正方形鋼管横補強鉄筋コンクリート柱の耐震性能 : その3 柱のせん断スパン比が耐震性能に及ぼす影響

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1.序鋼管横補強柱の設計を合理的に行うためには以下の問題点を明らかにする必要がある。1)高軸力を受ける鋼管横補強柱の耐震性能2)大量の主筋を有する鋼管横補強柱の耐震性能3)鋼管横補強柱の耐震性能に及ぼす鋼管板厚の影響4)鋼管横補強柱の耐震性能に及ぼすせん断スパン比a/Dの影響5)鋼管横補強柱の終局耐力および変形能力の評価法第1と第2報においてはa/Dが2.0の柱を用いて、上述した問題の内、其々1)と2)及び3)の問題について検討した。本報においては4)の問題を取上げ、14体の試験体を用いて実験的に検討する。2.せん断スパン比1.0の鋼管横補強柱の実験 2.1実験概要通常の形状比を有する柱の場合、曲げ性状が支配的である事から、鋼管の拘束効果は曲げ圧福部の横方向膨らみを拘束する事により生じる。このことについては、本報第2報において明らかにしている。しかしながら、短柱になるとせん断性状が支配的となり、柱の破壊現象が柱全長に渡って生じ易くなるため、鋼管は柱のせん断ひが割れの進展による横方向膨らみを拘束する必要がある。以上より、鋼管の拘束効果は柱のa/Dによって異なる事が予想される。鋼管横補強柱の耐震性能に及ぼすa/Dの影響を明らかにするために、250mm角の正方形柱10体(以下2Dシリーズと呼ぶ)を製作し、一定軸力下における繰返し曲げせん断実験を行った。主筋比は本論第2報に用いた試験体と同じで、2.44%である。試験体の形伏および配筋詳細を、図1に示す。2Dシリーズ実験における実験変数は、鋼管板厚と鋼管の外幅の比である鋼管幅厚比(5種類、B/t=28〜118)と軸力比(n=0.33, 0.50, 0.67)である。表1に、2Dシリーズの試験体の性質を、耐力・変形に関する主な実験および解析結果とともに示す。各試験体のコンクリート圧縮強度を表1に示す。鋼管の力学的性質については第2報を参照されたい。試験体には逆対称の繰返し水平変形を与え、加力・測定方法は前報と同じである。2.2実験結果図2に2Dシリーズ試験体のひび割れ図を示す。軸力比nが0.33の試験体は、鋼管板厚には関係なくせん断ひび割れが支配的である。しかしながら、nが0.50より大きくなると、せん断ひび割れよりもむしろ縦割裂ひび割れが顕著となる。実験より得られた水平力Vと部材角Rの関係、軸方向伸縮量δとRの関係を図3に示す。実験中に観察された最大水平力V_<max>とその時の部材角R_<max>、水平耐力が最大耐力の95%に低下した時の限界部材角R_u, の値を表1に示している。V-R関係図には、耐力計算値を示す3本の線が示されている。■を結んだ線は著者等により提案された曲げ耐力計算値V_<mu>を、□を結んだ線はACI規準による曲げ耐力計算値V_<un>を、点線は修正大野・荒川式によるせん断耐力計算値V_<su>を示している。著者等の曲げ耐力算定式は、鋼管の拘束効果のみならずスタッブの拘束による耐力上昇も考慮に入れている。nが0.33の短柱は鋼管板厚が厚くなるほど靭性に富む挙動を示す。鋼管幅厚比が大きい(117、82、60)場合は、部材角が大きく(それぞれ、0.02rad,0.025rad,0.035rad)なると耐力劣化が顕著になるが、軸力支持能力は最後まで保持していた。鋼管の幅厚比が小さい(43、28)場合は、拘束効果を考慮に入れた曲げ耐力には達していないが、大変形時まで非常に安定した挙動を示す。なお、すべての試験体において、主筋が引張り圧縮とも最大耐力時あるいはそれ以前に降伏ひずみに達していた。以上のことから試験体の破壊モードは、曲げ降伏先行後のせん断破壊であるということが出来る。一方、nが0.50以上の高軸力を受ける短柱の場合は、せん断圧縮破壊を生じた。幅厚比が43以上の鋼管で横補強された柱の場合は、耐力の低下は急激で、軸方向縮みの累積を伴った。一方、幅厚比43以下の鋼管を用いれば、拘束効果を考慮に入れた曲げ耐力を発揮するまでには至らないが、変形能力及び終局耐力を顕著に上昇させることが出来た。柱の主筋は引張降伏ひずみに達することはなかった。また、表1より分かるように、修正大野・荒川式は、鋼管横補強柱のせん断耐力実験値の下限値を比較的精度よく算定できる。3.せん断スパン比1.5の鋼管横補強柱の実験 a/Dが1.5の試験体4体(3Dシリーズと呼ぶ)について、2Dシリーズと同様な実験を行った、実験変数は鋼管板厚のみで、nはすべて0.33の一定値とした。材料の性質等は前節のそれと同じである。図4に3Dシリーズ試験体のひび割れ図を示す。曲げひび割れが支配的で、ひび割れは材端において長さ1.0Dより小さい範囲に生じている。α/Dが2.0の試験体の場合と同様に、損傷を受けている領域の長さは、鋼管板厚が厚くなるほど短くなる。実験より得られたV-Rとδ-R関係を図5に示す。実線および破線の意味は図3のそれと同じである。図5より明らかなように、全試験体ともR=0.04radに至るまで安定した挙動を示しており、曲げ耐力V_<mu>を発揮している。T3・33・3D試験体のみはR=0.045rad時に耐力劣化をおこしているが、これは鋼管溶接部にキレツが生じたためである。以上述べたことより、a-Dが1.5でnが0.33の場合は、幅厚比が82の薄肉鋼管による横補強でも、柱の破壊モードは曲げ破壊となり柱に充分な変形能力を与えることが出来る。4.せん断スパン比の影響に関する考察鋼管横補強柱の耐震性能に及ぼすa/Dの影響を評価するために、V-R関係の正荷重時における包絡線の比較を、nが0.33の場合について図6に示す。比較のためa/Dが2.0の試験体の実験結果についても示している。図6から分るように、a/Dが1.0の場合は、nがそれほど大きくない場合でも、柱に充分な靭性を期待するためには幅厚比が43以下の鋼管で横補強する必要がある。一方、a/Dが1.5より大きい柱の場合は、幅厚比が82の薄肉鋼管による横補強でも、充分な靭性を期待することが出来る。a/Dの影響は図7においても、より顕著に見ることが出来る。図7は、前節で述べた限界部材角R_uの実験値と幅厚比の関係を示したものである、図7aより、コンクリートの圧縮強度が30MPaでnが0.33の柱の場合、a/Dが1.0の短往のR_uは、1.5と2.0の柱に比較すると、いずれの幅厚比の場合も、平均的にみて0.011rad程度小さいが、a/Dが1.5と2.0の柱ではR_uの値は殆ど変らないことが分る。nが0.67の場合についても同様のことが言える(図7b参照)。5.結論本研究においては、a/Dが1.0と1.5の柱試験体14体について、繰返し曲げせん断実験を行い、以下の結論が得られた。1)本研究の実験条件の下では、a/Dが1.0の短柱のせん断破壊を鋼管横補強により完全に防ぐことは困難であったが、厚肉の鋼管を用いれば短柱の靭性を改善することはできた。靭性改善のために必要な鋼管の幅厚比は軸力比nに依存し、nが0.33と0.67の場合の必要幅厚比はそれぞれ43、28であった。2)鋼管横補強柱の耐震性能に及ぼすa/Dの影響は、破壊モードの違う場合に顕著となる。a/Dが1.5以上の鋼管横補強柱は、いずれも曲げ破壊であったので、a/Dの影響は非常に小さい、a/Dが1.0の柱は、幅厚比が28の厚肉鋼管を用いてもせん断破壊を防ぐことは出来なかったので、a/Dが1.5以上の曲げ破壊する柱に比較すると、他の条件が同じであれば柱のR_uは約0.01rad程小さくなる。3)せん断破壊する鋼管横補強柱のせん断耐力下限値は、修正大野・荒川式により推定できる。せん断耐力実験値と計算値の比は平均値が1.12、標準偏差が0.07であった。4)曲げ破壊する鋼管横補強柱の耐力は、著者等により提案された拘束効果を考慮に入れた算定式により精度よく推定できる。a/Dが1.5の試験体の耐力実験値と計算値の比は平均値が1.02、標準偏差が0.03であった。従って、著者等により提案された曲げ破壊する柱の水平耐力算定式と修正大野・荒川式によるせん断耐力算定式を用いれば鋼管横補強柱の破壊モードの推定が可能となる。
2001-09-30

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