コンクリート充填円形鋼管柱とH形鋼梁の接合部の耐震性能に関する研究 [ PDF

全文

(1)コンクリート充填円形鋼管柱とＨ形鋼梁の接合部の耐震性能に関する研究. 井上知哉. 1. 序. tf. コンクリート充填円形鋼管柱（円形 CFT）と H形鋼梁. Bf. ts hs. のダイヤフラムで補強された柱梁接合部が地震荷重を受けると，梁フランジの圧縮力に対してはコンクリートが. tc. hs. ts. ts. D. あるために耐力上問題ない．ところが，引張力に対して dh. は，コンクリート充填のためにダイヤフラムに孔を設ける必要があるため，柱鋼管壁を容易に局部変形させる場合がある．また，ダイヤフラム寸法を大きくしたり，孔. （a）外ダイヤ（b）外ダイヤ（c）通しダイヤ P （ed）（er）（tr）. 径を小さくしたりして接合部を剛にすると，今度は，梁に変形が集中して早期に破断を誘発する可能性がある．つまり，接合部を破壊させない程度で多少局部変形させ. tf. るよう制御することで，骨組全体の耐震性能を最大限に引き出すことができる．しかし，円形CFT柱梁接合部の. ts. 局部変形の定量的予測に関する研究は，まだ十分ではな. D. い．この観点から，本論文では，まず円形 CFT柱梁接合 2D. 部の基礎的な局部変形性状を調べるため，24体の柱・梁フランジモデル試験体を製作し，実験・考察を行った．この得られた実験結果により，有限要素プログラムを用いて柱・梁フランジモデル実験をシミュレーションし，. P. 実験挙動を追跡するための解析モデルを開発した．. （d）無補強（nd）（e）試験体立面図図 1 柱・梁フランジモデル試験体. 2. 実験概要 2-1. 試験体概要. 表 1 実験変数. 柱・梁フランジモデル試験体は，図 1のように，外径 D（=267.4mm）の 2倍長の円形鋼管部分と引張側梁フランジおよびダイヤフラムで構成されている．接合形式は 4種類で，外ダイヤフラム形式が 2種類，通しダイヤフラム形式，無補強形式であり，通しダイヤフラムは，ダイヤフラムに円形の孔が空けられている．柱鋼管の材質は STK400，梁フランジは SM490，コンクリートの設計. 接合形式. D/t. Bf/D. 30,40,60 30,40,60 外ダイヤ 30,40,60 （er） 30,40,60 通しダイヤ 30,40,60 （tr） 30,40,60 30,40,60 無補強（nd） 30,40,60. 基準強度は 27MPaである．実験変数は，4種類の接合形. 外ダイヤ（ed）. 0.5 0.66 0.5 0.66 0.5 0.66 0.5 0.66. hs dh 破壊 (mm) (mm) 型 50,60,70 梁 50,60,70 同時 50,60,70 梁 50,60,70 同時 180,200,220 梁 180,200,220 同時梁同時. 注 1：記号は図 1 を参照注 2：同時：梁と接合部の同時破壊梁：梁の破断が先行. 式，柱鋼管の径厚比，梁フランジ幅 Bf と鋼管径 D の比，. ΔD/2. D. ΔD/2. ダイヤフラムの寸法で試験体総数は 24 体である．梁フランジ幅 Bf と鋼管径 D の比が 0.66 の場合は，接合部の最大強さと梁の破断強度をほぼ同じにした同時破断型で. P. P. あり，0.5の場合は，梁が十分な塑性変形をするように梁を弱くした梁破断型である．表 1 に実験変数を示す．. ΔL/2. L. ΔL/2. 2-2. 加力方法と測定方法 2000kN試験機により試験体の左右の梁フランジの自 23-1. 試験体数 3 3 3 3 3 3 3 3. 図 2 接合部変形の測定位置.

(2) (a)外ダイヤフラム＜ ed＞. (b)外ダイヤフラム＜ er ＞ (c)通しダイヤフラム＜ tr ＞写真 1 破壊状況. (d)無補強＜ nd＞. 由端に単調引張力を加えた。実際の骨組では，荷重と直. ている．グラフ(q）， (r）， (u）， (v）より ΔD/L と ΔL/L の差. 角方向にも梁があり，これが鋼管柱の面外変形を拘束す. が急に離れる以前に両変位が同じように塑性的に増加し. るが，より基本的な挙動を調べるため，このような拘束. ているのがわかるが，これは接合部の局部変形による降. は与えていない。. 伏を表している．図より，同時破断型試験体 Bf/D=0.66. 各試験体の検長間の荷重―変位関係，及び鋼管柱の面. は，梁破断型 Bf/D=0.5 と比較して鋼管が局部変形する. 外変形を調べるために，測定装置を製作した。この装置. 事により梁の変形量が相対的に減少していることがわか. により接合部の伸び変形を２種類測定した。図2に示す. る．. ように，一つは全体変形を知るための検長Ｌ（=600mm） 2-5. 変形能力の伸びΔＬ，もう１つは接合部の局部変形を知るための. 図4に示すように梁端の接合部位置での回転角をθdと. 鋼管中央の面外変位 ΔD である。ただし，L は外ダイヤ. すると，一般の建物では層間変形角は最大でも 2% を超. フラム形式で最大のダイヤフラム寸法を包含するように. えないよう設計されるとすれば，柱と梁の弾性変形を差. 決定している。. し引くと，θd は高々 1% 程度である．今，梁の引張側フ. 2-3. 破壊状況. ランジ接合部位置の局部変形を δ（=ΔD/2），梁せいを H. 接合部で破断した試験体 Bf/D=0.66の外ダイヤフラム. とし，実建物における H/Dの値が高々 2であること，ま. （ed）と外ダイヤフラム（er）は，最大耐力時に鋼管とダ. た寸法L の値が概ね鋼管外径Dの2倍程度であることか. イヤフラムを接合している隅肉溶接部分が割れ，ダイヤ. ら，次式が成り立つ．. フラムの入隅部分亀裂が生じていた．梁フランジで破断. θ =. した試験体は，破断箇所が梁フランジ長のほぼ真中であったことから，梁に対して接合部が問題なかったことがわかる．また無補強試験体では，梁フランジ両端から亀裂が入り，その亀裂が鋼管材軸方向に伸展した．. ΔD ΔD ΔD δ = = = H 2H 2( D × 2 ) 2L. （1）. ここで，各接合形式の同時破断型試験体の ΔD/L の実験の最大値を読みとり，（1）式に代入した結果を図 5に示す．丸で囲まれた試験体が接合部で破断した試験体であ. 2-4. 荷重変形関係図3に柱・梁フランジモデル試験体の引張実験より得られた荷重変形関係をを示す．図の縦軸は引張荷重（kN）で，横軸は検長間変位（ΔL）及び鋼管柱の局部変形量（ΔD）を検長間長さ（L）で無次元化したものである．図中の bPy，bPu はそれぞれ梁フランジの計算降伏耐力比，計算最大耐力比を示している．図の（a)∼(l)が梁破断型試験体，（m)∼(x)が同時破断型試験体である．図よりダイヤフラム試験体は，梁フランジの耐力を発揮できたことがわかるが，無補強はかなり梁フランジの耐力を下回っている．また，伸びも小さいことから，無補強接合部には適切な補強が必要だとわかる．6er0.66-70は， bPuをかなり下回っている．これは，梁フランジに対して接合部が相対的に弱く，接合部に変形が集中したためと考えられる．ダイヤフラム試験体において，ΔD/L と ΔL/L の差が急に離れる点は，梁フランジの降伏を表し. る．接合部で破断した試験体及び通しダイヤフラム（tr）は，設計上考えられる梁端接合部位置での回転角qの上限（q=1%）を満たす変形性能をしていることがわかる． 2-6. 荷重 - 歪関係図 6に試験体に貼付したゲージ位置を，図 7に梁歪み（ε3）に対する入隅歪み（ε2）の大きさを示す．丸で囲まれているものが，接合部で破断した試験体である．図 7(b)より径厚比が大きくなるにつれて e2/e3 の値が大きくなることから，入隅部へ歪みが集中していることがわかる．特に外ダイヤフラム erの径厚比 60の試験体が大きい．通しダイヤフラム trでは，外ダイヤフラム ed，er に比べて ε2/ε3の値はそれほど大きくない．これは試験体が梁で破断したことから，梁に歪みが集中したことによる．図より接合部を変形させるようにした場合，矩形のダイヤフラムより円形の方が入隅部へ歪みが集中する可能性があると言える．. 23-2.

(3) P(kN) 1200. P(kN) 1200 1000. bPu. D/t=30. 800 bPy. 400 ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. P(kN) 1200. 2. 3. 4. 5. 6. ΔL/L(%) ΔD/L(%) 0. bPy. 600 400. 6. 7 8 (%). 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7 (%). bPu bPy. 600. 0 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7 8 (%). (f)4er0.5-60. bPy. 600 400. ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200 0 0. 2. 3. 4. 5. 6. 7 (%). (i) 6ed0.5-60 P(kN) 1200 1000. 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7 8 (%). bPy. 600. P(kN) 1200. bPu. bPy. 800. 0 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7 (%). (m) 3ed0.66-50 P(kN) 1200. bPu. 0. 0. 1. 2. 3. 4. 800. bPy. 600. 5. 6. 7 8 (%). bPu. 0 0. 800. bPy. 2. 3. 4. 5. 6. 7 (%). (q) 4ed0.66-60 P(kN) 1200. bPu. 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7 8 (%). bPu. 800. bPy. bPy. 800 600. 600. ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200 0 0. 1. 2. 3. 4. 5. 0 0. 1. 6. 7 (%). (u) 6ed0.66-60. 3. 4. 5. 6. 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7 8 (%). bPu bPy. 600. 0. 1. 2. (v) 6er0.66-60. 外ダイヤフラム＜ed＞外ダイヤフラム＜er＞. 4. 5. 6 7 (%). 1000 bPu. 800. bPy. bPy. 600 400. ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. ΔD/L ΔL/L. 200 0. 0. 1. 2. 3. 4. 5. P(kN) 1200. 6. 7 (%). 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6 7 (%). (l) 6nd0.5. bPu. P(kN) 1200. bPu. 1000 bPy. 800. 800. bPy. 600 400 ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. ΔD/L ΔL/L. 200 0. 0 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7 (%). 0. bPu. 1. 2. 3. 4. 5. 6 7 (%). (p) 3nd0.66. (o) 3tr0.66-220 P(kN) 1200. P(kN) 1200. bPu. 1000. 800. bPy. 800. bPy. 600 400 ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. ΔD/L ΔL/L. 200 0. 0 0. 1. 2. 3. 4. 5. P(kN) 1200. 6. 7 (%). bPu. 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6 7 (%). (t) 4nd0.66 P(kN) 1200. bPu. 1000 bPy. 800. bPy. 800 600. ΔD/L ΔL/L. 400 ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7 (%). (w) 6tr0.66-180. 通しダイヤフラム. 図 3 荷重変形関係 23-3. 3. P(kN) 1200. bPu. 600. 0. ΔD/L ΔL/L. (h) 4nd0.5. (g) 4tr0.5-200. 800. 0. 6 7 (%). 800. 7 (%). 400 ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200 0. 2. 600. 400. 400. 5. 0. 1000. 1000. 1000. 4. (d) 3nd0.5. (s) 4tr0.66-200. (r) 4er0.66-60 P(kN) 1200. 3. 200. 400. ΔL/L(%) ΔD/L(%). 2. 400. ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. 600. 200 0. 1. bPy. 600. 1000. 400 ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. 1. 1000. bPu. 800. (n) 3er0.66-50 P(kN) 1200. 600. 400. 0. P(kN) 1200. 400 ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. 1000. 1000. 0. 7 (%). 600. 400. ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. 6. 1000. 600. 400. 5. ΔD/L ΔL/L. (k) 6tr0.5-180. 1000. 800. 4. (c) 3tr0.5-220. (j) 6er0.5-60 bPu. 3. 400. ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200 0. 1. 2. 1000. bPu. 800. 400. 1. P(kN) 1200. 1000 bPu. 600. 0 0. 400. ΔL/L(%) ΔD/L(%). bPy. 600. 200. 1000. 1000. P(kN) 1200. bPy. ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. P(kN) 1200. 200. 800. D/t=60. 5. 400 ΔL/L(%) ΔD/L(%). 200. 1000. D/t=30. 4. bPu. 800. 400. (b) 3er0.5-50. (e)4ed0.5-60. D/t=40. 3. 800. P(kN) 1200. D/t=60. 2. P(kN) 1200 bPu. 0 0. Bf/D=0.66. 1. (a) 3ed0.5-50. 800. bPy. 600 400. 200. 1000. D/t=40. bPy. 600. 7 (%). bPu. 800. 0 1. 1000. 1000. bPu. 400. 0 0. Bf/D=0.5. 1000 800. 600. P(kN) 1200. P(kN) 1200. 200 0 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6 7 (%). (x) 6nd0.66. 無補強.

(4) δ. ε2 ε3. θd. Hb. 図 6 ゲージ位置. 図 4 接合部の回転 θ ( % )3. Z. σ σu. 2. σy 1. E 5% 0. ε. Y. P. ed. er. tr. X. 図 5 変形能力. 図 8 相当応力歪み関係. ε /ε 3. ε /ε 3 2 3. 2. 3. 1000. 1000. 800. 800. 600. 600. 径厚比=40. 1. 1. P(kN) 1200. 径厚比=60. 2. 2. 400. 400 analysis experiment. 200. 0. ed. er. tr. (a) 梁破断型（Bf/D=0.5）. 0. 図 9 解析モデル. P(kN) 1200. 0. ed. er. tr. 0. (b) 同時破断型（Bf/D=0.66）. 2. 4. 6. 8 10 Δ L/L(%). （a）梁破断型. 図 7 梁歪みに対する入隅歪みの大きさ. analysis experiment. 200 0. 0. 2. 4. 6. 8 10 ΔL/L(%). （b）同時破断型. 図 10 実験結果の追跡. 3. 有限要素法によるシミュレーション. た．この状態で梁フランジ自由端に一様な強制変位を与. 3-1. 解析概要. えた．. 汎用プログラムMARC K7.3 （MARC Analysis Research. 3-2. 解析結果. Corporation）を使用して，本研究で実験を行った柱梁フ. 解析結果と実験により得られた荷重変形関係を代表し. ランジモデル試験体のシミュレーションを行った．使用. て外ダイヤフラム edの径厚比30を図 10に示す．図中の. した要素は，4節点シェル要素（要素番号 75）で，ミー. 点線が解析値，実線が実験値である．ここで縦軸 Pは引. ゼスの降伏条件と関連流れ則，等方硬化を仮定し，その. 張荷重で，横軸は，全体変形ΔL を検長で無次元化した．. 場合の相当応力歪関係は，鋼材の引張り試験の履歴曲線. 図より解析は，実験挙動をよく追跡している．. を参考にして，図 8に示す多線形モデルとした．幾何非. 4. 結論. 線形性は更新ラグランジェ法によって考慮した．解析モ. (1)試験体を FEM 解析を用いて設計した結果，梁破断型. デルを図 9に示す．柱鋼管の外径 Dは 267.4mmで，XX，は梁で破断した．同時破断型で梁で破断した試験体でも YZ，ZX 平面を対称とする 8分の 1モデルである．ダイ. 接合部の局部変形はかなり大きかった．従って，FEM解. ヤフラムの解析モデルは，すべての節点の面外変位を拘. 析による試験体の設計はほぼ所定の目的を達成した． (2). 束している．また，対称面上の節点は，面外の全ての自. 同時破断型の柱・梁フランジモデル試験体では，接合部. 由度を拘束した．柱鋼管の解析モデルはコンクリートを. が局部変形することにより梁の変形量が相対的に小さく. 考慮するためにCONTACTオプションを指定し，柱鋼管. なる． (3)ダイヤフラム付き接合部は，実用上十分な変形. の内側のコンクリート部分は剛体壁と呼ばれる接触ボ. 性能を有していると言える． (4)実験挙動の追跡を行うた. ディを定義し，柱鋼管自体は変形体と呼ばれる接触ボ. めに FEM 解析モデルを開発した．このモデルを用いた. ディを定義した．CONTACTオプションでは，両ボディ. シミュレーションにより，実験挙動が精度よく追跡でき. の接触・乖離が考慮される．ここで摩擦はないものとし. た．. 23-4.

(5)