せん断破壊が先行するコンクリート充填円形鋼管短柱に関する基礎的研究徳田 1. 序慎也行った．この条件のもとで図 1 に示す逆対称変形を 20 08 年に改訂された「コンクリート充填鋼管構造与える実験を行った．6 体の試験体の諸条件を表 1 設計施工指針」1 ）（現行 C F T 指針）においては，円に示す．表 1 の値は実測寸法である．形 C F T 柱のせん断耐力の算定法が記載されている 2 .2 が，円形 C FT 短柱のせん断破壊に関する参考データは無く，実験的検証は不十分である．試験体試験体の形状・寸法を図 2 に示す．試験体は短柱部分と上下の加力スタブ部分からなる．ひずみゲー崎野らの研究により，せん断スパン比 a / D （a ：ジは，試験体のフランジ部分の上下端から 1 0m m 離せん断スパン，D：柱せい）が 1.0 以下の柱では，曲れた位置に 1 軸の塑性ゲージ，ウェブ部分の中央にげ耐力に達しないで，せん断破壊する現象が実験的 3 軸の塑性ゲージを貼付した．に示されているが，この実験研究の対象は角形断面 2.3 2) 実験方法の CFT 柱である．a/D=1.0 以下の円形断面の CFT 柱図 3 に示す装置を用いて加力を行った．この装置の破壊実験に関して，著者らが調べたところ数例見により，柱に図 1 のような逆対称変形を与えることつけられたがができる．鉛直荷重は 5 M N 試験機により行い，水 3) ,4 ) , 5) ，いずれも軸力なしで実験を行っており，軸力をパラメーターとした円形断面の C F T 平力は 1 M N 油圧ジャッキを用いて行った．極短柱のせん断破壊に関する実験的研究は例がな上下の加力ビームが，平行なまま水平変位を生じかった．同様に，C F T 柱のせん断耐力の評価法に関るように平行保持装置を取り付けている．またこのする研究も，前出の崎野らの研究に留まっている．装置は，試験体のねじれや面外変形を拘束してい本報では，定軸力のもとで繰返しせん断力を受ける．る円形 C FT 短柱の耐力と復元力特性を実験的に明ら水平力の載荷プログラムを図 4 に示す．縦軸 R はかにし，実験結果を基に円形 C FT 短柱の弾塑性性状柱の水平方向変位を柱の内法高さで除した部材角でおよび終局耐力評価法について考察する．ある．軸力を設定 12 B-B' A-A' 19 定に保った状態で 620 実験計画実験変数は，軸力比 N /N 0 ( N 0 : 中心圧縮耐力) を 0 ， B B' A A' 加力スタブ水平力を載加した．水平力は変位制御 0.1, 0.2, 0.3, 0.4 の 5 通り , 充填コンクリートの強度を 60MPa, 40MPa の 2 通り，試験体高さを 166mm とし， 166.7 2.1 実験 t 試験体 620 2. 値まで載加し，一 D 12 D 加力スタブ試験体部分のせん断スパン比 a /D を 0 . 5 とした．円形鋼管は STKN490B- φ 165.2 × 5.0 を使用した．また， 300 400 溶接部分ゲージ貼付位置 C C 0 5-4 0 - 3 A 試験体のみ残留応力除去のため焼鈍を図2 N 表1 Q M R 試験体 a h 図1 a R Q M N 加力時の変形 CC05-60-0N CC05-60-3N CC05-40-1N CC05-40-2N CC05-40-4N CC05-40-3A D (mm) t (mm) D/t 166.3 4.89 34.0 a/D 0.5 165.2 5.00 33.0 56-1 試験体詳細試験体一覧充填コンクリート N/N 0 (MPa) 0 Fc=64 0.3 0.1 0.2 Fc=49 0.4 0.3 鋼材の降伏応力焼鈍 (MPa) 534 無し 542 472 有り (1) 試験体 (2) 油圧ジャッキ (3) ロードセル至った．最終破壊状況を写真 2 に示す．全体的に大 (4) ローラー (5) 平行保持装置 (6) 油圧試験機 (7) カウンターバランスきく膨らんでいることが分かる．このような最終破壊状況は軸力比の小さい CC05-60-0N および CC05-40- (7) 1 N 試験体以外の試験体にも同様に見られた．つまり，軸力比が大きい試験体は，写真 2 が示すように，Ｗ (6) 全体的に大きく膨らむことで軸方向ひずみが大きくなる． (3) (5) (2) (１) 他の 4 体の試験体も上記 2 体と同じような荷重− Ｗ変形関係が得られ，安定した紡錘形の履歴性状を示 (4) 図3 した．いずれの試験体も図 2 に示すフランジ部分の加力装置上下に貼付したひずみゲージの値が降伏ひずみに達する前に，鋼管のせん断降伏が観測された．で，変位振幅を部材角で± 0.01rad ずつ± 0.04rad まで増加させ，同一振幅で 3 サイクルずつ，計 1 2 サイク 4. ルの繰返し載加を行った．耐力評価 4 . 1 降伏耐力 3 節で述べた通り，鋼管の曲げ降伏よりせん断降実験結果伏が先行していたので，今回の実験では，せん断降実験より得られたせん断力 Q −部材角 R 関係を図伏した時点の水平力を降伏耐力 Q y とする． 5 に示す．図中の○点は鋼管がせん断降伏した点を表 2 に各試験体の Q y と，降伏時に鋼管が負担する表している．鋼管の降伏の判定には，以下の v o n せん断力 s Q y と充填コンクリートが負担するせん断 M is es の降伏条件式を用いた． 1 2 2 s s z s ここで，s 応力，s z 相当応力 2 2 s z 2 6s z (1) e は鋼管の周方向応力，s は鋼管のせん断応力， e 力 c Q y を示す．s Q y は次式で表わされる． 2 e z は鋼管の軸方向は相当応力である．，s z および s z s A s (2) z ここで，s A は鋼管の断面積，s z は鋼管のせん断応力， κは形状係数である．鋼管のせん断応力は試験体ウェブ部中央の 3 軸ゲージから求め，形状係数は薄が鋼管の降伏応力に達した点で鋼管のせん断降伏と判定した．s s Qy は図 2 に示す肉円形鋼管の場合 0 . 6 0 5 と仮定した 6 ) ．充填コンクリートが負担するせん断力 c Q y は，試験体の降伏時試験体ウェブ部中央の 3 軸塑性ゲージから求めた．以下に代表的な 2 体（CC05-40-1N,CC05-40-3A）の試 1000 750 験体の実験経過と最終破壊状況を示す．荷中に鋼管がせん断降伏し，R=2/100rad で最大耐力 Q (kN) CC05-40-1N 試験体は，R=1/100rad の正側 1 回目の載 1000 750 N/N 0=0.1 500 500 250 250 Q (kN) 3. 0 -250 に達したのち，その耐力をほぼ維持して最大変形 R=4/100rad に至った．充填コンクリートの破壊状況を写真 1 に示す．写真 1 において，ひび割れを黒線 N/N 0=0.3 0 -250 -500 -500 -750 -750 -1000 -1000 -4 -3 -2 -1 0 1 2 R (×10-2rad.) で示している．斜め方向にひび割れが生じているこ CC05-40-1N とから，本試験体はせん断破壊を起こしたものと想図5 3 4 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 R (×10-2rad.) CC05-40-3A せん断力 Q −部材角 R 関係定される． 4 CC 05 -4 0-3A 試験体も， R（×10 -2rad.） R=1/100rad の正側 1 回目の 3 2 載荷中にせん断降伏し， 1 0 R=2/100 rad で最大耐力に -1 達したのち，変形角の増 -2 -3 -4 0 図4 3 6 9 12 サイクル数載荷プログラム大につれて耐力は微減し充填コンクリート最終破壊状況最大変形 R = 4 / 1 0 0 r a d に（CC05-40-1N）写真 1 （CC05-40-3A）写真 2 56-2 CC05-40-2N 0.5 表2 降伏時における鋼管とコンクリートのせん断力 CC05-60-0N CC05-60-3N CC05-40-1N CC05-40-2N CC05-40-4N CC05-40-3A 鋼管のせん断応力s τ θz (MPa) 303.1 271.9 298.5 291.2 276.8 257.7 鋼管のせん断力s Q y (kN) 450.9 404.5 450.7 439.7 417.9 389.1 0.4 コンクリートのせん断力c Q y (kN) 36.3 63.3 10.3 41.2 65.5 194.6 s Q y /Q y 0.3 0.93 0.86 0.98 0.91 0.86 0.67 軸力比N/N0 降伏耐力Q y (kN) 487.2 467.8 461.0 480.9 483.4 583.7 試験体 0.2 0.1 0 CFT指針式 -0.1 0.95 の耐力 Q y から鋼管の負担するせん断力 s Q y を引くこ 5)は実験値が CFT 指針とで求められる．の曲げ耐力式に達して 1 1.05 図6 1.15 1.2 1.25 鋼管降伏時のせん断力の比較おらず，せん断破壊し表 2 より，CC05-40-3A 試験体を除いて，降伏時に 1.1 Qy/sQa s はせん断力の大部分を鋼管が負担していることが分たと推定されるが，a/D が 0.75 の文献 3)に関しては，かる．実験値が C FT 指針の曲げ耐力式を超えており，図 8 図 6 に CFT 指針の鋼管の許容せん断耐力 s Q a と s Q y が示すように，せん断耐力式よりもかなり大きな値の比較を示す．現行の C FT 指針の鋼管の許容せん断になっている．これは，文献 3 ) において曲げ破壊が耐力 s Q a は，観測されたことと対応している．このことから，円 1) s Qa s A s 形 CFT 柱のせん断破壊現象は a/D=0. 5 程度の極短柱 fs (3) 2 となっている．ここで s f s は鋼管の許容せん断応力度でなければ観測されないことが予想される．である．この式は，軸力によらず鋼管の許容せん断時に鋼管が負担するせん断力 s Q m a x および充填コン耐力は一定となっているが，図 6 が示すように，軸クリートが負担するせん断力 c Q m a x も示してある．鋼力が大きくなると，鋼管のせん断耐力が小さくなる管の応力の算定には，鋼管の板圧方向応力を零とす傾向があることが分かる．したがって，さらに精度る平面応力場を仮定し，( 1 ) 式で表わされる v o n の高い鋼管の許容せん断耐力を設定するためは，軸 M i s e s の降伏条件式とそれに関連する流れ則である力をパラメーターとして追加した式を導入すればよ Prandtl-Reuss の構成則を用いた．以下に，応力算定いと考えられる．に用いた式 7 ) を示す． 4.2 表 3 には，最大耐力時の s z と試験体の最大耐力最大耐力 CFT 指針 1) における円形 CFT 柱のせん断耐力 Q s は，鋼管柱のせん断耐力と，無筋コンクリート柱のせん ds ds z ds z E 21 2 2 2 2 2 0 0 x12 1 x1x2 x x1S3 0 0 1 x1x2 x22 x1x3 x2 x3 ds ds z x2 x3 x32 ds z (4) 断耐力を足し合わせた一般累加式で評価している．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．弾性域では式( 4 ) の右辺のカッコ内第 2 項は零とし，さらに x ，x 1 ，x 2 ，x 3 は，実験より得られた CC05-40-1N,CC05-40-2N および CC05-40-4N 試験体の最大せん断力 Q ma x をせん断力 Q −軸力 N の相関曲線上にプロットしたものを図 7 に E x1 1 4 9 x 示す．図 7 の実線および点線は，C F T 指針を参照 1) 2 e 2H s E sz , x2 x1s 2 sz 2 x3 s z, 1 x2 sz s , x3 d d H E 1 s z e e して計算したせん断耐力および曲げ耐力時のせん断となる．ここで , 耐力である．図中の●点は，Q m ax を表しており，Q ma x グ係数，νはポアソン比，s は実線と点線の間にプロットされていることがわか s ,s z は鋼管の偏差応力，る．表 3 に各試験体のせん断耐力の計算値と曲げ耐応力と相当塑性ひずみ関係の勾配である．なお，鋼力時のせん断力の計算値および実験最大耐力値を示管の応力 − ひずみ関係は完全弾塑性型を仮定してす．今回実験を行った試験体の最大耐力はすべて曲 H ʼ = 0 とする．また，ヤング係数は材料試験から得げ耐力値に達しておらず，各試験体はせん断破壊にられた値とし，ポアソン比は 0 . 3 と仮定する．より最大耐力を発揮したと考えられる． s s ,s z ,s z は鋼管の応力，E はヤン ,s e , z s z は鋼管のひずみ，は相当応力，H ʼ は相当 Q m a x は，せん断力を負担する断面積を文献 8)と同図 8 に CFT 指針の円形 CFT 柱の終局せん断耐力式様に図 9 の斜線部分と仮定して求め，c Q m a x は試験体と実験値の比較を示す．図には文献 3) ，4 ) および 5 ) の最大耐力 Q m ax から鋼管のせん断力 s Q m ax を引くことの実験値も載せてある．試験体の a/D が 0.5 の文献 4)，で求められる． 56-3 表3 実験最大せん断力 Q max (kN) 686.1 701.4 675.4 690.1 641.8 729.1 試験体 CC05-60-0N CC05-60-3N CC05-40-1N CC05-40-2N CC05-40-4N CC05-40-3A せん断耐力 Q s (kN) 593.9 666.0 585.4 596.7 555.3 556.9 実験最大耐力と計算値曲げ耐力時せん断力 Q b (kN) 1024.2 1161.7 971.1 999.0 978.4 997.0 1.16 1.05 1.15 1.16 1.16 1.31 鋼管のせん断応力 s τ θz (MPa) 288.2 290.7 286.1 266.2 269.4 267.8 0.5 1.2 CFTのせん断耐力 1 CFTの曲げ耐力 0.8 鋼管のせん断耐力軸力比N/N0 0.6 軸力比N/N0 Q max /Q s 0.4 0.2 0 0.4 今回の実験文献4)および文献5) 文献3) 0.3 ○，● a/D=0.5 ▲ a/D=0.75 コンクリートのせん断力 c Q max (kN) 207.4 199.8 181.7 245.5 206.8 272.7 管の負担軸力が減少していることが分かる．そのため，逆にコンクリートの負担軸力が増して，C F T 柱の水平耐力が上昇するという挙動を示し 0.2 0.1 コンクリートのせん断耐力 -0.2 鋼管のせん断力 s Q max (kN) 476.4 480.6 480.0 446.5 451.9 449.2 たと考えられる．曲げ破壊 0 -0.4 -0.6 0 200 400 600 800 5. -0.1 1000 1 1.2 1.4 1.6 Qmax/Qs せん断力Q (kN) 図7 図8 せん断力 - 軸力比関係 1.8 2 終局せん断耐力式の推定精度まとめ本研究では，定軸力のもとで繰返しせん断力を受ける円形 C F T 短柱の実験を行い，弾塑性性状と耐力評価表 3 から，各試験体とも，降伏時と比べコンクについて考察した．得られた結果を以下に列挙すリートの負担するせん断力が大きく増えていることる．が分かるが，鋼管のせん断力に大きな増大はない． 1）円形 CFT 柱は，a/D=0.5 程度の極短柱でないとせこれにより，試験体降伏後のせん断耐力の増大は，主にコンクリートの負担するせん断力が増えることん断破壊が観測されないことが示された． 2）今回実験を行った円形 C F T 短柱は，鋼管のせんによって生じると考えられる．断降伏が先行し，最大耐力が C F T 指針の曲げ耐図 1 0 は，代表的 2 体の鋼管のウェブの主応力 2 1 ，力式に達していないことから，せん断破壊したの応力状態を示したものである．図 10 の応力算定では，(4)式の s ，s z 3）今回実験を行った円形 C F T 短柱の降伏時までを零は，主に鋼管がせん断力を負担し，変形の増大として計算している．図中の○点は，試験体の最大につれて充填コンクリートの負担するせん断力耐力時の応力を示している．また，図中の点線は平が大きくなることが示された． z をそれぞれをそれぞれ鋼管の主ひずみ 120° 1 ， 2 1 ， 2 とし，s とし，s ものと推定される． z とs ,s z 面応力状態での降伏曲面 4）せん断破壊した試験体の最大耐力は，現行 C F T を表わしており，( 1 ) 式で指針のせん断耐力式で安全側に評価できる．表わされる．なお，図 10 で＜参考文献＞は，圧縮側を正としてい 1）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. る．図9 円形鋼管のウェブ 2）崎野健治，石橋久義：Experimental Studies on Concrete Filled Square Steel Tubular Short Columns Subjected to Cyclic Shearing Force and Con- 図 1 0 より，すべての試 stant Axial Force, 日本建築学会構造系論文報告集 , 第 353 号 , pp.81- 験体は，せん断降伏後，鋼 3）坂本傑，久光脩文：鋼管柱接合部の強度・剛性に関する研究（コ 91, 1985.7. 1.5 1 1 0.5 0.5 σ1 /sσy σ1 /sσy ンクリート充てん鋼管の剪断強度の検討，日本建築学会報告論 1.5 0 文集，第 137 号， pp.9-16, 1967.7. 4）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 0 -0.5 -0.5 -1 -1 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. 5）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, -1.5 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 σ2/sσy CC05-40-1N 図10 1 1.5 -1.5 -1.5 2011. -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 6） C.L. ディム，I.H. シャームズ , 砂川恵監訳：材料力学と変分法 , ブレイン図書出版株式会社，1977. σ2/ sσy CC05-40-4N 鋼管ウェブの応力状態 7）吉田総仁：弾性力学の基礎，共立出版株式会社，1997.5. 8）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. 56-4