外ダイアフラム形式鉄筋内蔵CFT柱梁接合部の構造性能評価 [ PDF

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外ダイアフラム形式鉄筋内蔵 C F T 柱梁接合部の構造性能評価

上岡　幸太郎 1 ．序 1 ．1 　研究背景および目的 　近年 CFT 柱や外ダイアフラム形式柱梁接合部に超高 強度鋼を用いた場合の構造性能が種々の構造実験によ り明らかにされてきている1 ) ～ 3 )_{．一般に超高強度鋼} では溶接部の品質確保と施工に関して普通鋼より高度 な技術を要する．特に CFT 造柱梁接合部においては，柱 と梁あるいは接合材の接合には基本的に溶接が避けら れないため，超高強度鋼を活用した構造形式を普及さ せるためには新たな構法の開発も望まれる．そこで本 研究は柱梁接合部に従来鋼を，柱に超高強度鋼を用い た構造形式の実現を目指して，新しい柱梁接合法の開 発ならびに基本的力学的性状の評価を目的として実験 的に研究を行う． 1 ．2 　本構法の概要 　図 1 に本構法の詳細を示す．柱梁接合部は CFT 造と 相性の良い外ダイアフラムで構成される．柱梁接合部 と上下の柱材は固定用金物を介して高強度ねじ節鉄筋 で接合される．固定用金物は本構法において内蔵鉄筋 の固定や施工時の角形鋼管の設置を容易に行うために 新たに考案したものであり，突起は組立時に角形鋼管 のガイドや柱材の水平方向のずれ防止の役割を果たす． 柱材や接合部柱材の鋼管内部の端部にはリブプレート をすみ肉溶接によって 2 段設けており，その機械的ず れ止めによって鋼管から充填コンクリートを介して内 蔵鉄筋への応力伝達を可能にしている．内蔵鉄筋の両 端には定着板を装着することにより，支圧抵抗を期待 し，内蔵鉄筋の長さを短くすることを意図している． 3 ．降伏耐力，全塑性耐力および回転剛性の評価 　降伏耐力の評価は文献 4 ) により行った． 3 . 1 　全塑性耐力の評価手法 ( 1 ) 除荷剛性，全塑性耐力実験値の評価 　実験結果から R=0.005rad の弾性載荷後の除荷時の_cM_j -_j 関係はほぼ安定した直線関係にあるとみなせるので， その除荷剛性を K として定義する．ここで_cM_jは継手 2 ．実験概要 2 ．1 　試験体概要 　試験体の一例を図 2 ，試験体一覧を表 1 に，鋼材の 機械的性質を表 2 に示す．本実験では 7 体のト形試験 体の載荷を行ったが，本稿ではその内の 4 体を取り上 げる．全ての試験体は柱継手の全塑性化が先行するよ うに設計されている．本接合構法は，超高強度 CFT 柱 を想定したものであるが，鉄筋内蔵 CFT 接合部の力学 性状を把握する上では普通鋼で問題ないと考え，本実 験では CFT 柱にも BCR 材を用いることとしている．実 験変数は柱材および接合部柱材の幅厚比，接合部柱材 の出寸法，定着長さである．接合部柱材の外ダイアフ ラムから突出している部分の寸法を接合部柱材の出寸 法としている．固定用金物－定着板間の内蔵鉄筋の長 さを定着長さとし，D （鉄筋の呼び径）を基準とした 長さとした．コンクリートは No.1 には設計基準強度 Fc30 および No.5 ～ No.7 には Fc60 のものを使用した． 2 ．2 　加力方法 　加力装置を図 3 に示す．本実験の載荷は柱両端をピ ン治具でフレームに固定し，梁先端の油圧ジャッキに より水平力を加える正負交番繰返し漸増載荷とする． 本実験では油圧ジャッキのストロークが減少する方向 を正方向，増加する方向を負方向とする．載荷は層間 変形角 R による変位制御とし，R= ± 0.005rad の弾性 載荷の後，R= ± 0.01rad，± 0.02rad，± 0.03rad，± 0 . 0 4 r a d の各振幅で 2 サイクル載荷を行い，正方向に明 瞭な耐力低下がみられるか，あるいは装置のストロー クの限界に達するまで行う．梁端部および梁中央部に は面外変形を抑制するための振れ止めを設置している． 図 1 　本構法の詳細　 超高強度鋼CFT柱 内蔵鉄筋 （高強度ネジ節鉄筋） 固定用金物 従来鋼梁 超高強度鋼梁or 従来鋼梁 外ダイアフラム 定着板 機械的ずれ止め 柱梁接合部 （従来鋼で構成） A B B断面 A断面

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図 3 　加力装置　 　 図 2 　試験体の一例　 ( c ) 　固定用金物 ( b ) 　外ダイアフラム ( a ) 　試験体全体 表 2 　鋼材の機械的性質　 表 1 　試験体一覧 3 . 2 　回転剛性の評価手法 ( 1 ) 実験値の評価 　3 . 1 節( 1 ) より除荷剛性 K を回転剛性の実験値とす る． ( 2 ) 回転剛性の算定手法 　継手断面に平面保持を仮定し，降伏耐力時の中立軸 を中心に継手が回転すると仮定する．引張側最外縁の 内蔵鉄筋に生じた伸びにより継手回転角の計算値を算 定する．接合部 - 柱材間応力伝達に寄与する引張側最 外縁の内蔵鉄筋の応力負担範囲を有効長さ_rl_bとする．_rl_b における歪分布は_rl_bの始端終端で歪が 0 となるよう な線形分布を仮定し，その長さは鉄筋の全長_rl の半分 N N N Nu s r c c    cMusMrMcM j yj r rN



 a         

_

j c j yj r r d D a M 2  D x N _{c B nc} c   cM (cD xn st)cN 2 1    y s s s n s s sN(Dt2(xt)t) )) )( ( ) ( 2 1 ( D D t x t D x t t M _{s ys s s s n s c n s} s       (1) (2) (3) (5) (7) (4) (6) (8) モーメント，_jは継手回転角を表す． _cMj-j 関係の骨格 曲線に対して K の 1/6 の傾きをもつ直線が接する点を 全塑性耐力の実験値とする． ( 2 ) 全塑性耐力の算定手法　 　耐力の算定においては継手部を RC+S 断面とみな し，一般化累加強度により算出する．ここでは圧縮を 正とし，鋼管およびコンクリートは引張応力を負担し ない．鉄筋の取り扱いについては加力方向に列を定義 する．全塑性時の鋼管および内蔵鉄筋の応力度は鋼材 の降伏強度，コンクリートの応力度は圧縮強度とする． 以下に算定式を示す． ヤング係数 降伏点 引張強さ 降伏歪 [N/mm2] [N/mm2] [N/mm2] [%] No.1，梁材 202528 371.5 515.5 0.183 No.5～7 208622 361.7 538.7 0.173 No.1 209728 403.7 510.9 0.192 No.5，7 204230 377.5 460.0 0.185 □-250×9 No.6 201939 414.5 452.2 0.206 No.1，6，7 182440 526.4 709.8 0.289 No.5 185951 537.9 721.8 0.289 SN490B 16 BCR295 SD490 □-250×6 D19 鋼種 サイズ・ 厚さ・径 [mm] 使用した 試験体 　ここで，_sD：鋼管の幅，st：鋼管厚さ，sy：鋼管の降 伏応力，_c_B：終局耐力時のコンクリートの圧縮強度，_cD： コンクリートの幅，_r_yj：終局耐力時の j 列の鉄筋の応 力，a_j：j 列の鉄筋の総断面積，d_j：コンクリート圧縮縁 から j 列までの距離 ロードセル(1000kN) 串型油圧ジャッキ(1000kN) 振れ止め 1 5 6 5 2100 試験体 ピン 滑り止め ピンローラー + -梁材 振れ止め a B d SN490B PL-16(td) 接合部柱材 内蔵鉄筋 リブプレート 375 200 60 43 55555543 250 2 0 0 = = 8 0 = h d 350 19 262 19 125 5 5 5 5 5 5 PL-300×300×9 PL-220×40×9 4 0 4 0 300 3 80 5 25 1 25 4 00 5 25 1 70 0 立面図 断面図 3 80 250 梁材 固定用金物 外ダイアフラム 加力点 6 59 1565 定着板 柱材 接合部柱材 リブプレート 内蔵鉄筋 定着長さ 出寸法 1 25 柱材 (BCR295) 梁材 (SN490B) コンクリート サイズ[mm] サイズ[mm] 出寸法[mm] サイズ[mm] Dd[mm] Bd[mm] td[mm] a [mm] 配筋 定着長さ 圧縮強度[N/mm2] No.1 10D 38.3 No.5 74.8 No.6 □-250×9 □-250×9 78.0 No.7 □-250×6 □-250×6 63 77.9 200 16 350 12-D19 20D □-250×6 □-250×6 125 H-400×200×9×16 400 試験体 接合部柱材 (BCR295) 外ダイアフラム (SN490B) 内蔵鉄筋 (SD490)

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4 ．実験結果およびその考察 4 . 1 　継手モーメント - 継手回転角関係 　図 4 に継手モーメント_cM_jとピンローラ側継手回転角 prjの関係を示す．本研究では正方向載荷時に生じた継 手モーメントおよび継手回転角を正，負方向載荷時に 生じた継手モーメントおよび継手回転角を負としてい る．図 4 中の破線は_cM_y，一点鎖線は_cM_uを表す．表 3 に 各耐力および回転剛性の算定値を示す．ここで eMy は降伏耐力の実験値，_cM_yは降伏耐力の計算値，_eM_uは全 塑性耐力の実験値，_cMuは全塑性耐力の計算値，cKB Sは 回転剛性の計算値を表す．No.1 の一部の値は破壊形式 の違いに より評 価 で き な か っ た ． 　図 4 よりいずれの試験体も安定したスリップ状の履 歴特性を示している．No.1 は R=0.03rad で最大耐力に 達したが，No.5 ～ No.7 は実験中には明確な耐力低下を 確認することができなかった．図 4(a)より No.1 は耐力 が最も低く，最大耐力が cMyに近い値となっているが， -200 -100 0 100 200 -0.1 -0.05 0 0.05 0.1 0.15 eMy eMu prj [rad] c Mj [kN m ] -200 -100 0 100 200 -0.1 -0.05 0 0.05 0.1 0.15 eMy eMu prj [rad] c Mj [kN m ] -200 -100 0 100 200 -0.1 -0.05 0 0.05 0.1 0.15 eMy eMu prj [rad] c Mj [k Nm ] -200 -100 0 100 200 -0.1 -0.05 0 0.05 0.1 0.15 prj [rad] c Mj [kN m ] (a)No.1 (b)No.5 (c)No.6 (d)No.7 図 4　_cM_j-_pr_j関係 -10000 -5000 0 5000 -0.05 0 0.05 0.1 pr10a pr10c R[rad] s[] -10000 -5000 0 5000 -0.05 0 0.05 0.1 pr10a pr10c R[rad] s[] -10000 -5000 0 5000 -0.05 0 0.05 0.1 pr6a pr6c R[rad] s[] -10000 -5000 0 5000 -0.05 0 0.05 0.1 pr6a pr6c R[rad] s[] (a)No.1 (b)No.1 (c)No.5 (d)No.5 図 5　_s - R 関係 0 5000 10000 15000 20000 -0.05 0 0.05 0.1 E1 E7 r[] R[rad] 0 5000 10000 15000 20000 -0.05 0 0.05 0.1 E1 E7 r[] R[rad] (a)No.1 (b)No.5 図 6　_r - R 関係 表 3 　各耐力および回転剛性の算定値　 これは想定していた継手部の全塑性化ではなく，定着 板付近でのコーン破壊による鉄筋の引き抜き破壊や， リブプレートとの接触面におけるコンクリートの支圧 破壊が先行したためと推測される．図 4 ( b ) ～( d ) より No.5 ～ No.7 は最大耐力が全塑性耐力を上回っている． pr10a pr10c pr6a pr6c E7 E1 20 90 90 図 7 　歪ゲージ貼付位置　 　ここで_rd_t：鋼管圧縮縁から引張側最外縁の鉄筋まで の距離，_rE ：鉄筋のヤング係数 y c y c BS c M K   _rb r y r y r l E    ) (r t n y r y c x d     (10) (9) (11) と仮定した．以下に算定式を示す．　　　　 試験体 載荷方向 eMy[kNm] cMy[kNm] eMy/cMy eMu[kNm] cMu[kNm] eMu/cMu K [kNm/rad] cKBS [kNm/rad] K /cKBS 正 - 145 - - 183 - - - -負 - -145 - - -183 - - - -正 153 148 1.03 172 190 0.91 23379 19033 1.23 負 -140 -148 0.94 -160 -190 0.84 22605 19033 1.19 正 160 148 1.08 183 199 0.92 24332 19806 1.23 負 -135 -148 0.91 -159 -199 0.80 21500 19806 1.09 正 151 145 1.04 178 187 0.95 28424 20397 1.39 負 -137 -145 0.94 -161 -187 0.86 24985 20397 1.22 No.1 No.5 No.6 No.7

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5 ．応力伝達機構 　図 8 に本構法の応力伝達機構を示す．図 8 (a)は定着 長さの短い試験体（No.1），図 8 (b)は定着長さの長い試 験体（No.5 ～ No.7）を表している． 　図 8 (a)より定着長さの短い試験体では主に①定着板 および鉄筋の節とリブプレートの間に形成される圧縮 ストラット，②鉄筋の付着，③鋼管と固定用金物間の 6 ．結 　本研究では外ダイアフラム形式鉄筋内蔵 CFT 柱梁接 合部の実験を行った．その結果，適切な定着長さを確 保した試験体では耐力低下は認められず，安定した履 歴曲線が確認された．各耐力および回転剛性の評価も 概ね良好であった． 【 参 考 文 献 】 1 ) 寺 沢 他 ： 超 高 強 度 鋼 を 用 い た コ ン ク リ ー ト 充 填 鋼 管 柱 の 構造性能に関する実験的研究（その 1 ～ 4 ），日本建築学 会大会学術講演梗概集，C-1，構造Ⅲ，pp.1153-1160，2007. 2 ) 平 出 他 ： 超 高 強 度 鋼 を 用 い た コ ン ク リ ー ト 充 填 鋼 管 柱 の 構造性能に関する実験的研究（その 5 ～ 7 ），日本建築学 会大会学術講演梗概集，C-1，構造Ⅲ，pp.1111-1116，2008. 3 ) 竹 中 他 ： 超 高 強 度 鋼 を 用 い た 柱 梁 接 合 部 実 験 （ そ の 1 ）， 日本建築学会大会学術講演梗概集，C-1，構造Ⅲ，pp.755-756，2008. 4 ) 上 岡 他 ： 内 蔵 鉄 筋 を 接 合 材 と し て 用 い る コ ン ク リ ー ト 充 填角形鋼管柱梁接合部に関する実験的研究 （その 3 ），日 本建築学会研究報告，九州支部，2 0 1 5 . 3 No.6 は No.5，No.7 と比較すると耐力が最も大きく，また 2 サイクル目のスリップがあまり発生せずに早期に剛 性が上昇しており，幅厚比の減少の影響が表れている． 表 3 より_eM_y，eM_uおよび K はいずれも正側載荷時のもの が負側載荷時のものより大きいが，これは先に正側載 荷時で鉄筋が降伏するため，その後の負側載荷時では バウシンガー効果により鉄筋の剛性が減少し，加えて 継手の剛性も減少するためと考えられる．正側載荷時 ではいずれの試験体も降伏耐力では_cM_yは_eM_yを過小評 価し，全塑性耐力では_cMuはeMuを過大評価する結果 となったが，誤差は 1 ～ 2 割程度であり，概ね評価で きていると考えられる．回転剛性では_cK_BSは K を過小 評価する結果となり，誤差は 2 ～ 4 割程度であったが， これは_cK_{B S}の算出において降伏に至るまでの剛性の低 下を考慮していないためだと考えられる． 4 ．2 　鋼管歪 - 層間変形角関係 　図 5 に鋼管歪_s と層間変形角 R の関係を示す．図 7 に 歪ゲージの貼付位置を示す．図 7 の歪ゲージ名称にお いて”a”は材軸方向，”c”は材周方向の歪を測るゲー ジであることを表す．ここでは引張歪を正としている． 図 5 よりどちらの試験体も材周方向の歪はほぼ常に引 張歪が発生している．これは充填コンクリートの割裂 および圧縮ストラットの形成による面外方向への板曲 げが作用していると考えられる．図 5(a)(c)より，No.5 に 比べて No.1 は材軸方向に大きな引張歪が出ている．こ れは No. 1 では鉄筋の引き抜き破壊が発生し，鋼管に も引張力が作用したためと考えられる．図 5(d)より No.5 では材軸方向に大きな圧縮歪が生じており，継手の接 合部側で降伏耐力および終局耐力が決定したものと考 えられる． 4 ．3 　内蔵鉄筋歪 - 層間変形角関係 　図 6 に内蔵鉄筋歪_r と層間変形角 R の関係を示す．図 中の一点鎖線は鉄筋の降伏歪の値を表している．ここ では引張歪を正としている．図 7 に歪ゲージの貼付位 置を示す．図 6(a)より No.1 では実験終了時まで鉄筋は 降伏に至っていない．図 6(b)より No.5 は R=0.02rad で引 張側最外縁の鉄筋が降伏に至るが，これは継手が eMy に 至 る 時 期 と一致している． 図 8 　応力伝達機構 ( a ) 定着長さの短い試験体（N o . 1 ) ( b ) 定着長さの長い試験体（N o . 5 ～ N o . 7 ) M 圧縮ストラット テコ反力 テコ反力 Q 鋼管と固定用金物間の 圧縮伝達 付着 M Q 引き抜き 定着板の支圧抵抗 鋼管と固定用金物間の 圧縮伝達 圧縮ストラット 付着 M Q M Q 全塑性化 圧縮伝達，④テコ作用による反力（テコ反力），⑤定着 板の支圧抵抗によって，鉄筋からコンクリートを介し て鋼管に応力伝達によって抵抗し，最終的に鉄筋およ び定着板が引き抜けて破壊が生じたと考えられる．② 鉄筋の付着および③鋼管と固定用金物間の圧縮伝達は 引き抜き破壊が大きく進展した際には生じなくなるも のと考えられる． 　図 8 (b)より定着長さの長い試験体では主に①鉄筋の 節とリブプレートの間に形成される圧縮ストラット， ②鉄筋の付着，③鋼管と固定用金物間の圧縮伝達に よって抵抗し，最終的に継手断面が全塑性化するもの と考えられる．