井
上
正
一
*・小
林
和
夫
**・西
林
新
蔵
*r1947年 10月 25日 受 理)
The Charactertttics of TwO Span Coninuous Prcstrcsscd
Concrete Bcam with Vcrdcal」
ointby
Syoichi INOUE,Kazuo KoBAYASHI and Shinzo NIsHIBAYASHI
(Received October 25,1974)
To determine the deflection and the mOment distributiOn under the each loading stage between initial and ultimate,incユ
む
ding crackind 10ad,continuous prestressed concrete beam having twO sPanS have been examined.In this test,thitty―eight beanls with fol10wing cOnditions were selected,(a) ユocation of jOint,(り preStressing steel ratio,(の 甲agnitudes of prestressing, (d)10CatiOn ot loading POint,(O kindS OE coicrets(nOr4aliand light_weight concretの 。
l i
This rePort describes the results ot exPerimental and theoと etical investigatiOn
in which the effects of the above cOnditions On the behaViors Of the iointing and monolithic beam were observed.
1・ ま え が き ここでは接合連続は りのうち
,最
も基本的な 2ス パ ン コンクリー ト構造物にプ レキ ャス ト部 材 を 利 用する連続 はりを採 り上 げ
,ス
パ ン間に設 ける接合点の位置, と,工
期の短縮 。経済性・ 品質管理 の面で多 くの利点がPC鋼
材比 と圧着プ レス トレス量を要因に選び,種
々の もた らされ るものと考え られ る。プ レキ ャス ト部材の利条件のもとで載荷試験を実施 した。その結果にもとづい 点の一つに,これを連続 は りに応用す る方法が種 々検討
て,この種の連続はりの基本的性質
,す
なわち,荷
重の され てヤヽる。 増力Πに伴 うたわみの変化 0モ ーメン ト分布 の変化,い
い 従来,一
体打ちの鉄筋 コンク リー トあるいはプ レス トかえるとモーメ ン ト再分配の様相およびひびわれ耐力 と レス トコンクリー ト連続はりにっいては
,完
全な塑性 ヒ破壊耐力などの強度特性を
,一
体は りとの比較の上に検 ンデが仮定でき破壊の機構を形成すると考えた場合の極討を加えることに した。 限荷重算定式の適用性 。そ―メント再分配の機構等につ いては種々提案され, この種はりの挙動がかなり明らか
2.実
験 概 要 にされつつある。しか し,プ
レキ ャス ト部材を利用 した(1)供
試体の種類 接合連続 は りの挙動については不明の点が多 く設計上 の供試体は左右対称な 2ス パ ンの連続 は りで
,そ
の断面 基礎的資料 も十分 とはいえない現状にある。*鳥
取大学工学部土木工学科**岐
阜大学工学部土木工学科 寸法を図-1に
,供
試体 の種類を表-1に
示す。 ここで井上正一 。小林和夫 。西林新蔵 :プ レキ ヤス ト部材の接合連続は り
畑廼璽璽璽亘
Fig, l crOss section Of test beams and icading arrangement 場合には本体部を普通 コンク リー トとしたものも試験に 供 した。 これ らをシリーズ
I,…
…,vと
す る。 それぞれのシリーズに対 して以下に示す試験因子を選 んで載荷試験を実施 した。(1)PC鋼
材比IPC鋼
材は矩形断面の図心に関 し て対称に同一径のものを一本ずつ配置 し, コンク リー ト の全断面積に対する 引張PC鋼
材断面積 の比をPd=
0.32(φlo),0,45(φ 12),0,63(φ14)の3種 類 とした 終局時のモーメン トの再分配の程度は鋼材指数 P6・σsノ σε で表わ しうるが,各
鋼材比に対応す るこの値はそれ ぞれ0.096,0,134,0.187程度 となる。ただ し,σdノ はPC鋼
材の降伏点 (0.2%off― Set pointに おける)応
力,σσはコンク リー トの圧縮強度である。Table l Kinds oF test beams (ii)プ レス トレス量
:PC鋼
材径 φ10・ φ12・ φ14に対 してそれぞれ 50・ 80。■Okg/前 のプ レス トレス を断面に均―に導入 し,プ
レキ ャス ト部材を圧着接合 した。 (ii二)接
合 部 の位 置:PC鋼
材 と して φ12を用 い た も のに対 して は,各
シ リーズについて接合部の位 置は,図
-2に
示す ように(a)載
荷点 (b)中間支点 (C)ス パ ン全長 にわたってひびわれがな く,曲
げ剛 性が一定であると仮定 した場合の反 曲点(d)載
荷点 と中間支点の両部 の4種類 とした。 一方,
鋼材径 φ10と φ14の
も のについては,各
シ リー ズ を 通 じ て,中
間支点 のみに接合部を設 ける ことに した。さ らに,各
々にういて 対比用 の一体は りを同 時 に 作 製 し た。なお,接
合部における目地 の幅 はいづれの場合 も4 clllと し,従
来一 Beam No. 1-Centre suPPort 2-→Loading pOintExamplJ
Series No.←疑龍
ittt concrete V PreCastmember
of normal― weight concrete 朋七Beam with verticalⅢ
int CI Mon。lithicbeam
steel dia― Hleter 10‐→ φ1012→
φ12 14…Ⅲ φ14 3->Zero moment pOint 4→節尊
::liltt° rt 5‐→Monolithic 6‐→Centre suPPOrt 7‐■Monoユithic 8‐→Centre suPPOrt 9-MOnOlithic はプ レキ ャ不 卜の本体部 コンク リー トとして軽量 コンク リー トを使用 しているが,比
較のために一部に普通 コン ク リー ト(天然骨材使用)を
用いたものも採 り上 げてい る。 載荷試験は,本
体部が軽量 コンク リー トのものに関し ては,スパ ン全長にわたって曲げひびわれ が 発 生 しな い,す
なわち曲げ剛性が一定であると仮定しうる場合の 中間支点の負モーメント(νc)と
, 載荷点下の正モー メント(74)と
の比を ИG/ν4=1.0,1.4,0,79,
1.7の4条 件のもとで実施した。また,Zθ 川塩=1,4の 般 に行なわれているように目地部モルタルには本体部の コンクリー ト強度より大 きい強度のものを使用 した。(2)供
試体の作製 (a)使 用材料 と示方配合 (i)セ メン ト:本体部 コンク リー トに は住 友 社製の 普通 ポル トラン ドセメン トを, 日地部モルタルには同社 製の早強ポル トラン ドセメ ン トを使用 した。Oi)骨
材 :本体部の軽量 コンク リー トには細・ 粗骨 材 とも三井金属鉱業製の非造粒型人工軽量骨羽 (メ サラは りの作製方法は次の順序で行なった。 4∼8週 間散水 し, ビュ‐ルシー トでおおって湿布養 生を行なってプ レキ ャス ト部を作製 した後
,接
合面 の レ イタンスをヮイヤーブラシで十分に除去 し,所
定配合の モルタルロ地を充填 した。モルタルの充填後1日で脱枠 し,10kg/cMi程 度の仮ル ス トレスを導入 した後,上
記 と同様の方法で約 4週 間目地部のモルタルを十分に湿布 養生 した。 モルタルの充填後約 4週 でセンターホール型オイルジ ャッキを用いて所定のプ レス トレスを導入 し,プ
レキ ャ ス ト部材を圧着接合 した後,直
ちに7/C=0・
50の セ メ ン トペース トでグラウ トを行なった。なお,接
合 は り と比較するための一体はりのコンク リー トの配合・ 作澱 方法 。養生方法等 は接合はりと全 く同様 とした。(3)試
験 方 法 試験時のコンク リー トの材令は (10∼15)週で,載
荷 方法お よび各測定位置は図-1に
示す とお りである。同 図に示す ように,た
わみは最小 目盛 1/100Hulの ダイヤル ゲージを用いて,載
荷点下 と各支点か ら10c■の位置で測 定 した。また,ス
パ ン上のモーメン トの分布を求めるた めに,各
支点下に容量20t口_ドセルを設置 して支点反 力の測定を行なった。3.連
続はりのスパ ン上のモーメン ト分布とた わみの計算法 コンク リー トの連続はりは,曲げひびわれの発生 と同 時にスパ ン方向の曲げ剛性が変化 し,モ
ーメ ン トの再分 配が始 まる。 ここでは曲げひびわれの発生にともなう曲 げ剛性の低下を考慮 したモーメン トの分布 とたわみの算 定法の概要を述べ る。次節以下において,試
験結果 と解 析結果を対比 し,本
方法のこの種の接合連続 は りへの適 (c)(a)r―
― ― ◆ ― ― ― 菖 ― ― ― → 岸‐
(b)(d)f―
― ―◆T―
― ●―――●―――私 ●JointFig.2 Location of joint
イ ト
)を
使用 した。また,一
部のは りに用いた普通 コン ク リー トには,粗
骨材 として木 曽川産の工砕石を細骨材 として長良川産の川砂を用いた。 ()PC鋼
材 。スターラップおよび組立鉄筋:PC
鋼材には高周波熱錬社の φ10,φ12,φ14の異形PC鋼
棒 ウルボン(降伏点応力,13400kg/cM,破 断時の応力; 14600kg/前)を
使用 した。 また,ス
ターラップ および 組立鉄筋 として川崎製鉄社製の φ6の普通丸鋼を使用 し た。なお,スターラップ筋の所要量は計算 した曲げ破壊 時のせん断力に対 して土木学会PC設
計施工指針にもと づいて算定 した。 (iV)コ ンク リー トおよび 目地 部 モル タルの示方配 合 :本体部の軽量および普通 コンク リー トと目地モルタ ルの示方配合を表-2に
示す。 (b)供試体の作製方法 は りの形状・ 寸法および配筋の詳細は図-1に
示す と お りである。Il'able 2 Mix proportiOn
辮釈
1粗
:礁
(mm)￨″
/C(%)
鞘牛 呵 荀
14±
1脇
鈍
hl‐
1亜
Type of concreteｉｍｕｍ
ｏｆｃ。．弾
・
Ｍａｘ ｓｉｚｅ ａｒｓｅ てQua輩
モ
離躍電酔ポ
r volume ater (ICemm
④
l雛
ぞ
78
井上正一 。小林和夫・ 西林新蔵 :プ レキ ヤス ト部材の接合連続 は り 用性を検討することにする。L
いま,図-3の
ように鞘 的な ″ スパンの齢 はりθス
=÷
∫(■)CLつ
独団 0 を考える。図
-3(a)か
ら lbl 同図の Φ)に
示すように,連
続はりの内部支点 ′に おいては,適
合条件 として次 式 が 満 足されねばならな ヤヽ。 θブF+θ
′力=0
修
胸
∴
為
t等
)π力
+も
ち
み釣
ヵ
―
っヵ側
式4)は多スパ ン連続 は りの一般的な適 合 条 件 式であ る。″スパ ンは りでは内部支点で 1つづつの適合条件式 があ り,全
体 として(″-1)個
存在する。 本試験は りのように対称載荷を受ける対称 2ス パ ン連 続は りに対 しては,中
間支点のたわみ角は理論的には0 となるので,式
(41は次のようになる。÷∫
■
)″力
=
0 (1/″ =ゴ巧/F) 一方,端
支点 よ り任意 距離 駒 で のたわみ δ は同図 (C)を参照 して次式で与 え られ る。 とL
δ
=∫(■
)。一
π
ο
)力
=∫―
豊
￨・
―
″
,)力
④
〓 カ ″ と ″ 一 Ｋ ｒ ｌ プ ｏ ・ 一 Ｌ 〓 ″ ″ 〃 一 てΣ
れ
・ 一 と lClFig。 3 Definition sketch
ゐ =/Jθ ■ FT したが って
ど
θ
=(■
)カ
ここで,1″ は支点Aから距離″の位置における曲率を 表わす。 B LAC =
θ
】
L =∫
″
′
θ
=
チ
ー
l― TFr A o ただ し,式
(51・16)において,〃
・ 【 はそれぞれ 位 置 ″における曲げモーメン トと曲げ岡1性を示す。 実際の数値計算にあたっては,は
りを部材軸方向に ′ 分割 し,封
51は次式の形で計算するのが簡便である。 本研究に採 り上 げた連続 は りでは,与
え られた荷重P
において式(ηを満足す るモーメ ン トの分布 〃 は次のよ うに して求めた。 静定基本系 として単純は りを選び与え られた荷重P
によるモーメン トを メ(つ とす る。次に不静定モーメ ン トとして中 間 支 点 に あ る大 きさの負のモーメン ト 7(′=L)を 仮定す ると,スパ ン上 の 任意点のモーメン トarcrD=ズ
(″)十 rcIDで
与え られる。 なお,こ
こで は各位置の νCtJに対応す る曲げ剛性 【(つ は,曲げ ひびわれの発生以後 も合めて次式1)の ″∼K関
係式か ら求め ることに した。 .・.θβ 宰 同様 に効
﹂ ｒ ︲ ﹂ ″ ｏ ・ 一 Ｌl νCT)￨≦ 1 2Yr″ ,∬ ￨
【●
)=К
珍,〆￨コZ″,Ⅳ I≦ IИ(″
)￨≦
IИ″っⅣI【
(″)=為
,Ⅳ―
(め,N Fr,N)〔2x
￨″(つ ￨― l νε″が ￨ lν砿∬ キーlν,″】劇―
( ￨ンИ″,fT I― 1立眩σ″=∬￨洵
Ⅳ=鳥
/,そ
れぞれプ レキ ャス ト部および 目地部の 特性を表わす。 M,″ ;曲 げひびわれモーメン トの計算値Mr ;曲
げ破壊モーメ ン トの計算値 為;曲
げひびわれ発生以前の初期曲げ剛性の計算値 娩;曲
げ破壊時の曲げ剛性の計算値 (単純は りの試 験結果2)か ら,
コンクリー トの最大圧縮ひずみを0.35%と
して計算 したもの) 上式の νF=ν
CI)が 式17】を満足す るまで繰 り返 し 計算を行ない正解値 7(″=L)を
求める必要がある。 このようにして,ス
タヾン上の 正 しいモーメン ト分 布 νCrDが 決定され ると,スパ ン上の任意点のたわみは式 16)を別の形で表わ した式191を用いて容易に求めることが できる。δ
=血 (半
妊傷―幼
)ど″
倒
ここに,糊=″
ο/И" なお,以
上の計算にあたっては,は
りの分割数は70等 分 とした (加 =2 clll)。4.実
験結果と解析 各は りのコンクリー トの諸特性および導入プ レス トレ スを一括 して表-3に
示す。(1)曲
げひびわれ耐力 曲げひびわれ耐力の実験値 と計算値を表-4に
示す。 計算値は,ま ず塑性計算法により載荷点 と中間支点断面 の曲げひびわれモーメ ント7Ac″,ν
ひ.″ を求め,
次に 載荷点・ 中間支点モーメ ン トをそれぞれ れ塩=V4″
, И￠=И
じ″ とおぃて式檸)を満足するPを
求めたもの である。なお,Vれ
″iИ
け,″ の算定にあたっては, ]￨ 張 塑 性 率 を 普 通 コンク リー ト・ モルタルに対 しては 0.6,軽量 コンクリー トでは0・4とした。3)(2)モ
ーメン トの再分配 連続は りのモーメ ン トの再分配 として,荷
重(P)∼
中間支点モーメ ン ト(νo)・載荷点モーメ ン ト ●亀) の関係を図-4に
示す。 実験値はロー ドセルで測定 した各支点反力の実測値を 用いて求めたものである。一方,計
算値 は前節で述べた 方法によって算定 した ものである。(3)破
壊耐力 表-4に
破壊荷重の実験値 と計算値を示す。 表中の計算値 島 ●は,
載荷点断面 と中間支点断面に 塑性 ヒンデが形成 され,崩
壊の機構に達 したときに破壊 すると考え,次
式か ら計算 したものである。身￠
=撃
娩″
十■″
v
側
こ こにL:ス
パ ン長,:端
支点か ら載荷点までの距離 う=L―′:中 間支点か ら載荷点までの距離 娩 ″o′晩″:そ れぞれ載荷点 。中間支点断面の極限曲 げモーメ ン トの計算値で,圧
縮縁ひずみが,本
体部 コン ク リー トの最大圧縮ひずみ (0・0035と仮定)に
達 したと きに曲げ破壊が起 こるとして計算 したものである。 単純は りの試験結果2)によると,実
験値 の計算値に対 する比は1.1であったので,
ここでは ユ名″。ν税 と しては上記 の計算値を10%割増 して用いることに した。(4)た
ゎみ、 図
-3に
載荷点下のたわみの実験値 と計算植 を示す。 たわみの計算値は式19)から求めたものである。5.考
察
(1)ひ
びわれ耐力とひびわれの発達状況 ∈)ひ
びわれ耐力 表-4か
ら,一
体は りの場合 と同様に最大モーメ ン ト の位置に接合部を設 けた接合は りに対 しても計算値は実 験値 とよく合致 していることが明 らかである。接合は り の計算値は本体部のコンクリー トの引張強度か ら算定 し たものであって,これが実験値 とよく合致することは, 接合部における曲げひびわれ耐力の低下が殆んどないこ とを示すものであって,最
初の曲げひびわれが本体部で 観察された ことと一致する。井上正―・ 小林和夫・ 西林新蔵:プレキ ヤス ト部材 の接合連続 は り
Table 3 Physical prOperties of cOncrete and mortar
:::::i::::::::￨:::::::::::
=1弘
「
季辱
孝勝
1器
3-ェ ーM-12 1 72.2
4-ェ ーM-12 1型
壁ェーC-12 1 81,0
6-正 一M-14 1 109.8
71τ
14 1 103.8
8-ェ ーM-10 1 50.3
1 9-ェーC-10 1 51.0
4881 20.41 180000
80.1 80.3 72.2 80,1 81,0 110.0 103.8陛 士
1謎
割
二嗚剖玲
1喘
￨■
粋
1幸
1器
1瑠
静
￨ 1-Ⅳ ―M-12 2-Ⅳ一M-12 3-Iv一M-12 4-Ⅳ一M-12 5-Ⅳ―C-12 6-Iv―hI-14 7-Ⅳ―C-14 8-Ⅳ一h41-10 9-Ⅳ―C-10 80.2 80.2 80.2 80.2 0,1 110.2 108.0５
一
０
２
５
一
０
２
５
一
０
２
５
一
０
２´
﹂
一
５
一
０
２
５
一
０
２
５
一
０
２
５
０
２
・
６
一
８
４
０
〇
・
６
一
８
４
０
〇
・
６
一
８
４
０
〇
・
６
一
８
４
０
〇
・
６
一
８
４
０
〇
・
６
一
５
珈
７
０
〇
一
・
６
一
５
７
０
〇
・
６
５
７
０
０
____旦全二三_1 364300畿
1畿
1笠
_±
笙と1 364300_
54.5 1 364300ミ登
1遷
批
54.5 1 364300革 1韓1専
Table 4 Details, cracHng and ultinlate_load of test beams
Flexural cracking load l Ultimate load
拌 詐
￨+1弓
1.06計 寺
1瑞
1器
1器
井上正一・ 小林和夫・ 西林新蔵 :プ レキ ヤス ト部材の接合連続は り 表
-3か
ら,本
試験体では目地部モル タルの引張強度 が本体部軽量 コンクリー トより著 しく大きく,約
2倍 と なっている。従来の研究4),5).6)によると,ヮイヤブラシ と水洗処理を施 した接合面では,日地材の引張強度の50%以
上の付着引張強度が期待 しうることが報告されてい る。本試験体の場合 もこれ らの報告 と同様であって,ひ
びわれの発生がプ レキ ャス ト部内に先行 したことが明 ら かである。 しか し,特
殊な場合であるがプ レス トレス量 が 0の は りでは実験値が 計 算 値をか なり下まわってい た。 (ii)ひびわれの発生状況 ひびわれの性状については,接
合は り。一体は りを通 じて,全
般 に,プ
レス トレス量による差が大 きい。プ レ ス トレス量の大きい場合には,ひ
びわれ幅が小さくその 数も少ない。 これに対 して,プ
レス トレス量の河ヽさいも のでは,ほ
とんどは り全長にわたってひびわ れ が 発 生 し,破
壊荷重近傍においては,た
わみの著 しい増加によ ってひびわれ幅もきわめて大きくなる こ とが 認め られ た。 接合は りで,目地を載荷点または中間支点上に設けた 場合には,接
合面 に曲げひびわれが発生するとその幅を 著 しく開口し,このために,ひ
びわれの分散性は極めて 悪 くなる。 これは接合面では粗骨材のかみ合いがなくひ びわれの進行が署 しいためであろう。この傾向はプ レス トレス量の大 きいものに特に顕著であり,単
純は りに対 しても同様のことを認めてお り2), 注意を要する点であ る。 これに対 して,目地を設計荷重時の反曲点上に設 け た場合は,一
体は りときわめて類似 したひびわれ性状を 呈す る。 したが って,ひ
びゎれ性状の点か らみると,モ
ーメ ン トの大 きい位置に目地を設けることは避けるべ き である。(2)モ
ーメン ト再分配の様相 図-4に
示す荷重∼中間支点モーメ ン ト・ 載荷点モー メン トの関係か ら,載
荷条件 の異なる各 シリーズごとに モーメ ント再分配の挙動を考察 しよう。(i)シ リーズ
I(図 -4(a))
このシ リーズは第 1曲 げひびわれ発生以前の初期状態 における中間支点モーメ ント(γじ
)の
載荷点モーメ ン ト ●塩)に
対する比をИじ,MA=1と
した も の で あ る。一方,本
試験体は鋼材径の等 しい複鉄筋断面である ので中間支点断面 と載荷点断面の極限曲げモーメン トは 等 しく,曲
げ破壊を仮定 したときの理論上 の 終 局 時 の Иσ/νЙは1となる。図示のように,このシ リーズは , 終局時に到 るまで中間支点 と載荷点モーメントの大 きさ が等 しく,終
局耐力を発揮するまでに大 きな塑性回転 の 存在を必要 としないことが明 らかである。また,鋼
材比 とプ レス トレス量が同一 のとき,接
合面の位置に関係 な く接合は りと一体は りのモーメ ン ト再分配の挙動に差のM (l・
C「 T〕′Figユ (a)(C) MOment distribution
8‐亜‐M-lo‐ ―
-0●
9‐ H―C-lo―― △ ▲ないことが示 されている。 (il)シリーズエ (図
-4(b))
このシリーズは初期の晩 ///1が1・4と なるように載 荷 したものである。理論的には,怒
局時に″σ//4=1
となるか ら,曲
げひびわれの発生以後終局時までにシ リ ーズIに 較べて顕著なモーメ ントの再分配を起 こすと考 え られ,その挙動を調べるためのものである。 図-4(b)か
ら明 らかなように,このシ リーズでは中 間支点上 に最初の曲げひびわれが発生すると,この部分 のモーメン トの増加率が減少 し始め,逆
に載荷点モーメ ン トが増大 し始める。すなわち,この段階か らモーメン トの再分配が始まるのである。以後,終
局時に到 るまで のモーメン トの再分配の様相は前記の計算法でうまく説 明 しうることが明 らかであろう。 このシリーズも接合部の位置に関係なく,接
合は りと 一体はりのモーメン トの再分配の様相はきわめてよく類 似 していて,同
一荷重下におけるモーメントの分布の大 きさも両者で差がないと考えてよいであろう。 ()シ
リーズⅢ (図-4(c))
このシ リーズは初期のM,//4を
0・78,愁局時のその 比を1・0と したものである。 このシリーズはシリーズエ と相反す るモーメ ン トの再分配を呈する場合の挙動を検 討するためのものである。 図-4(の
に示す ように,こ のシ リーズは最初に載荷点に曲げひびわれが発生 し,こ の段階か らシリーズエとは逆に荷童の増加にともなう中 間支点モーメ ン トの増加率がそれ以前 より大 きくな り始 める。 この傾向は本計算法でよく説明できる。このシリ …ズの供試体数は少なかったが,一
体・ 接合は りともひ びわれ後における中間支点上のモーメ ン トが計算値 より かな り大 きくなる傾向が認め られた。 ⊂V)シ
リーズⅣ (図-4(d))
このシ リーズは終局時のИじ/V/1が1・0であるのに対 し初期のИσ/M4が
1・7なる位置に 載荷 した も の で あ る。 したがって,シ
リーズエに較べると終局時に到 るま でに著 しいモーメ ン トの再分配が生ずると考え られ,完
全な曲げ破壊を起すにはかな り大 きな塑性回転を必要 と するものである。︵
ギ︶
∝
ｉ
ｌ
― →
M(t・
Cm)
Fig。4(b) MOment distribution
〆
A ● ▲ ■ Ｏ △ ロ三
２ ２ ２ Ｍ Ｍ Ｍ Ｈ Ｈ ■ ２ ３ ４ ● ▲ Ｏ お二
祐 ヒ Ｍ Ｃ 江 エ ６ ７井上正一 。小林和夫 。西林新蔵 :プ レキ ヤス ト部材の接合連続 は り
Fig。
4(d) MOment distribution
︵じ
∝
▲︱
︱
図-4(d)に
示すように,
この場合の再分配について は全般的にシ リーズⅡと同様のことがいえる。 とくに, この場合は鋼材比の対ヽさいものほど,撼
局状態における モーメ ン トの再分配が著 しく,大
きな塑性回転を期待 し うることが明 らかである。 一方,前
記の計算法は接合は りに対 しても一体は りと 同様に怒局時までのモーメ ン トの再分配の挙動をかな り うまく説明しうるものである。 (V)シ リーズV(図
-4(o)
このシ リーズはシリーズエと全 く同様であるが,本
体 部には普通 コンクリー トを用いていて,シ
リーズエの軽 量 コンク リー トの場合と比較するためのものである。 図-4(c)に
示す ように,普
通 コンク リー トを使 用 し た場合の特徴 としては,全
般的に軽量 コンク リー トの場 合 より終局状態におけるモーメン トの再分配が明瞭に表 われるようである。 この理 由として軽量 コンク リー トで は終局時にせん断応力の増加にともなう斜めひびわれの 影響がでるのではないか と考え られる。 しか し,普
通 コ ンク リー トの場合も中間支点に目地を設 けたもの以外は 一体はりとモーメントの再分配に殆んど差はないとみな してよく,両
者 ともに計算値 は実験値 とよく合致 してい ることが示されている。 しか し,中
間支点のみに日地を 設 けたは りでは,ひ
びわれ以後/t・の増加率が減少 し74
のそれが急激に増加 し,む
しろVAの
方が大 とな り,破
壊近傍でVA/И
oが最大 となる傾向が認め られた。 これ は表-3に
示す ように, 日地部モルタルと本体部 コンク リー トとの引張強度の差が小 さいために接合面での付着 引張強度が本体部の引張強度 より低下 し,この結果,こ の位置で最初に開口が起 こり回転角が著 しく大 きくなっ て中間支点上では りが浮 き上がるような挙動を呈 し反力 が減少 したものと考え られ る。 (3)破 壊耐 力 表-4の
破壊耐力の実験値P″を計算値駒oと対比 しな が ら考察 してみよう。計算値は,怒
局時に中間支 点と載 荷点断面がともに極限曲げモーメ ン トに達す ると仮定 し た ときの値である。｀ 同表か ら
,接
合は りと一体は りに共通 して次のことが 明 らかである。 シ リーズIは (2)のモーメ ン ト再分配の項ですでに述 べたように,曲げ破壊を起 こすのに大 きな塑性回転の存6→
冬
2-V―M司 2 3‐17M12
4‐V‐M‐12M(t,cm)
Fig.4(e) Moment distribution
０
亙
→
在を必要 としないものである。 この場合は 島 /P″εは1 より大 きくしか もその比は他のシリーズのものより全般 的に大 きい。また,愁
局時に著 しいモーメ ン トの再分配 を必要 とするシ リーズほど駒 /み￠が小さくなる傾向が 認め られる。 一方,図
-5は
各シ リーズごとに,接
合は りの極限耐 力を一体は りと比較 したものである。ただし,各
は りで コンク リー トの強度に変動があるので,同
図では一体は りのP″ /P2￠を1.0と したときの接合は りのその比で表わS:1?
三と
,1三
S i。
=〔α
91S
蒸
干
Ratio of beam with Verti9al ioint(Pu/Puclto beam with 」oint at zo「 o niOment Point.
EfFect of prestressing steel ratio
Oれ ultimate load
している。同図か ら
,い
ずれのシ リーズについても 反曲点に接合部を設けた場合は一体は りと全 く同等 の耐力を有 していることがわかるであろう。一方, 中間支点 と載荷点の両部に接合部を設 けた最 も条件 の悪い場合でも一体は りの90%以上 の耐力を期待 し うる。以上のことか ら,せ
ん断破壊を起 こさないか ざ り,接
合部の存在が破壊耐力に及ぼす影響は無視 してよいと考え られる。 図-6は
鋼材比 と耐力の関係を調べた も の で あ る。同図によると,鋼
材比が最 も大 きい場合 (φ14 ︱︲ К は ∝ ∞ ６・
６孝輩
崎れ
巽
。
．貯
虚乳
課
Ｉ
Ｆｉｇ
Fig.5 Etta:ξ
tt With Verticaljoint on
歩7‐M‐12-―・O● 9・7M司2-―△▲ 4平M12-―
ロ ロ 6-7・M■4……0● 7-7‐C-14-― △▲ ０ ▲ Ｏ △ 〓 Ｍ． Ｃ ．平
予
卜▽‐M」2--0●
57C‐12-―△▲86
井上正一 。小林和夫・ 西林新蔵 :プ レキ ヤス ト部材の接合連続は り 使用,Ps=0.63%)に
は,
初期の И7nfA
と終局時 のM,//Aに
差があるほど黙局時のモーメン トの再分配 が不完全であることを示 している。なお,従
来の研究で は,鉄
筋指数 (Ps σsノσ,)が
0,15以 下であれば 終局 時に十分なモーメ ン トの再分配が期待 しうるといわれて いる。 しか し,本
試験結果によると, この限界鉄筋指数 は初期の Иじ,MAと
終局時の イσ//v4の
差の程度に よって若千変動すると推察される。Ratio oi normaユ ーweight concrete(Series v) ぎ柱/Pめ tO lighc―weight concrete(Series I) C駒/P7つ 09 1o ll l_2 1‐Y‐M‐ 12 O 2‐M‐M-12 O
3vM-12
O 4‐ピ‐M‐12 Э 5V・C引2 O 6‐ M‐M‐14 Э 7‐望―C-14 O 8‐立‐M引0 O 9ととC-10 OFig,7 Effect of ldnds of concretes on ultirnate load また
,図
-7は
本体部に使用 した コンク リー トの種類 による破壊耐力比 (実験値 と計算値の比)を
比較 したも のである。なお,こ
の場合軽量 コンク リー トの破壊耐カ 比を基準にとってある。 同図か ら,接
合部の位置 。鋼材比・ 圧着プ レス トレス 量に関係な く,普
通 コンク リー トを使用 した方がやや軽 量 コンク リー トの場合 より耐力が大 きくなっている (1 ∼12%程度)こ
とがわかる。 これは表-3に
示す ように 普通 コンク リー トの方が圧縮強度が大 きく,そ
の結果鉄 筋指数が月ヽさくなること,お
よび軽量 コンク リー トの破 壊形式が脆性的であるのに対 して普通 コンクリー トのそ れはやや靭性に富み怒局時におけるモーメン トの再分配 が十分に行なわれやすいためであると考えられる。 とく に,鋼
材比が大 きい場合にその傾向が著 しい よ うで あ る。 (つ たわみ 図-8か
ら次のことが明らかである。全 シ リーズを通 じての結果か ら,載
荷位置に関係な く曲げひびわれの発 生前の荷重域はもちろん,そ
れ以後の荷重域でも接合部 の存在がたわみに及ぼす影響はきわめて小さいと考えて よく,中
間支点 と載荷点 の両断面に接合部を設 けた最 も 条件の悪い接合はりでも一体は りに較べて最大で10%程 度大 きいに過ぎない。 この両位置に接合部を設 けたは り のたわみがやや大 きくなるのは,5,(1)の ひびわれ発生 状況の項で述べた ように,接
合面 に発生 した曲げひびわ れがその幅を著 しく開口し,そ
の面に集中的に大 きい回 転が生ず るためと考えられる。 しか し,そ
れがたわみに 及ぼす影響は,破
壊時においてもこのように10%程度で あって,実
用的には無視 しても十分である。 一方,同
図に示す ように4・ い)で述べたたわみの計算 値 は曲げひびわれの発生以前はもちろん,そ
れ以後終局 時に到 るまでのたわみをかな り精度 よく算定 しうるもの である。 コンクリー トの連続は りでは,曲
げひびわれの発生に ともなってスパ ン方 向に沿って曲げ剛性が変化 し,複
雑 な挙動を呈するが,ここで述べた計算法は,各
荷重階で のモーメ ン トの分布,お
よびたわみをかな り定量的に求 め うるものであろ う。6.ま
と め ここではプ レキ ャス ト部材間にモルタルロ地を充填 し プ レス トレスで圧着接合 した連続はりの挙動について考 察 した。 本研究の主な結果を要約すると以下のとお りである。 (り 目地部モルタルの引張強度が本体部 コンクリー ト の約 2倍 以上になると,接
合部 と本体部間で十分な付着 引張強度が期待できる。 この結果接合面では本体部 コン ク リー トと同等 もしくはそれ以上の曲げひびわれ耐力が 期待 しうる。 しか し,荷
重の増加にともなって,ひ
とた び接合面に曲げひびわれが発生すると,そ
の面における 開 口が著 しくな りひびわれの分散性が悪 くなる。 この面 か ら考えると接合部はできるだけモーメントの小さい位 置に設 けるのが望ましい。 修)曲
げひびわれの発生以後か ら始 まるモーメ ン トの 再分配 の様相ならびにモーメ ントの分布の大 きさそのも のも,接
合は りと一体は りで相違 しない。 13)接合はりの曲げ破壊耐力は,中
間支点 と載荷点 の 両位置に接合部を設 けた最も悪い条件のもとでも,一
体︵
こ
Ｌ
→
︱
△ O 8-VいM‐
1 9‐ v‐c-1
０ ▲ ０ △ 三 ∝ ▲0●
▲ △C
▲ ▲ ▲i
△AA
▲ 。 8台口
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泄▲こ
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6‐ V‐M‐ 14‐―
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△ ▲
2-VいM-12 - 0●
3‐V…M‐12-―
― Δ ▲
4‐V―M‐12-・
― 口 ■
1-V‐M-12
5‐V―C-12
2∞
→プ
(xl偽
m,00
Fig.8(a)DeFlection600
井上正一 。刀ヽ林和夫・ 西林新蔵 :プ レキ ヤス ト部材の接合連続 は り
400
500
５０
︶
﹂
→
20
1815
13
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M‐14 -一
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―
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…一
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3‐■‐
M‐12 -―
・ △ ▲
4-Ⅱ‐
M■
2 -・
―
口 ■
1-1‐M―12 5‐狂‐
C-12
5‐W‐C-12
０ ▲ ▲ Ｏ △ △三
Fig.8(め Deflectionはりの90%以上が期待でき
