日本建築学会大会,}術講演便概集 (近畿) 2014年 日 月 22694 コンクリート充填角形鋼管短柱の圧縮靭性について 圧縮耐力 曲げモーメント 正会員 O山 本 貴 正 * 1 同 川 口 淳 *2 向 山 田 和 夫 *3 高強度材料 繊維補強既往の実験データ 1 はじめに 表 1 検討対象とする試験体の条件 1 ) 鋼管とコンクリートを同時に圧縮および曲げ載荷した供試体 1 i ) 供試体の高さに対する断面幅の比が 2以上かっ 4以下の供試体 1 ii ) 鋼管内面に突起がない供試体 1 v ) コンクリートに膨張性混和斉Ijが混入されていない供試体 v ) 充填コンクリートに空洞,鋼材が含まれていない供試体 V i ) 溶接四百組立鋼管を使用していない供試体 v i i ) AI]-CFT 指針 200Sl)の幅厚比制限値以下の供試体 コンクリート充填鋼管(以下, CFT)柱の耐力・靭性 の指標となる単調軸庄縮下の CFT短柱の耐力 変位関 係は,その耐力劣化後にある程度変位が進むと,耐力 が一定に安定することが既往の研究で確認されている。 このことから, CFT短柱の耐力劣化後に安定した塑性 表 2 検討対象とする角形 CFT短柱の圧縮試験体の因子範毘 因子 範囲 吉岡種 STKR490 中 日 当 左記以外の高張力鋼 STKR400相当 変形を発揮する耐力(以下,安定圧縮耐力)を定量的 に把握することは, CFT柱の靭性の評価につながると )。そこで, CFT柱 の 靭 性 の 評 価 を 定 考えられている 1 2) σν(N/mm 量的に把握するこ左を主目的として,本稿では,まず B(mm) 単調車血圧縮下の角形 CFT短柱の安定圧縮耐力について, 2) σB(N/mm BIt 既往の実験データを活用して検討している。また,こ 目 0 . 2 6-0 . 7 8 38 &ヰ主主 標本数 の安定圧縮耐力が,繰り返し曲げせん断を受ける角形 440-554 151-250 1 7-34 25-213 0 . 3 0-0 . 8 5 9 618-834 1 2 0 200 司 1 9-3 1 25-1 1 9 0. 48-0 . 8 4 5 [ 注]σi y :鋼管から採取した試験片の降伏応力度 CFT柱の靭性の評価に適用できるかどうかも併せて検 σ 月。コンクリート標準供試体の圧縮強度(標準強度) 鋼管の断面耐力(=Asσ r y ) N O: C F r短柱の断面耐力(ご A s 'σ y+AcσB ) As,Ac 鋼管およびコンクリートの全断耐力 B:鋼管断面幅 ,t 鋼管の板厚 ,Nq 討している。さらに,角形 CFT短柱の靭性改善につい て実験的に検討している。 2. 検討方法の概要 検討対象 294-428 1 0 0-400 1 7-49 1 9 1 8 1 B 表 1に,検討対象とする角形 CFT短柱試験 )は,鋼管の角溶接の 体の条件を示す。表中の条件 vi 溶込みの影響で,局部座屈発生後に耐力低下が大きく 同 ) は,鋼管の局部座屈によ なりやすいことがある, vii り,最大圧縮耐力が,本稿において基準(後述 3参照) としている CFT短柱の断面耐力(後掲表 2参照)に達 コンクリートの 応力分布 ) の参考文献および しない,ためである。また,既報 3 ) の角形 CFT短柱の単調軸圧縮試験において 北風里子ら 4 図 1 安定曲げモーメント時の応力分布 3 明確な安定圧縮耐力が認められる試験体を標本とする。 原ら 5 ) の終局曲げ耐力の計算モデ、ノレと同等の1.1とす その圧縮試験体の因子範囲を表 2に示す。なお,ここ る。安定曲げモーメント時の鋼管および、コンクリート では簡単に鋼管の隅角部曲率半径を無視する。 の圧縮応力度 ( σs-stab,Oc-stab) は,衛単に,ヤング係数 曲げモーメン卜の算出 単調軸圧縮下の角形 CFT短柱 に比例し弾性回復すると仮定して安定圧縮耐力より算 は,耐力劣化後にある程度変位が進むと軸圧縮耐力 出する。一定軸力による各応力度についても同様とす が一定に安定するため,その鋼管とコンクリートの応 る。鋼管およびコンクリートのヤング係数はそれぞれ 力度も一定になると仮定し,角形 CFT柱の耐力劣化後 206kN/mm2および雨宮式りとした。 における最小の曲げモーメント(以下,安定曲げモー メント Mstab) の応力分布を図 1とする。なお, CFT指 3. 検討結果 安定圧縮耐力 E 考察 図 2に角形 CFT短柱の断面耐力に対す 針の終局曲げ耐力の評価法と同様に,コンクリートの る安定圧縮耐力(以下,安定圧縮耐力比)と鋼管断面 引張応力度は無視する。また,鋼管の引張応力度は, 耐力(以下,鋼管断面耐力比)の関係に及ぼす鋼管の 二軸応力状態などを考慮し,降伏応力度の b倍とする 強度レベルの影響を示す。同図より,鋼管断面耐力比 が,この安定曲げモーメント時の係数 bについては研 が小さいほど,安定圧縮耐力比が小さくなり,またこ 究の現状では不明な点が多いため,ここでは簡単に中 の傾向は 3 鋼管の強度レベルが高いほど顕著であると C o m p r e s s i v eD u c t i l i t yo fC o n c r 巴t eF i l l 巴d S q u a r eT u b eS h o r tC o l u m n s T a k a m a s aYAMAMOTO,J u nKAWAGUCHIa n d K a z u oYAMADA -138727 j ; 2 3 2 判門 5 hE鍵出川間取 )ch¥42定 図 表 3 調合表 WIC A i r S P W 国 圃 式 ( 2 ) 6-uoN 一一 0002 ロロ』 F Ji 門巴~伊 調 8 七叶ペ トシヴ人 )羽 係 冊とか カヒ ハU 管力商 4 鏑耐断 任以縮管 M 庄鋼 5 ω 怖比耐 図一 安 2 / T定 σ ' y(N/nun2) 函3 式 ( 1 ) の指数と 降伏応力度の関係 S R 4 A 4 C SR6A9C [注 JAi I 空気量 SP:スランプ W 水 C セメント ミ 7 =3 23N/mm2 c n i = 3ヲ2N/mm2 ・1 .0 上 九 !NO=0. 50 部材角 R ( % ) ; ; : ;5! < ; T r 4 . 0 * 3 細骨材 *外害) 1 板 厚 降 伏 応 力 度 降 伏 比 伸 び 率 繊 維 標 兵 頭 車 車 { 喪 主 望 星. 2 (% ) 補 強 本 平均値変動係数 2) 2 1 1 3 5 3 0 . 7 5 2 31 .0 数 (Nl mm (%) なし 5 8 0 . 9 3 . 2 8 1 2 0 0 あり 5 9 5 . 1 3 . 0 4 繊維補強 C F T短 柱 i R8 4 ∞ O 弓 古 川 (% v o l) 2) (nun) (N/nun 2 快 ~ ま (% ) 2 3 .7 4 . 5士 1 .5 1 2土2 . 52 4 31 0 2 31 0 2 3 1 .7 5 二 与 さ 供試体名称1.0 S 混和剤 I C繊維混入率 (a )鋼管からの採取片の 5 1張試験結果( b ) コンクリ」ト標準供試体の圧縮試験結果 2 0 0 4 0 0 6 0 0 8 0 0 供試体名称1.0T 安定曲げモーメント き C (kg/m3) 表 4 鋼材・コンクリートの力学的性質 ] 官官 。。 ロ ロ ー 0 . 2 t_一一一一一一一一計算値 (%) (%)(mm) / C F r短 柱 。 。 7 一千一一一 / ' ふ =588N/mm2 ==:j. a R=88JN/mm2 ーL C土 九 !NO=0 . 50 官 官 2 4 6 軸変位/試験体高さ(九) 部材角 R ( % ) 図 5 角形 C F r短柱の圧縮試験結果 図 4 曲げせん断試験の M-R関係の最終ループ 7 ) (執力比二0 . 3 5程度) とがわかる。そこで,安定圧縮耐力比と鋼管断面耐力 と,安定圧縮耐力が低くなると推測される。そこで, 比の関係を,次式で評価することを試みる。 高強度材料を使用した角形 CFT柱の圧縮靭性の改善を λら l a b !NO=(Nsy!NO) a (1) 式 ( 1 ) の指数 αの実験値と降伏応力度の関係を図 3に 函ることを目的として,鋼繊維補強した角形 CFT短柱 示す。図中の実線は次式の直線近似でる。 α =6 . 4x l O -4丹 +0 . 2 2 た。使用した鋼種は, STKR400-100x100x2.3(mm)である。 (2) の圧縮試験を実施し,その繊維補強を実験的に検討し また,表 3に,コンクリートの調合表を示す。繊維は, なお,式 ( 1 )( 2 ) より計算した安定圧縮耐力に対するそ 3次元波形鋼繊維(長さ:40mm,直径:0.8阻)である。 の実験値の標準偏差 sは 0.102,最大値は1.27,およ a )および ( b ) 鋼繊維混入率は 4 .0 % .volとした注)。表 4( .82であった。 び最小値は O に,鋼管およびコンクリートの力学的性質を示す。 安定曲げモーメント )の繰り返し曲げ 図 3に藤本ら 7 せん断試験体の材端曲げモーメント M 部材角 R関係 図 5に 3 角形 CFT短柱の軸圧縮耐力と試験体高さに 対する軸変位の関係に及ぼす繊維補強の影響を示す。 の最終ノレーフ と安定曲げモーメントの計算値を併せて 図中の各曲線は,繊維補強 CFT短柱, CFT短柱および 示す。図の縦軸は,最大曲げモーメント Mmaxで無次 鋼管短柱を表している。同図より,繊維補強による圧 元化しである。なお,最終ノレーフ の曲げモーメントの 縮靭性の改善が確認できる。 最大値が,その安定した塑性変形を発揮している曲げ 5 おわりに Q G モーメント(以下,安定曲げモーメント)であるか不 本稿では,主に,単調軸圧縮下の角形 CFT短柱の安 明なため,それと最終ループのひとつ前のノレーフ。の曲 定圧縮耐力について検討を行った。 参考文献 1 )林信之,他 3名・コンクリート工学年次論文報 o l .1 5,N~ 2 ,p p . 9 7 7 9 8 2,1 9 9 32 ) A I J : C F T設計施工指 告集, V 針,第 2版 , 2 0 0 8 .1 03 )山本貴正,他 3名 AI]構造系論文集, Vo1 .7 8,N o . 6 8 5,p p . 5 9 7 6 0 5,2 0 1 3 . 34 )北風野歩,他 3名: コンクリート工学年次論文報告集, V o l . 2 5,N o . 2,p p . 9 7 7 9 8 2, 2 0 0 35 )中原浩之 崎野健治 AI.T構造系論文集, Vo1 . 5 6 7, p p .1 8 1 1 8 8, 2 0 0 3 .56)雨宮篤,野口博 AI]大会学術講演梗概集 構造 II,p p . 6 3 9 6 4 0,1 9 9 0 . 1 0 7)藤本利昭,他 6名 : AI]構造 系論文集, V o l . 7 8,N o . 6 8 5,p p . 5 9 7 6 0 5,2 0 1 3 . 3 j 主 北風野ら 4 )は,繊維混入率 2 .0 唱で実験を行っている。 げモーメントの最大値に差がない供試体を標本として 1 )( 2 ) の安定圧縮耐力および いる。図中の破線は,式 ( 前 述 2章から算出した安定曲げモーメントの計算値を 表している。鎖線は,安定圧縮耐力の計算値に l sを加 味して算出した安定曲げモーメントの計算値である。 3 s以内に,そ 同図より安定曲げモーメントの計算値の l の実験値が位置していることがわかる。 4. 圧縮靭性の改善 前述 3章より,角形 CFT柱に高強度材料を使用する *l国立豊田工業高等専門学校建築学科 准教授イ専 : 1(工学) * 2三重大学大学院工学研究科 准教授・博士(工学) ド3愛 知 L業大学工学部建築学科教授司工同 3 A s s o c .P r o 仁 Depto fA r c h i t e c t u r e,ToyotaN a t i o n a lC o l l e g eofTechnology ,D r .Eng A s s o c .P r o ヲ . fGraduateSchoolofEngineering,MieU n i v e r s i t y ,D r .Eng 仁 Depto fA r c h i t e c t u r e, F a c u l t yo f E n g i n e e r i n g, A i c h iI n s t i t u t eofTechnology , D r .Eng P r o -138828
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