高強度鉄筋内蔵コンクリート充填鋼管部材の付着強度評価方法に関する研究 [ PDF

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(1)高強度鉄筋内蔵コンクリート充填鋼管部材の付着強度評価方法に関する研究. 逸見綾耶. １ . はじめに. ２ . 継手を有する部材の引張実験の概要. 本研究は、コンクリート充填鋼管( CFT) 部材を鋼管の. 引張実験は鋼管の断面形状と幅( 径) 厚比、鉄筋の径. 溶接を行なわず、コンクリートに内蔵した鉄筋を用い. および本数と挿入長さ、機械的ずれ止めのリブプレー. て応力伝達する、新しい継手方法を開発することを目. ト段数を実験変数として行われているが、本報告では、. 的としている。この継手を用いることで、溶接が困難. このうち内蔵鉄筋の滑りにより耐力が決定した 8 体の. な超高強度鋼や劣悪な気候条件下での施工や、C FT 構. 試験体を対象とする。図 1 に試験体形状、表 1 に試験. 造と RC 構造を上下に積み重ねた合成構造への適用が可. 体一覧を示す。材軸中央の継手部分では鋼管同士は直. 能となる。本研究では、継手の耐力評価方法を確立す. 接接合せず 10mm の隙間を開けており、継手部分の鋼管. る上で必要となる情報を獲得するために行った引張実. 端部にはリブプレートをすみ肉溶接した。表 2 に鋼材. 験のうち、内蔵鉄筋の滑りにより耐力が決定した試験. の材料試験結果一覧を示す。内蔵鉄筋はねじふし鉄筋. 体の結果を用いて、既往の付着強度算定式による評価. ( ネジテツコン) 、コンクリートは高強度コンクリート. と本継手に適合する付着強度算定式の提案を行う。. を用いた。. 高強度鋼棒 M64. 加力は 2000kN 万能試験機により行なった。図 2 に示. P. す測定装置で内蔵鉄筋端部位置の鋼管の相対変位( 以. PL-50(40)×250. 後、全体変形と呼ぶ) u および継手部分の伸び u l を測定. 10d. 330. 12d. 330. 10. 10. 15d. 490. 15d. 330. 10. 330. PL-40×360. 2 3 4 25. 216.3. 200. 25. 25 200. 200. 25. P. (a)シリーズ1 (b)シリーズ2 (c)シリーズ3 (d)シリーズ4 S44-R19-15d S44-R25-15d S22-R19-12d-1 C48-R19-10d S33-R19-15d S22-R25-15d C26-R19-10d S22-R19-15d 図 1 試験体形状. 1 2，3 1 1 2，3. 52. 鉄筋挿入区間. リニアモーションベアリング. ユニバーサルジョイント. 図 2 測定装置. 8-D19. 15d. 4-D25. 15d. 8-D19. 12d. 8-D19. 10d. 76.7. 1077 ◎ Bs 1236 ○ Bs 1484 ◎ Bs. 56.3. 1164 ○ Bs 1457 Ys→Bs 958 ◎ Bs 1278 ○ Yst→Bs 1344 Bs. 試験体名のつけ方リブプレート段数 ※記載なし：リブプレート2段. 接合鉄筋挿入長さ. S 33 - R 19 - 12d - 1 接合鉄筋呼び径接合鋼材（R ：鉄筋）鋼管幅(径)厚比鋼管形状（S ：角形，C ：円形）. 表 2 鋼材の材料試験結果一覧シリーズ. (b) 継手部変形 u l. 44 33 22 44 22 22 48 26. *1：d：鉄筋の呼び名 *2：Bs：内蔵鋼材滑り，Ys：内蔵鋼材降伏， Yst：鋼管降伏(2軸応力状態を仮定して、ミーゼスの降伏条件より判定した)，○：鋼管を剥いでコンクリートのひび割れ状況を観察した試験体，◎：○に加え、かぶりコンクリートを取り除いて鉄筋ふし間のコンクリートひび割れ状況を確認した試験体. CDP-25. (a) 全体変形 u. 鉄筋コンク最大リート挿入耐力破壊形式*2 本数-径公称強度 *1 幅厚比長さ 2 (本-mm) (N/mm ) (kN). S44-R19-15d □-200×4.5 S33-R19-15d □-200×6 S22-R19-15d □-200×9 S44-R25-15d □-200×4.5 S22-R25-15d □-200×9 S22-R19-12d-1 □-200×9 C48-R19-10d ○-216.3×4.5 C26-R19-10d ○-216.3×8.2. 1. D25 USD685. CDP-50. 鋼管公称断面寸法. 試験体名. (mm). D19 USD685. D19 USD685. D19 USD685. 表 1 試験体一覧シリーズ. 490. 385. リブプレート PL-12×20. した。内蔵鉄筋にはひずみゲージを貼付して測定を. 2軸ゲージ. 10. 385. 1軸ゲージ. 公称断面寸法 (mm). □-200×4.5. 材種. STKR400. □-200×6 □-200×9. BCR295. ○-216.3×4.5 STK400 ○-216.3×8.2 1，3，4 D19 USD685 2 D25 4. 実測板厚. 降伏強度 2. *1. 引張強度 2. 弾性係数 5. 2. (mm). (N/mm ). (N/mm ). (×10 N/mm ). 4.62 4.26 6.02 9.20 9.14 4.28 7.91. 385 343 418 402 422 387 394 709 701. 456 433 485 474 487 461 467 893 893. 2.04 1.88 2.08 2.07 2.02 1.92 1.92 1.99 1.92. ―. ― *1：□-200×4.5,□-200×6は明確な降伏棚がみられなかったため0.2%オフセット法により求めた. 51-1.

(2) S22-R19-15d P(kN) S33-R19-15d 2000 S44-R19-15d S22-R25-15d S44-R25-15d S22-R19-12d-1 1500 降伏軸力（鉄筋D25）. 降伏軸力 1500 （鉄筋D19）. 1000. 1000. 500. 500. 0. 0. 5. 10. 15 u(mm). (a) 角形 CFT （シリーズ1 ～ 3）. 0. C26-R19-10d C48-R19-10d. 最大軸力（鋼管D/t=48）降伏軸力(鋼管D/t=48）. 約 110mm. P(kN) 2000. 0. 5. 10. 15 u(mm). (b) 円形鋼管CFT （シリーズ4）. 図 3 荷重 P- 全体 u 変形関係. (b) 鉄筋ふし間コンクリート図 4 コンクリートひび割れ状況 (S44-R19-15d). (a) 鉄筋挿入区間. 部分の付着力低下を考慮して片側 10mm ずつ延長した。. り、本継手では鋼管による拘. ３ . 荷重 - 変形関係. 束力が十分に大きいため、引. 図 3 に各試験体の荷重 P と全体変形 u の関係を示す。. 抜け破壊が生じたものと思わ. S22-R25-15d は内蔵鉄筋の、C48-R19-10d は鋼管の降伏軸力. れる。また、いずれの試験体に. 計算値に達した後に最大耐力に至り、その後耐力低下. おいても、1 段目リブプレート. を生じた。その他の試験体は、内蔵鉄筋の降伏軸力計. 支圧側端部から内蔵鉄筋に向. 算値に至る前に最大耐力に達した後、耐力低下を生じ蔵鉄筋の滑りによるものと考えられる。各シリーズ毎. かう斜め方向のひび割れが生 θ：24度（リブプレート2段) 32度（リブプレート1段）じていた。更に、材軸中央継手図 5 鉄筋付着長さ部よりS44-R19-15d、S22-R19-15dで. に幅( 径) 厚比の影響を比較すると、いずれのシリーズ. は約 110mm、S22-R19-12d-1 では約 90mm の位置に、コアコ. でも、幅( 径) 厚比が小さいほど最大耐力の値は大きい。. ンクリートを 2 分する大きなひび割れも生じており、. また、耐力低下の勾配には幅( 径) 厚比による差異は顕. このひび割れ発生位置より終端部側の鉄筋が、コンク. 著にはみられない。シリーズ 1 と 2 の幅厚比が同じ試験. リートとの滑りに対して付着力により抵抗したものと. 体を比較すると、鉄筋( D25) の試験体の方が最大耐力発. 思われる。これより、リブプレートと鉄筋間の応力伝. 揮時の変形は大きく、耐力低下は緩やかである。シ. 達は 24 度または 32 度方向であると仮定し、付着長さ l b. リーズ 1 と 4 の幅(径)厚比が近い試験体(S44 と C48、S22. を図 5 のように定める。. と C26) を比較すると、幅( 径) 厚比が大きい方の試験体. ５ . 平均付着応力度. では、円形 CFT の方が鉄筋の挿入長さが短いにも拘ら. 図 6 に、載荷荷重より各鉄筋が均等に応力を負担す. た。これらの耐力低下は後述する破壊性状などから内. θ. 鉄筋挿入長さ. 壊と呼ぶ) が生じるとされてお鉄筋付着長さ lb. 行ったが、ゲージを貼付した鉄筋の長さは、防水処理. θ. ず最大耐力値は大きく、最大耐力発揮時の変形は、幅. ると仮定して求めた鉄筋 1 本当たりの平均付着応力度. ( 径) 厚比が小さい方の試験体では円形 CFT の方が小さ. ―. い。また、耐力低下は円形 C FT の方が緩やかである。. 定した応力から求めた各鉄筋の平均付着応力度 ― sg と、. ４ . 付着破壊モードの判定. 全体変形 u の関係を示す。なお ―p および ―sg の算定では、. 実験終了後、S44-R19-15d、S22-R19-15d、S22-R19-12d-1の鋼. 鉄筋周長は公称値を用いた。図では S33-R19-15d の結果. 管およびかぶりコンクリートを取り除き、鉄筋ふし間. のみを示しているが、その他の試験体でも同様の性状. のコンクリートひび割れ状況を確認した。図 4 に S44-. を示している。また表 3 に、各試験体の ― sg.max( ― sg の最. R19-15d の状況を示すが、その他の 2 体でも同様に破壊. 大値) および ― sg.pmax( 最大荷重時の ― sg ) 、平均付着強度. していた。いずれの試験体でも、鉄筋ふし間のコンク. ―. リートは隅主筋、中主筋ともに鉄筋のふし頂部を結ぶ. ― sg と ― p の値はおおよそ等しく、ほぼ同時に最大値に. 面で分断されていた。文献 1)， 2) などによると、鉄筋. 到達していることより、各鉄筋にほぼ均等に荷重が伝. 周囲のコンクリートの横拘束が十分な場合には鉄筋ふ. 達されていることが確認できる。また表 3 より、各鉄. し間コンクリートの直接せん断破壊（以後、引抜け破. 筋 ― sg.max の値および ― sg.pmax の値にも鉄筋位置による違い.  p および、鉄筋材軸中央部の軸ひずみ度測定値より算. p.max( 最大荷重時の ―p) の値を示す。. 51-2.

(3) はほとんどみられない。. 回っている。これらの要因としては、藤井ら式の作成. ―. 以上より本報告では、 p.max の値をもとに、付着強度. に際して行われた実験では内蔵鉄筋量が 1 本であるこ. の評価方法の検討を行うこととする。. とや付着長さが 2d 程度と短いことなど、本実験の試験. ６ . 既往の付着強度算定式による付着強度の評価. 体と拘束条件が異なることが考えられる。. 引抜け破壊を生じた実験結果に基く付着強度算定式. ７ . 各変数が付着強度に与える影響. である藤井ら式および黒木ら式では、付着強度は鉄. 角形 CFT の試験体について、―p.max/SA を藤井ら式で用. 筋のせん断面積係数 SA 4) で除したふし間コンクリート. いられている  B 0.8 5 で除した値と各変数の関係を、図 9. の直接せん断強度として評価されており、本研究にお. に示す。図 9(a) より、幅厚比が小さいほど ―p.max/SA/B0.85. いてもこれに従う。なお、SA は鉄筋のふし頂部を結ぶ. の値は大きい。これは、幅厚比の大きい鋼管ほどより. コンクリートのせん断面積の公称付着面積に対する比. 強い拘束力を発揮し、付着性能が向上するためと考え. で定義される、ふし形状の付着性能に関する特性値で. られる。なお、本実験の場合では、鋼管幅は全て 200mm. あり、本報告では図 7 のように定めた。図 7 によると、. であることから、この傾向は鋼管板厚の違いによるも. SA は D19 では 0.68、D25 では 0.72 である。図 8 に直接せ. のである。図 9(b) より、同じ幅厚比のときの ―p.max/SA/B0.85. ん断強度 ― p.max/ SA の値を、コンクリート強度 B を横軸. の値は、鉄筋 (3-D19) よりも鉄筋 (2-D25) の方が大きく、鉄. にとり示す。また図中には、藤井ら式および黒木ら式. 筋の径と本数は付着強度に影響するものと考えられる。. 2). 3). による計算値も示している。. 図 9(c) より S22-R19-15d と S22-R19-12d-1 を比較すると、. ―. 図 8 では、p.max/SA の値は円形 CFT の方が角形 CFT よ. ―. りも大きくなっており、円形鋼管では角形鋼管よりも. れない。また、付着長さのみを実験変数とした試験体. 拘束力が強く作用するため、付着性能が向上するもの. 数が少ないことより、本報告で提案する付着強度算定. と考えられる。また実験値は、角形 CFT では両式の計. 式では、この影響は考慮しないこととする。. 算値を大きく下回っており、円形 CFT でも、本実験と. ８ . 付着強度評価方法の提案. 同様に円形鋼管により拘束した藤井ら式の計算値を下. 藤井ら式の作成に際して行われた実験では、鉄筋の. (N/mm2) 20 隅. 中隅. 15. 中. po/SA,p.max/SA(N/mm2) 80 S22-R19-15d 藤井ら式 S33-R19-15d 0.85 S44-R19-15d po/SA=1.69・B S22-R25-15d 60 S44-R25-15d S22-R19-12d-1 C26-R19-10d 40 C48-R19-10d. sg (隅鉄筋) sg (中鉄筋) p. 10. 5. 20. 0. 0. 0. 5. 10. 15 u (mm). 図 6 平均付着強度 ― 全体変形 u 関係 (S33-R19-15d) θ c dmax. T a 側面. 断面. 図 7 ねじふし鉄筋のせん断面積係数 S A. 験変数とはなっておらず、それらが付着強度に与える影響は考慮されていない。しかし前述したように、本継手の付着強度を評価するには鉄筋表面形状と  B に加表 3 平均付着応力度＿. 試験体. ※太線：付着強度算定式の作成に際して行われた実験範囲. 0. 20. 40. 60 80 B(N/mm2). 図 8 直接せん断強度コンクリート圧縮強度  B 関係 0.8. 0.6. 0.6 S22-R19-15d S33-R19-15d S44-R19-15d S22-R25-15d S44-R25-15d S22-R19-12d-1 30 40. 0.4 0.2 0 50 48 B/t. 2. ＿. ＿. 2. τ sg.max (N/mm ) τ sg.pmax (N/mm ) τ p.max 2 隅鉄筋中鉄筋隅鉄筋中鉄筋 (N/mm ). S22-R19-15d S33-R19-15d S44-R19-15d S22-R25-15d S44-R25-15d S22-R19-12d-1 C26-R19-10d C48-R19-10d. 17.4 13.1 11.5 ―* 13.8 13.0. 16.5 14.2 11.0. 13.5 28.8 28.8. 17.3 13.0 11.5 ―* 13.6 12.9. 16.5 14.0 10.9. 15.9 13.2 11.5 16.4 13.1 13.1 28.1 26.7. 13.3 28.5 28.6. *：ひずみゲージの不良により不明. p.max/SA/B0.85. 0.8. πd  (1   /  )  (c  a / sin  ) SA  max  c 0.4  T h     2 arcsin    d max  h  0.2 d max：最外径 h：ふし高さ c：ふし間隔 0 a：ふし頂部の幅 ：ふし傾斜角 20 ：公称周長 T：ふしの隙間. 径、本数や鋼管の形状、幅( 径) 厚比は実. 黒木ら式 po/SA=0.60・B. p.max/SA/B0.85. h. p.max/SA/B0.85 の値に付着長さによる違いは顕著にはみら. p.max/SA/B0.85 0.8 0.6. S22-R19-15d S33-R19-15d S44-R19-15d S22-R25-15d S44-R25-15d S22-R19-12d-1 50 52 54. 0.4 0.2. 56 58 ns d(mm). 0. 7. S22-R19-15d S33-R19-15d S44-R19-15d S22-R25-15d S44-R25-15d S22-R19-12d-1 8 9 10. 11. 12 lb/d. (b) 一面の鉄筋総直径 n s d (a) 鋼管幅厚比 B/t (c) 付着長さ / 鉄筋径 l b /d 図 9 各変数が付着強度に与える影響 51-3.

(4) え、鋼管による拘束力の大きさや鉄筋の径と本数につ. 向の変形が生じやすいことが考えられる。ここでは、. いても考慮する必要があるといえる。このうち鉄筋表. h.pmax と st  h には同様の傾向があるものと考えられるこ. 面形状については、藤井ら式および黒木ら式と同様に. とから、･ st  h =  (定数) として、角形 CFT の ―p.max/SA を. SA により評価し、B については、高強度コンクリート. 以下のようにおく( 各記号の定義は図 10 を参照) 。. までを対象とした藤井ら式に則り  B. を用いて評価す. 角形 CFT：― p.max/SA=s ･ B0.85+ s ･2t/ns d ・・・(1). ることとする。その他の因子について以下のように定. ミーゼスの降伏条件により判定したところ、円形. める。. CFT の径厚比 48 の試験体では鋼管は降伏に至っており、. モールクーロンの破壊規準を仮定して、直接せん断. 実際に最大荷重時に生じた  h.pm ax の値は不明である。. 強度が、拘束力がない場合のコンクリートのせん断強. よってここでは、円形 CFT も角形 CFT と同様に径厚比. 0.85. 度と鋼管の拘束力によるそれの増分の和として、定数 ―. による  h.pmax の値への影響は小さいものと仮定し、. 、 を用いて p.max/SA=･ B +･ n で評価されるものと. ―. する。ここで  n は、図 10 に示すように、鋼管の拘束に. 円形 CFT：―p.max/SA=c･ B0.85+c･2tsin(/nc)/d ・・・(2). より各鉄筋に作用する割裂応力度とする。図 11 に、リ. 以上より、実験結果から図 1 2 に示す線形回帰式を. ブプレート 2 段の試験体について、図中に示す位置の. もって (3)，(4) 式中の定数 s、s および c、c を求めた。. p.max/SA を (2) 式のようにおく。. 0.85. 鋼管のひずみ測定値より平面応力状態を仮定し、ポア. この結果より、本実験の範囲における平均付着強度. ソン比を 0.3 として求めた最大荷重時の鋼管表面の横方. ―. 向応力度  h.pmax の値を、鋼管の幅厚比を横軸にとり示. 角形 CFT：―p.max={･B0.85+･2t/nsd}･SA.  p.max について、以下の評価式を提案する。 ―. 円形 CFT：p.max={･B. す。角形 CFT では、h.pmax の値の幅厚比による違いは大. 0.85. ・・・(3). +･2tsin(/nc)/d}･SA. (4). ―. きくはない。また、鉄筋 (3-D19) の試験体と鉄筋 (2-D25). 図 13 に、角形 CFT の試験体について、p.max の実験値. の試験体では、h.pmax の値は中鉄筋を有する鉄筋 (3-D19). と (3)，(4) 式による計算値の関係を示す。実験値 / 計算. の試験体の方が大きい結果となっている。この要因と. 値の平均値と標準偏差は、1.01 と 0.07 であり、計算値は. して、ひずみゲージを貼付した鋼管の部材幅の中央位. 実験値を概ね良好に評価している。. 置では、中鉄筋による付着抵抗の影響を受け、面外方. ９ . まとめ高強度内蔵鉄筋継手を有する CFT 構造部材について、. t. t. lb   n lb st  h. 引張実験の結果をもとに、実験の範囲における鉄筋と. lb st  h. lb   n. コンクリートの付着強度算定式を提案した。【参考文献】 1 ) 谷川恭雄，小池狹千朗，太田福男，中塚佶，馬場研治，畑中重光共著：鉄筋コンクリート構造 - 理論と設計 - ，森北出版株式会社，pp .3 3 -3 5 ，1 9 9 4 .5 2 ) 赤司二郎，藤井栄，森田司郎：コンクリート強度と鉄筋のふし形状が付着特性に与える影響，コンクリート工学年次論文報告集，Vol.1 3 ，No.2 ，pp.1 27 -1 3 2 ，1 9 9 1 3 ) 黒木正幸：鉄筋コンクリート柱の脆性破壊性状の改良法に関する研究，九州大学博士論文，p p 4 5 - 8 7 , 1 3 3 - 1 4 0 ， 2008.2 4 ) 国分正胤，岡村甫：太径鉄筋の使用に関する研究，土木学会論文報告集，第 2 0 2 号，pp. 1 0 3 -1 1 3 ，1 9 7 2 .6. 2 π/ nc. lb st  h.  n  st  h  2t /(ns d ).  n  st  h  2t sin(π /nc ) / d. (a) 角形 CFT. (b) 円形 CFT. st  h：鋼管に生じる横方向応力度(N/mm. 2. )，. t：鋼管板厚(mm )，lb：鉄筋付着長さ(mm )，d：鉄筋径(mm )， n：一面に配された鉄筋本数，n：全鉄筋本数 s c. 図 1 0 鋼管の拘束により各鉄筋に生じる割裂応力度  n の算定方法 ※*：降伏時の横方向応力度. h.pmax(N/mm2). 200. 1.5. 2軸ゲージリブプレート. * y=13.7x+1.20. 1.0. 継手中央. p.max実験値(N/mm2) 20 角形CFT実験値/計算値平均値：1.01 15 標準偏差：0.07 =1 .2. 20 90 25 20 20. 250. p.max/SA/B0.85. /計算値. lb st  h. d. 2. R =1.00. 実験値. d. 10. 150. 0.5. 5 y=33.7x+0.32 2. 100 20. 30. B=200(mm) 40 50 B/t, D/t. R =0.87 0. 図 1 1 最大荷重時の横方向応力度  h.pmax. 0. 0.005 0.01 0.015 0.85 2t/(nsd)/B，2tsin(/nc)/d/B. 図 1 2 定数の算出 51-4. 0. 0. S22-R19-15d S33-R19-15d .8 S44-R19-15d 0 = S22-R25-15d 値算 S44-R25-15d /計 S22-R19-12d-1 値験 C26-R19-10d 実 C48-R19-10d 5 10 15 20 p.max計算値(N/mm2). 図 1 3 実験値と計算値の比較.

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