充填被覆型鋼管コンクリート長柱の耐力－角形鋼管内蔵の場合－ 137

神戸大学都市安全研究センター
研究報告,第19号,平成27年 3 月
充填被覆型鋼管コンクリート長柱の耐力
－角形鋼管内蔵の場合－
Strength of Slender Concrete Encased and Filled Steel Tubular Column
(A Case of Rectangular Encased Steel Tube)
金田航平 1)
Kohei Kaneda
2)
藤永隆
Takashi Fujinaga
3)
孫玉平
Yuping Sun
小池岳 4)
Gaku Koike
概要：日本建築学会の鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準では，充填被覆型鋼管コンクリート長柱の終局耐力算定時に，
充填コンクリートを無視して被覆鋼管コンクリート長柱として算定することを推奨している．しかし，終局耐力は安全側
に評価できるが，短柱と長柱の設計式で不連続が生じるし，軸力が卓越する領域で安全側すぎる評価となる．本報では，
充填コンクリートも考慮し，かつ簡便な耐力評価法を提案している．数値解析で終局耐力の精解値を求め，現行のSRC規
準による耐力，提案耐力との比較検討を行った．
キーワード：コンクリート強度低減係数，充填コンクリート，被覆コンクリート，座屈長さ断面せい比，終局耐力
1.
はじめに
日本建築学会の鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説以下SRC規準とする1)では，充填被覆型鋼管コンクリー
ト以下CEFTとする柱の耐力算定の際に，座屈長さ断面せい比が12を超える長柱の場合は，鋼管内部に充填されたコン
クリートは無視して被覆鋼管コンクリート長柱として算定することが推奨されている．これにより終局耐力は安全側に評
価できるが，短柱と長柱の設計式で大きな不連続が生じるし，軸力が卓越する領域では充填コンクリート分の考慮ができ
ないため安全側過ぎる評価となる．現行のSRC規準では，CEFT短柱の耐力算定に用いるコンクリート強度低減係数とし
て，被覆鉄筋コンクリート部分と充填コンクリート部分とにそれぞれ係数が与えられており，それらを準用すれば充填コ
ンクリートの耐力も考慮したCEFT長柱の耐力算定が可能であるが，2種類のコンクリート強度低減係数を考慮するため，
コンクリート長柱の耐力を算定するだけでも非常に煩雑な算定式となる．一方，H形鋼や十字型鉄骨が内蔵される一般的
な鉄骨鉄筋コンクリート柱の耐力算定時には，コンクリート断面を一体として扱い，圧縮側の鉄骨フランジ分の低減を考
慮されたコンクリート強度低減係数が用いられる．この係数を用いてCEFT長柱の終局耐力を求めれば，耐力算定は非常
に簡単になる．
本報は，簡便なCEFT長柱の耐力算定法を提案することを目的とする．数値解析で精解値を求め，現行のSRC規準式に
よる耐力，および提案耐力との比較検討を行う．
― 137 ―
2．充填被覆型鋼管コンクリート長柱の耐力
s D/s t
全塑性耐力
sy㻌=
リート柱として耐力を検討している．鋼管のかぶり厚さとコンク
提案
n
コンクリートと被覆コンクリートの強度は異なり，充填コンクリ
2
 = 30 N/mm
c B
被覆鉄筋コンクリート内の鉄筋を無視して，純粋な鋼管コンク
リート断面せいの比 sd/D は 0.2 で統一している．また，通常充填
= 40
325 N/mm2
ートの強度は被覆コンクリートと比較して大きくなるのが一般的
SRC規準短柱式crU準用
であるが，本報では，充填コンクリートと被覆コンクリートの強
度が同じか，強度が近い場合を想定して，充填コンクリートと被
SRC規準
覆コンクリートの圧縮強度は同じであるとして検討をしている．
m
図-1 CEFT 長柱の耐力算定法
(1) SRC 規準による CEFT 長柱の耐力
SRC 規準では，CFET 長柱の終局軸耐力は，鋼管の内部に充填されたコンクリート部は無視して被覆鋼管コンクリート
長柱として算定することが推奨されている．また，被覆コンクリートのコンクリート強度低減係数は(1)式で算定される．
r  0.85  0.6 s p  0.85  0.6 s
c U
A
(1)
bD
ここで，sp：鋼管比，sA：鋼管断面積，b：柱はば，D：柱せい
(2) 低減係数を考慮した CEFT 長柱の耐力
H形鋼や十字型鉄骨が内蔵される一般的なSRC柱の耐力算定では，コンクリート断面を一体として扱い，式(2)のコンク
リート強度低減係数を用いている．CEFT長柱の終局耐力もこの方法を準用すれば，耐力算定が非常に簡便となる．また，
CEFT短柱の耐力算定に用いる，被覆鉄筋コンクリートと充填コンクリートのコンクリート強度低減係数を準用して算定
した充填コンクリート部の耐力も考慮したCEFT長柱の耐力と比較しても誤差が小さい（図-1参照）
．
r  0.85  2.5 s pc  0.85  2.5 s
c U
ac
(2)
bD
ここで，spc：圧縮側鉄骨比，sac：圧縮側鉄骨フランジの断面積
3．数値解析による CEFT 長柱の耐力
(1) 解析概要
図-2 に示す材端に等偏心 e の圧縮力を受ける CEFT 長柱
の解析を行った．解析は材のたわみ形状を式(3)に示す通り
正弦半波で仮定した．
 L
u  (e   ) sin x
N
e
(3)
u
x
L
Lk
N

 L
u  (e   ) sin x
材中央でのみ釣合いを満足するとして，荷重－材中央部
変位関係を求め，最大軸耐力を算定した．解析断面は，被
覆コンクリートを 16 分割，充填コンクリートを 8 分割，
図-2 解析モデル
鋼管フランジ部を2分割，
鋼管ウェブ部を8 分割した
（図
-3 参照）．
4分割
2分割
コンクリートの応力－ひずみ関係は充填コンクリー
2)
ト部も被覆コンクリート部も Popovics モデルを用い，
引張応力は負担しないものとした．鋼材の応力－ひずみ
8分割
8分割
関係には Menegotto-Pinto モデル 3)を用いた．曲線の形状
に関する係数 R=20，ひずみ硬化係数は 0 とした．算定
2分割
において鋼材，コンクリートともに非線形弾性としてい
4分割
る．
(2) 解析変数
解析変数として，鋼管の幅厚比 sD/st，コンクリートの
― 138 ―
(b) 鋼管
(a) コンクリート
図-3 断面の分割
圧縮強度 cB，鋼管の降伏応力 sY，座屈長さ断面せい比 Lk/D を選んだ．
鋼管の幅厚比 sD/st は，20, 40, 60 の 3 種類，コンクリートの圧縮強度 cB は 30, 60, 90 N/mm2 の 3 種類，鋼管の降伏応
力 sY は 235, 325, 400 N/mm2 の 3 種類，座屈長さ断面せい比 Lk/D は 8, 12, 18, 24, 30 の 5 種類を選んだ．
4．耐力の比較
図-4，5 に CEFT 長柱の MU－NU 関係の比較を示す．図-4 は SRC 規準による CEFT 長柱の耐力と解析値との比較で，図
-5 が提案式による耐力と解析値の比較である．図中の実線および破線はそれぞれの算定法による座屈長さ断面せい比ごと
の耐力線であり，●および○印は 3 章の数値解析による最大耐力の計算値（図中には精解値と示す）である．点線は断面
の全塑性耐力である．MU および NU はコンクリート，鋼管の単純累加による CEFT 断面の全塑性モーメント((crU=1.0 で算
定)の最大値，および軸圧縮耐力で無次元化している．
SRC 規準による耐力と解析による精解値の比較より，
いずれの場合も低軸力域では解析値とよい対応を示しているが，
高軸力域では SRC 規準の耐力では過小評価となっている．コンクリートの圧縮強度が小さく，鉄骨の降伏応力が大きい
範囲で，すなわち鉄骨の耐力比が大きい断面では比較的精解値との対応が良いが，コンクリートの圧縮強度が大きく，鋼
材の降伏応力が小さい範囲，コンクリートの負担する耐力の割合が大きい断面では精解値との差が大きくなっている．こ
れは，SRC 規準の耐力式が鋼管内部の充填コンクリートを無視していることによる影響が大きくなるためである．
次に提案式による耐力と精解値の比較より，Lk/cD =8，12 で精度よく評価できていることがわかる．Lk/cD=18 以上では
高軸力域で過小評価をするようになっているが，SRC 規準の耐力線による誤差よりは小さい．SRC 基準の耐力線と比べ
提案式による耐力では，最大モーメント付近まで精解値の耐力線を追跡できている．また，最大モーメント以降の高軸力
1
s D/s t
sy㻌=
0.8
1
= 40
235 N/mm2
s D/s t
sy㻌=
0.8
2
 = 30 N/mm
c B
0.4
0.2
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
1
0.8
s D/s t
sy㻌=
0.8
0
1
0
0.2
0.4
m
0.6
1
= 40
325 N/mm2
 = 30 N/mm
c B
sy㻌=
0
1
 = 60 N/mm
c B
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
1
0.8
s D/s t
sy㻌=
0.8
0
1
0
0.2
0.4
m
0.6
1
= 40
400 N/mm2
 = 30 N/mm
c B
sy㻌=
0
1
 = 60 N/mm
c B
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
s D/s t
sy㻌=
1
= 40
325 N/mm2
2
 = 90 N/mm
c B
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
s D/s t
sy㻌=
1
= 40
400 N/mm2
2
 = 90 N/mm
c B
n
n
0.4
0.2
0.8
0.6
0.4
0
0.6
0.8
2
0.4
0
m
1
= 40
400 N/mm2
0.6
n
0.6
0.8
s D/s t
0.8
2
0.4
n
n
0.4
0.2
2
0.6
0.4
0
0.2
0.8
2
0.4
0
0
1
= 40
325 N/mm2
0.6
n
0.6
0.8
s D/s t
0.8
2
= 40
235 N/mm2
 = 90 N/mm
c B
n
n
0.4
0
sy㻌=
0.6
0.4
0
s D/s t
0.8
2
 = 60 N/mm
c B
0.6
n
0.6
1
= 40
235 N/mm2
0
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
(a) sD/st=40
図-4 SRC 規準式の耐力（つづく）
― 139 ―
0
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
1
s D/s t
1
= 20
2
sy㻌= 400 N/mm
2
 = 30 N/mm
c B
0.8
s D/s t
0.8
0.4
0.2
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
0.8
0
1
= 20
235 N/mm2
2
 = 90 N/mm
c B
n
n
0.4
0
sy㻌=
0.6
0.4
0
s D/s t
0.8
0.6
n
0.6
1
= 20
2
sy㻌= 400 N/mm
2
 = 90 N/mm
c B
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
0
1
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
(b) sD/st=20
1
s D/s t
sy㻌=
0.8
1
= 60
400 N/mm2
s D/s t
sy㻌=
0.8
2
 = 30 N/mm
c B
 = 90 N/mm
c B
0.4
0.2
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
0.8
0
1
= 60
235 N/mm2
2
 = 90 N/mm
c B
n
n
0.4
0
sy㻌=
0.6
0.4
0
s D/s t
0.8
2
0.6
n
0.6
1
= 60
400 N/mm2
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
0
1
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
(c) sD/st=60
図-4 SRC 規準式の耐力（つづき）
1
s D/s t
sy㻌=
0.8
1
= 40
235 N/mm2
s D/s t
sy㻌=
0.8
2
 = 30 N/mm
c B
 = 60 N/mm
c B
0.4
0.2
0.2
0.2
提案
0.2
0.4
m
0.6
1
0.8
s D/s t
0
1
0.8
0
0.2
0.4
m
0.6
1
= 40
2
sy㻌= 325 N/mm
2
 = 30 N/mm
c B
0.8
s D/s t
0
1
0.4
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
1
0.8
s D/s t
sy㻌=
0.8
0
1
0
0.2
0.4
m
0.6
1
= 40
400 N/mm2
 = 30 N/mm
c B
sy㻌=
0
1
 = 60 N/mm
c B
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
s D/s t
sy㻌=
1
= 40
325 N/mm2
2
 = 90 N/mm
c B
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
s D/s t
sy㻌=
1
= 40
400 N/mm2
2
 = 90 N/mm
c B
n
n
0.4
0.2
0.8
0.6
0.4
0
0.6
0.8
2
0.4
0
m
1
= 40
400 N/mm2
0.6
n
0.6
0.8
s D/s t
0.8
2
0.4
n
0.4
0.2
0.2
0.6
n
n
0.6
0
0
0.8
0.4
0
2
 = 90 N/mm
c B
1
= 40
2
sy㻌= 325 N/mm
2
 = 60 N/mm
c B
0.8
0.6
= 40
235 N/mm2
n
n
0.4
0
sy㻌=
0.6
0.4
0
s D/s t
0.8
2
0.6
n
0.6
1
= 40
235 N/mm2
0
0
0.2
0.4
(a)
m
0.6
0.8
1
sD/st=40
図-5 提案法の耐力（つづく）
― 140 ―
0
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
1
s D/s t
sy㻌=
0.8
1
= 20
400 N/mm2
s D/s t
sy㻌=
0.8
2
 = 30 N/mm
c B
 = 90 N/mm
c B
0.4
0.2
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
0.8
0
1
= 20
235 N/mm2
2
 = 90 N/mm
c B
n
n
0.4
0
sy㻌=
0.6
0.4
0
s D/s t
0.8
2
0.6
n
0.6
1
= 20
400 N/mm2
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
0
1
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
(b) sD/st=20
1
s D/s t
sy㻌=
0.8
1
= 60
400 N/mm2
s D/s t
sy㻌=
0.8
2
 = 30 N/mm
c B
0.4
0.2
0.2
0.2
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
= 60
235 N/mm2
2
 = 90 N/mm
c B
n
n
0.4
0
sy㻌=
0.6
0.4
0
s D/s t
0.8
2
 = 90 N/mm
c B
0.6
n
0.6
1
= 60
400 N/mm2
0
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
0
0
0.2
0.4
m
0.6
0.8
1
(c) sD/st=60
図-5 提案法の耐力（つづき）
域においても比較的よい対応が見られる．しかし提案式による耐力では，最大モーメント付近で危険側の評価となる場合
がある．この傾向は cσB が小さく sY が大きいときにより顕著に現れる．Lk/cD が大きくなるにしたがって提案式と SRC 規
準式による差は小さくなっており，Lk/cD＝24，30 の時にはほぼ同等の傾向を示している．これは，Lk/cD が大きいときの
終局耐力は，長柱累加の際の二次曲げの影響に関する低減係数の影響を大きく受けることになる．
5．まとめ
本報では，充填被覆型鋼管コンクリート長柱の終局耐力として，SRC 規準では無視することが推奨されている充填コン
クリートも考慮し，かつ簡便な終局耐力評価法を提案した．数値解析で終局耐力の精解値を求め，現行の SRC 規準によ
る耐力，提案耐力との比較検討を行った．得られた知見を以下に示して本報のまとめとする．
1) SRC 規準の耐力を精解値と比較すると，低軸力域では比較的よく対応しているが，高軸力域で精解値に対し過小評価
となる．
2) 提案式の耐力は Lk/cD＝8～18 のときに，SRC 規準の耐力と比べ精解値とよい対応をする．Lk/cD＝24，30 では，提案
式の耐力は SRC 規準の耐力とほぼ同等の評価をする．
3) コンクリートの圧縮強度が小さく鉄骨の降伏応力が大きいとき，提案式の耐力は最大モーメント付近で精解値に対し
て危険側の評価をする場合がある．
参考文献
1) 日本建築学会：鉄骨鉄筋コンクリート構造計算規準・同解説－許容応力度設計と保有水平耐力－，2014 年 1 月
2) Popovics, S. : A numerical approach to the complete stress-strain curve of concrete, Cement and Concrete Research, Vol.3(5),
pp.583-599, 1973
3) Menegotto, M. and Pinto, P. E. : Method of analysis for cyclically loaded R.C. plane frames including changes in geometry and
non-elastic behaviour of elements under combined normal force and bending, Proceedings of IABSE Symposium, pp. 15-20, 1973
筆者：1) 金田航平：工学研究科建築学専攻，大学院生；2) 藤永隆：都市安全研究センター，准教授；3) 孫玉平：工
学研究科建築学専攻，教授；4) 小池岳：工学部建築学科，学生
― 141 ―
STRENGTH OF SLENDER CONCRETE ENCASED AND FILLED STEEL
TUBULAR COLUMN
(A CASE OF RECTANGULAR ENCASED STEEL TUBE)
Kohei Kaneda
Takashi Fujinaga
Yuping Sun
Gaku Koike
Abstract
In the AIJ Standard for Structural Calculation of Steel Reinforced Concrete Structure, it is recommended that the
strength of the infilled concrete is ignored when calculating the strength of slender concrete encased and filled steel
tubular (CEFT) column, giving a conservative ultimate strength. However, the calculated strength of short column and
slender column becomes discontinuous, and the calculated strength will give a too conservative evaluation at high axial
load.
In this paper, a simple and easy strength evaluation method of slender CEFT column was proposed. The proposed
method considers the contribution of the infilled concrete. Numerical analysis was also conducted to compare the
accuracy of the strength by current SRC Standard and that by the proposed method.
― 142 ―

Download Report