繰返し水平力を受けるコンクリート充円形鋼管のせん断性状に関する実験的研究 [ PDF
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(2) 800. 800. 600. 荷中に鋼管がせん断降伏し，R=2/100rad. で最大耐力. 200. 0. -200. -400. -600. -600. -800. に達したのち，その耐力をほぼ維持して最大変形. 200. 0. -200. -400. -800. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). -400 -600. 600. -400. -600. -600. CC05-40-2N および CC05-40-4N 試験体も上記 2 体と同. -800. -600. Q (kN). Q (kN). Q (kN). 200. 0. -400 -600. -800. -400 -600 -800 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). CC05-40-3A 600. N/N 0 =0.4. 200 Q (kN). 0. 0. -400. -400. -600. -600. た．CC075-40-4N，CC075-40-4A 試験体については ,R=3/. -800. -800. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). -400 -600. が見られ，R=4/100rad. までの載荷を行った．. CC075-40-4N. 図3. 部材角 R 関係は，検討した軸力比の範囲内では，軸. 500 CC075-N CC075-A. 400. 300. 200. 200. 1. 2. 3 4 5 6 R (×10-2rad.). 7. 8. CC075-N CC075-A. 400. N/N0=0.3. 600. 500. 300 0. 700. N/N0=0.2. 600 Q (kN). Q (kN). いずれの試験体においても，実験のせん断力 Q －. CC075-40-4A. 700. N/N0=0.1. 600. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). せん断力 Q －部材角 R 関係. 700. れて せ ん断 力 が 漸増 す る 様子 が 確 認さ れ た．. -800. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). CC05-40-4N. 100rad. の載荷中に最大耐力に達した後，耐力の低下. 0. -200. -200. 1A 試験体は，R=4/100rad. で最大せん断力が観測され. N/N 0 =0.4. 400. 200 Q (kN). Q (kN). 200. 600. N/N 0 =0.4. 400. -200. 力を連結したものを図 4 に示す．図 4 からも，曲げ. CC075-40-3A 800. 800. 400. a/D=0.75 の実験における各サイクルの最大せん断. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). CC075-40-3N. 800 600. 0. -200. -800 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). N/N 0 =0.3. 400. -200. -600. a/D=0.75 の試験体の内，CC075-40-1A，CC075-40-4N，. 600. 200. -400. 1 0 0 ra d . の載荷中に最大耐力に達した．この性状は，. CC075-40-2A. N/N 0 =0.3. 400. 0. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). 800. 600. N/N 0 =0.3. 200. 伴い試験体が負担するせん断力も増えており，R=8 /. -800. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). CC075-40-2N. -200. 降伏する円形 C FT 柱と同様に変形が大きくなるにつ. -400. 800. 600. 0. -200. CC05-40-2N 800 400. CC075-40-4A 試験体を除いて同様であった．CC075-40-. -800. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). じような荷重―変形関係が得られた．なお，CC075-. 載荷中に鋼管がせん断降伏し，その後変位の増大に. Q (kN). Q (kN). Q (kN). 0. -400. CC075-40-1N 試験体は，R=2/100rad. の正側 1 回目の. 200. -200. れて耐力は微減し最大変形 R = 4 / 1 0 0 r a d . に至った．. N/N0 =0.2. 400. 200. 0. 40-4N 試験体は，変位計の不具合により，R=3/100rad.. 600. N/N0 =0.2. 400. -200. の負側 2 回目の載荷まで行い，実験を終了した．. 800. 600. N/N0 =0.2. 400. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). CC075-40-1A. 800. 200. 100rad. で最大耐力に達したのち，変形角の増大につ. -800. -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10 -2rad). CC075-40-1N. 800. 100rad. の正側 1 回目の載荷中にせん断降伏し，R=2/. 0. -200. CC05-40-1N. R=4/100rad. に至った．CC05-40-3A 試験体も，R=1/. N/N0 =0.1. 400 Q (kN). 200. 600. N/N0 =0.1. 400 Q (kN). CC05-40-1N 試験体は，R=1/100rad. の正側 1 回目の載. 400 Q (kN). 以下に試 験体の実 験経過と最 終破壊状 況を示す．. 800. 600. N/N0 =0.1. Q (kN). 伏条件式を用いた．. 500 CC075-N CC075-A. 400 300. 0. 1. 2. 3 4 5 6 R (×10-2rad.). 7. 8. 200. 0. 1. 2. 3 4 5 6 R (×10-2rad.). 7. 8. 図4 各サイクルにおける最大せん断力(a/D=0.75). 力比によら ず安定し た紡錘形の 履歴性状 を示した． から鋼管の負担するせん断力 s Q y を引くことで求め 4.. られ る．. 耐力評価. 表 2 より，CC05-40-3A,CC075-40-4A 試験体を除いて，. 4.1 降伏耐力 円形 C FT 柱の中央部がせん断降伏した時点の水平. 降伏時には鋼管がせん断力の 65％から 80％を負担し ていることが分かる．傾向としては，軸力比が大き. 力を降伏耐力 Q y とする． 表 2 に各試験体の Q y と，降伏時に鋼管が負担する. い試験体ほど鋼管のせん断力負担分が小さい．ま. せん断力 s Q y と充填コンクリートが負担するせん断. た，焼鈍を施した試験体のほうが鋼管の強度が下. 力 c Q y を示す．s Q y は次式で表わされる．. がったため，鋼管のせん断力負担分が小さめとなっ. s Qy. = s A ⋅s τ θ z ⋅ κ. てい る． (1). 図 5 に鋼管の許容せん断耐力 s Q a と s Q y の比較を示. ここで，s A は鋼管の断面積，s τ θz は鋼管のせん断応力，. す．鋼管の許容せん断耐力 s Q a は，鉄骨鉄筋コンク. κは形状係数である．鋼管のせん断応力は試験体. リート構造設計基準・同解説 3 ) を参照し，( 2 ) 式で求. ウェブ部中央の 3 軸ゲージから求め，形状係数は薄. めた．. 肉円形鋼管の場合 0.5 とした 2) ．充填コンクリートが 負担するせん断力 c Q y は，試験体の降伏時の耐力 Q y 61-2. s Qa. =. s. A ⋅ s fs 2. (2).
(3) 表2 試験体. N/N0 0.5. 降伏時における鋼管とコンクリートのせん断力 降伏耐力 Q y (kN) 461.0 480.9 483.4 583.7 495.3 481.8 472.3 397.8 525.0 556.5 550.8 539.5. CC05-40-1N CC05-40-2N CC05-40-4N CC05-40-3A CC075-40-1N CC075-40-2N CC075-40-3N CC075-40-4N CC075-40-1A CC075-40-2A CC075-40-3A CC075-40-4A. 鋼管の コンクリートの せん断応力 せん断応力 s τ θz (MPa) c τ (MPa) 298.5 4.7 291.2 6.2 276.8 7.3 257.7 13.7 299.1 6.1 281.2 6.6 258.0 7.6 220.1 6.3 289.6 8.3 285.0 10.3 284.2 10.0 244.1 12.1. 鋼管の コンクリートの せん断力 せん断力 s Q y (kN) c Q y (kN) 370.1 90.9 361.0 119.9 343.2 140.2 319.5 264.2 378.2 117.0 355.6 126.1 326.2 146.0 278.3 119.5 366.2 158.8 360.3 196.2 359.4 191.3 308.7 230.8. s Q y /Q y. c Q y /Q y. sQy /sQa. 0.80 0.75 0.71 0.55 0.76 0.74 0.69 0.70 0.70 0.65 0.65 0.57. 0.20 0.25 0.29 0.45 0.24 0.26 0.31 0.30 0.30 0.35 0.35 0.43. 0.94 0.92 0.87 0.93 0.97 0.91 0.84 0.71 0.99 0.97 0.97 0.83. 0.4 0.3 0.2 0.1. ▲ ●. ：a/D=0.5 ：a/D=0.75. 0 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 s. 図5 1.2. 1.2. 0.2 0 コンクリートの せん断耐力. -0.2. 0.2 0. 0.2 0. -0.4 0. 200. 400. 600. 800. せん断力Q (kN). CC05-40-Nシリーズ. 1000. -0.6. コンクリートの せん断耐力. -0.2. 200. 400. 600. 800. -0.6. 1000. 0.2 0 コンクリートの せん断耐力. -0.4 0. 200. せん断力Q (kN). 400. 600. 800. 1000. -0.6. 0. 200. せん断力Q (kN). CC05-40-3A 図6. 0.4. -0.2. -0.4 0. 鋼管の せん断耐力. 0.6. 0.4. コンクリートの せん断耐力. -0.2. -0.4 -0.6. 0.4. CFTの曲げ耐力. 0.8. 鋼管の せん断耐力. 0.6. 軸力比N/N 0. 0.4. CFTのせん断耐力 1. CFTの曲げ耐力. 0.8. 鋼管の せん断耐力. 0.6. 軸力比N/N 0. 軸力比N/N0. 0.8. 鋼管の せん断耐力. 0.6. CFTのせん断耐力 1. CFTの曲げ耐力. 軸力比N/N 0. 0.8. 1.2. CFTのせん断耐力 1. CFTの曲げ耐力. 鋼管降伏時のせん断力の比較. 1.2. CFTのせん断耐力 1. 1 1.1 Qy/sQa. CC075-40-Nシリーズ. 400. 600. 800. 1000. せん断力Q (kN). CC075-40-Aシリーズ. せん断力 - 軸力比関係. ここで s f s は鋼管の許容せん断応力度である．この式. 試験体のせん断余裕度は 0.6 程度，a/D=0.75 試験体の. は，軸力によらず鋼管の許容せん断耐力は一定と. せん断余裕度は 0 . 7 程度となっている．. なっている．図 5 では，実験のせん断力が，導入軸. 図 7 には CFT 指針における円形 CFT 柱の終局せん. 力が大きくなるほど小さくなる傾向が示されてい. 断耐力式の耐力推定精度を示している．こちらの値. る．したがって，当然のことながら，さらに精度の. は，Q max を Q su で除したもので，表 3 にも載せてある．. 高い鋼管の許容せん断耐力を設定するためは，軸力. 図 7 より，201 2 年度に行った実験の試験体の最大耐. をパラメーターとして追加した式を導入する必要が. 力は，2011 年度より右側にプロットされていること. ある．. が分かる．これは，せん断スパン比が大きくなる と，せん断の影響が小さくなっていくことに対応し. 4.2. ていると考えられる．また，一部の試験体を除い. 最 大耐 力. CFT 指針 における円形 CFT 柱のせん断耐力 Q s は， 1). て，実験最大せん断力は，軸力比によらず C FT 指針. 鋼管柱のせん断耐力と，無筋コンクリート柱のせん. により同程度の誤差で安全側に評価されることが分. 断耐力を足 し合わせ た一般累加 式で評価 している．. かる． 表 3 には，最大耐力時の s τ θ z と試験体の最大耐力. これは，両材端において充填コンクリートと鋼管の 間で相対ず れが生じ ないことが 前提とな っている．. 時に鋼管が負担するせん断力 s Q m a x および充填コン. 実験より得られた試験体の最大せん断力 Q m a x をせ. クリートが負担するせん断力 c Q ma x も示してある．鋼. ん断力 Q －軸力 N の相関曲線上にプロットしたもの. 管の応力の算定には，鋼管の板厚方向応力を零とす. を図 6 に示す．図 6 の実線および点線は，C F T 指針. る平面応力場を仮定し，vo n M i s e s の降伏条件式と. 1). を参照して計算したせん断耐力および曲げ耐力時. のせん断力である．図中の●点は，Q m a x を表してお. それに関連する流れ則である Prandtl-Reuss の構成則 4). り，Q m a x は実線と点線の間にプロットされているこ. を用いた． s. Q ma x は，せん断力を負担する断面積を文献 5)と同. とがわかる．表 3 に各試験体のせん断耐力の計算値. 様に図 8 の斜線部分と仮定して求め，c Q m a x は試験体. Q su と曲げ耐力時のせん断力の計算値 Q bu および実験. の最大耐力 Q max から鋼管のせん断力 s Q max を引くこと. 最大耐力値 Q m a x を示す．今回実験を行った試験体の. で求められる．この表より，鋼管とコンクリートの. 最大耐力はすべて曲げ耐力値に達しておらず，各試. せん断力の割合が分かる．鋼管と充填コンクリート. 験体はせん断破壊により最大耐力を発揮したと考え. のせんだん力負担割合はおおよそ 7:3 となり，表 2 の. られる．せん断余裕度 Q su /Q bu を表 3 に示す．a/D=0.5. 負担 割 合 と ほ ぼ同 じ に な っ た．. 61-3.
(4) N/N 0 0.5. 表3 ●. 0.4. ○. 0.2 0.1 CFT指針式 1. 図7. 1.2. 1.4. 1.6. 1.8 2 Q max/Q su. 終局せん断耐力式の 推定精度. 120°. 図8. Q su (kN). Q bu (kN). CC05-40-1N CC05-40-2N CC05-40-4N CC05-40-3A CC075-40-1N CC075-40-2N CC075-40-3N CC075-40-4N CC075-40-1A CC075-40-2A CC075-40-3A CC075-40-4A. 675.4 690.1 641.8 729.1 654.8 671.8 649.3 595.8 626.5 653.8 619.5 628.5. 585.4 596.7 555.3 556.9 506.2 516.6 510.7 489.2 485.6 495.8 490.0 468.1. 971.1 999.0 978.4 997.0 702.7 725.0 728.3 712.2 671.5 694.0 698.0 683.3. ：a/D=0.75 ：a/D=0.5. 0.3. 0. 試験体. Q max (kN). 円形鋼管のウェブ. 図 9 は，鋼管のウェブの. 実験最大耐力と計算値. 鋼管の 鋼管の コンクリートの せん断力 s Q m ax /Q m ax Q max /Q su Q max /Q bu Q su /Q bu せん断応力 せん断力 s τ θz (MPa) s Q max (kN) c Q max (kN) 1.15 0.70 0.60 286.1 480.0 181.7 0.71 1.16 0.69 0.60 266.2 446.5 245.5 0.65 1.16 0.66 0.57 269.4 451.9 206.8 0.70 1.31 0.73 0.56 267.8 449.2 272.7 0.62 1.29 0.93 0.72 274.3 462.4 215.6 0.71 1.30 0.93 0.71 302.6 510.2 178.3 0.76 1.27 0.89 0.70 252.1 425.0 222.5 0.65 1.22 0.84 0.69 301.4 508.2 99.3 0.85 1.29 0.93 0.72 281.9 475.2 154.3 0.76 1.32 0.94 0.71 285.8 481.8 166.2 0.74 1.26 0.89 0.70 266.0 448.4 176.1 0.72 1.34 0.92 0.69 272.8 459.9 175.6 0.73. c Q m ax /Q m ax. 0.27 0.36 0.32 0.37 0.33 0.27 0.34 0.17 0.25 0.25 0.28 0.28. において，鋼管ウェブ 面の主応 力がそれぞ れ引張，. 主応力 σ1，σ2 の応力状態を. 圧縮の状態になっていることが分かる．その影響. 示したものである．図中. で，主応力は全て一軸応力時の降伏応力よりも小さ. の○点は，試験体の最大. くなり，すべての試験体は，せん断降伏後，鋼管の. 耐力時の応力を示してい. 負担軸力が減少し，同時に負担せん断力も減少する. る．また，図中の点線は平. と予想される．しかしながら，表 2 と表 3 の鋼管と. 面応力状態での降伏曲面. コンクリートのせん断力負担割合は同程度になって. を表わす．なお，図 9 では，. いる．これは，断面におけるせん断応力分布が変化. 圧縮側を正としている．. してゆくためと考えられるが，実験的検証は難し. 図 9 より，すべての試験体. い．今後は，FEM 解析等で，応力分布の変化を解明 する 研 究 に 摘 する 予 定 で あ る．. 1.5 1. 1.5. σ2/sσy. 1. 0.5 σ1/sσy. -0.5. 0.5. 1. 0. σ1/sσy. -0.5. σ2/sσy. 1. 1.5. 1.5 1 0.5. 0. 0. 0. 0.5. 1. 1.5. （CC05-40-2N） 1.5 1. σ1/sσy. -0.5. σ2/sσy. -1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5. 1. 1.5. 1.5. σ2/sσy. 1 0.5 0. 1. 1. σ2/sσy. 0 -0.5. -1.5 -1.5 -1 -0.5 0. 1. 0.5. 1. ては，現行 CFT 指針 1) で算定される終局せん断耐. σ1/sσy. -0.5. 力式で 1 割程度安全側に評価できる．a/D=0.75 の 1. 試験体ついては，おおよそ 3 割程度で過小評価す. 1.5. るも の の ，ばら つ き 自 体 は 小 さ く 実 験 結 果 を 評. 1.5. 1.5. 価できている．. σ2/sσy. 1. 0 -0.5. σ2/sσy. ＜参考文献＞. 0.5 σ1/sσy. -1.5 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5. （CC05-40-4N）. CC05-40-3A 試験体以外の a/D=0.5 の試験体につい. （CC075-40-3A）. -1. -1. 3）せ ん 断 破 壊 し た 試 験 体 の 最 大 せ ん 断 耐 力 は ，. σ2/sσy. -1.5 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5. 0.5 σ1/sσy. 鋼管の せん 断降 伏耐 力は軸 力の 影響 を受 ける．. （CC075-40-3N） 1. 0.5. の負担せん断力は許容せん断耐力より小さく，. -1. -1.5 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5. （CC05-40-3A） 1.5. σ1/sσy. -0.5 -1. 0.5. 1.5. 1.5. 0. -1. とか ら ，せん 断 破壊 し た もの と 推 定さ れ る ． 2）いず れの 試験 体 も，せん 断降 伏時 に おけ る鋼 管. 1. （CC075-40-2A）. 0.5. -1.5 -1.5 -1 -0.5 0. σ1/sσy. -1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5. 0. σ1/sσy. 1）今回 実験 を行 っ たす べて の 試験 体の 最 大せ ん断 耐力が CFT 指針 1) の曲げ耐力式に達していないこ. -0.5. 0.5. -0.5. する．. σ2/sσy. （CC075-40-2N） 1. 評価について考察した．得られた結果を以下に列挙. -1. -1. -1.5 -1.5 -1 -0.5 0. 本研究では，定軸力のもとで繰返しせん断力を受. 1.5. （CC075-40-1A）. 1. -1. 1. （CC075-40-1N） σ2/sσy. まとめ. ける円形 C FT 短柱の実験を行い，弾塑性性状と耐力. -1.5 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5. 0.5 σ1/sσy. σ1/sσy. -0.5. 0.5. -0.5. 5.. 0. -1. -1.5 1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5. （CC05-40-1N）. σ2/sσy. 0.5. -1. -1 -1.5 -1.5 -1 -0.5 0. 1. 1. 0.5. 0. 1.5. 1.5. σ2/sσy. 0 -0.5. 1) σ1/sσy. CFT Short Columns,Proceedings of the 10th International Conference on Advances in Steel Concrete Composite and Hybrid Structures,pp.362-369,2012.06.. -1 1. 1.5. （CC075-40-4N）. -1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5. 1. 1.5. （CC075-40-4A）. 日本建築学会：コンクリート充填鋼管構造設計施工指針，2 0 0 8 .. 2） Nakahara，H. and Tokuda，S.:Shearing Behavior of Circular. 3） 鉄骨鉄筋コンクリート構造計算基準・同解説，2 0 0 1 . 4） 吉田総仁：弾性力学の基礎，共立出版株式会社，1 9 9 7 . 5 . 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. 図9. 鋼管ウェブの応力状態. 論文報告集，第 207 号，pp.19-23，1973.5.. 61-4.
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