鉄筋内蔵コンクリート充填鋼管接合部の開発および構造性能評価に関する研究 [ PDF

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(1)鉄筋内蔵コンクリート充填鋼管接合部の開発および構造性能評価に関する研究野津手崇瑛 1.. 研究背景および目的. 合することにより，柱から基礎への応力伝達を確実なものとした．柱が受けた応力は鋼管からリブプレートに. 管( CF T )接合法に関する研究であり , これまで柱脚や. よる機械的ずれ止めにより，充填コンクリートを介して. 柱継手の基本的な力学的挙動を明らかにしてきた 1 ) 2 ) 3 ) .. 鉄筋へ伝達され，付着，定着により基礎コンクリートへ. 従来の露出型柱脚を対象にした場合 , 柱とベースプレー. と伝達される事が既往の研究 1 ) より明らかとなって. トを完全溶込溶接により接合する必要があるが , 本構. いる．使用した鋼材の機械的性質とコンクリートの材料. 法を用いれば溶接が簡略化でき , 場合によっては不要. 特性をそれぞれ表 2 ，表 3 に示す．. となる．したがって本構法では溶接の困難な高強度. ( b) 柱継手の等曲げ実験. 鋼管の使用も可能となる．また既往の研究 3 ) では，適. 本実験では鋼管の鋼種および断面形状，鉄筋の配筋，. 切な鉄筋の挿入長さを確保すれば十分な曲げ応力の伝達. 接合部における鉄筋の挿入長さを実験変数として計 7 体. が可能であることが明らかにされている．. について実験を行った．図 2 に試験体の基本形状を，表. 本論では，これまでに作成した試験体および，本. １( b ) に試験体一覧を示す．N o . 4 ∼ N o . 7 の鉄筋挿入. 年度新たに作成した建築構造用鋼強度鋼材「H -. 長さは試験体に挿入できる最大の長さとし，鉄筋のす. S A 7 0 0 」を鋼管として用いた試験体についてその力. べりが生じないように充分な長さを確保した．また，試. 学的性状を明らかにし，耐力評価式を提案する．. 験体中央の継手部では鋼管どうしは接触させず 1 0 m m の. 2. 実験概要. 隙間を設け，R C 断面としている．継手側の鋼管端部内. 2.1 試験体および実験変数. 面には機械的ずれ止めとしてリブプレートを 2 段，隅肉. ( a )柱脚の曲げせん断実験. 溶接により取り付けた．配筋については，継手部の曲. 本実験では鋼管の鋼種および断面形状，軸力比を実. げ耐力が C F T 部のそれに可能な限り近づくように. 験変数とし，計 7 体について実験を行った．図 1 に試験. 決定した．N o . 4 ∼ N o . 7 の試験体では，各断面形状. 体の基本形状を，表１( a ) に試験体一覧を示す．基礎側. でコンクリートの充填性を確保した鉄筋間隔で入り得る. に挿入した鉄筋は，基礎内部に埋め込んだ定着板と結. 最大本数の鉄筋を配筋したもの( 図 3 ( b ) ，( e ) ) と，限ら. 1125. 内蔵鉄筋 USD685. リブプレート SS400 12×30. 1875. 変位計測定距離400mm. 50 50. 定着板 SS400 9mm. 50 50. 300. ( b ) 配筋 B. 300. ( c ) 配筋 C. 750. 750. 50 50. 300. ( a) 配筋 A. ( b ) 側面図. ( a ) 配筋立面図. P. 545. 545. 28. 10 PL-16×100×340(SS400). ( d ) 配筋 D P. 109 57. 318.5. 318.5. ( e ) 配筋 E. ( f ) 配筋 F. 図 3 内蔵鉄筋の配筋一覧 450 28. BCR295,STK400 H-SA700. 1 50. PL-28(SS400). 74. 318.5. 図 1 柱脚試験体の基本形状 450. 113. 50. 600. 52. 113 1800. 360. 300. 300. 充填コンクリート Fc60. BCR295,H-SA700. 60 60 60 300. 本研究は , 内蔵鉄筋を使用したコンクリート充填鋼. 軸力比接合部鉄筋本数鉄筋挿入長さ (D：鉄筋径). B-HS50-40D-24-0.25 PL-12×30×230(SS400). P. D19(USD685). 2000. 図 2 柱継手試験体の基本形状. P. 鋼管幅(径)厚比鋼管種類(S:角形，R:円形，H:高強度鋼) 試験体形状(B:柱脚，C:柱継手). 図 4 試験体名称凡例. -57-1-.

(2) れた部材断面に多くの鉄筋を配筋できる束ね筋を使用し. 3.. たもの( 図 3 ( c ) ，( f ) ) の 2 通りを作成した．. 3.1. 2.2. 柱脚部における終局曲げ耐力は，R C 断面に全塑性状. 加力方法および測定方法. 耐力評価式終局曲げ耐力算定法. ( a )柱脚の曲げせん断実験. 態を仮定し，一般化累加強度式により求める( 文献 4 ) ．. 載荷は，試験体に所定の軸力を載荷した後に，軸力を. 3.2. 一定に保持した状態で柱頭部に水平力を載荷する正負交. 柱脚部における降伏曲げ耐力は図 8 に示す応力状態. 番繰返し載荷試験とする．部材変形角 R による変位制御. を仮定し，図 7 に示す算定式を用いて算定する．. とし，± 0.5 ∼± 3.0% まで 0.5% ずつ漸増し，各振幅で. 継手部断面(R C 断面)の降伏状態を，角形の場合最外縁に. 2 サイクル載荷する．その後，R=5.0% に致るまで正方向. 位置する鉄筋群が圧縮降伏または引張降伏したとき，円. に水平力を加えて実験終了とする．鉛直軸力は 5000kN 試. 形の場合中心軸より± 4 5 °の範囲に含まれる鉄筋群が. 験機に取り付けたロードセルにより , 水平力は油圧. 降伏ひずみに達した時を降伏と定義し，コンクリート. ジャッキ先端に取り付けたロードセルにより測定する .. は一部塑性化を認めるが圧縮応力が短期許容応力度 c f s. 本論では , 試験体の変形を表す量として接合部回. 到達後は一定値 c f s を保つものとする．. 転角. 3.3. を用い，図 1 に示す二つの変位計の値の差を. 降伏曲げ耐力算定法. 実験結果における各曲げ耐力の定義. 変位計間の距離 4 0 0 m m で除した値とした .. 柱脚繰返し曲げせん断実験において，R = +0 .5% 載荷後. ( b )柱継手の等曲げ実験. の除荷剛性を耐力算定に用いる剛性 K と定義する( 図. 試験体中央から左右それぞれ 550mm の位置に加力点を. 6 ( b ) ) ．各サイクル１回目の最大耐力を滑らかに結んだ. 設け，5 0 0 0 k N 試験機により加力梁を介して載荷を行っ. 曲線と 1/3 K および 1/6 K の傾きを持つ直線との接点をそ. た．試験体は両端をローラー支持とし，加力梁を介して. れぞれ降伏耐力，終局耐力の実験値とする( 図 6 ( a ) ) ．. 加力点に均等に力を伝達することで試験体中央の測定. 柱継手等曲げ実験において，コンクリートのひび割れ. 区間に等曲げモーメントを作用させた．本論では，試. を考慮し. 験体の変形を表す量として接合部回転角. る剛性 K と定義する( 図 6 ( c ) ) ．曲げモーメント - 接合. た．図 5 に. j. j. を用い. きを持つ直線との接点をそれぞれ降伏耐力，終局耐力の. (a) 柱脚試験体鋼管. No.1 No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7. 試験体名. 鋼種. 実験値とする．. 内蔵鉄筋(USD685). 設計配筋基準軸力比本数・径定着長さ強度 0 16-D19 40D A FC60 0.25 0.5 0 24-D19 40D B 0.25 FC60 0 22-D19 30D E 0.25. 断面寸法幅(径)厚比. B-S50-16H-0 B-S50-16H-0.25 BCR295 □-300×6 B-S50-16H-0.5 B-HS50-24H-0 □-300×6 B-HS50-24H-0.25 H-SA700 B-HR50-22H-0 ○-318.5×6 B-HR50-22H-0.25. 50 50 53. (b) 等曲げ試験体鋼管番号. 試験体名. 鋼種. ＝ 0.1 ∼ 0.5% の割線剛性を耐力算定に用い. 部回転角(M- j ) 関係を示す曲線と 1/3K および 1/6K の傾. の定義を示す．表１試験体一覧. 番号. j. 断面寸法幅(径)厚比. 本数・径定着長さ,配筋. 50. 16-D19. 35. 14-D19. 40D 20D 多段束ね二重束ね. 24-D19 30-D19 22-D19 24-D19. 50 53. 考察. 4 . 1 算定耐力検討表 4 に本実験の計算値と実験値を示す．B-S50-16H-0.5 の試験体において，eMy/My ＝ 1.60 と計算値が実験値を過小評価している．図 10 に B-S50-16H-0.5 の曲げモーメン. 内蔵鉄筋(USD685). No.1 C-S-50-40D-16 BCR295 □-300×6 No.2 C-R-35-40D-14 STK400 ○-318.5×9 No.3 C-R-35-20D-14 No.4 C-HS-50-24 □-300×6 No.5 C-HS-50-30B H-SA700 No.6 C-HR-53-22 ○-318.5×6 No.7 C-HR-53-24B. 4.. 設計配筋基準強度 A FC60 D B C E F. δ1. θ. 図 5 継手回転角. 鋼材. 鋼種. □-300×6(2010). BCR295. 2.07×105. ○-318.5×9(2010). STK400. 2.11×105. 398. 482. 0.19. -. □-300×6(2012). H-SA700. 2.06×105. 769. 822. 0.37. 20.0. ○-318.5×6(2012). H-SA700. 2.02×10. 5. 769. 820. 0.38. 18.0. 主筋(2010). USD685. 5. 1.97×10. 694. 893. 0.36. 10.3. 主筋(2012). USD685. 1.93×10. 5. 722. 906. 0.37. 14.0. 降伏歪 [%]. 伸び [%]. 0.19. 34.5. 部材柱(No.1∼No.3) 柱(No.4∼No.7). 0.28. No.1∼No.3. 圧縮強度 2 [N/mm ] 78. ヤング係数 2 [N/mm ] 3.9×104. 終局歪 [%] 0.27. No.4∼No.7. 77. 4.0×104. 0.27. 部材. 1. 2d. ｊ. 定義. 200. M. 1/6K 1/3K. 150. 除荷剛性. K. 100. 50. K. 表３コンクリートの材料特性柱継手実験柱脚実験終局歪 [%] 0.23. 2. j. l δ2. ヤング係数 [N/mm 2]. 圧縮強度ヤング係数 [N/mm2 ] [N/mm2] 4 64 3.8×10 77 3.8×104. θ. FC60. 表２鋼材の機械的性質降伏応力度引張強さ [N/mm 2] [N/mm 2] 386 464. θj. d. -57-2-. K (a). (b). θ. 0 0. 0.1. 0.2. (c). 図 6 実験結果各曲げ耐力の定義. 0.3. 0.4. 0.5.

(3) 軸耐力 N 鉄筋. y. sN. 1) 0. 角. s. cN. cM. リート. N. s. aj. j. 曲げ耐力 M y c M. N. sM. s. j. cD. aj. dj. 2. 容応力度 c f s に到達後一定値 c f s をとると仮定している．. sM. aj：j 列鉄筋の総断面積. しかしながら鉄筋のひずみよりコンクリートの圧縮応力が広範囲にわたり c f s を上回っている．この. c max c s. cN. 円. コンク 2). c. 1 c 2. max. cD. 2 c. max. 4 xn 3 cD c. c D sin 3. 3. max. cD. 8 xn. 1 c 2. cM. xn c D. 2 xn 4. 1 sin 4 4. n. 8. cD. n. xn c D xg1. max. 2. sin 2. n. cD. n. ことから，コンクリートの耐力負担分を正しく評価出来. 2 xn 3. ていない事が過小評価の原因と考えられる．その他の試. n. 験体では，計算値と実験値は良く対応している．. sin 3. n. 4 . 2 曲げモーメント - 接合部回転角関係. xg1,xg2：断面中央から領域1，2の合力作用点間の距離. c s c max. 同一配筋の試験体について比較する．図 1 1 ( a ) に. 1 c f s x1 c D c f s xn x1 c D 2 角 1 cM c f s x1 c D x g1 c f s xn x1 c D x g 2 2 2 n D 2 xn c D c fs c D sin 3 x c (2 x sin 2 x ) cN 4 x1 3 4 1 1 c D c f s ( 2 1 sin 2 1 ) 8 円 n D3 c f s c D 1 c c D 2 xn sin 3 sin 4 x cM x x 8 x1 8 4 3 1 1 3 3 ただし，cos n 1 2 xn c D c D c f s sin 1 12 cos 1 2( x x ) D cN. 1. ここで. n. 1. B-HS50-24H-0 と C-HS-50-24 の曲げモーメント―接合部回転角（M- ， j ）関係を示す．●は降伏耐力，■は終局耐力の実験値を示す．二体の試験体の降伏耐力，および終局耐力の実験値が同程度の値を示した．また， C-HS-50-24 は降伏耐力に達するまで剛性の低下がほとんど見られないが，B-HS50-24H-0 は降伏耐力に達するまでに緩やかに剛性が低下している．B - H S 5 0 -. c. sfy：鉄筋の短期許容応力 s ： j 列の鉄筋の応力 j. 2 4 H - 0 は繰返し載荷によるコンクリートの引張ひび. s y：鉄筋の降伏歪 s ： j 列の鉄筋の歪 j. 割れにより，降伏以前に剛性が緩やかに低下して. a： j 列の鉄筋の総断面積 cfs：コンクリ−トの短期許容応力 j c. max. ：コンクリートの最大圧縮応力 c ：コンクリートの降伏歪 s. いるものと考えられる．降伏耐力以降はどちらの. c. ：コンクリートの最大圧縮歪 d：圧縮縁から j 列までの距離 max j. 試験体とも同程度の剛性を示した．また大変形時. cNi：領域 i における軸力 cMi：領域 i におけるモーメント. ( = 3 % 付近) でも耐力の低下が見られず，高い変形. xgi：中心から領域 i における軸力の作用点までの距離. 図 7 降伏耐力算定式. 性能を示した．B-S50-1 6 H-0 と C-S-50-4 0 D- 1 6 ( 図 1 1. ト―接合部回転角（M - ）関係を示す．▽は内蔵鉄筋. (b))，B-HR53-22H-0 と C-HR-53-22(図 11(c))でも同様. が最初に降伏する点，二点鎖線は e M y の値である．. の結果が得られた．. 図より鉄筋の降伏時の耐力が e M y と一致する．全て. 次に同じ加力方法( 繰返し曲げせん断載荷，等曲. の試験体でこの傾向がみられた．この事から，降伏. げ載荷) の試験体で，鋼管の形状が等しく配筋が異. 耐力の算定に用いた降伏の定義は試験体の内蔵鉄. なる試験体について比較する．図 1 1 ( e ) に C - R - 3 5 -. 筋の降伏状態をよく評価出来ていると言える．. 40D-14 と C-HR-53-22 の M- ，. また，本試験体の鉄筋に貼付した歪ゲージより，. 53-22 は C -R -3 5- 40D -1 4( 図 11 (d )) の配筋に加え内. 試験体が降伏耐力を発揮する時に中立軸位置が深く，. 側に鉄筋を配した形となっている( 図 3 ( d ) ，( e ) ) ．. 圧縮域が広くなっている事が分かる( 図 9 ) ．本論で提. C -R -3 5 -4 0D- 14 の試験体が eMy に達するまで，両者. 案した降伏耐力算定式ではコンクリートの応力は短期許. はほぼ等しい挙動を示す．C -S -5 0 - 40 D- 1 6 と C -H S -. D c. a列 b列 M. c. max. max. c. xn. xn. dj. c. fs. c. max. c. max. s. y. c. fs s. f. s. c. s. j. s. y. s. j. f. s. y. s. j. s. y. s. s. s. j. f. s. j. s. j. a列 b列 M. j列. c. max. c. xn. dj. xn. までの剛性に差が生じた．これは充. max. c. c. fs. s. 45°. j. y. s. s. f. y. j. s s. j. s. y. max. s. y. c. s. c. m m 2 以上異なる事が要因の一つとして. fs s. f. j. s s. s. f. y. 挙げられる．これらの事から，初期剛性は最外縁鉄筋の配置とコンク. D. s. c. xn. 45°. s. 0 と B -H S5 0- 24H -0 では eMy に達する. 填コンクリートの圧縮強度が 1 0 N /. D max. 5 0 - 2 4 でも同様の結果が得られた． y. y. ( a ) 角形断面 c. 関係を示す．C-HR-. しかし，図 11 ( f) に示す B -S 5 0 - 1 6H -. xn. D. j列. j. j. リートの材料特性が大きく関わると. j. y. ( b ) 円形断面図 8 降伏時応力状態の定義. -57-3-. 言える．.

(4) 5.. 建築学会学術講演梗概集 C-1 構造Ⅲ,pp.1243-1244,2010年9月. まとめ. 3)蜷川利彦ほか：高強度内蔵鉄筋継手を有するコンクリート充填鋼管. 本研究では，鉄筋内蔵 C F T 接合部の新構法を開発. 部材の等曲げ実験(その 1 実験概要と荷重 - 変形角関係と破壊性状),. し，力学的性状を明らかにした．また，構造性能. 日本建築学会学術講演梗概集 C-1 構造Ⅲ,pp.1237-1238,2010年9月. 評価として耐力算定式を提案した．本接合法は十. クリート充填角形鋼管柱脚の力学的性状に関する実験的研究（歪性状. 分な耐力，変形性能を有している．本論で提案し. および終局曲げ耐力),日本建築学会研究報告九州支部1,構造系(51)，. 4)野津手崇瑛,河野昭彦ほか：ベースプレートを省略した鉄筋内蔵コン. pp.765-768, 2012 年 03 月. た耐力評価式を用いて耐力を算定し，実験結果と. s. の比較を行った．本耐力算定式により接合部の耐. y s. 力を概ね評価出来た．. c. B. 参考文献. c. fs. 0 .36. y. c. 1)窪寺弘顕,河野昭彦ほか：鉄筋内蔵コンクリート充填角型鋼管柱脚の力学的性状に関する実験的研究(その1 実験概要)，日本建築学会学. 0 . 06. s. B. c. s. 図 9 B- S 5 0- 1 6H - 0 .5 降伏応力図(左). 術講演梗概集 C-1 構造Ⅲ， pp.1241-1242， 2010 年 9 月 2)喬崎雲,蜷川利彦ほか：鉄筋内蔵コンクリート充填角型鋼管柱脚の力. 内蔵鉄筋ひずみ( 右). 学的性状に関する実験的研究(その3 終局曲げ耐力と破壊性状),日本 600 M(kNm). 表 4 耐力評価表 eMu 319 415 449 395 523 393 456 312 297 281 400 489 361 387. B-S50-16H-0 B-S50-16H-0.25 B-S50-16H-0.5 B-HS50-24H-0 B-HS50-24H-0.25 B-HR53-22H-0 B-HR53-22H-0.25 C-S-50-40D-16 C-R-35-40D-14 C-R-35-20D-14 C-HS-50-24 C-HS-50-30B C-HR-53-22 C-HR-53-24B. Mu 333 434 432 450 537 397 469 333 299 299 450 577 397 447. eMu/Mu 0.96 0.96 1.04 0.88 0.97 0.99 0.97 0.94 0.99 0.94 0.89 0.85 0.91 0.87. 600 M(kNm) 500. eMy 306 356 394 366 430 347 379 286 279 257 368 460 349 366. My 252 328 247 319 367 309 356 252 215 215 319 441 309 316. eMy/My 1.21 1.08 1.60 1.15 1.17 1.12 1.06 1.13 1.30 1.20 1.15 1.04 1.13 1.16. 400 200 0 -200 -400 B-S50-16H-0.5 -600. -6. -4. -2. (%). 0. 2. 4. 6. 図 10 B-S5 0-16H-0.5 M- 関係. 600 M(kNm). 600 M(kNm). 500. 500. 400. 400. cMu=450 400. cMu=333. cMy=319 300. 300. 200. 200. B-HS50-24H-0 C-HS-50-24. 100 0. 1. 2. 3. 4. cMy=309. 0. 5. ( a ) 柱脚，継手角形 H - S A 7 0 0. 300. cMy=252. 200 B-S50-16H-0 C-S-50-40D-16. 100. , j(%) 0. cMu=397. , j(%). , j(%) 0. 1. 2. 3. 4. B-HR53-22H-0 C-HR-53-22. 100. 5. ( b ) 柱脚，継手角形 B C R 2 9 5. 0. 0. 1. 600 M(kNm). 600 M(kNm). 500. 500. 500. 400. 400. 400. 300. 300. 300. 200. 200. 200. C-S-50-40D-16 C-HS-50-24. 0. j. 0. 1. 2. 3. 4. ( d ) 等曲げ角形鋼管. C-R-35-40D-14 C-HR-53-22. 100. (%) 5. 0. j. 0. 1. 2. 3. 4. 4. (%) 5. 5. B-S50-16H-0 B-HS50-24H-0. 100 0. (%) 0. ( e ) 等曲げ円形鋼管図 1 1 曲げモーメント - 接合部回転角関係. -57-4-. 3. ( c ) 柱脚，継手円形 H - S A 7 0 0. 600 M(kNm). 100. 2. 1. 2. 3. ( f ) 柱脚角形鋼管. 4. 5.

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