮したモデル3)とする。コンクリー

トでは帯筋の外側と内側でモデルを分けており、外側

では文献4のモデルを準用するが、コンクリートの圧縮

強度時までを無拘束コンクリートモデル5)とする変更を

加える。内側では文献2のモデルを準用するが、下り勾

配係数dを式1で算定することで鋼管の拘束を考慮す

る。主筋は降伏応力度

ryを上限とする完全弾塑性モデ

ルとする。各材料のヤング係数はCFT指針に則り決定

図2　断面解析に用いる鋼管とコンクリートの構成則

鉄筋内蔵コンクリート充填角形鋼管短柱の

終局圧縮耐力及び終局曲げ耐力算定手法に対する解析的検討

 = 3.0  = 1.0

ひずみ度

応

力

度



[N

/m

m

2 ]

sy S･sy

S･sy

-1.1sysy

圧縮

引張

sB sTsB sT sT

sT

基準化 幅厚比

-1.1sy sE

sE

図 1　累加強度算定の際での RCFT 断面の応力ブロック B：鋼管幅[mm] cB：鋼管内法幅[mm] t：鋼管板厚[mm]

wD：帯筋の配筋直径[mm] ρh：帯筋体積比 s：帯筋のピッチ[mm] xn：コンクリート端から中立軸までの距離[mm]

sσy：鋼管降伏応力度[N/mm2] _rσ_y：主筋降伏応力度[N/mm2]

wσy：帯筋降伏応力度[N/mm2] cσB

：コンクリート圧縮強度[N/mm

2_]

cσcB：拘束を考慮したコンクリート圧縮強度[N/mm2] (a)

鋼管 (b) コンクリート

表1　鋼管の構成則に用いる係数

cσcB= cσB+ 2.05ρh･wσy･(1 – s / (2wD) )2

場合分け

耐力上昇(低減) 係数S

最大強度時 ひずみ度sB

弾性限界 ひずみ度sE

≦1.6 sy

1.6 ＜≦2.0 1.0 sy sy

2.0 ＜ S･sy S･sy

sεy

t

x

n

-rσy rσy sσy

-sσy cσB

B

cσcB

wD cB

コンクリート 鋼管 主筋

中立軸

sεT:荷重が一定値となるひずみ度 sσT：荷重が一定値となる応力度

sE：鋼管のヤング係数

α：基準化幅厚比

sεy：鋼管の降伏ひずみ度

(式1)

d=1.5–0.0171

･c

σ

B

+1.6

･

√

w

σ

re＋

2.4

･

√

s

σ

re

sσre：鋼管の有効側圧因子

wσre：帯筋の有効側圧因子

有効側圧因子の詳細は文献6を参照されたい

帯筋の内側

帯筋の外側 無拘束

圧縮ひずみ度

圧

縮

応

力

度

c







m

m



ccB

cB

cc0

c0

c0：無拘束コンクリートの圧縮強度時ひずみ度

51-2

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

0 10 20 30 40 50 60

y = 1.000 + 0.00572x

実

験

結

果

ex

N3

と

累

加

強

度

cl

Nu

'

の

耐

力

比

h･wy [N/mm2]

する。なお、M-解析を行う際には断面内のひずみ勾配

の影響を考慮して鋼管の圧縮側とコンクリートの構成

則の耐力低下勾配を2/3倍にする。

3.　既往の実験結果を用いた検討

3.1　中心圧縮実験結果の評価と考察

　本節で検討対象とする実験結果はRCFT短柱12体と

比較実験として行われた配筋の無いCFT短柱9体を用

いる7,8)。なお、本研究では耐火性の検証実験やCFT指

針の短柱の適用範囲外であるものは対象外とする。今

回収集した範囲では主筋の配置された試験体の中心圧

縮実験は無かった。評価に用いる実験結果は各文献に

示された荷重変形関係から読み取った圧縮ひずみ度3%

まででの最大の実験結果_exN₃を用いる。図3には_exN₃と

帯筋の効果を考慮しない累加強度_clN_u’、考慮した累加

強度

clNu、さらに断面解析での最大耐力

clN3との比を、そ

れぞれ横軸に

h･

wyをとり、鋼管の基準化幅厚比毎に

色を分けて示す。ここでは帯筋の降伏応力度

wy毎に印

の形状を分けている。また図4には圧縮ひずみ度1%ま

ででの最大の実験結果_exN₁と累加強度_clN_u’、_clN_u、断面

解析での最大耐力_clN₁との比を同様に示す。図3(a)では

h･

wyが比較的大きい場合で耐力比が大きくなってお

り、これは帯筋の拘束の効果で実験での耐力が大きく

なったためと考えられる。図3(b)の累加強度

clNuでは帯 筋の拘束を考慮しているため、帯筋の効果による耐力

上昇を評価できていると考えられる。図3(c)の解析結

果

clN3では局部座屈による耐力低下を考慮しているた

め、基準化幅厚比の大きな試験体も比較的小さなばら

つきでの評価ができている。解析結果は図4の場合でも

実験結果を比較的小さなばらつきで評価できているが、

h･

wyが比較的大きな試験体で耐力比がやや大きくなっ

ている。これは帯筋の降伏応力度に上限を設けたこと

で、上限を超える強度の帯筋が配置されている場合で

の解析結果が小さくなったためだと考えられる。 3.2　曲げせん断実験結果の評価と考察

　3.1と同様の条件で収集したRCFT短柱7体と比較実

験として行われた配筋の無いCFT短柱3体の実験結果

9-12)を用いる。ここでは解析結果

clM2は、実験での部材角

R=2%に相当する無次元化曲率Bを、塑性ヒンジ長さ

をL

p=B、曲率は塑性ヒンジ部分のみに一様に分布す

ると仮定して求めて、そのB時の曲げモーメントとす

る。また加力スタブの拘束により危険断面位置が材端

か ら 中 央 寄 り に 移 動 す る こ と を 考 慮 し て 、 材 端 か ら

0.5B中央寄りの位置の曲げモーメントを実験での曲げ

耐力とする。なお実験結果にはP-効果による付加曲げ

図3　圧縮ひずみ度3%まででの最大の実験結果と各計算結果の比

図4　圧縮ひずみ度1%まででの最大の実験結果と各計算結果の比

(a) 　累加強度

clNu’を用いた場合 (c) 　解析結果

clN3を用いた場合

(b) 　累加強度

clNuを用いた場合

(a) 　累加強度

clNu’を用いた場合 (c) 　解析結果

clN1を用いた場合

(b) 　累加強度

clNuを用いた場合

：基準化幅厚比 （=B/t･√sσy/sE）

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

0 10 20 30 40 50 60

y = 1.000- 0.00011x

実

験

結

果

ex

N3

と

累

加

強

度

cl

Nu

の

耐

力

比



h

･

w



y

[N/mm

2

]

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

0 10 20 30 40 50 60

y = 1.000 + 0.00193x

実

験

結

果

ex

N3

と

解

析

結

果

cl

N3

の

耐

力

比



h

･

w



y

[N/mm

2

]

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

0 10 20 30 40 50 60

y = 1.000 - 0.00087x

実

験

結

果

ex

N1

と

累

加

強

度

cl

Nu

の

耐

力

比



h

･

w



y

[N/mm

2

]

※

※ ※

※

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

0 10 20 30 40 50 60

y = 1.000 + 0.00164x

実

験

結

果

ex

N1

と

解

析

結

果

cl

N1

の

耐

力

比



h

･

w



y

[N/mm

2

]

※この2体のみ解析で圧縮ひずみ度1%までに 　 最大耐力を発揮していな い

※ ※

※ ※

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

0 10 20 30 40 50 60

y = 1.000 + 0.00470x

実

験

結

果

ex

N1

と

累

加

強

度

cl

Nu

'

の

耐

力

比



h

･

w



y

[N/mm

2

]

※実験で圧縮ひずみ度1%までに 最大耐力を 　 発揮してい ないもの

※ ※

※

※

R CFTでの平均 0.99 変動係数 0.035

R CFTでの平均 1.04 変動係数 0.035

R CFTでの平均 1.10 変動係数 0.068

R CFTでの平均 0.99 変動係数 0.042

R CFTでの平均 1.04 変動係数 0.032 R CFTでの平均 1.11

変動係数 0.088

0.7≦< 1.2： 1.2≦< 1.6： 1.6≦≦2.1：

配筋なし ：

386≦_wσ_y≦687： 687 < wσy≦1412：

51-3 0.7

0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3

0 0.25 0.5 0.75 1 1.25 1.5

y = 1.000 - 0.12078x

実

験

結

果

ex

M2

と

累

加

強

度

cl

Mu

の

比

主筋と鋼管の 軸耐力の比 rNy/sNy

0.22 ≦ N/N0≦ 0.33

rNy = rA･ry sN_y = _sA･sy

0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3

0 0.25 0.5 0.75 1 1.25 1.5

y = 1.000 - 0.01560x

実

験

結

果

ex

M2

と

解

析

結

果

cl

M2

の

比

主筋と鋼管の 軸耐力の比 rNy/sNy

モーメントを含めている。図5にはR=2%まででの最大

の実験結果_exM₂と累加強度_clM_u、解析結果_clM₂の比を、

それぞれ横軸に主筋と鋼管の軸耐力の比

rNy/sNyをとり、

基準化幅厚比毎に色を分けて示す。また帯筋の体積比

と強度の積_h･_w_y毎に印の形状を分けている。図5(a)で

は_rN_y/_sN_yが比較的大きい試験体と基準化幅厚比が大き

い試験体で耐力比が小さくなっている。図5(b)では比

較的ばらつきが抑えられているため、主筋は鋼管と比

べて断面中央寄りに配置されるため、曲げを受ける場

合では生じる軸方向ひずみ度が小さく降伏し難いこと

の影響と、鋼管の残留応力による耐力上昇と局部座屈

による耐力低下の影響と考えられる。 4.　パラメトリックスタディを用いた検討

4.1　中心圧縮力を受ける場合

4.1.1　主筋のみを配置した断面

　ここでは断面解析から得られた圧縮ひずみ度1%まで

での最大の圧縮力N

1を帯筋を考慮した累加強度

clNuで 除した耐力発揮率で、解析での耐力の累加強度の発揮

度合いを確認する。また、配筋の無いCFT断面の耐力

発揮率からRCFT断面の耐力発揮率を減じた値で、耐

力発揮率に鉄筋が与える影響を確認する。本章のパラ

メトリックスタディに用いる断面形状はB=750[mm]、

wD= 0.9cB、主筋はD-32、帯筋はD-13とし、変数は表2

に示す。軸力比N/N

0は4.2でのみ用いる。図6に主筋の

みを配置した断面での検討結果を、縦軸に耐力発揮率、

横軸に主筋と鋼管の軸耐力の比_rN_y/_sN_yをとり、基準化幅

厚比毎に色を分けて示す。ここではコンクリート強度

毎に印の形状を分けている。の最大値は= 0.76%で、

B/t=40、_s_y=440[N\mm2]、_c_B=60[N\mm2]、_r_y=685[N\mm2]、

pg=4.0%の場合である。この時のRCFT断面の耐力発揮

率は98.4%であるため、中心圧縮力を受ける主筋のみを 配置した断面は概ね累加強度を発揮すると考えられる。

4.1.2　帯筋のみを配置した断面

　図7に帯筋のみを配置した断面での検討結果を、横軸

に帯筋の強度と体積比の積

h･

wyをとり示す。の最大

値は= 5.4%で、B/t=60、_s_y=325[N\mm2]、_c_B=60[N\mm2]、 wy=685[N\mm2]、_h=1.5%の場合である。図8にその時

の配筋の無いCFT断面とRCFT断面それぞれのN-解析

の結果を示す。ここでは断面を構成する各材料毎の解

析結果も色分けして示す。なお、この時の解析結果は累

加強度もしくは累加強度を構成する各材料の耐力での

無次元化を行っている。帯筋に拘束されるコンクリー

トはその圧縮強度のみならず圧縮強度時のひずみ度も

大きくなるため、RCFT断面の最大耐力時の圧縮ひずみ

度も配筋の無いCFT断面の場合に比べて大きくなる。

加えて、これらの断面で鋼管は局部座屈によって圧縮

ひずみ度の増加に伴って耐力が低下するため、RCFT断

面の耐力発揮率が小さくなったと考えられる。

表2 パラメトリックスタディに用いる変数

図8 帯筋の影響でが最大となる場合のN-解析結果

(a) 配筋の無いCFT (b) 帯筋を配置したRCFT

図5　R=2%まででの最大の実験結果と各計算結果の比

(b) 解析結果

clM2を用いた場合

(a) 累加強度

clMuを用いた場合

N/Nu

sN/sNu

cN/cNu

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

0.00 0.25 0.50 0.75 1.00

圧縮ひずみ度[%]

各材料毎の無次

元化し

た

解析結果

N

/ cl Nu

幅 厚比B/t = 60 sy = 325 [N/mm2] cB = 60[N/mm2] 0.955

：最大耐力発揮時 c = 0.28%

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

0.00 0.25 0.50 0.75 1.00

圧縮ひずみ度[%]

wy = 685 [N/mm2]

h = 1.5 [%] 0.901

c = 0.45%

0.85 0.9 0.95 1 1.05 1.1 1.15

0 0.25 0.5 0.75 1 1.25 1.5

耐

力

発

揮

率

　

N1 /cl Nu

主筋と鋼管の軸耐力の比 _rN_y/_sN_y

※耐力発揮率の差が最大となった場合

※ ※

鋼管降 伏応力度sσy 325, 440 [N/mm2]

コ ンクリート 圧縮強度cσB 60, 120 [N/mm2]

幅厚比 B/t 20, 40, 60

主筋降 伏応力度rσy 490, 685 [N/mm2]

主筋比 pg (=rA/cA) 0, 4.0 [%]

帯筋降 伏応力度wσy 295, 490, 685[N/mm2]

帯筋の 体積比rh 0, 0.75, 1.5 [%]

軸 力比 N/N0 0.25, 0.50

N0 = sA・sσy+cA・cσB+rA・rσy

主筋の断面積：rA = pg･cA コ ンクリート の断面積：cA = cB2

鋼管の断面積：sA = B 2 _-

cB2

図6 主筋を配置した断面の 中心圧縮耐力の全検討結果

図7 帯筋を配置した断面の 中心圧縮耐力の全検討結果

RCFTでの平均 0.98 変動係数 0.054 RCFTでの平均 0.90

変動係数 0.10

1.0 ≦α≦1.4：

1.8 ≦α≦2.6 ： α= 4.0：

60 ≦cσB≦81 ：

100≦_cσ_B≦120：

170≦_cσ_B≦182 ：

※単位は[N/mm2] 配筋無し ：

ρh･wσy=1.5 ： ρh･wσy=6.6 ： ρh･wσy=34.7：

※ 単位は[N/mm2]

cσB= 60： cσB= 120：

※単位 は[N/mm2]

0.8≦≦0.9： 1.6≦≦1.9： 2.4≦≦2.8：

0.85 0.9 0.95 1 1.05 1.1 1.15

0 2 4 6 8 10 12

h･wy [N/mm2]

※

51-4

参 考 文 献

1)柿田 靖幸 ら:既往研究 の実験 結果を用 いた鉄 筋内蔵コ ンクリ ート充填 鋼管柱 の終局 曲げ耐力 と変形 能力の検 討その1 日本 建 築学 会(AIJ)

大 会 学 術 講 演 梗 概 集 ，pp.1389-1390, 2015.09　2)孫 玉 平 ら:拘 束 円 形 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 柱 の 曲 げ 終 局 強 度 の 算 定 法（ そ の1~2）,AIJ九 州 支

部研 究 報告,pp229-232,1997.03　3)中原 浩 之ら:コン ク リー ト 充 填角 形 鋼管 柱 の 中心 圧 縮性 状 の モデ ル 化, コン ク リー ト 工 学年 次 論 文報 告

集 , pp817-822,1998.7　4)中 原 浩 之 ら:コ ン ク リ ー ト 充 填 鋼 管 柱 の 一 定 軸 力 下 に お け る 繰 返 し 曲 げ 性 状 ,日 本 建 築 学 会(AIJ) 構 造 系 論 文

集 ， 第568 号 ，pp.139-146, 2003.06　5)shahら:Prediction of Ultimate Behavior of Confined Columns Subjected to Large Deformation , ACI Journal, pp.423-433, 1985,07-08　6)崎 野 健 治 ら:直 線 型 横 補 強 材 に よ り 拘 束 さ れ た コ ン ク リ ー ト の 応 力- ひ ず み 関 係 , AIJ構 造 系 論 文 集 ，

第461 号 ，pp.95-104,1994.07　7)山 口 育 雄 ら:充 て ん 型 鋼 管 コ ン ク リ ー ト 短 柱 の 中 心 圧 縮 性 状（ そ の1～2）, AIJ大 会 学 術 講 演 梗 概 集 , pp1353-1356,1988.1　8)渡辺英 義ら:鋼ス パイ ラル 筋で 補 強し たコ ンク リ ート 充填 角形 鋼管 柱 の短 柱圧 縮性 状, コン クリ ート 工学 年次 論文

集, pp1105-1110, 1999.06　9)今 井 和 正 ら: 鋼 管 で 囲 ん だ 高 強 度 鉄 筋 コ ン ク リ ー ト 柱(RCFT柱)の 開 発(そ の3), AIJ大 会 学 術 講 演 梗 概 集, pp1153-1154, 2001.09　10)荒井 豊 人, 他 : 鉄筋 内 蔵 型 鋼 管 コ ン クリ ー ト 構 造 に 関 す る 実験 的 研 究(その2), AIJ大会 学 術 講 演 梗 概 集, pp1201-1202, 2003.09　11)白 井 遼 ら:鉄 筋 内 蔵 型 鋼 管 コ ン ク リ ー ト 構 造 に 関 す る 実 験 的 研 究(そ の8-9), AIJ大 会 学 術 講 演 梗 概 集, pp1441-1444, 2014.09 12)石 岡 拓 ら:超 高 強 度 材 料 を 用 い たCFT柱 の 研 究 開 発, 技 術 研 究 報 告 第39号,戸 田 建 設 株 式 会 社, 2013.10

4.2　圧縮力と曲げを受ける場合

4.2.1　主筋のみを配置した断面

　圧縮力と曲げを受ける場合では耐力発揮率の定義を

断面解析から得られたB=2%まででの最大の曲げモー

メントM₂を累加強度_clM_uで除した値とし、を用いた検

討を行う。図9に主筋のみを配置した断面での検討結果

を 軸 力 比 毎 に 印 の 形 状 を 分 け て 示 す 。 の 最 大 値 は

=5.1%で、N/N

0=0.50、B/t=60、

sy=325[N\mm2]、 cB=120 [N\mm2_]

、

ry=685[N\mm2]、p

g=4.0%の場合である。図10

にその時の配筋の無いCFT断面とRCFT断面それぞれの

M-解析の結果を無次元化して示す。高強度であること

に加えて鋼管に比べ断面中央寄りに配置される主筋は

比較的曲げ耐力を発揮し難いため、RCFT断面の耐力発

揮率が小さくなったと考えられる。また、RCFT断面の

耐力発揮率は76.9%と比較的小さいが、配筋の無いCFT

断面の耐力発揮率も82.0%と小さいことから配筋によ

る影響では無いと考えられる。

4.2.2　帯筋のみを配置した断面

　図11に帯筋のみを配置した断面での検討結果を軸力

比毎に印の形状を分けて示す。の最大値は=1.7%で、

N/N₀=0.50、B/t=20、

sy=440[N\mm2]、

cB=60[N\mm2]、 wy= 685[N\mm2_]

、_h=1.5%の場合である。ただし、この時の

RCFT断面の耐力発揮率は111.7%であり、累加強度を

発揮している。一方、の最小値は=-7.8%で、N/N

0=0.50、

B/t=60、_s_y=440[N\mm2]、_c_B=60[N\mm2]、_w_y=685

[N\mm2_]

、_h=1.5%の場合である。図12にその時の配筋

の無いCFT断面とRCFT断面それぞれのM-解析の結

果を無次元化して示す。鋼管の耐力発揮率が比較的小

さく最大耐力時のBが大きい場合では、帯筋の拘束に

よりコンクリートの耐力劣化が緩和され、断面の最大

耐力時でのコンクリートの耐力が大きくなり、RCFT断

面の耐力発揮率が比較的大きくなると考えられる。

5.　まとめ

　鉄筋内蔵CFT短柱の終局圧縮耐力及び終局曲げ耐力

算定手法について本研究で得られた知見を示す。

(1)　既往実験での鉄筋内蔵CFT短柱の終局圧縮耐力は

　　帯筋によるコンクリートの拘束を考慮することで

　　比較的対応の良い評価を行うことができる。

(2)　既往実験での鉄筋内蔵CFT短柱の終局曲げ耐力は

　　鋼管の局部座屈を考慮した断面解析によって比較

　　的ばらつきの小さい評価を行うことができる。

(3)　累加強度での耐力評価に鉄筋が与える影響とその

　　度合いを断面解析を用いて確認を行った。

図10 主筋の影響でが最大となる場合のM-解析結果

(a) 配筋の無いCFT (b) 主筋を配置したRCFT

図12　帯筋の影響でが最小となる場合のM-解析結果

(a) 配筋の無いCFT (b) 帯筋を配置したRCFT

0 0.5 1 1.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

無次元化曲 率B[%]

各

材

料

毎

の

無

次

元

化

し

た

解

析

結

果

M

/ cl

Mu 幅 厚比B/t = 60

sy = 325 [N/mm2] cB = 120[N/mm2]

N/N0 = 0.50 0.820

M/clMu sM/sMu cM/cMu rM/rMu

0 0.5 1 1.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

無次元化曲率B[%]

ry = 685 [N/mm2]

pg = 4.0 [%]

0.769

※clMu=sMu+cMu+rMu

：最大耐力発揮時

0 0.5 1 1.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

無次元化曲率B[%]

幅厚比B/t = 60 sy = 440 [N/mm2] cB = 60[N/mm2]

N/N0 = 0.50 0.731

0 0.5 1 1.5

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

無次元化曲率B[%]

wy = 685 [N/mm2] h = 1.5 [%]

0.809 0.6

0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

0 0.25 0.5 0.75 1 1.25 1.5

耐力発揮率　

M2 /cl Mu

主筋と鋼管の軸耐力の比 rNy/sNy

※ 耐力発揮率の 差が最大となった場合

※

※

0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4

0 2 4 6 8 10 12

h･wy [N/mm2]

※

※

図9 主筋を配置した断面の 曲げ耐力の全検討結果

図11 帯筋を配置した断面の 曲げ耐力の全検討結果

N/N0 = 0.25： N/N0 = 0.50：