柱降伏を許容したコンクリート充填鋼管構造ラーメン骨組の耐震設計に関する研究 [ PDF

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(1)柱降伏を許容したコンクリート充填鋼管構造ラーメン骨組の耐震設計に関する研究徐培蓁 1. 序論. 172.8tf（1,693KN）とする．これらを柱梁接合部と梁の. 建築骨組の耐震安全性を確保するために，層崩壊を避. 中央部に集中重量として与える．. けて骨組の全体降伏機構を形成するように設計すること. 3. 解析モデルの設計. が求められている．鉄骨骨組においては，通常，梁降伏. 本論での柱・梁耐力比は各床レベルに接続する柱頭・. 機構または仕口パネル降伏機構で設計される．しかし，. 柱脚の全塑性モーメント総和のその床レベルの床モーメ. コンクリート充填鋼管（以後，CFTと呼ぶ）柱を用いた. ントに対する比として定義し（以後床レベル C-B比），節. 骨組では， CFT柱が優れたエネルギー吸収能力を持って. 点回りの C-B 比は，節点に接続する柱全塑性モーメント. いるため，一部の柱を降伏させる降伏機構も許容できる. の梁全塑性モーメントに対する比として定義した．. と考えられている１）．. 骨組モデル設計は，機構法に基づいた保有水平耐力設. 本論では，梁降伏機構と地震応答解析の比較により，. 計であり，以下の条件を満足する多層多スパン骨組につ. 内柱降伏を許容した（内柱降伏機構）CFT 骨組の有効. いて，図 2 のような全体降伏メカニズムの荷重係数の最. 性，柱・梁耐力比と各部の応答の関係を調べ，この場合. 小値，つまり正解を与える２）．. の骨組の設計法について考察を行った．方法としては，（1）設計層せん断力(Qi)は第Ⅱ種地盤を対象として，Ai 時刻歴応答解析で，解析結果を基に，最大層間変形角，（ Ai = 1 / ! i ）分布に従うものとする．標準せん断力係梁端，柱端および柱脚の最大回転角，柱，梁と柱脚の損. 数(C0)を 1.0，地域係数(Z)を 1.0 とし，振動特性係数(Rt). 傷の程度，あるいは梁端，柱端および柱脚の最大回転角. を求める際の1次固有周期は固有値解析による精算値を. の層間変形角に対する比などの各種の指標を調査し，内. 用いている．. 柱降伏機構を形成する CFT 骨組の柱・梁耐力比の必要. （2）床レベル C-B 比は屋根を除いてすべて階で等しい．. な値を明らかにした．. （3）せん断力係数が 0.2 に対応する層せん断力が作用し. 2. 解析骨組モデル. たときの各層の最大層間変形角が 1/200になるようにす. 骨組解析モデルは，図1に示す6層4スパンのCFTラー. る．. メン平面骨組であり，図1（a）に示した綱掛けの部分の重量を負担するものとし，床面積 1m 2 当たり 0.9tf （8.82K N）として，層の支配面積を乗じてそれぞれ 6m. （a）梁降伏機構（b）柱降伏機構図 2 想定する降伏機構. 6m 8m. 8m. 8m. 8m. 表 1 節点回りの C-B 比及び固有周期. (a)平面図. 6＠4m 24m. 降伏機構. 8m. 8m. 8m. 床レベルC-B 比外柱節点C-B 比内柱節点C-B 比 1.0 1 0.8 1.1 1.34 0.8 1.2 1.68 0.8 内柱降伏機構 1.3 2.02 0.8 1.4 2.36 0.8 1.5 2.7 0.8 ∞ ∞ 0.8. 8m. 梁降伏機構. (b)6 層モデル立面図図 1 骨組解析モデル. 26-1. 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 ∞. 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 ∞. 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 ∞. 固有周期 1.0624 1.0623 1.0641 1.0632 1.0678 1.0663 1.0665 1.0528 1.054 1.0589 1.0641 1.0589 1.0624 1.0624.

(2) #pc=16 × 10-6 ×(100+fc). "(MPa). #pc2=0.005 #pu=0.015 $b：1.00( D/t=24 ) 0.78 ( D/t=33 ) $bE 0.50 ( D/t=44 ). fc. ". "(MPa). a part of skeleton curve. skeleton curve. %#p &%#p. "u "y. R2 R1. #. fc/2 Ec 0. Es. unloading and Bauschinger curve #pc. #pc2. 0. 0.05. #pu. #(m/m) ( a) コンクリートの応力 - 歪関係. . (b)鋼材の繰り返し履歴曲線 . #(m/m). (c) 鋼材のスケルトン. 図 3 材料の応力 - 歪関係. (5) 梁の部材断面は各層ごとで同一断面である．梁降伏. 用する．上記の地震波形の PGV がそれぞれ 50kine，. 機構の場合では，節点回りのC-B比を各層ごとで同一に. 100kineになるように基準化したものを入力地震動とす. なるように柱の部材断面を決める．内柱降伏機構の場合. る．. では，内柱節点回りの C-B 比を 0.8 になるようにしてい. 4.3 材料の応力ー歪関係. る．但し，断面は高さ方向には3層ごとに変化させてい. コンクリートの応力−歪関係は図3(a)に示す崎野モデ. る．. ル４）を用いる．鋼材の履歴曲線［図 3(b)］は秋山等の. 骨組の節点回りの C-B 比及び固有周期を表 1 に示す．. 規則に従い，スケルトン部分を順次履歴曲線として消. 4. 解析概要. 費していくものとする．ただし，バウシンガー部分の. 4.1 解析手法と条件. 取り扱いとスケルトン部分の移動は大井 5）等に従うこ. 解析は，一次有限要素法に基づく平面骨組の弾塑性時. とにする．つまり，弾性除荷部分，スケルトン部分，バ. 刻歴応答解析である３）．安定な要素座標系は骨組の変形. ウシンガー部分からなる曲線を用いる．基本的には. とともに移動し，鉛直荷重による P-Δ効果などの幾何非. Menegotto-Pinto 式を用いており，鋼管部材と梁材の応. 線形性が正確に考慮される，柱梁要素の断面は微少断面. 力 - 歪関係は，局部座屈を考慮しないモデルを用いる. に区分され，それぞれが応力繊維を構成する．要素の断. ［図 3(c)］．. 面力と断面剛性は，これらの応力繊維に対する数値積分. 5. 解析結果と考察. で与えられる．動的応答解析過程は，Newmark β法（β. 5.1 最大層間変形角［図 4］. =1/4）による微少時間増分（0.01 秒）に対する増分解析. 図に C- は内柱降伏機構の場合で，B- は梁降伏機構の EL=100kine KB=100kine YO=100kine. で，各増分段階ではNewton-Raphson法による収束計算を行い，不釣り合い節点力を解消している．減衰は，初期剛性比例型減衰とし，架構モデルの 1次固有モードに対. 0.03. EL=50kine KB=50kine YO=50kine 0.03. C-SDAmax. して減衰定数を 2％とする． 4.2 解析変数. B-SDAmax. 0.02. 0.02. 0.01. 0.01. 解析変数は，1）降伏機構，2）床レベル C-B 比，3）入力地震動，4）地動の最大速度の 4種類である．降伏機構は梁降伏機構と内柱降伏機構の 2種類，床レベル C-B 比. 0. は，1層柱脚以外の外柱の鋼材を弾性に仮定した骨組（部材の断面寸法を床レベル C-B 比 =1.5 の骨組と同じにし，. 1. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. 1.5の７種類に設定する．入力地震波としては，El Centro-. 1. （a）. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. （b）. 0.03. 0.03. C-SDAav. 外柱は 1 層柱脚以外では降伏させない鋼材を用いている．）および床レベル C-B 比を 1.0，1.1，1.2，1.3，1.4，. 0. B-SDAav. 0.02. 0.02. 0.01. 0.01. NS（1940）（以下 EL），神戸地震の NS 成分（1995）（以下 KB），Yokohama（1995）（以下 YO）の三種類を採用する．このうち，EL 波形は，一般性から，KB 波形は直下型地震，YO 波形は海洋型地震の代表としてそれぞれ採. 26-2. 0. 1. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. （a）. 0. 1. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. （b）. 図 4 最大層間変形角.

(3) EL=100kine KB=100kine YO=100kine 1. 1. B- 梁 b θ max/SDA*. 1. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. 0. 1. 0. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. 1. 0. (d). C- 外柱脚 cB θ max/SDA1st. (e). C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. 0. (f). C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. 1. B- 外柱脚 cB θ max/SDA1st. 0.5. 0.5. 1. 1. (c). B- 内柱 c θ max/SDA. 0. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. 1. 0.5. 1. 0.5. (b). C- 内柱 c θ max/SDA. 1. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. 1. 0.5. B- 外柱 c θ max/SDA. 0.5. (a) 1. 0. C- 外柱 c θ max/SDA. 0.5. 0.5. 1. 1. C- 梁 b θ max/SDA*. 0. EL=50kine KB=50kine YO=50kine. 1. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. 0. 1. (g). C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. (h). 1. C- 内柱脚 cB θ max/SDA1st. B- 内柱脚 cB θ max/SDA1st. 少する．それに対して，内柱降伏機構の場合［図5(e)］では，ほとんど変化せず，入力地震動の種類や強さに対し. 0.5. 0.5. てほぼ0.5程度の値を示している．外柱脚［図5(g)(h)］と内柱脚［図 5(i)(j)］の最大回転角 cB θ max の 1層最大層間. 0. 1. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. (i). 0. 1. 変形角 SDA1st に対する比は，床レベル C-B 比が大きく. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. なるに従ってやや減少するが，梁，柱の応答と比べ，影. (j). 響は小さい．. 図 6 部材回転角の層間変形角に対する比. 5.3 骨組の損傷の最大値［図 6］. 場合である（以後同）．内柱降伏機構の最大層間変形角（SDA）は，それとほぼ同様な剛性と強度を持つ梁降伏. 部材端の損傷の程度をその部分の累積塑性変形倍率hm で評価することにする．hm は次式で定義される．. 機構の場合と同じような応答を示している．床レベルC-. (m =. B 比が大きくなるに従って，骨組の最大層間変形角の高. )E. m. M p ,m • ' p ,m. 式（1）. さ方向の最大値（SDAmax）は少し減少し［図 4(a)(b)］，. ここで，Σ Em は，第 m 番目の部材端の梁柱要素の履. 平均値（SDAav）は，一定値に保持する［図 4(c)(d)］．. 歴エネルギー吸収の総量である．Mp,mはその部分の終局. 5.2 部材回転角の層間変形角に対する比［図 5］. 曲げモーメント，'p,m は部材端の梁柱要素が Mp,m に等し. 各部材最大回転角の最大層間変形角（SDA）に対する. くなるときの弾性たわみ角である．. 比は，各部材の変形が SDA にどれほど寄与しているか. 床レベル C-B 比が大きくなるに従って，骨組の損傷は. を示す指標である．［図 5(a)(b)］の梁に対する最大層間. 柱から梁に集中する傾向が見られる．内柱降伏機構の場. 変形角 SDA ＊は上下層の平均値として定義している．. 合［図6(a)］は，内柱を降伏させたため，梁降伏機構［図. SDA ＊に占める梁回転角 b θ max の割合は，降伏機構に関. 6(b)］より梁の損傷が小さい．損傷は床レベル C-B 比が. わらず，床レベル C-B 比の増大とともに増加する．それ. 大きくなるに従って，梁では大きくなり，外柱［図 6(c). に対して，1層柱脚を除く外柱の最大回転角 c θ max の割. (d)］では小さくなる．外柱脚［図 6(g)(h)］と内柱脚［図. 合は床レベル C-B 比の増大とともに減少する［図 5(c). 6(i)(j)］の損傷は両方とも床レベル C-B 比が大きくなる. (d)］．内柱の c θ max の SDA に対する比は，梁降伏機構の. に従って小さくなる．内柱降伏機構の内柱［図 6(e)］で. 場合［図 5(f)］では，床レベル C-B 比の増大とともに減. は，床レベル C-B 比による影響は小さく，損傷の最大. 26-3.

(4) EL=100kine KB=100kine YO=100kine. EL=50kine KB=50kine YO=50kine. 12. 12. 12. 12. C- 梁 B- 梁 C- 外柱 B- 外柱 . 6. 6. C-B Ratio. C-B Ratio 0. 0. 1. 1.2 1.4 1.6 1.8. ∞. (a). 12. 6. 6. 1. 1.2 1.4 1.6 1.8. C-B Ratio 0. ∞. (b). 12. C-B Ratio 0. 1. 1.2 1.4 1.6 1.8. ∞. 1. (c). 12. 1.2 1.4 1.6 1.8. ∞. (d) 12. C- 内柱 B- 内柱 C- 外柱脚 B- 外柱脚 . 6. 6. 6. 6 C-B Ratio. C-B Ratio 0. 1. 1.2 1.4 1.6 1.8. ∞. 0. 1. 1.2 1.4 1.6 1.8. (e). 0. ∞. 1. (f). 12. C-B Ratio. C-B Ratio 1.2 1.4 1.6 1.8 ∞. (g). 12. 0. 1. 1.2 1.4 1.6 1.8. ∞. (h). 最大回転角は層間変形角に対してほぼ一定の比率にな. C-内柱脚 B-内柱脚. り，損傷も問題とならない．骨組の動的安定性を保障す 6. るためには，外柱の損傷を抑制する必要があるが，与え. 6. た条件下では，少なくとも床レベル C-B 比が1.5以上で C-B Ratio 0. 1. 1.2 1.4 1.6 1.8. ∞. あればよい，また外柱の損傷が同じ条件下では，内柱降. C-B Ratio 0. 1. 1.2 1.4 1.6 1.8. (i). 伏機構に要求されるC-B 比は梁降伏機構より小さいこと. ∞. (j). が明らかになった．ゆえに，内柱降伏を許容した CFT骨. 図 6 骨組の損傷. 組は充分に設計可能であることが分かった．. 値がすべて 12６）以下になっており，部材の変形能力以内に収まっていると考えられる．. 参考文献 1) 徐培蓁，河野昭彦：内柱の塑性化を許容した CFT 柱ー H 形鋼梁ラーメンに要求にされる柱・梁耐力比に関する研. 6. まとめ. 究，第五回複合構造の活用に関するシンポジウム講演論. （1）最大層間変形角の床レベル C-B 比による変化はほとんどない．. 文集，pp137-144，2003.11 2)桑村仁，佐々木道夫，加藤勉：降伏耐力のばらつきを考慮した全体崩壊メカニズム骨組の設計，日本建築学会構. （2）層間変形角に占める梁の変形の割合は床レベル CB 比が大きくなるに従ってより大きくなる傾向である．（3）外柱の変形の割合は梁と逆の傾向を示し，床レベル. 造系論文報告集 No.401，pp.151-162，1989.7. 3)Kawano. A. and Warner. R. F.:Nonlinear Analysis of the Time-Denpendent Behaviour of Reinforced Concrete Frames,. Research Report No. R125, Department of Civil and. C-B 比が大きくなるに従ってより小さくなる傾向を示し. Envirounment Engineering, The University of Adelaide, January,. た．. 1995. （4）内柱降伏機構の層間変形角に占める内柱の変形の割合は，床レベル C-B 比に対してほとんど変化せず，ほ. 4)崎野健治：一定軸力下で曲げ・せん断を受けるコンクリート充填正方形鋼管柱の単調および繰り返し弾塑性変形性. ぼ 0.5 の値になっている．. 状に関する実験的研究，九州大学博士論文，1981.12. （5）骨組の損傷は各部材角の層間変形角に対する比とそ. 5)孟令樺，大井謙一，高梨晃一：鉄骨骨組地震応答解析のための耐力劣化伴う簡易部材モデル，日本建築学会構造. れぞれ同様な傾向を用いている．. 系論文報告集，No.437，pp.115-124，1992.7. （6）床レベル C-B 比 =1.5であれば，1層柱脚を除く外柱. 6)日本建築学会：コンクリート充填鋼管構造設計施工指針. をほぼ弾性に留めることができる．. ,pp.167，1997.10. 従って，検討した条件下では，降伏を許容する内柱の. 26-4.

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