CFT 柱梁接合部パネルの復元力特性モデルに関する研究～パネルアスペクト比を考慮した修正簡易モデルの検討～
富重
1.

研究目的と背景仁

CFT 造の適用事例が増えている. CFT 柱は, 鉄骨梁と𝑝𝑠𝑄𝑦
𝐴𝑠 𝑤 ∙ 𝑠𝐺=>1𝑝𝛾𝑢𝑝𝑐 𝑄𝑢
𝜅𝑐𝑐 𝛼𝑢 ∙ 𝑐 𝐴 ∙ 𝑐 𝐺組み合わせて骨組架構を形成するのが一般的であり,ここで, 𝑠𝐴𝑤 : 鋼管ウェブ部分の断面積， 𝑠𝜅, 𝑐𝜅: 形

近年, 超高層ビルをはじめとして大規模な建築物か𝑝𝛾𝑦ら中高層建築物に至るまで, 多様な建築物における柱梁接合部の把握すべき構造性能としては,

柱と梁で

𝑠𝜅

状係数（角形断面の場合， 𝑠𝜅= 𝑐𝜅=1.2）,(1)𝑠𝐺 :鋼材の囲まれた接合部パネルのせん断性状, および梁フランせん断弾性係数， 𝑐 𝛼𝑢 : コンクリート部分の弾性剛性

ジの応力を接合部パネルに伝達するダイアフラム等のに対する終局耐力時の割線剛性の剛性低下率,接合部局部の性状が挙げられ, 多くの実験的研究, 解コンクリート部分の断面積,析的研究が行われている 1).

ん断弾性係数である.

𝑐𝐺 :

𝑐𝐴 :

コンクリートのせ

それらの研究を基に「コンクリート充填鋼管構造設上式を整理すると, 鋼管のヤング係数・鋼管とコン計施工指針 2)」では, 鋼管およびコンクリート部分のクリートのポアソン比を一定とみなした場合, ①幅厚復元力特性を tri-linear 型にモデル化し, それらを累比𝐷⁄ 𝑠𝑡, ②鋼管の降伏強さ 𝑠𝜎𝑦 , ③コンクリートの圧加したモデルを簡易化した「簡易モデル」を提案してい縮強度 𝑐𝜎𝐵 , ④軸力比（絶対値）|n|, ⑤パネルアスペ

る. しかし, 簡易モデルには矛盾が生じるケースが存

クト比 𝑏𝑑⁄𝐷の5パラメータによって表される.

在するが, その矛盾点に関しては, コンクリート充填2.3 簡易モデルに矛盾が生じる傾向分析

鋼管構造設計施工指針を含む既往の研究では言及され

2.3.1

軸力比|n|が変形角比に与える影響

指針 2)では, 簡易モデルの耐力検討をする際, 実験ていない.
本研究では, 簡易モデルに矛盾が生じる際の傾向

資料に基づく回帰式が用いられており,

表 1 に示すを明らかにし, 矛盾が生じるケースについて修正簡易ようにその実験資料に準じて, 各パラメータに検討範モデルの考案や, CFT 接合部パネルのせん断耐力評

囲 が 定 め ら れ て い る . 実 験 資 料 61 体 の 変 形 角 比価式に与える影響の大きな因子についての検討, また

𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢 ―軸力比（絶対値）|n|の関係を図 1 に示す.

現状では検討範囲外とされている各種パラメータが接図 1 より変形角比と軸力比の相関は弱いと評価できる

合部パネルに与える影響について有限要素法解析を用ため, 2.2 における①～④の 4 パラメータと変形角比いた検討することを目的とする.の関係について検討を行うこととする.

2. 簡易モデルに矛盾が生じる条件の検討⬚⬚𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢

2.1 簡易モデルの耐力評価方法と矛盾点
文献 2)により提案されている「簡易モデル」は, 主6要点を降伏耐力点と終局耐力点とする tri-linear 型モ5デルで, せん断力 𝑝𝑄 ―せん断変形角 𝑝𝛾 の関係を与え4ている. 降伏耐力点の変形角 𝑝𝛾𝑦 は鋼管降伏時, 終局3耐力点の変形角 𝑝𝛾𝑢 はコンクリート終局時の変形角と2定義されている. しかし, 計算上 𝑝𝛾𝑦 > 𝑝𝛾𝑢 となるケ1ースが存在し, 実際には起こりえない事象を示し, 矛00

盾が生じる復元力特性モデルとなることがある.
2.2 簡易モデルに矛盾が生じる条件

0.2

図12.1 より, 簡易モデルに矛盾が生じる条件は変形角比 𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢 > 1となり, 次式(1)で得られる.
-58-1-0.40.60.8

変形角比―軸力比（絶対値）関係

1|n|表1

図3, 4, 5より, 特に鋼管の降伏強さ sσy と, パネル耐力検討範囲 2)
検討範囲

アスペクト比 𝑏𝑑⁄𝐷が変形角比 𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢 の値に強く影

幅厚比𝐷⁄ 𝑠𝑡12.3～79.6響していることが分かる. また, 各パラメータが文献

降伏強さ sσy [N/mm²]

222～7962)の検討範囲内でも簡易モデルに矛盾が生じるケー

引張強さ 𝑠𝜎𝐵 [N/mm²]

334～854

ス確かに存在する. また,矛盾が生じるケースの目安

コンクリートの圧縮強度 𝑐𝜎𝐵

24～117として, 通常のCFT構造だとFcは40程度以上と考えパネルアスペクト比 𝑏𝑑⁄𝐷0.67～1.61られることから，𝐷⁄ 𝑠𝑡=25以下の比較的幅厚比が小さ

軸力比 n-0.26～0.87

いケースだと，780N級のような超高強度鋼を用いる場

試験体数61

合に注意すべきであり, 𝐷 ⁄ 𝑠𝑡=40以上と比較的幅厚比

パラメータ

鋼管2.3.2が大きいケースでも概ね同様なことが言えるが，590N

軸力比以外の 4 つのパラメータによる検討

図 3, 4, 5 は,軸力比 n =0 で一定と級程度の鋼材を用いた場合でも，パネルアスペクト比𝑐 𝜎𝐵

指針検討範囲3. 修正簡易モデルの提案

し, その他の各パラメータの値を変動さ矛
盾範
囲

100

せ , 変 形 角 比𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢 = 1が大きくなると注意すべきケースが考えられる.

150

3.1 修正モデル案
既存の簡易モデルはコンクリート終局時の破壊が鋼管降伏に先行して起こるケースで矛盾が生じる. ま

50となる

た, 簡易モデルはコンクリートのひび割れ発生, 鋼管点をプロットした図

降伏, コンクリート終局の順の経過を辿り, 以後耐力0である. 図 3, 4, 5 に0おいて簡易モデルに0.5

図2

矛盾が生じる範囲の

11.522.5𝑏 𝑑 ⁄𝐷

linear 型のモデルである. この二点を考慮し, 主要点矛盾範囲例の一つ目が, コンクリートの終局耐力点, 二つ目を鋼一例を図 2 に示す.
150𝑐 𝜎𝐵 ［N/mm100２

上昇が緩やかになることを考慮して提案された tri-管の降伏耐力点とし, 終局時のせん断力は既存のモデ

］

490N級

ルと同じ評価方法とする tri-linear 型のモデルを, 矛

520N級

盾が生じるケースへの対応として提案する.

590N級

50表 2 に既存の簡易モデルと修正モデルの主要点での780N級比較を示す.

000.5

11.52

表22.5𝑏 𝑑 ⁄𝐷
図 3 𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢 =1 プロット図（𝐷⁄ 𝑠𝑡=25）
２𝑐 𝜎𝐵 ［N/mm ］

150

520N級
590N級

50780N級

主要点②00

図40.5

11.5

22.5𝑏 𝑑 ⁄𝐷⁄𝛾⁄𝛾=1プロット図（𝐷𝑡=40）𝑝 𝑦 𝑝 𝑢𝑠２𝑐 𝜎𝐵 ［N/mm ］

150𝑝𝛾

𝑝𝑠𝛾𝑦𝑝𝑄𝛾𝑢𝑝𝑄

𝑝𝑠𝑄𝑦 + 𝑝𝑐𝑄𝑦𝑝𝛾

𝑝𝑐𝛾𝑢

𝑝𝑠𝛾𝑦𝑝𝑄

𝑝𝑠𝑄𝑦 + 𝑝𝑐𝑄𝑢

𝑝𝑠𝑄𝑦 + 𝑝𝑐𝑄𝑢

𝑝𝑠𝑄𝑦 ×𝑝𝑄𝛾𝑢
𝑝𝑠𝛾𝑦+ 𝑝𝑐𝑄𝑢

ここで, 𝑝𝑠𝛾𝑦 ：鋼管の降伏せん断変形角, 𝑝𝑐𝛾𝑢 ：コンクリートの終局せん断変形角, 𝑝𝑠𝑄𝑦 ：鋼管の降伏せん断力, 𝑝𝑐 𝑄𝑦：コンクリートの降伏せん断力, 𝑝𝑠𝑄𝑢：鋼管𝑝𝑐 𝑄𝑢：コンクリートの終局せん断力

である.

520N級

3.2 簡易モデルの妥当性の検討

590N級
780N級

50

修正モデルの終局せん断力,

490N級

100

既存モデル

主要点①

490N級

100

修正モデル主要点の比較

3.1 で提案した修正簡易モデルの妥当性の検討を行う. 図 6 は高強度鋼材を用いた既往の研究の実験結果

000.511.52

図5𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢 =1 プロット図（𝐷 ⁄ 𝑠𝑡 =55）

2.5𝑏 𝑑 ⁄𝐷3)から得られた試験体(a), (b)のせん断力

𝑝𝑄 ―変形角 𝑝𝛾の関係と, 簡易モデルを用いて得られるせん断力 𝑝𝑄―変形角 𝑝𝛾 の関係を示す. ただし, 矛盾が生じない-58-2-2500p

おける曲げの影響について検討する.

Q [kN]

Q [kN]

p2500

2000

2000

1500

1500

10001000

4.2 解析概要
解析には汎用非 線形構造解 析ソルバ

500
001(a)
図6(a)(b)𝑠𝜎𝑦7931(b)1.5p [×10-2 rad]

験体をもとに作成し, パネルアスペクト比ℎ𝑝 ⁄𝐷𝑝 のみを変えた4体である．モデルは8節点ソリッド要素を用い，XY平面(Z=0) を対象とした1/2 モデルである．載使用モデル

荷は柱端をピン支持とし，梁端のY方向変位がそれぞ𝑏𝑑⁄𝐷𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢

使用モデル

れ±100mm となるよう逆対称に強制変位させた．

1.61.27

修正モデル

4.3 解析結果

1.30.971

既存モデル

モデルを記述するため,

0.5

𝑝𝑄 ― 𝑝𝛾 関係比較図

表3
記号る軟質継手十字パネルの実験的研究 4)で用いられた試

001.5
 [×10-2 rad]pに解析モデルの一例を示す．解析モデルは酒井らによ

実験値
既存モデル

500

実験値
修正モデル

0.5MSC.Marc2017を用いる．表4に解析モデル一覧，図8𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢 > 1 な ら

2000

p

図10より, パネルアスペクト比が検討範囲内 2)のモ
デルでは, 現行の復元力特性モデルにより 𝑝𝑄 ― 𝑝𝛾 関Q [kN]係を良好に評価できている. ただし,図10よりアスペ修 正 モ デ ル で ,1500

クト比が大きいモデルほど初期剛性の低下が見られ,

𝑝𝛾𝑦 ⁄ 𝑝𝛾𝑢 ≤ 1 な ら 既 存

1000

解析値と復元力特性モデルの初期剛性の差が大きくなモデルで簡易モデルを記述する. 表 3 にそれぞれの使用モデルを示す.

る. パネルアスペクト比が大きいほどパネル端部に作500

00修正モデル
既存モデル0.2

図70.40.6

用する曲げモーメントが大きくなり,逆対象曲げによる変形が増加する. しかし, 現行の復元力特性モデル

0.81
 [×10-2 rad]p

ではせん断変形のみしか考慮していないため, 解析値

簡易モデル比較

図 6 より, 既存モデ
ルも修正モデルも実験値と比較し,との初期剛性の差が大きくなると考えられる.
𝑝𝑄 ― 𝑝𝛾 関係を概表4

ね良好に評価できているといえる.
また, 修正モデルは, 既存モデルと同様な軌道で述し, 原点付近を拡大した図である. 既存モデルは表2 における主要点①から主要点②にかけて,変形角 𝑝𝛾が減少し,モデルに矛盾が生じているが, 修正モデル

パネル

パネル鋼管

パネルアス コンクリ 鋼管降伏

鋼管幅高さ

板厚

ペクト比

ート強度

強度

𝐷𝑝 [mm]ℎ𝑝 [mm]𝑡𝑝 [mm]ℎ𝑝 ⁄𝐷𝑝𝑐 𝜎𝐵 [N/mm²]𝑠 𝜎𝑦 [N/mm²]

106700軸力比
No.

骨格曲線を記述できていることがわかる. 図 7 は, 試
験体(a)について修正モデル, 簡易モデルをともに記解析モデル一覧

No.1464No.2

1.33570350

𝑁⁄𝑁01.6319No.3676

1.93No.47822.230

では前述した矛盾を生じることなくせん断力 𝑝𝑄 ―変形角 𝑝𝛾 の関係を描けているため, 矛盾点は解消した
ことが分かる.
4. 有限要素法解析による接合部パネルに与える曲げの影響についての検討
4.1 パネルアスペクト比の大きな CFT 接合部パネルにおける曲げの影響
鋼構造の分野では, パネルアスペクト比の大きな柱梁接合部パネルにおける , 弾性剛性・耐力・変形性Y能等について検討されているが, CFT の分野ではパネルアスペクト比が大きい(表 1 の適用範囲外)柱梁接合Z部における検討はあまりされていない. そこで, 有X

断面図

全体図

限要素解析を用いて, パネルアスペクト比の大きなモデルの解析結果と現行のせん断力のみを考慮した復元力特性モデルとの比較により, CFT 接合部パネルに-58-3-

H-SA700

G78A

CONCRETE

図 8 解析モデル

SN490

p

No.4 が最も顕著であり, パネルアスペクト比が大きQ [kN]

10000

いほど CFT 柱梁接合部パネルは曲げの影響を強く受8000けることが確認できる. しかし, 曲げの影響による終6000

局耐力の低下はなく, 曲げ考慮モデルと解析値を比較

累加モデル

4000

すると, 初期剛性や終局耐力に大きな差があることが修正簡易モデル

2000

確認できる. 原因の一つとしてコンクリート部の耐力

解析値

000.51図91.522.5p3

評価方法が影響していると考えられる. 既存の式にお [×10-2 rad]3.5
4

いてコンクリート部の変形角(2.2(1)式における 𝑝𝛾𝑢 )をせん断力 𝑝𝑄 ―変形角 𝑝𝛾 関係 No.1

算定する際, コンクリート部において断面全面積を対9000

9000

9000

8000

8000

8000

7000

7000

7000

6000

6000

6000

5000

5000

5000

4000

4000

4000

積は減少するため 𝑐𝐴 の値も減少すると考えられる.

3000

3000

3000

そのため, 実際のパネル端部におけるコンクリート部

2000

2000

2000

1000

1000

1000

0000.5

11.5

200.5

No.2

11.5

象としコンクリート部分の断面積 𝑐𝐴 を算定した. しかし, コンクリート部は曲げ引張りを受けた際ひび割れを生じ, 曲げに抵抗可能なコンクリート部の総断面及び, 鋼管部を含むパネル端部全断面における曲げ剛性は, 図 11 に記述したものより低下すると推測され0200.5

No.3

11.5

る.

25. 結論No.4

初期剛性の比較・高強度鋼材を使用しているパネルアスペクト比が大式(2)5)は, パネルのせん断変形に加えて曲げ変形をきい CFT 柱梁接合部パネルでは, 既存の簡易モデル考慮して得られる弾性剛性 K, 全塑性耐力𝑄𝑝 であり,で矛盾が生じることが多いという傾向が得られた.

式(2)の弾性剛性を用いて記述した修正簡易モデルが・修正簡易モデルは, 変形角比が 1 以下の時, 矛盾が図 10生じないモデルある.

図 11 である.
𝐾= ⁄1,

1 𝐾𝑚 +1⁄𝐾𝑠

𝐾𝑚 =12𝐸𝐼𝑝

・CFT の分野においても,鋼構造と同様に, パネルア𝐴

𝐾𝑠 = 𝐺 ∙ 𝑝,𝑙2(2)2スペクト比の大きな柱梁接合部は, 弾性剛性・耐力・𝑄𝑝 = min( 𝑐𝑄𝑝 , 𝑒𝑄𝑝 )ここで, 𝐾𝑚：曲げのみを考慮した弾性剛性, 𝐾𝑠：せん変形性能等についての検討が必要だと考えられる.

断変形のみを考慮した弾性剛性, E：ヤング係数, 𝐼𝑝：・CFT 柱梁接合部パネルにおける, 曲げを受ける際のパネル断面二次モーメント, 𝐺：せん断弾性係数, 𝐴𝑝：耐力評価方法, 解析の妥当性についてはさらに検討

パネル断面積耐力,を重ねる必要性がある.

𝑐 𝑄𝑝 ：パネル中央断面における全塑性𝑒 𝑄𝑝 ：パネル端部断面における全塑性耐力であ

参考文献

る. これは鋼管部における考え方で, 検討上, コンク1)Fukumoto, T. ：Steel Beam-to-Concrete Filled Steel Tube Column Moment

リート部は既存の式に曲げの影響が考慮されているとConnections in Japan, International Journal of STEEL STRUCTURES, Korean

して, 既存の式を採用した.

Society of Steel Construction

図 11 より, 曲げを考慮したモデルの剛性低下は
8000p

Q [kN]

8000 pQ [kN]

8000p

7000

7000

7000

6000

6000

6000

5000

5000

5000

4000

4000

4000

3000

3000

3000

2000

2000

2000

1000

1000

1000

00.5

11.5p2

 [×10-2 rad]3)松尾真太朗, 一戸康生, 村上行夫, 伊藤浩資：アンダーマッチング溶接により組Q [kN]

み立てられた超高強度鋼箱形断面CFT柱梁接合部パネルのせん断性能, 日本構造協会構造論文集, 28(111), pp_11-25, 2021_94) 松尾真太朗, 酒井

00.5

11.52

 [×10-2 rad]
p

No.2
図 11

勇気, 一戸康生：アンダーマッチング溶接により組み立てられた超高強度鋼CFT 部材の構造性能に関する研究（その15．実大十字形部分架構の一定軸力下繰返し漸増振幅載荷実験），日本建築学会大会学術講演梗概集，
00.5

11.5p

曲げ考慮2)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

000(KSSC), Vol.5, No.4, pp357-365, 2005.12

2pp.1353-1354，2019.9

 [×10-2 rad]

解析値

せん断のみ5) 芦田陽介，聲高裕治，陳 逸鴻：円形中空断面柱梁接合部パネルの弾塑性挙動にNo.3

No.4

及ぼすアスペクト比の影響, 日本建築学会構造系論文集 第86巻 第787号, 13571368，2021.

曲げを考慮した簡易モデル-58-4-