58-1
せん断破壊するコンクリート充填円形鋼管短柱の
弾塑性性状と耐力評価法に関する基礎的研究
津村 竜次 1 . 序 当研究室では，径厚比 D/t が 34 の鋼管を用いたコ ンクリート充填円形鋼管（円形 C FT）の試験体を作 成し，これのせん断破壊性状について検討してきた 1) ，2)．著者らが調べたところ，文献 1)，2)をのぞき， 軸力を受ける円形 C FT 柱のせん断破壊実験の結果は 得られていない．上記の研究では，現行の「コンク リート充填鋼管構造設計施工指針」3 )（C FT 指針）に おいて算定される終局耐力評価法と実験値との比較 検討が報告されている．文献 1)，2)では，D/t=34 の 円形 C FT 柱は軸力比が 0.4 までの範囲であれば，せ ん断破壊しても安定した履歴性状が得られること， せん断耐力のおよそ 7 割を鋼管が負担していること が示されている．なお文献 1) では，柱のせん断スパ ン長さ a と柱せい D の比 a /D （せん断スパン比）は 0.5，文献 2)では a/D=0.75 の円形 CFT 柱を用いて実験 を行 って いる ． 本研究では，文献 1 ) よりも薄い鋼管を用いた a / D=0.5，D/t=71 の円形 CFT 柱に一定の軸力と繰返し水 表 1 試験体一覧 にどのような影響 があるかを明ら かにする．また， 文献 1)の実験結果とあわせて a/D=0.5 の円形 CFT 柱 の弾塑性性状および終局耐力評価法について考察を 行 う ． 2 . 実験 2 . 1 実験計画 試験体の諸条件を表 1 に示す．主な実験変数は径 厚比 D/t と軸力比 N/N0（N0:中心圧縮耐力）と焼鈍の 有無で，D/t=34 の試験体を 6 体1)，D/t=71 の試験体を 8 体作成し，一定の軸力と繰返し水平力を与える実 験を行った．円形鋼管はともに STKN490B- φ 165.2 × 5.0 を使用した．D/t=71 の試験体は，鋼管に厚さ 2.5mm 分の削り加工を施し，柱径を 160.2mm，鋼管厚さを 2.5mm に減じた．試験体高さは，試験体部分の a/D が 0 . 5 になるよう計画した．表 1 の値は実測寸法であ る ． 2 .2 試験体 試験体の形状・寸法を図 1 に示す．試験体の上下 に は 加 力 ス タ ブ 部 分 を 設 け て い る ． ひ ず み ゲ ー ジ は，試験体の柱頭・柱脚部の側面に 1 軸の塑性ゲー ジを，試験体のウェブ部中央に 3 軸の塑性ゲージを 貼付 した ． 2 . 3 実験方法 図 2 に示す装置を用いて加力を行った．この装置 により，柱に逆対称変形を与えることができる．鉛 直荷重は 5MN 試験機により行い，水平力は 1MN 油 圧ジャッキを用いて行った．図 2 の加力装置には， ゲージ貼付位置 図 1 試験体詳細 400 A A' A-A' 1 2 加力スタブ 試験体 加力スタブ 溶接部分 300 B B' B-B' 12 A 6 2 0 6 2 0 19 D D t h 平力を与える実験を 行 い ， 充 填 コ ン ク リートに対する鋼管 の負担せん断力を下 げることで履歴性状 上下の加力ビームが平行な まま水平変位を生じるよう に平行保持装置を取り付け て い る ． ま た こ の 装 置 は ， 試験体のねじれや面外変形 の拘束 にも機 能して いる． 水平力の載荷プログラム を図 3 に示す．縦軸 R は柱 の水平方向変位を柱の内法 高 さ で 除 し た 部 材 角 で あ 試験体 D (mm) t (mm) D /t h (mm) a /D コンクリート強度 (MPa) 鋼材の降伏強度 (MPa) N /N0 焼鈍 N34-64-0 0 N34-64-30 0.3 N34-49-10 0.1 N34-49-20 0.2 N34-49-40 0.4 A34-49-30 472 0.3 有り N71-66-10 0.1 N71-66-15 0.15 N71-66-20 0.2 N71-66-30 0.3 A71-66-10 0.1 A71-66-15 0.15 A71-66-20 0.2 A71-66-30 0.3 無し 無し 有り 64.4 48.5 66.2 543 542 502 469 0.5 166 165 160 4.89 5.00 2.27 34.0 33.0 70.6 166 16058-2 る．軸力を設定値まで載加し，一定に保った状態で 水平力を載加した．水平力は変位制御で行い，変位 振幅を部材角で± 1/100rad. ずつ± 4/100rad. まで増加 させ，同一振幅で 3 サイクルずつ，計 12 サイクルの 繰返し載加を行った．なお，処女載荷の方向を正側 載荷呼ぶこ とにする． 3 . 実験結果 実験より得られたせん断力 Q −部材角 R 関係を図 4 に示す．図中の○点は鋼管がせん断降伏した点を， ▼点は実験の最大せん断力 Qm a x（最大耐力）を示し ている．鋼管の降伏の判定には，von M is es の降伏 条件 式を 用い た． 以下に今回の実験経過と最終破壊状況を示す．降 伏に関しては，すべての試験体が R=1/100rad. の正側 1 回目の載荷中にせん断降伏した．柱頭・柱脚部側 面の降伏は，ほとんどの試験体で R=2/100rad. の正側 1 回目の載荷以降に観測されたが，N71-66-30 試験体 に関しては，R=1/100rad. の 2，3 回目の載荷中に柱頭・ 柱脚部の降伏が観 測された．最大耐力に関して は， N71-66-30 試験体は R=1/100rad. の正側 1 回目で，A71-66-10 試験体は R=3/100rad. の正側 1 回目で最大耐力を 発揮し，それ以外の試験体は R=2/100rad. の正側 1 回 目 で 最 大 せ ん 断 力 を 発 揮 し た ． 今 回 実 験 を 行 っ た D/t=71 の試験体のうち N71-66-10，A71-66-10，A71-66-15，A71-66-20 試験体は，図 3 に示す載荷プログラム 通りに実験を行うことが概ねできた．その他の試験 体においては，最大耐力発揮時に充填コンクリート がせん断破壊し，試験体の剛性が大きく失われたた め，図 3 で予定していた載荷プログラムよりも少な いサイクル数で載 荷を終えた．いずれの試験体も ， 充填コンクリートに写真 1 に示すような無数の斜め ひび割れが観測されており，本試験体の内部コンク リートはせん断破 壊を起こしたも のと推定される． 今回実験を行った D/t=71 の試験体は，文献 1)より も鋼管の厚さが薄いことで，N/N0=0.15 以上の軸力を 受ける場合，R=1/100rad. を越えた領域で内部コンク リートがせん断破壊し，最大耐力発揮後に軸力を負 担できな くなる可 能性が示 された． 4 . 鋼管の応力状態 試験体ウェブ部中央の 3 軸ゲージの値をもとに， von M i s es の降伏条件式とそれに関連する流れ則で ある Prandtl-Reuss の構成則を用いて試験体の最大耐 力時までの鋼管の応力を算定した．鋼管の応力の算 定には，鋼管の板厚方向応力を零とする平面応力場 を仮定した．応力算定に用いた式4 )を示す． 2 1 1 2 1 3 2 1 2 2 2 3 2 2 1 3 2 3 3 2 2 0 1 2 2 0 2 1 0 0 1 s s s z s z s z s z d x x x x x d E d x x x x x d x d x x x x x d 弾性域では上式の右辺の カッコ内第 2 項は零とし， さらに x，x1，x2，x3は， 2 1 2 3 1 2 2 2 3 4 2 , 9 , , 1 1 1 e z s z z z s z x H x s x s x E E E x s s x s s x となる．ここで , s ,s z ,s zは鋼管の応力，E はヤン グ係数，νはポアソン比，s ,s z ,s zは鋼管のひずみ， s ,szは鋼管の偏差応力， eは相当応力，H は相当応 力と相当塑性ひずみ関係の勾配である．なお，鋼管 の応力−ひずみ関係は完全弾塑性型を仮定して H =0 とする．また，ヤング係数は材料試験から得られ た値とし，ポアソン比は 0 . 3 と仮定する．図 5 に応 力算定の結 果を示す． 図 2 加力装置 (1) 試験体 (4) ローラー (2) 油圧ジャッキ (5) 平行保持装置 (3) ロードセル (6) 油圧試験機 (7) カウンターバランス 図 4 せん断力Q −部材角 R 関係 図3 載荷プログラム -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 0 3 6 9 12 R（×10-2rad.） サイクル数 N71-66-10 A71-66-30 充填コンクリート （N71-66-10） 写真 1 Ｗ Ｗ (1) (2) (3) (3) (4) (5) (6) (7) -600 -400 -200 0 200 400 600 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 Q (kN) R (×10-2rad.) N/N0=0.1 -600 -400 -200 0 200 400 600 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 5 6 Q (kN) R (×10-2rad.) N/N0=0.3
58-3 ん断耐力式の耐力推定精度を示している．図には文 献 2 ) の実験最大耐力値と，軸力なしで実験が行われ た a/D=0.5 の円形 CFT の破壊実験に関する研究6)，7)，8) の実験最大耐力の値も載せている．いずれもせん断 破壊により耐 力が決定し たものと推 定される． 表 2 より，C F T 指針3)における円形 C F T 柱の終局 せん断耐力式は，N71-66-30 試験体を除いて，円形 CFT 柱の最大耐力を 8%-3 2% の範囲で安全側に評価して いる．図 6 を見ると D/t=71 の試験体に関しては，軸 力比が大きくなるにつれて耐力比が小さくなる傾向 がみられ，N/N0=0.3 以上の軸力を受ける円形 CFT 柱 のせん断耐力は，現行 C F T 指針3 )の終局せん断耐力 より小 さくな る可 能性が ある． 図 7 に，N34-49-10，N34-49-20，N34-49-40 試験体およ び A71-66-10，A71-66-15，A71-66-20，A71-66-30 試験体 の Qma xをせん断力 Q −軸力比 N/N0の相関曲線上にプ ロットしたものを示す．図 7 の太い実線および点線 はそれぞれ終局せん断耐力 Qs uおよび終局曲げ耐力 時のせん断力 Qb uである．図中の●点は Qm a xを表し ており，Qm a xは実線と点線の間にプロットされてい ることがわかる．図中の細い実線と一点鎖線はそれ ぞれ，C F T 指針3 )を参照して計算した鋼管の終局せ ん断耐力 sQuと充填コンクリートの終局せん断耐力 cQuを表しており，sQuとcQuを一般化累加することで 終局せん断耐力 Qs u求めている．図中の◇点と□点 図 5 は最大耐力が観測されるまでの鋼管の主応力 1， 2の応力状態を示したもので，圧縮側を正とし ている．図中の太線は，実験開始からせん断降伏す るまでの経過と，降伏曲面上を移動した領域を示し ており，試験体の最大耐力 時の応力を○点 で示す． 図 5 に示す応力状態のように，いずれの試験体も せん断降伏時の鋼管ウェブ面の主応力はそれぞれ引 張，圧縮の状態になっており，鋼管の応力が降伏曲 面上にある塑性域では，鋼管の応力は降伏曲面上を 引張側に移動し，最大耐力時には鋼管は引張応力が 支配的となっている．このことから，最大耐力時の 鋼管は軸力負担が減少し，主に充填コンクリートの せん断補強材としての機能に移行する．従って，充 填コンクリートの最大耐力は鋼管による拘束効果の 影響を 受け ると考 えら れる． 5 . 終局耐力評価 現行 C F T 指針3 )を参照して計算した終局せん断耐 力 Qs uの計算値と終局曲げ耐力時のせん断力 Qb uの 計算値および試験体の最大耐力 Qm a xの値を表 2 に示 す．今回実験を行った試験体の最大耐力はすべて曲 げ耐力値に達しておらず，各試験体はせん断破壊に より最大 耐力を 発揮した と考え られる． 図 6 には C FT 指針3)における円形 C FT 柱の終局せ 表2 実験最大耐力と計算値 図6 終局せん断耐力式の推定精度 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 N34-49-10 1 /s y 2 /s y -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 A34-49-30 1 /s y 2 /s y -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 N71-66-10 1 /s y 2 /s y -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 A71-66-30 1 /sy 2 /sy 図5 鋼管ウェブの応力状態 -0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 D/t=71試験体 D/t=34試験体 文献2) 文献6)，7) 文献8) N /N 0 sQu(exp)/Qsu CFT指針式 はそ れぞ れ 最大 耐 力時 に 鋼管 の 負担 するせん断力sQm a xと充填コンクリー トの負担するせん断力cQm a xである． 実験最大 せん断力 せん断耐力 曲げ耐力時の せん断力 Qmax (kN) Qsu(kN) Qbu (kN) N34-64-0 688 602 1045 1.14 0.66 0.58 N34-64-30 722 671 1184 1.08 0.61 0.57 N34-49-10 682 607 1088 1.12 0.63 0.56 N34-49-20 692 619 1121 1.12 0.62 0.55 N34-49-40 659 576 1102 1.14 0.60 0.52 A34-49-30 736 556 1005 1.32 0.73 0.55 N71-66-10 484 392 599 1.23 0.81 0.66 N71-66-15 454 416 633 1.09 0.72 0.66 N71-66-20 500 434 656 1.15 0.76 0.66 N71-66-30 428 453 688 0.94 0.62 0.66 A71-66-10 494 376 573 1.31 0.86 0.66 A71-66-15 495 400 601 1.24 0.82 0.67 A71-66-20 494 419 629 1.18 0.79 0.67 A71-66-30 501 440 660 1.14 0.76 0.67 1.16 0.71 0.62 試験体 Qmax / QsuQmax / Qbu Qsu / Qbu ave.
58-4 鋼管とコンクリートそれぞれの終局耐力について 現 行 の 手 法 に お け る 耐 力 推 定 精 度 の 検 討 を 行 う ． sQm a xは，せん断力を負担する断面積を文献 5)と同様 に鋼管の全断面積の 2/ 3 と仮定して求め，cQm a xは試 験体の最大耐力 Qm a xから鋼管のせん断力 sQm a xを引く こと で求 めた ． 得られたsQm axとcQm axの値および CFT 指針3)を参照 して計算される sQuとcQuの値を表 3 に示す．表 3 に は，最大耐力 Qmaxに対する sQmaxとcQmaxの比も載せて おり，D/ t= 7 1 の試験体は，最大せん断力のおよそ 7 割 を 充 填 コ ン ク リ ー ト が 負 担 し て い る こ と が 分 か る．この D/t=71 の試験体に関して，現行 CFT 指針3 ) は鋼管の負担せん断力sQm a xをほぼ精度よく評価でき ていた．また，コンクリートの負担せん断力cQm a xは 焼鈍無しの N71-66 試験体で 21-40%，焼鈍有りの A71-6 A71-6 試験体で 3 7 - A71-6 8 % の範囲で過小評価していた．充 填コンクリートの終局せん断耐力に関しては，N7 1-6 1-6 - 3 0 試験 体を 除 いて ，実験 値が 計 算値 を 全て 上 回っており，軸力比によるばら つきは少なかっ た． このことから，コンクリートの終 局せん断耐力に ， 鋼管による拘束効果を正確に見積もることができれ ば，より高い精度の耐力評価が可能になると考えら れる．D/t= 34 の試験体については，明確な傾向は得 られていないが，水平力に対するコンクリートの負 表3 最大耐力時における鋼管とコンクリートの負担せん断力 図 7 せん断力 - 軸力比関係 ＜ 参 考 文 献 ＞ 1） 徳田慎 也，金光一 ，窪寺弘 顕，中原浩 之：軸方向 力の もと で繰 返しせ ん断 力を 受け るコ ンク リー ト充 填円 形鋼 管短 柱の 弾塑性 性状に 関す る実 験的 研究 ，日本建 築学 会九 州支 部研 究報 告，第 51 号，pp.745-752，2012.3. 2） 金光一 ，津村竜 次，窪寺弘 顕，中原浩 之：繰返し 水平 力を 受け るコン クリ ート 充填 円形 鋼管 柱の 弾塑 性性 状に 関す る基 礎的研 究，日本建築学会九州支部研究報告，第 52 号，pp.581-588, 2013.3. 3） 日本建築 学会：コンクリ ート充填 鋼管構 造設計施 工指針 , 2008. 4） 吉田総 仁：弾性力 学の 基礎 ，共立出 版株 式会 社，1997.5. 担割合が小さく，同様の手法でコンクリートの終局 耐力を大きく評価 しても問題はな いと考えられる． 5 . まとめ 本研究では，定軸力のもとで繰返し水平力を受け る円形 C FT 短柱の実験を行い，その弾塑性性状と耐 力評価について考察した．得られた結果を以下に列 挙する． 1）今回実験を行った D /t = 71 の試験体は，文献 1 ) と 同様 にせ ん断 降伏 が先 行し ，最大 耐力 は充 填コ ンク リー トが せん 断破 壊す るこ とで 決定 した と 推定 され る． 2）D/t=71 以上の円形 CFT 柱がせん断破壊する場合， 充填コンクリートのせん断破壊性状が支配的で， D / t = 3 4 の試験体ほど最大耐力発揮後の靱性は期 待で きな い． 3）D/t=71 以下の a/D=0.5 の円形 CFT 柱の最大耐力は， 短期荷重時の軸力を 0. 3 以下に抑えることで，現 行 C FT 指針3)の終局せん断耐力式により安全側に 評価 でき る． 4）鋼管の拘 束効果 による充 填コン クリー トの終局 せん 断耐 力上 昇分 を適 切に 考慮 する こと がで き れば，現行の手法でせん断破壊する円形 C F T 柱 の最 大耐 力を より 正確 に推 定す るこ とが でき る と考 えら れる ． 5） 田中尚：柱・はり接合部必要パネル厚の計 算式，日本建築学会論文報告集，第 207 号 , pp.19-23, 1973.5. 6） 片岡 隆広 ，西内 晃二 ，藤井 睦，上田 弘樹 ， 福田浩司，一戸康生：鉄筋入りコンクリー ト充填鋼管（CFT-R）造の開発（その 2 パ ネル 部せ ん 断実 験 およ び 架構 実 験），日本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集 （ 東 北 ）， pp.1229-1230, 2009.8. 7） 上中宏二郎：中空式二重鋼管・コンクリー ト合成部材のせん断特性，コンクリート工 学年次論文集，vol.33,No,2, pp.1111-1116, 2011.
8) Chang Xu，Lin Haixiao，Huang Chengkui：
Experimental study on shear resistance of self-stressing concrete filled circular steel tubes， Journal of C onstructional S te el Re search， Vol.65，pp.801-807，2009. -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 0 200 400 600 800 1000 Qsu Qbu Qmax sQu cQu sQmax cQmax N/N0 Q (kN) -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 0 200 400 600 800 1000 Qsu Qbu Qmax sQu cQu sQmax cQmax N/N0 Q (kN) 試験体 sQmax (kN) cQmax (kN) sQu (kN) cQu
(kN) sQmax/Qmax cQmax/Qmax sQmax/sQu cQmax/cQu N34-64-0 503 185 406 196 0.73 0.27 1.24 0.94 N34-64-30 440 282 429 242 0.61 0.39 1.03 1.17 N34-49-10 518 165 430 177 0.76 0.24 1.20 0.93 N34-49-20 463 229 435 185 0.67 0.33 1.06 1.24 N34-49-40 508 150 417 159 0.77 0.23 1.22 0.95 A34-49-30 391 346 376 180 0.53 0.47 1.04 1.92 N71-66-10 195 288 186 206 0.40 0.60 1.05 1.40 N71-66-15 182 271 191 225 0.40 0.60 0.96 1.21 N71-66-20 192 307 194 240 0.38 0.62 0.99 1.28 N71-66-30 193 235 197 256 0.45 0.55 0.98 0.92 A71-66-10 153 341 174 203 0.31 0.69 0.88 1.68 A71-66-15 152 342 178 222 0.31 0.69 0.86 1.54 A71-66-20 150 344 181 238 0.30 0.70 0.83 1.45 A71-66-30 151 350 185 255 0.30 0.70 0.82 1.37 1.01 1.29 ave.
