コンクリート充填角形鋼管短柱の安定した塑性変形を発揮する圧縮耐力　　

日本建築学会構造系論文集第80巻第712号， 951→959，2015年6月 J.Struct. Cons廿 Eng.，AI]，Vol.80 No.712， 951-959， ]un.. 2015

[カテコリー

I

I

I

]

コンクリート充填角形鋼管短柱の安定した塑性変形を発揮する圧縮耐力

ST

ABILIZED COMPRESSIVE STRENGTH UNDER PLASTIC DEFORMA

TION OF

CONCRETE FILLED SQUARE STEEL TUBE SHORT COLUMNS

山 本 貴 正 ぺ 川 口

淳**

Takam

αsα

YAMAMOTO

，

Jun KAWAGUCHI

and

K

.

αZ

説

。

YAMADA

The authors estim丘tedthe deteriorated compressive strength of concrete filled square stee1 tube (square CFT)呂hortco1 -umns after the m区 lmum町 en計hattained， which is defined as the山 bilizedcompressive strength (}J

山

).N副 ，the

stabilized bending moment (M.抑 b)of叩lareCFT co1umns were calcu1ated by use ofNstab' Compression tests of high strength square CFT short co1umns using steel-帥eredconcrete (FR-CFT) were a1so carried out， in order to improve the compressive duct出ty.As resu1ts， the following has been found: i)

叫

tabdecreases as the yie1d stress increases. ii) calcu -1atedMstab shows good agreement with the experimenta1 results. iii) axia1 compressive ductility of square FR -CFT short co1umn is higher than square CFT with concrete without stee1 fibered

山田和夫***

Keywords : Compressive Strength， Yield Stress， Axiα1 COn1l'ressiνe Stren/?th， Bending Moment， PreνiousEλ1'erz71世ntalData， Fiber Reinforcement 圧縮強度，降伏応力度，軸圧縮耐力，曲げモーメント2 既往の実験データ，繊維補強 壊に上る耐力低下が生じる破壊領域および徐荷される非破壊領域の長さ 範囲の設定に難がある4)。 単調軸圧縮を受ける CFT短柱の軸圧縮特性は， CFT牲の耐力・靭 性の指標となる。角形では，耐力低下後にある程度変形が進むと3 Fig.lに示すように，耐力低下後に最小の軸圧縮耐力(以下，最小圧 縮耐力)が認められ，その直後，軌圧縮耐力が一定に安定すること が数多くの研究で確認されている。このことから，角形 CFT短柱の 最大耐力到達後にある程度耐力が低

F

し，鋼管の局音

l

I

座屈およびコン クリートの破壊による脆性的な破壊が生じない状態(以下，安定した 塑性変形)になる圧縮耐力[以下，安定圧縮耐力:stabilized compres -B = 400 mm， B / t = 44.0

σ

ァ

=346N/mm2_，σB= 33.9 N/mm2 B : width of steel tube t : wall thickness of steel tube σv : yield stress of test piece cut from steel tube σB : compressive strengtb of concrete standard test piece h : spe口menheight N

，

tab: stablilized compr回 目vestrength 8 4 1 2 3 8/ h(

%)

Fig.1 An example ofaxial compressive load(N) -axial compressive、

deformalion (8) relationship of square CFT sho吋columnOJ

4 ( Z E ) 足 1 .はじめに 1. 1本研究の背景回目的 高 層 建 築 物 の 構 造 形 式 と し て3 コンクリート充填鋼管(以下， CFT)柱構造が多く採用されている。しかし，その耐震設計における 崩察機構は，主として梁降伏型であり， CFT柱特有の高靭性を活かし ていない注 1)。そこで， CFT柱の高靭性を活かすため， CFT柱構造の 崩壊機構を従来の梁降伏型に加え，一部柱降伏を許容することが提 案されている例えば， 2)。また， CFT柱の断面形状は主として，円形お よび角形の 2種類あり，角形 CFT柱構造は円形と比較して，村:梁接 合部の継手・仕口における施工性が優れることなどから，施工実績 が高い。よって，今後，角形 CFT柱の靭性は，さらに重要視される ととが予測される。 角形 CFT短往の靭性は， AIJ-CFT指針 20083)(以下， CFT指針)の 鋼管およびコンクリートの応力度 ひずみ度関係モデ、/レを用いれば， 各種因子の軸圧縮耐力 軸圧縮変位関係および曲げモーメントー曲 率関係を比較して評価することができる。しかし，その靭性評価に は，多大な労力が必要で，かっ籾性を数値的に評価することが難しい。 また，これらの関係から3角形 CFT柱の耐力劣化を含む水平力と部材角 の関係を解析的に導出するには，鋼管の局部座屈およびコンクリートの破 Assoc. Pro，.fDep.tof Architecture， Toyota National College of Technology. Dr.Eng AssoιProf.， Graduate School o[ Engineering. Mie University. Dr.Eng Pro

f

.

.

Dep.tof Architecture. Faculty of Engineering. Aichi Institute of Technology. Dr. Eng 国立豊田工業高等専門学校建築学科 准教授博士(工学) 三重大学大学院工学研究科 准教授ー博士(工学) 愛知工業大学工学部建築学科 教授ー ~r 博 本 *司 ネ キ キ

-951-1

3

sive strength(Nsta!

，

l

J

を定量的に把握することは，角形CFT柱の靭性 の評価につながると考えられている日)。なお，安定圧縮耐力時の鋼 管とコンクリートの応力度も 定になると仮定すると，曲げを受け る柱の曲げモーメントも耐力低下後に ;どに安定することになる。 以上上り，木論では，まず角形CFr柱の靭性の評価につながると 考えられる安定圧縮!耐力を，既往の実験データをもとに検討してい るのまた曲げを受ける柱の最大

i

i

r

i

t

力到達後、ある程度耐力が低下すると， 圧縮耐力と同様に，曲げモーメントが 定に安定することが確認されてい るため7) この安定した塑性変形を発揮する曲げモーメント[以下，安 定曲げモーメント stabilizedbending moment (Mstab)

J

の算定に安定圧 縮耐力が適用できるかを，既往の研究成果を活用して検討しているロ さらに，高強度材料を用いた角形CFr柱の靭牲の改善を図ることを 目的として3 従 来 か ら 多 く の 研 究 成 果 が 蓄 積 さ れ て い る 高 靭 性 鋼 繊 維補強コンクリートに着目し，鋼繊維補強を施した角形CFT短柱の 圧縮靭性についても，実験的に検討している。なお，ここでは，単調 軸圧縮力および等曲げモーメン卜を受ける柱をCFT短柱，車由力と水平力を 受ける柱をCFr柱と定義する。 1.2 本研究に関連する既往の研究成果 ( 1 )単調執圧縮を受ける角形CFT短柱 CFT短柱の最大圧縮耐力に及ぼす鋼管どコンクリートの相互作用 (以下，相乗効果)を検討する際，その比較対象として，次式に示す 鋼管とコンクリートの断面耐力の累加(以下， CFT断面耐力)が用い られる。 N

o

=As ・σ'y+

ψ.

Ac ・σB ( 1) ここに，A，.，Ac鋼管およびコンクリー卜の原断面積，1.jJコンクリー トの寸法効果による補正係数 角 形CFr短柱の最大圧縮耐力は， CFr指針の幅厚比制限値内であれ ば ， 式 (1)の司法効果を加味した CFr断面耐力で，表すことができ る

ι

呂)。よって，最大圧縮耐力に及ぼす相乗効果はないと言われてい る。なお，これはコンクリートの形状効呆による耐力低下と3 相 乗 効果による耐力上昇が相殺するためであると筆者らは考えているの。 角 形

CFT

短ねこの銀管およびコンクリー卜の応力度一ひずみ度関係 は，コンブァインドコンクリート，鋼管短柱などの実験結果をもと に構成している中原ら 9)の計算モデ、ルて、精度よく表すことができる。 なお，このモデルは，耐力低下後に相乗効果が考慮されている。 ( 2) 一定軸力下の等曲げを受ける角形 CFT短柱 角形CFr短柱の 定軸力下における等曲げモーメントー曲率関係 は，単調および繰返し載荷土もに，中原らの応力度一ひずみ度関係 モデル日)をもとに提案された中原らの計算モデル 7，10)で精度よく表 す こ と が で き る 。 な お3 このモデルは，鋼管の曲げ引張側を 2軸引 張応力状態としている。 2胃検討対象とする角形 CFT短柱試験体 角形CFr短柱の安定圧縮耐力を，次の試験体を対象として検討する。 i)鋼管とコンクリ←トを同時に圧縮載荷している。 1工)鋼管内面に 突起がない。 ii i)コンクリ←トに膨張性混手口剤が混入されていない。 j v)コンクリートに空洞および鋼材が含まれていない。 v)溶 接 四 面 組立鋼管を使用していない。 vi) CFr指針の幅厚比制限値を超える鋼 管を使用していない。 上記の条件 ii)は，通常の鋼管を用いた

CFT

短ね左比較して耐力 が上昇することがある， i i i)は，鋼管内と強度試験用供試体の型枠 内で養生したコンクリートの圧縮強度が異なることがある， v)は， 鋼管の角溶接の溶込みの影響て¥局部座屈発生後の耐力低下が大き くなりやすいことがある 11) v i)は，最大斥縮耐力が，本研究で， 安 定 圧 縮 耐 力 の 高 低 の 基 準 と す る 式 (1)の CFr断面耐力に達しな いためであるcなお，ここでは簡単に，鋼管の隅角部の曲率半径お よび溶接シーム面を無視し板厚を断面一様とする。また，隅角部お よびシーム面の加工硬化は，各文献において不明であるため無読し， 降伏見;力度を断面一様とするロ 3 角形 CFT短柱の安定圧縮耐力 前 掲Fig.lに示すように，角形 CFr短柱の単調軸圧縮試験において， 最小圧縮耐力を発揮した直後，軸圧縮耐力が 定に安定することが 数多くの研究で確認されている。そこで，最小圧縮耐力を安定圧縮 耐力とする。なお，最小圧縮耐力が認められる試験体を標本とした 注2)，5， 12-25)。その標本の因子範囲を Table1に示す注3)。 Fig.2に， CFr断面耐ノJに対する安定圧縮耐力(以下E 安定圧縮耐 力比)とCFr断面耐力に対する鋼管断面￨耐力(以下，鋼管断面耐力比) の 関 係 に 及 ぼ す 鋼 管 の 降 伏 応 力 度 の 影 響 を 示 す 。 図 中 の 実 線s破 線 お よ び 点 鎖 線 は ， そ れ ぞ れ 降 伏 応 力 度294-428，440-554お よ び 618-834N/mm2の近似直線である。なお ，CFr断面耐力は，式( 1)よ り補正係数を1.0として計算している。以下，断りがない限り，補 正係数は1.0とする。 同図より，鋼管断面耐力比が小さい，および鋼管の強度レベルが Table 1 Prope吋l巴sof specimens5，12-25) for calibralion

(compressive lesls of square CFT short columns) fac町 yield s回 目σvrange σq

、

，¥(NI加mm2) 29舛4一4必28

i

4科40ト-5箔54 I 61凶8一8幻34 B (mm

1

1

∞

00 一400 I 1凶旧5引1-250 I 120一200 B 1 t 17引49 17 -34I 19司31

σ

B(N/mm2 N引 刊

，

1Nn川(1jt

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i

0.26【-0.沼78 I 0.3苅0-心0.8お5 I

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0.4必8匂-0.8剖4 mnbe町rof恥 C叫:1I川n聞 Ns呼

i

cros回ss田ec山tionalstr叩gthof steel tube (三Asσyl o .-<1.0 1 1

~

0.8 司 ミ ロ " 0.6 4 足 跡 straight line: approximation ミ 0.4 0.2 0.4 0.6 0.8 Nsy / NO (¥jf = 1.0

1

Fig.2 Relalions between Nstab / NO and Nsy / NO

1.0 " 0.8

I

I

0.6

5

0.4

宮

。

0

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.2 -0.2 200

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400 600 800 σ ν CN/mm2) 圃

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0.5 口 (standard deviation: ¥ = ' 0.101 )

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一一日-昌一一一一

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+ 15 同 圃 占 司 困白 日

一一一十一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一

一一口-~--E!1一一旦

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一口一一一巳一一一』一一一一一

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50 1.5 2.5 Blt (σv 1 Es )0.5 ( d) Re!ations with genera!ized width-thickness ratio 2.0 A U i

o. __~__U__

---+25 門口 口 仁1 n ，1

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ミ

450 400 350 200 250 300 B ( mm ) 150 100 ( a) Re!ations with width of stee! tube

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足 。

_{70 90} l l nu 210

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B(N/mm2) 50 30 15 12 6 9 t ( mm ) 3

一一一ローー一一一ー

… ---D--

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三二二五二主宜ι白亘;æ_-=~_g士二三二}_~て 15

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一

一

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J (ε) Re!ations with compressive strength of concrete test piece

S

1.3 ~ 1.2 ~1.1 _____ 1.0 ':?0.9 ~ 0.8 ~ 0.7 ミ 0.2 ( b) Relations with width of stee! tube

二主ギ二二幅二句二百丘二三二土

雪一一二世百一=一一旦一白

-1 " 1U .3 ~ 1.2

3

1.1 ご1.0 つ0.9 ~. 0.8

-g

0.7

さ

10 日4 0.6 Nsy / NO ('V = 1.0 ) ( c) Relations with compressive strength of concrete test piece ( f) Relations withNsv / No

Fig.4 Comparisons betw巴enexperimental stabiliz巴dcompressive strength (Nstabイexp.))and calculated on巴S(N"tab(cal.)) 0.8 60 50 40 B 1 t 30 20 ご二一『三三ニニニゴニ二二二二三二: broken line: Nstab chain line: Nstab ( 1. O:!:s ) 10 Z ::;:::

ζ

コ ~16 Z ::;::: ~ 8

三号三三三三三三二手

~ 10

z

: :;::: ~ 5 18

z

: :;::: ~ 9

h

ハ U n u

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。

_。

。

_。

4 1 2 3 81h( %) 4 1 2 3 81 h( %) 4 1 2 3 81 /z( %) 4 1 2 3 81 h(%) B二400mm，B /tコ44.0，Nsy / No = 0.36 Bご400mm，B/t二17.9，Nsy

I

N(口=0.76 B=400mm， B/t=33.1， Nsyl No=0.59 dy= 346 N/m皿2 (}B

=

58.9 N/mrn2 G'y::::412 N/mm2， (}Bご33.9N/mm2 σ'y

=

346 N/mm2， (}B

=

33.9 N/mm2 _ c:...I...;...h;...5)

Fig.5 Comp日risonsbetw巴巴nexpenm巴ntalN -8 relationshipsu; and calculated stabilized compressive st陪ngth

B=判omm， B/ t= 17.9， Nsy / N，日二0.64 5v= 412 N/mm"， (}B= 58.9 N/mm乙 コンクリー卜標準供試体(断面直径 100mm，高さ 200mm)の圧縮強度 および鋼管断面耐力比の関係をそれぞれ示す。各印は1 Fig.2と￨司様 で あ り 点 鎖 線 お よ び 点 線 は ， そ れ ぞ れ Isおよび討を表している。 また， Fig.5に，最小圧縮耐力が認められないため前掲 Tab!e1の標本に 含まれていない鋼管断面幅が 400mmの試験体の軸圧縮耐力と試験体高さ に対する軸圧縮変位の関係の実験値と，安定圧縮耐力の計算値を併 せて示す。破線は，安定圧縮耐力の計算値を，一点鎖線は，標準偏 差士 Is(前掲 Fig.4参照)を加えた安定庄縮耐力の計算伎をそれぞれ 表している。 Figs.4，5より3 安定圧縮耐力の計算値に対する実験値に及ぼす各種 因子の影響は，ほとんどないことが認められる。よって，安定圧縮 耐 )Jは，式 (2)，(3)で表すことができ， i)銅管断面耐力比が同等の 場合，降伏応力度が高いほど，安定圧縮耐力比が小さくなる， i i)降 伏応力度が同等の場合，幅厚比の大小および圧縮強度の高低は，同 の安定圧縮而

t

カ比 鋼管断荷耐力比関係上を推移する， i i i)安定 高いほど安定圧縮耐力比が小さいことがわかる。後者については3 鋼管断面耐力比が同等の場合，降伏応力度が高いほど一般化幅厚上七

回I

t

C

o

y

/

E

)

O

5]が高くなり，鋼管が負担する軸圧縮耐力が局部座屈の 影響で低下するためと考えられる注4) そこで，安定圧縮耐力比と鋼 管断面耐力比の関係を，次式で評価することを試みた。 Nstab 1 NO = (Nsy 1 NO )α (2 ) 式 (2)の Nstαbfこ実験値を代入しz 逆算して算出した指数 αと降 伏応力度の関係を Fig.3に示すD 各印は， Fig.2と同様であり，実線 は次式に示す直線近{以であるc G二 132σv1 E

，

+ 0.22 とこに，Es 鋼管のヤング係数(二206kN/mm2) な お ， 式 (2)， ( 3)の安定圧縮耐力の計算値に対する実験値の標準 偏差 sはO.101である。 Figs.4(a)ー(f)に ， 式 (2)， ( 3)の安定圧縮耐力の計算値に対する 実験値と鋼管断面幅，鋼管板厚，鋼管幅厚比，鏑管の一般化l幅厚比， ( 3 ) -953

一

1

5

圧 縮 耐 力 の 計 算 に お い て ， 無 視 し て い る 鋼 管 の 断 面 ・ 力 学 性 状 に 及 ぼす隅角部およびシーム面の影響は小さい，と考えられる。 式 (2)， ( 3)の 安 定 圧 縮 耐 力 比 の 計 算 値 は ， 例 え ば ， 鋼 管 幅 厚 比30， 鋼 管 の 降 伏 応 力 度300N/mm2お よ び コ ン ク リ ー ト の 圧 縮 強 度 30N/mm2(鏑 管 断 面 力 比0.60)では， 0.81で あ り ， こ の 圧 縮 強 度 を 120N/皿m2(鋼 管 断 面 力 比0.27)にすると0.58左なる。さらに降伏応 力 度 を800N/ mm2 (鋼管断面力比0.50)にしても，安定圧縮￨耐力比は O. 50である。よって，コンクリートの高強度化は，圧縮靭性が低く な る ， ま た 鋼 管 の 高 強 度 化 は ， 圧 縮 叙

i

性 の 改 善 を 期 待 で き な い と 考 えられる。 4 角形CFT柱の安定曲げモーメント 4. 1安定曲げモーメントの計算モデル CFT指針および中原ら10)の終局曲げモ←メントの計算モデルを参 考にしたFig.6に示す応力分布を用いて， 定軸力 (Nconst)を受ける 安定曲げモーメント (Mstab)を，次式で算出する。 Mstab二Ms+Mc (4) Ms= [(S+

s

)

(B-t)B.tI2+t.xll(S+戸)(Bc -Xn) 1σv Mc二rσB.Bcxn(Dc-xn)/2 式 (4)の変数Xnは，一定軸力を用いて次式より算出する。

ベ

と

m.川=九Ts+Nc ( 5) N

，

二[(S -

s

)

B. t + 2 t.xn (S +戸)-2t.Bc

s

l

σ

y

Nι二rσ.B.Bc.xn 鋼 管 の

5

1

張 応 力 度 は ， 二 軸 応 力 状 態 を 考 慮 し ， 降 伏 応 力 度 の

p

倍 と す る が ， こ の 安 定 曲 げ モ ー メ ン ト 時 の 定 数 戸 に つ い て は 研 究 の 現 状では不明な京が多いため，ことでは簡単に中原ら7，10)の計算 モ デ ルを参考に1.1とする。また，定数S，rは ， 安 定 圧 縮 耐 力 時 の 鋼 管 と コ ン ク リ ー ト の 応 力 度 が 一 定 値 に 収 束 す る と 仮 定 し て ， さ ら に ， 簡単に，ヤング係数に比例し弾性回復するモデルで，計算する注5)。 コ ン ク リ ー ト の ヤ ン グ 係 数 は ， 密 度 が 各 文 献 に お い て 不 明 で あ る た め，庄縮強度のみをパラメータとしている次式の雨宮式26)とした。 E乙 =(3.57σ.B0.5+ 5.7 )x103，単{立はN/mm2 ( 6) 以上の計算モデルで安定曲げモーメントを算出する。ただし，高い 軸力比および高い鋼管の降伏応力度では注6) 変数X_{nが鋼管ワェフ守 (}B-2t) 内にある全ての場合において，引張合力が圧縮合力より高く，軸力が釣り 合わないため，安定曲げモーメントの解が得られないQ これは，計算モデ ノレが，前掲のFig.5に示すように，鋼管の引張断面の全領域を降伏応力度 と仮定していることが原闘である。よって，高い軸力比および高い降伏応 力度では，定数

F

を小さくする必要があるc しかし，定数

s

!:"各種要因 との関係については不明で、あり，今後の検討課題である。なお，終局曲げ モーメント時では，高い軸力比および高い鋼管の降伏応力度において，鋼 管の引張縁のひずみ度が降伏ひずみに達していない実験結果が得られてい る27)。 4. 2 安定曲げモーメントの実験値と計算値の比較 一定軸力と水平力を受けるCFT柱 の 山 げ モ ー メ ン ト と 部 材 角 の 関 係 は ， 耐 力 低 下 後 に お い て ， そ の 漸 増 繰 返 し 載 荷 曲 線 の 累 積 曲 線 と 単調載荷曲線の対応が良いことが認められている28)。 ま た ， 連 名 者 ら29，30)は ， 角 形CFT柱 の あ る 一 定 の 変 位 振 幅 下 に お け る 漸 摺 繰 返 し 曲 げ 試 験 を 実 施 し ， 各 サ イ ク ル の 最 大 水 平 力p 最 大 変 位 振 幅 時 の 水 平 力 ， お よ び 1サイクルの履歴曲線の面積が，サイクノレ数の増大 B h 句F叫凶stab ~一+唱Nconst steel tube cocrete Nωnst:applied axialload， Xn: variable(壬B-2 t)， S，日， r:constant Fig.6 Stress distribution of st巴巴Itube and concret巴instabilized bending mom巴ぱ

Table 2 Square CFT column specimens t巴stedunder cyciic bending

or shear b日nding( previous experimental data ) pcqmm B E G σB L.斗叫L主 ヰ 斗 止 loading (mm ) t (N/mm2) B No N~ Nn conditi叩 SR4-A-4-C 21036.0323 39.2 6.0 0.38 0.50 0.74 SR4-A-9-C 21036.0323 88.2 6.0 0.38 0.31 0.61 5R4-C-4-C 21046.7326 39.26.0 0.37 0.43 0.70 SR4-C-9-C 20946.4326 88.2 6.0 0.38 0.25 0.55 SR6-A-4-C 211 23.9588 39.36.0 0.35 0.74 0.84 5R6-A-9-C 211 23.9588 88.36.0 0.35 0.56 0.71 1)_SR6-CC1n rr<_-4A r< "11'-'C'c:'.I'n."''"'ln. 0 _{-C 21135.5609 39.36}r_.l₀"¥ _0.n." A _{34 0}A_.6.rr _{6 0}r¥r-)_.78O tierodtype SR6-C-9-C 21035.3 609 93.7 6.0 0.36 0.45 0.61 SR8-A-4-C 178 18.8 837 42.3 6.0 0.40 0.83 0.87 5R8-A-9-C 179 18.9 837 94.5 6.0 0.40 0.69 0.76 5R8-C-4-C 18027.0805 42.36.0 0.41 0.76 0.82 SR8-C-9-C 18027.0805 94.5 6.0 0.40 0.59 0.68 3lC1510 10033.4324 22.6 10.5 0.15 0.65 0.83 30) 3lC3010 10033.4324 22.6 10.5 0.30 0.65 0.83 tilever 31) C253 15025.0 505 32.8 5.0 0.30 0.74 0.85 --..-.--- -33) CBC-32-80-20 30534.3 600 110 4.9 0.20 0.41 0.58 R33-03-60 10033.4403 68.5 6.0 0.30 0.44 0.68 回3-04-60 10033.4403 68.5 6.0 0.40 0.44 0.68

~~2，ke2~t~r;'

32)H _ ) J - V'-t"-uv i U V J .J.'T --rV J U U . J v.v u.><-t"U U .'"1"'"1"v.vu (Wakabayashi ノ R44-02-60 10044.3384 61.5 6.0 0.20 0.38 0.64 -type)

、

R.44-04-60 10044.3 384 61.5 6.0 0.40 0.38 0.64 L:test length of b叩ding町shearbending tests， NO・calculatedbyEg.(l) withljI= 1.0 に伴い 定値に収束する実験結果を得ている。 以 上 よ り ， 角 形CFT柱の袴Ii増繰返し曲げおよび曲げせん断試験の 複 数 回 の 繰 返 し 履 歴 に お け る 材 端 曲 げ モ ー メ ン ト の 実 験 値 と 前 述 4.1節の計算モデノレで、算出した安定曲げモーメントを比較し，計算 モデルの妥当性を検討する。実験値は，既往の実験データ1，30-33)を 用い，Table2に対象としている角形CFT柱試験体の因子が示してあるロ な お ， 対 象 と し て い る 試 験 体 の 条 件 は ， 前 述 2章の CrT短柱ど同機 である。 文 献30-33)では実験結果の耐力を水平力で整理している。そとで， との水平 )Jの 実 験

f

直と2 安 定 曲 げ モ ー メ ン ト の 計 算 値 を 用 い て 次 式 で算出する安定曲げそーメント時の水平力 H，山b(以下，安定水平力) を比較する。 世iげ試験 Hstab

=

(M

山

b-Nconst"R. L) I L ( 7) 曲げせん断試験 Hstab = ( 2 Ms1ab -Nconst . R . L) I L ( 8) ここに， R:部材角，L 試験部分の柱長さ Figs.7(a)，(b)に，それぞれP-dcltaモーメントを含めた材端曲げモー メ ン ト お よ び 水 平 力 と 部 材 角 の 関 係 の 実 験 最 終 サ イ ク ル1，30-33)と 安 定 曲 げ モ ー メ ン 卜 お よ び 安 定 水 平 力 の 計 算 値 を 併 せ て 示 す 。 縦 軸 は ， そ れ ぞ れ 最 大 曲 げ モ ー メ ン ト お よ び 最 大 水 平 力 の 実 験 値 で 無 次

O O M U 代 % 川 町

R

R

S

8 R ( % )

SR6A4C

B R ( % )

SR8A4C

B R (%)

SR4A9C

8

R

(%)

SR6A9C

g R

(%)

SR8A9C

8 R

(%)

SR4C4C

8

R

(%)

SR6C4C

B R ( % )

SR8C

4C ー 、 一宮」二二ご二二二二 B

R

(%)

SR4C9C

8 R

(%)

SR6C9C

B

R (%)

SR8C9C

broken line and chain line: calculated stabilized bending moment usingNstab日d N山 b( 1.O:ts Mmax: ，) experimental ma.ximum bending moment

( a) Comparisons between experimental final cycle of bending moment (M) -chord rotation angle(R)relationshipl) and calculated stabilized bending moment

8 R ( % ) R3

3

-

0

3

-

6

0

H / Hmax 1.0

工

主ぶ

( % )

3

1

C

3

0

1

0

で芋ミ乙

B R ( % )

R

4

4

-

0

2

-

6

0

8

R (

% )

R44

日一

4

-

6

0

broken line and chain line: calculated stabilized horizontalload usingNs臼band Nstab ( 1. O:i:s)，Hmax: expelimental maximum honzontalload ( b) Compansons between expenmental final cycle of horizontalload (H) -chord ro岡 山nangle(R)relationship30-33)and ca!Culated stabilized honzontalload

Fig.7 Comparisons b巴tweenexperimental final cycle ofM -R orH -R r巴lationshipand calculat巴dstabilized bending moment and horizontalload

元化しであるロ破線は，安定曲げモーメントおよび水平力の計算値 を，一点鎖線l土，標準偏差(前掲Fig.4参照)を加えた安定圧縮耐力 [Nstah (1.0

:

t

s)

J

を用いて算出した安定曲げモーメントおよび安定水 平力の計算値をそれぞ、れ表している。 1司図(a)，

(

b

)

より，試験体

3

1

C

1

5

1

0

，

C

B

C

-

3

2

-

8

0

-

2

0

および

R

1

4

-

0

2

-

6

0

の3体を除き，安定曲げモーメントおよび、安定水平力の計算値は， 実験値付近に存在し，かっ実験値左平行で=あり2 その傾向を表して い る こ と が わ か る 。 な お ， 試 験 体

3

1

C

1

5

1

0

，

C

B

C

-

3

2

-

8

0

-

2

0

お よ び R44-02-60 については，実験値が他の試験体と異なり，最大振I~耳目寺ま で，水平力の低下が認められない。これらは軸力比が

O

.2

以下で小 さく，優れたエネノレギー吸収能力を有しており 34) 実験値が，安定 水平力に到達していない，ょうは，実験において安定曲げモーメン トおよび安定水平力に到達する状態にないため，計算値は，その傾 向と 致しないと考えられる。

5

鋼繊維補強を施した角形

G

F

T

短柱の圧縮靭性 前述

3

章より，角形

CFT

短柱の圧縮靭性は，高強度コンクリート を使用するとすると低くなる，また高張力銅を用いても，ほとんど 改善が改善されないと推測される。そこでz角形

CFT

柱の靭性の改 善を図ることを目的として，従来から多くの研究成果が蓄積されて いる高靭性鋼繊維補強コンクリートに着目し，鋼繊維補強を施した 角形

CFT

短柱(以下3繊維補強角形

CFT

短柱)の圧縮剃性の改善効 果を，実験的に検討した。 5. 1 実験概要 (1)実験因子範囲 実験の因子およびその範囲として，繊維補強の有無を取り

t

げた。

-955-Table 4 Material prope内es

(a) Tensile test results of test pi巴cecut from steel tube ( b) Compressiv巴testresults of concr巴t巴standardtest piece

σV ，，:~U _".:~breakingelongation ._____L .._r GB dencity steel type

，

'

"

•

._?

，

yl巴ldratio ， ，._ number of

(mm) ( N/mm2) r--- ( % _ ) _ steel fiber;P;;~i~~~; m巴anvalu巴 C V mean value C V STKR400 2，11 353 0-752 3

1

.

0 (N/mm2) ( %) (g/cm3) ( % )

STK500

1

.

78 410 (0，2%off-s巴t) 0，789 16，5 un-reinforc巴d 5 80，9 3

.

2

8 2

.

2

8 0，255 reinforcement 5 95，1 3_04 2，63 0，582

CV:

coe汀icientof variation なお，参考のため，無補強の角形CFT短柱(以下，無補強角形CFT短柱) と同等のCFT断面耐力を有する円形CFT短往(以下，無補強円形CFT 短柱)の実験も併せて実施した。 ( 2)使用材料E試験体作製 鋼管は，一般構造用角形鋼管STKR400および一般構造用炭素鋼 管STK500を用いた。寸法は公称でそれぞれ100xl00x2. 3mm，および 114. 3x1.8mmであるの Table 3にコンクリートの調合表を示す。繊維混入率は外割体積で 4唱である。セメントは普通ポルトランドセメント(密度 3.15g / cm3) ，細骨材は天竜川産の川￨砂(表乾密度:2. 64g/ cm3_{，吸水率:0.82出)，} 混和剤は高性能

A

E

減水剤(主成分ーポリカノレボン酸系コポリマー) を使用した。鋼繊維は，立体波形の普通鋼繊維(長さ:40mm，直径 0，8mm，波長 10mm，振幅 L5mm，製造方法カットワイヤー)である。 なお，コンクリート標準供試体用の型枠は内径100mm，内高200mmの 銅製型枠を使用した。また，コンクリート標準供試体の養生は， CFT 短柱試験体と同 条件にするため，その強度試験日まで実験室内に て封紙養生とした。 コンク日ートの混線には3 容量 60lの二軸強制練ミキサを使用した。 ミキサの軸回転数は4r/minであるG コンクリートの鍋管への充填工法 は，縦方向打設の落とし込みとし 3層詰めて、2 各局を突き棒で25回 突き，その後，プラスチックハンマーで，突き棒によりできた穴がな くなるまで鋼管倶JI屈を軽く叩いたc 試験体の高さに対する断面寸法の 比は3である。なお，鋼繊維有無のコンクロートは，それぞれ異な るパッチで作製した。また3 繊維補強コンクリートを標準供試休用 の型枠および鋼管に充填する作業において，通常のハンドスコップ test force bering plate displacement meterーへ'-， fiber reinforced CFT short cコlumns CFT short coluillns ( un-reinforc叩 ent)

fig，8 Compression T巴stmethods 01 CFT short columns

日 U 0 8 6 4 2 0 11 ハ U n U ハ U ハ U n u い 戸川 い w m ミ ミ ¥ ミ

H

H

H

M

M

川 f L 6

十 七

4 )

q

-d

5

⋮

_L

⋮

2 J と併用して，ハンドフォークを使用した。 ( 3)圧縮試験方法 実施したCFT短柱の圧縮試験の概要をFig.8に示す。圧縮試験ではs 十日士、

l

する2台の変位計で上下の支圧板聞の軸方向変位を測定した。 荷重は鋼管とコンクリートを同時に単調載荷する形式とし，平均軸 方向ひずみ度が6%になるまで加えることを原則とした。なお，上下 端ともに材端条件は，固定である。圧縮試験は，材齢4週後に実胞 したc標準供試体の圧縮試験は，圧縮応力度の増大を毎秒0_6N/mm2 の自動制御で実施した。 5， 2 実験結果凶考察 Tables 4(a)，(b)に，鋼管からの採取片の引張試験結果，およびコン クロート標準供試体の圧縮試験結果をそれぞれ示す。また，Table 5に， CFT短柱の圧縮試験結果一覧が示しである。 Fig.9に，角形CFT短柱の軸圧縮耐力と試験体高さに対する軸圧縮 変位の関係に及ぼす繊維補強の影響を示す。縦軸は，最大軸圧縮耐 力で無次元化しである。 同図より，繊維補強角形CFT短柱の最大圧縮耐力到達後の耐力低 下勾配は，無補強と比較して緩やかであり，鋼繊維補強による角形 CFT短柱の圧縮靭性の改善が認められる。なお，最大正縮耐力に対す る安定圧縮強度は，繊維補強の有・無によりそれぞれO.69および0_55

Tabl己3 Mix propo巾ons01 concrete

WIC Air SP W

一三一

_

_

_

.

J

.

.

q

_

_

，

AD 1 C fiber volume fraction (% ) (%) ( m m ) (kg/m3 ) ( % ) ( %_vol ) 23.7 4.5土1.512土2_5 243 1023 1023 1.75 4_0* Air: air content， SP: slump， W: water， C: cement， Sa: fine aggregate AD: additive ( kg/m3)， *ou町 percentage

Table 5 Compressive test results 01 CFT short columns B ( D) ~，~" N

o

Nm

町出昼

&

_

_

f

!

.

o

_

specimens : B (

D

)

11，:，~川ω Y ( m m ) (貯-l)(貯.J)

N

o

N

(

fiber reinforced s司ua日CFT ._ 1164 1232 0_98 0_25

，

-

-

-

--

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-，----

-

，

_

100.0 47.4 un-reinf印-cedsquare CFT lO34 1口50 卜02 0，28 1IIトreinforced口rcularCFT 1143 653 1034 1055 1.02 0_25

NO

・calculatedby Eq.(I) with

¥

I

f

=

1

.

0，

N

max: experimental compressive st悶 1.0 0.8 M と3

さ

0_6 ~ 0.4 0_2 fiber reinforced square CFT

穴子¥

~:.::一二==

問 。

u c d O J 山 n u 0，0 0 2 4 6

8

1

h

(

%)

Fig， 1 0 Comparison betwe巴nfiber reinforced squar巴CFT and un-reinforced circular CFT Fig，9 Effecl 01刊berr巴inlorcementon Photo，1 Failure mode 01

程 度 で あ る 住7)。 繊 維 補 強 角 形CFT短 柱 の 最 終 破 壊 形 状 は ， 無 補 強 のそれど比較し，差異が認めらず， Photo.lに 示 す よ う に 通 常 の 角 形 CFT短柱と同様に例えば，己鋼管の螺旋状の局部座屈およびコンクリ← 卜の局所的な破壊による鏑管板要素の膨張であった。 Fig.l0に ， 繊 維 補 強 角 形CFT短 れ お よ び 無 補 強 円 形CFr短 柱 の 最 大 軸 圧 縮 耐 力 で 無 次 元 化 し た 圧 縮 ￨ 耐 力 と 試 験 体 高 さ に 対 す る 軸 圧 縮 変 形の関係を併せて示す。 同 図 よ り ， 繊 維 補 強 角 形CFT短 柱 の 最 大 圧 縮 耐 力 到 達 後 の 耐 力 低 下 勾 自 己 お よ び 安 定 圧 縮 耐 力 は ， そ れ ぞ れ 無 補 強 円 形CFr短 柱 の そ れ とほとんど差異がないことが認められる。 6 おわりに 本 論 で は ， ま ず 角 形CFT短 柱 の 安 定 圧 縮 耐 力 の 評 価 式 を 提 案 し た 。 ま た そ の 安 定 圧 縮 耐)Jを ， 角 形CFT柱 の 安 定 曲 げ モ ー メ ン ト の 算 定 に 適 用 す る こ と が 可 能 か を ， 既 往 の 実 験 デ ← タ を 活 用 し て 検 討 し た ロ さ ら に ， 高 強 度 材 料 を 使 用 し た 角 形CFr柱 の 靭 性 改 善 を 図 る こ と を 目的として，鋼繊維補強を施した角形CFr短柱の圧縮靭性についても， 実 験 的 に 検 討 し た 。 こ れ ら よ り 得 ら れ た 主 な 結 果 を 次 に 示 す ロ 1) 鋼 管 断 函 耐 力 比 が 同 等 の 場 合 ， 降 伏 応 力 度 が 高 い ほ ど ， 安 定 圧 縮 耐 力 は 低 下 す る 。 こ れ は ， 降 伏 応 力 度 が 高 い ほ ど 般 化 幅 厚 比 が 高 く な り ， 鋼 管 が 負 担 す る 軸 圧 縮 耐 ) ] が 局 部 座 屈 の 影 響 で 低

F

す る た め と 考 え ら れ る 。 な お ， 安 定 圧 縮 耐 力 は ， 式 (2)， ( 3) で表すことができる。 2) 安 定 圧 縮 耐 力 ， 平 面 保 持 の 仮 定 な ど を 用 い た 計 算 モ デ ノ レ で ， 角 形CFr柱 の 安 定 曲 げ モ ー メ ン ト を 算 出 し たcそ の 結 果 ， 安 定 曲 げ モ ー メ ン ト の 計 算 値 は ， 実 験 値 付 近 に 存 在 し ， か つ 実 験 値 と 平 行 で あ り ， そ の 傾 向 を 表 す こ と が 判 明 し たc ただ、しz 高い軸力比およ び高い鋼管の降伏応力度では，変数Xnが鋼管ウェブ(B-2t)内にある 全ての場合において，引張合力が圧縮合力より高く，軸力が釣り合わ ないため，安定曲げモーメントの解が得られないcこれは，計算モデ ルが，前掲のFig.6に示すように，鋼管の引張断面の全領域を降伏応 力度と仮定していることが原因であるc よって，高い軸力比および高 い降伏応力度では，定数

p

を小さくする必要がある。しかし，定数戸 左各種要因については不明であり，今後の検討課題である。 3) 鋼 繊 維 補 強 に よ る 角 形CFT短柱の圧縮靭性の改善が認められた。 今後は，安定曲げモーメントと職方向変位例えば，34)の 関 係 ， ま た そ れ に 及 ぼ す 銅 繊 維 補 強 の 影 響 に つ い て 検 討 す る 予 定 で あ る 。 謝辞 本研究を進めるに当たり森里子捷輔三重大学名誉教授，福井伸之氏(矢 作 建 設 工 業 株 式 会 社 ) に 多 大 な 御 助 力 を 頂 き ま し た 。 こ と に 記 し て 感 謝 致 し ま す 。 ま た ， 研 究 成 果 を 引 用 さ せ て い た だ い た 多 く の 文 献 著 者 お よ び こ の 分 野 で 研 究 活 躍 さ れ た 先 駆 者 の 方 々 に 敬 意 と 感 謝 の 意 を 表 します。 参考文献 1)藤本利昭，向井昭義，西山毛布3稲井栄 1 甲斐誠，時野谷J吉良1馬場武志， 福元敏之，森浩二，崎野健治E 森野捷輔 高強度材料を用いたコンクリー ト充てん鋼管柱の曲けがせん断性状3 日木建築学会構造系論文集，第509号， pp.167-174， 1998.7 2) 徐I言葉， 河野昭彦 柱降伏を許零したCFTラーメン構造の動的安定性につい て， 日本建築学会構造系論文集， No.59o， pp.139-144， 2005.9 3) 日本建築学会 コンクリート充填鍋符構造設計胞工指針，第2版， 200白10

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v

!

.

， Fukao， H.and M01"ino， S.: Analysis of

Cyclユc Behavior of CFT Beam-Colurrms Failing in Local Buckl工ng， Proceedings of the Fifth Pacific Structur乃1 Steel Conferen(巳， pp

907-912， 1998. 10 5)山本貴正， )11口淳，小池狭千朗2森野捷楠 コンクリート充填角形鋼管短 牲の軸圧縮特性に及ぼす断面寸法・形状の影響に関する実験的研究， 日本 態築学会構造系論文集， No.685， pp.597-605， 2013.3 6)林信之，田内敏昭，福元敏之，佐伯俊夫 高強度材料を用いたコンクリー ト充てん角形鋼管柱の軌圧縮性状，コンクリー卜工学年次論文報告集， Vol.15， No.2， pp.977-982， 1993.6 7)中原浩之，蜂川利彦3 崎野健治 コンクリ←ト充填鋼管柱の 定納)JTiこ おける繰返し曲げ性状，日本建築学会構造系論文集， No.568， pp.139-116， 2003. 6 自)中原浩之，稲井栄一，崎野健治 コンクリ←ト充填角形鋼管短柱の中心圧 縮耐力2構造工学論文集， Vo1.44B， pp. 167-174， 1998.3 日) 中原i告之，崎聖子健治，稲井栄 コンクリート充填角形鋼管性の中心圧 縮性状のモデノレ{ヒ，コンクリート工学年次論文報告集， Vo1.20， No.3， pp.817-822， 1998.6 10)中j尉告之，崎野健治 高強度材料を用いたコンクリート充填角形鋼管柱の 単調曲げ性状， 日本建築学会構造系論文集， No.567， pp.l日1-188，2003. 5 11)安部重孝，石井修，大島基義1 井ノ上一博，沖本弘，梅田章 部分溶込み 持主接組立角形鋼管牲の弾塑性性状に関する実験的研究その2，日本建築学 会大会学術講演梗概集2構造I， pI p.877-878， 1988.10

12) Tomii， M.， Yoshimura， K. and Ilorishita.: Experimental Studies on Concrete Fi lled Sでeel Tubular Stub Columns under Concentric Loading， International Colloquium on Stability of StrucLures Ul1 der Static and Dynamic Loads， SSRC/ASCE， Washington， D. C.， pp 718-741， 1977. 3 13)上遠野明夫1 山口種美，斎藤息山口育夫，松谷輝夫，松村弘道 充填型 鋼管コンクリー卜柱に関する研究そのし 2，日本建築学会大会学術講演 便概集，構造JT，pp.1613-1616， 1989.10 14)問中清，狩野芳 ，寺岡勝，佐々木聡 高強度コンクリートを用いた合成 短柱の中心圧縮性状1 コンクリート土学年次論文報告集， V 01 . 12， N o. 2， pp. 83-88， 1990. 6 15)吉富宏紀，森野捷輔，川口淳.コンクリートを充てんした角形鋼管の応力 ひずみ関係に関する実験的研究， 日本建築学会大会学術講演梗概集，構 造11，pp.1573ー1574，1994.9 16)小森淳，吉田英敏，荒木聡，山中久幸，小坂英之2 小田稔 充填鋼管コ ンクリー卜柱の力学的基本性質? 日本建築学会大会学術講演梗概集，構造 11， pp.1595-1596， 1994.9 17)渡辺英義，竹崎真成原弘之，小林淳，渡辺征晃，中村敏治.コンクリー ト充填鋼管柱の構造性能に関する研究その4， 日本建築学会大会学術講演 梗概集，構造III，pp.773-774】 1995.8 18)高巣幸二，松井千秋，津田恵菩，畑戸龍夫，多賀章，今村輝武，吉野茂， 宮木聡ー圧縮力を受けるコンクリート充填角形鋼管の耐力と挙動， 日本建 築学会大会学術講演梗概集，構造III，pp.779ー780，1995.8 19)藤本利BB，向井昭義3西山功，稲井栄 ，甲斐誠，田中義成， s寺野谷浩良， 野口隆，馬場武志，福本昇E 村田義行，崎野健治，森野捷輔 高強度材料 を用いたコンクリ←ト充てん鋼管短柱の軸圧縮特性， 日本建築学会構造系 論文集1 第498号， pp.161-168， 1997.8 20)宮城聡，松井千秋，畑田竜夫逮心成形コンクリート充填鋼管柱の耐力・ 変形性能， 日本建築学会構造系論文集2 第500号， pp. 105-112， 1997. 10 21)松井千秋3 津田恵吾，森武史 被覆形鋼管コンクリート住材における鋼 管の幅厚比.f平尾正比の制限{直， 日本建築学会構造系論文集!第503号， pp.157-163， 1998.1 22) 中原浩之，崎野健治 高強度コンクリートを用いたコンクリート充填角 形鋼管短柱の中心圧縮実験，日本態築学会大会学術講演梗概集，構造11， pp.1131-1132， 199日9

23) Yamamコto，T.， Kawaguchi， ].and Mori no， S‘ E文pcrimenta1 Study of

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SteelTube Columns， Composi ie Construction in Steel and Concrete IV， ASCE， pp. 879-890， 200 l. 3-4.

24)高木潤ー，管問裕樹，山口育

M

t

諸 菱 亮 太 長 方 形 断 面CFTの中心圧縮 性状に関する実験的研究，日本建築学会大会学術講演梗概集1 構造11，

pp.ll03-1106， 2001.7 25) 北風野歩， 菅野俊介， 木村秀樹，片桐誠.超々高強度コンクリートを 用いた柱の圧縮特

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に関する実験的研究1 コンクリート土学年次論文集， Vol. 25， No.2， pp.847-852， 2003.7 26) 雨 宮 篤 】 野 口 博 . 超 高 強 度 鉄 筋 コ ン ク り ー ト 部 材 の 有 限 要 素 解 析 プ ロ グ ラ ム の 開 発 そ の 1， 日 本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 ， 構 造 11， pp.639-610， 1990. 10 27) 藤本利昭，向井昭義，西山功，野口隆，馬場武志，崎野健治，森野捷輔 高強度材料を用いたコンクリート充てん角形鋼管短柱の偏心圧縮実験，日 本建築学会構造系論文集，第 50J号， pp. 173-180】 J997.11 28) 藤 永 隆 = 谷 勲 ， 津 田 恵 吾 角形 CFr柱の繰返し挙動と単調挙動の比較， 構造工学論文集， Vo1.52B， pp.395-399， 2006.3

29) Kawaguchi， ]. and ~lorino， S.: Experimenta 1 Study on Post-Local Buckljng Rehavlor of CFT Beam-Columns under Cyclic Loading Elasto-plastic behavior of square CFT beam-columns Part 1， 日本建築 学会構造系論文集，第 540号， pp.141-148， 2001.2 30) 渥美博，森野綾輔， )11口淳 コンクリート充てん角形鋼管柱の局部座屈後 の耐力劣化性状に関する実験的研究その 2，日本建築学会大会学術講演梗 概集，構造 II，pp.1807-1088， 1992. 9 31) 松井千秋，東野良之，尾崎功 高張力銅を用いた中空及びコンクリート充 填角形鋼管朴:のfJt力と変形能力に関する研究， 日本建築学会九州支部研究 報告集，第 33号， pp.357-360】 1992.3 32) 中村豪，藤永降，三谷勲，大谷恭弘角形 CFr柱の復元力特性に関する研究， コンクリ ト工学論文集， Vo1.14，珂Q.2，pp.31-41， 2003.5

33) Ami t， H. V.， Jamcs， M.R. Rュchard，S. and Lu， L. IV.:Seismic se-havior and Design of Hi gh-Strength Squ3re Concrete←Filled Sleel Tubc Beam Columns， Journal of Structural Engineering， ASCE， pp 169-179， 2004.2 34) 松 井 千 秋 ， 津 田 憲 吾 ， 山 地 雄 二 郎 ， 藤 永 降 コ ン ク リ ー ト 充 填 角 形 鋼 管柱。〕構造性能と軸力制限値， 日本住築学会構造系論文集，第 504号， pp.l03-1I0， 1998.2 注 注1) 昨今， CFr柱構造に超高張力鋼および超高強度コンク←卜が使用されつ つある。これら超高強度材料を用いた CFr柱は，鋼管とコンクリートの各 強度の組み合わせによっては3低靭性になることがある。また，正方形(以 下，角形)断面の CFr柱の靭性はj 円形のそれより低い傾向が認められて し、る例えば， 1)。 注2) 単調軸圧縮を受ける角形 CFr短住は，耐力低下後にある程度変形が進む と，コンクリートの局所的な破壊による鋼管板要素の膨張で，鋼管断面が， ー僚に拘束圧が作用する円形のように変形し，その後，再び耐力が上昇す ることがあるcそこで， Table 1の標本は， Fig. Al (a)のように最小圧縮耐 力が認められる耐力一変形関係を示す試験体としている。また，耐力上昇 後，大変形時において?再び耐力低下する試験体は， F i g. Al (a)に示すよ うに，最初の谷を最小圧縮耐力としている。なお， Fig. Al (b)に示すように， 緩やかに耐力が低下し続ける試験体は，最小圧縮耐力が認められないため， 標木としていない。これは，鋼管の幅厚比が小さく，コンクリートの耐力 再上昇が表れにくい?または再び耐力が上昇する前に圧縮試験を終fして いると考えられるためであるc 注 3)Fig.2に示すように，安定圧縮耐力に対して3 降伏応力度が影響する。そ こで，抽出した標本を降伏見、力皮の大きさで 3分割している。なお，その 内訳は， STKR400クラス， STKR490クラス1 および左記以上の高張力鋼管で あるD 注4) 中原ら 10)は，角形 CFr短柱の官主化幅厚比およびコンクリ←トの圧縮 強度が高いほど2 等曲げモ メント 無次元化曲率関係の靭性が低下する 実験結果を得ているc 注 5)式 (4)， ( 5)の定数 S，rは，下式で計算する。 S二E

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I口YIニEC!と/口B (A.l)

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Ns1ab I ( As' Es + Ac . E乙) case S> 1.0 : S = 1.0， r = (N'lab -As' (Jv) I ( Ac σB) caser> 1.0 : I二1.0，S = ( NSlab -AcロB)I (As口v) 注 6)安定曲げモーメントの解が得られる軸力比の最大値と鋼管断面耐力比の関係 に及ぼす鋼管の降伏応力度の影響について2 その 例を Fig.A2に示す。なお， 同 降伏応力j支において，この関係に及ぼすl惰厚比およびコンクリートの 圧縮強度の影響は2 ほとんど認められない。 注7) 北風野らは 25) 鋼繊維混入率 2首および鋼管断面力比 0.31の角形 CFr 短柱の圧縮試験を尖胞し，最大圧縮耐力に対する安定圧縮耐力は3繊維補 強の有・無により1 それぞれ 0.60および 0.55程度を得ている。

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( a ) Objective sample ( b ) Non-objective s剖nple

Fig.Al Samples of shown in Table 1

0.4 0.6 0.8

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1. Preface

ST

ABILIZED COMPRESSIVE STRENGTH UNDER PLASTIC DEFORMA

TION OF

CONCRETE FILLED SQUARE STEEL TUBE SHORT COLUMNS

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Assoc. Pro，.iDεpt.of Architecture， ToyotaN引ionalCollege of Technology， Dr. Eng

日 Assoc.Pro，.fGraduate School of Engineering， Mie University， Dr.Eng

キキヨPro，.iDep.tof Architecture， Faculty of Eng阻eering，Aichi Institute of Technology， Dr.Eng

The authors estimated the deteriorated compre田 町estrength of concrete fiIled square steel tube (square CFT) short columns after maximum strength attained， which is defined as the stabilized compres町estrengthWstab)' Next， the stab出zedbending moment

(

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J

，

臼b)of square CFT columns were calculated by use of_Nstab' Compression tests of high strength square CFT short columns using steel fibered concrete (FR目CFT)were also carried out， in order白investigateimprovement in the compressive ductility

2. Square CFT specimens investigated

Square CFT specimens investigated are as foIlows: i) compressive load applied on both steel and concrete simultaneously， ii) no shear connector on the inner surface of steel tube， iii)no use of expandable admixture in concrete， iv) no void portion and no steel portion 111 CO民rete，v) no built-up box section， vi)within the limit of width四thicknessratio proposed by recommendations for design and con

-struction of concrete filled steel tubular structures3)ー 3. Stab

i

I

i

zed compressive strength

The stabilized compre田ivestre珂th

(

凡

tab)over_NO tends to deCl'ease as the yield strength of steel tube仏Tsy)ove1'NO decreases; this becomes m01'e obvious as the yield st1'ess of steel tube increases (Fig.2). The 1'ea80n is that the comp1'essive load carried by high -e1'-strength s加 1tube tends to decrease due to local buckling， because of larger generalized width-thickness1'atio

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8)0 5]. 1お

N8tab can be calculated by using Eqs. (2) and (3). The standa1'd deviation of calculatedNs帥 overexpe1'imental ones is 0.101 (Fig.4) 4. Stabilized bending moment

The stabilized bending moment (Mstab)was calculated using Nstab' based on assumed st1'ess dist1'ibutions in concrete and steel日) unde1'the stabilized st1'ess state， and Bernouli-Eulle1"s hypothesis (Fig.6). This calculation is based on ultimate bending moment exp1'ession9).This fo1'mulae a1'e shown in Eqs.(4) and (5). The c旦lculatedMstab show good agreement with expe1'imental maximum bending moment of丑nalcycle (Fig.7). However it is not applicable to calculate the stabilized bending moment unde1'higher axial load， because we assum巴 出atσ

'

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is uniformly distributed along the tensile part ofC1'OSS田sectlOn.

5隊FiberReinforced Square CFT Short Columns

The square FR-CFT which contain 4.0%(in volume) steel丑be1'was produced. The length of steel fiber is 40mm

，

and its diameter is 0.8 mm. We carried out compressive test of its square FR-CFT， normal square CFT and circular CFT short columns. The axial compres-sive ductility of square FR-CFT short columns is higher than normal square CFT short columns (Fi宮

9

)

，and it might be even higher than the ductility of ul1'reinforced circula1'CFT short columns (Fig，10)

6. Conclusion

The estimations of stabilized comp1'essive st1'ength

仏

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b)and stabilized bending moment (Mstab)were p1'oposed according to the int巴rmissionanalysis‘The proposed estimation showed the good agreement to the results of forme1'experiments. The imp1'ovement in comp1'essive ductility was also confirmed by tests of square FR -CFT short columns

(2014年日月 5日原稿受理， 2015年 2月2i日採用決定)