卒業論文概要

CES 露出柱脚の構造性能に及ぼす軸力比の影響に関する研究
繊維補強コンクリート
終局耐力復元力特性
静的載荷実験

1. はじめに内蔵鉄骨および繊維補強コンクリートから構成される
CES（Concrete Encased Steel）構造は鉄骨鉄筋コンクリー
ト構造の優れた構造性能を有しつつ，鉄筋の省略による施工の簡略化を実現した新たな構造形式である。
CES 構造の柱脚では，鉄骨を基礎に埋め込んだ埋込み柱脚および鉄骨をベースプレート（以下，BP）とアンカーボルト（以下，AB）で固定した露出柱脚の 2 種類の柱脚形式が考えられる。本研究で取り扱う露出柱脚は基礎

西野
鈴木

表１

試験体概要

試験体
E0E1
E2
軸力比 N/N000.10.2
実験変数
軸力 N (kN)0425850
断面 cb x cD
300 x 300
柱せん断スパン比2.0 (h=600 mm)
鉄骨断面BH-200 x 150 x 6 x 9 (SS400)
モルタル厚 (mm)
50柱脚 ベースプレート
PL-50 x 550 x 550
アンカーボルト 4-M24 (ABR400，定着長さ 480mm)

Steel
H-200x150
x6x9
A'

製作の後に柱鉄骨の建方が可能である。部材内の鉄筋を能を期待することが可能である。しかし，これまでに600

A

CES 露出柱脚の研究は行われていない。

450

B'Anchor Bolts
4-M24550B以上を背景として本研究では，CES 露出柱脚の復元力

BasePlate
PL-50x550x550

Base Mortar

480

置に高い自由度があり，その特徴を活かして高い耐震性

1385
50 50

省略した CES 構造の露出柱脚では，BP の形状と AB の配特性と破壊性状等の把握を目的として軸力比を変数とした試験体の静的載荷実験を実施した。

PL-12(a)N/N0=0.2 の際の鉄骨および CES 柱全体の曲げ耐力の比率

A-A'断面
B-B'断面
16-D25325

D13@1004-D25る。BP の厚さは 50mm として，BP 面外降伏を防止した。

(b)

敷モルタルの厚さは 50mm である。AB は 4-M24（定着長lb=480mm）として，柱断面の外側の四隅に配置した。ス503-D13を 0.4 程度 1)となるように設定させた。柱脚から加力位置までの高さ h は 600mm（せん断スパン比 M/QcD=2.0）であ2575200×150×6×9 である。この柱断面は，後述の柱軸力比550501250600

柱コンクリート断面 cb×cD は 300mm 角，内蔵鉄骨は BH-2-D13@100
4-D25
試験体立面
1200
600
3002525に試験体の形状および断面を，表 1 に試験体一覧を示す。

300325

2. 実験概要
2.1 試験体
試験体は実大の約 1/3 スケールのもの 3 体である。図 1

天駿*1
卓1220121
指導教員135

合成構造軸力図１

D13@90試験体断面

試験体形状および寸法

タブには，鉄筋コンクリート基礎を模擬した主筋およびの圧縮強度， 𝐴 : 鉄骨断面積，𝜎 : 鉄骨の降伏強 度，せん断補強筋を配し，AB 周辺には縦筋および帯筋をそれ

𝑝 : 圧縮側鉄筋比である。

ぞれ配した。

表 2 にコンクリートの材料特性を，表 3 に鋼材の材料特

実験変数は柱軸力比 N/N0（N：作用軸力，N0：軸圧縮耐性を示す。本試験体では，基礎に相当するスタブには普力で式(1)および(2)より算出）である。軸力比を 0.0，0.1

通コンクリートを，敷モルタルには無収縮グラウトを，および 0.2 として，試験体 E0，E1 および E2 の数値に対応

柱には繊維補強コンクリートを使用した。柱に使用したさせた。

繊維は，標準長 30mm，直径 0.66mm のビニロンファイバ

𝑁 = 𝐴 𝑟 𝜎 + 𝐴𝜎(1)ー（以下 RF4000）であり，体積混入率 Vf は 1.0%である。

𝑟 = 0.85 − 2.5 𝑝(2)2.2 載荷計画
図 2 に載荷装置を示す。試験体は PC 鋼棒により下スタ

ここで， 𝐴 : コンクリートの断面積，𝜎 : コンクリート

Effect of Axial Force Ratio on Structural Performance of
CES Exposed Column Bases

Takatoshi NISHINO

卒業論文概要

表２

柱
モルタル
スタブ
柱
モルタル
スタブ
柱
モルタル
スタブ

E0E1E2

表３
鉄骨ウェブ (6mm)
鉄骨フランジ (9mm)
ベースプレート PL-50
アンカーボルト M24+-コンクリートの材料特性
圧縮強度(N/mm2)
46.6
67.2
34.4
46.5
71.0
34.8
45.9
70.739.7

ヤング係数 圧縮強度時(N/mm2) ひずみ (μ)
31,1602,850
28,6502,14029,570
2,940
29,4302,19031,450
2,900
30,8402,030+LOAD

Hydraulic jack3,000kN

Hydraulic jacks
500kN

SouthNorth

鋼材の材料特性
降伏強度(N/mm2)
251289254320-

引張強度(N/mm2)372464433
460

ヤング係数(N/mm2)
179,810
187,980
203,590
218,890+

Specimen

-+

図２

載荷装置

正載荷負載荷圧壊(a)試験体 E0(b)試験体 E1
図３(c) 試験体 E2
最終破壊状況

ブを載荷フレームに固定した。実験では，試験体頂部にそれに伴いスリップ型の履歴性状を示す傾向が認められ設置した鉛直ジャッキ（押：3,000kN）によって所定の軸た。最終的に柱にひび割れの発生はほぼ認められず，柱力 N を作用させつつ，載荷フレームに取り付けた 2 台の水脚のすべりに伴う敷モルタルの剥離および BP 引張側の浮平オイルジャッキ（押：各 500kN）によって水平力を作用き上がりが顕著であった。

させた。水平力載荷は，試験体頂部の水平変位 δ を柱脚か試験体 E1 では，1/100rad の載荷サイクルにおいて鉄骨ら試験体頂部までの高さ h（815mm）で除した変形角 Rフランジの引張降伏，1/67rad の載荷サイクルにおいて AB（δ/h）により制御した。加力プログラムは 1/800rad およの引張降伏が確認された。その後，除荷および再載荷のび 1/1/400rad を 1 サイクル，1/200，1/100，1/67，1/50，際に急激な剛性変化が認められた。最終的に柱下部曲げ1/33，1/25rad を 2 サイクルおよび 1/20rad の正載荷である。 ひび割れの拡幅および BP 引張側の浮き上がりが顕著であった。
試験体 E2 では，1/100rad の載荷サイクルにおいて鉄骨

3. 実験結果
3.1 破壊性状および履歴特性
図 3 に各試験体の実験終了後の損傷状況を，図 4 に各試フランジの引張および圧縮降伏に伴い紡錘型の履歴性状

験体のせん断力－変形角関係を示す。図 4 には，鉄骨フラの圧壊が顕著であった。

を示す傾向が認められた。最終的に柱下部コンクリートンジの降伏点を〇印，AB の降伏点を△印，最大耐力点を最終破壊性状をみると，軸力比の増大に伴い柱脚にお□印で示し，第 4 章で示す柱の終局曲げ耐力を実線で，柱ける損傷の減少および柱における損傷の増加が認められ脚の終局曲げ耐力を破線でそれぞれ示している。

た。また，軸力比の増大に伴い，各試験体の最大耐力は試験体 E0 では，1/200rad の載荷サイクルにおいて AB の引張降伏および BP と敷モルタル間のすべりが確認され，上昇し，履歴性状はスリップ型から紡錘型に移行する傾向が伺えた。

Shear force (kN)Shear force (kN)Shear force (kN)

卒業論文概要図４

せん断力―変形角関係(a) 回転変形(b) すべり変形(c) 柱変形

図５

変形成分の履歴特性

3.2 変形成分
図 5 に各試験体における変形成分の履歴性状を示す。こリップ型の履歴性状の発現が認められた。また，柱変形

こで，変形成分は，柱脚の回転変形，すべり変形および転変形にフラッグ型の履歴性状および柱変形に紡錘型の柱変形に区別している。同図には，鉄骨フランジの降伏履歴性状の発現が認められた。これらが図 4 に示した急激点を〇印，AB の降伏点を△印でそれぞれ示している。各な剛性変化の一因と判断される。また，すべり変形の進変形成分は図 6 に示す変位計取り付け状況から算出した。

展は確認されなかった。試験体 E2 では，柱変形に紡錘型変形成分の履歴性状をみると，軸力比の増大に伴い柱の履歴性状が確認され，その他の回転変形およびすべり脚の回転変形，すべり変形の減少および柱変形の増加が認められた。
試験体 E0 では，柱脚の回転変形およびすべり変形にスの顕著な増加は認められない。試験体 E1 では，柱脚の回変形の進展は認められない。
以上の破壊性状，せん断力－変形角関係および変形成分の結果より，試験体 E0 の破壊モードは柱脚の曲げ降伏卒業論文概要
表４I1
Rotation=(I2-I3)/100×715

100715E0E1E2

実験値

191314358(a)柱曲げ耐力

202270330(b)柱脚曲げ耐力

192345495(c)柱脚せん断耐力

199332545

実験値/min{(a),(b),(c)}

0.99

1.16

1.08

Slip=I3
Column=I1-(Rotation+slip)

図６

計算結果および実験結果

単位（kN）

I2I3
変位計取り付け状況

およびせん断降伏の混合型と判断される。試験体 E1 の破壊モードは柱脚および柱の曲げ降伏の混合型と判断される。試験体 E2 の破壊モードは柱曲げ降伏型と判断される。
4. 終局耐力計算
CES 柱および露出柱脚の曲げ終局耐力は一般化累加強度理論を用いて算出した 1)。柱脚のコンクリート強度には
表 2 の材料試験値に低減係数（=0.85）を乗じた値を用いた。鉄骨ウェブの曲げ耐力は精算値である。また，柱脚

図７

終局耐力計算の N-Q 相関関係

における AB は引張力のみを負担するものとして計算した。
曲げモーメントのせん断力への換算式は式(3)である。
(3)

𝑄 = 𝑀/ℎ

露出柱脚のせん断終局耐力は文献 2)に示される式(4)~(6)判断された。実験の最大耐力の値と柱曲げ耐力の計算値の比率は，試験体 E1 が 1.16，試験体 E2 が 1.08 であり，一般化累加強度理論によって精度良く評価可能である。

を用いた。
𝑄 = 𝑚𝑎𝑥 𝑄 ，𝑄(4)𝑄= 0.5 𝑁 + 𝑇(5)

5. まとめ本研究では，CES 露出柱脚の静的載荷実験を実施し，𝑄=𝑛(6)

当該部材の構造性能を検討した。本論より得られた知見

𝑎 𝐹 / √3

ここで， 𝑇 : 引張側 AB の降伏張力，𝑛 : 引張側 AB の本数， 𝑎: AB の軸断面積，𝐹 : AB の引張強度である。

を以下に示す。
1)

本論に示す CES 露出柱脚では，軸力比の増大に伴い

表 4 に終局耐力の計算値と実験によって得られた最大耐柱脚部の損傷の減少および柱部の損傷が増加し，ス力の一覧を，図 7 に終局耐力計算の N-Q 相関関係を示す。

リップ型から紡錘型の履歴性状に移向する傾向が認試験体 E0 では，柱脚曲げ耐力値が最も低い。実験の最大耐力および柱脚曲げ耐力計算値の比率は 0.99 であり，実験値が計算値を下回った。これは，実験において敷モルタルの剥離により柱脚コンクリートからの圧縮反力が減少したためと推察される。また，柱脚曲げ耐力，柱脚せん断耐力および柱曲げ耐力の計算値はすべて同程度である。実験においても柱脚と柱の曲げ降伏が確認されている。このことから，本論に示す耐力計算に基づく破壊モードは実験のものと対応していると判断された。試験体 E1 および試験体 E2 では，柱曲げ耐力の計算値が最も低い。破壊モードは実験結果と同様に柱曲げ降伏先行型とめられた。

*1 高知工科大学
システム工学群 建築・都市デザイン専攻2)

軸力比 0.1 の試験体では，柱脚にフラッグ型および柱に紡錘型の履歴性状の発現が認められた。

3)

本論に示す CES 露出柱脚の終局耐力は一般化累加強度理論および鋼構造接合部設計指針に示される露出柱脚の終局耐力計算値によって評価可能である。

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，2014.1
2)

日本建築学会：鋼構造接合部設計指針，2015.6

Kochi University of Technology
School of System Engineering
Architecture and infrastructure Systems