ベースプレート下部の補強により耐震性と施工性を向上させた CES 露出柱脚の開発
高知工科大学システム工学群 准教授 鈴木 卓
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 1)-5)。
研究者らは未検討であった非埋込み型 CES 柱脚の構造性能の把握を目的として柱断面外のベースプレート（以下，BP）にアンカーボルト（以下，AB）を配置した柱脚試験体の構造実験および増分解析を実施した。その結果，軸力比の増加に伴いスリップ型から紡錘型の履歴性状に変化する傾向を柱脚に配置した 2 つの並列曲げばねと柱のマルチスプリングモデルにより再現できることを示した 6)。また，当該実験で用いた試験体のように ABを柱断面の外側に配置する場合，BP 寸法の増大が懸念される。研究者らは AB を柱断面の内側に配置しつつ BP 厚さの減少のために BP の下面にリブ補強を施した非埋込み型CES 柱脚の構造性能の把握を目的とした静的載荷実験を実施した 7),8)。その結果，リブ補強により BP 降伏を抑制する傾向が確認された。さらに，AB 降伏による柱脚曲げ耐力評価では，基礎コンクリートの損傷に伴いその圧縮負担領域を減少させる必要性を示した。
一方でこれまでに非埋込み型 CES 柱脚における柱脚回転剛性評価および BP 降伏による耐力評価法は不明瞭である。
以上を背景として本研究では，非埋込み型 CES 柱脚の回転剛性評価法および BP 降伏を伴う終局耐力評価法の検討を目的として BP の剛性および AB の配置位置の異なる試験体の静的載荷実験を実施した。本論では，実験の概要を述べるとともに，BP の剛性およびAB の配置位置の違いが試験体の構造性能に及ぼす影響および終局耐力評価法の検討結果を示す。
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 4 体である。図 1 に試験体の形状および断面を，
図 2 に試験体 A350 および A500 の柱脚部の形状および寸法を，
表 1 に試験体一覧を示す。

－ 135 －N350

N500

A350300

North
PL-40x300x300

170SouthA500
300

SouthNorth
PL-40x300x300

1200400

Base Plate
PL-22x350x350

Base Plate
PL-36x500x350

60

B'

325

540

B

62.52538 22

Base Mortar

A500,N500
325

Steel
H-175x150x7. 5x111050
400

A

Steel
H-175x150x7. 5x11A'

24 36830

600

400

3-D13(a) 試験体立面

400

A350,N350
Anchor Bolts
8-M24
62.5
Steel
H-175x150x7.5x11
A-A'断面
B-B'断面
16-D25
D6@85

4-D22

D13@85(b) 試験体断面

図 1 試験体形状および寸法
350

500

50

24046062.54555367575604555460
PL-36x460x60

7536350

222435060300

62.5 75 75

223850500

75350

PL-22x300x60

62.562.5300

5040050

図 2 試験体 A350 および A500 の柱脚部形状および寸法

柱柱脚試験体AB 間距離 (mm)BP 下面リブ
ベースプレート
軸力比
断面 b x D
せん断スパン比
鉄骨断面モルタル厚 (mm)
アンカーボルト表 1 試験体概要
N350
A350
240
Non
PL-22x300x60
PL-22 x 350 x 350

38N500

A500
400
Non
PL-36x460x60
PL-36 x 500 x 350

0.0
300 x 300
2.0 (h=600 mm)
BH-175 x 150 x 7.5 x 11 (SS400)
24
8-M24 (ABR400，定着長さ 480mm)

各試験体の柱コンクリート断面 b×D は 300mm 角，内蔵鉄骨は H-175×150×7.5×11 である。BP 上面から加力位置までの高さ h は 600mm（せん断スパン比 M/QD=2.0）である。
AB は 8-M24（定着長 lb=480mm）である。スタブには，主筋およびせん断補強筋を配し，AB 周辺には縦筋および帯筋をそれぞれ配した。作用軸力は全試験体ともに 0 kN である。
実験変数は引張－圧縮間の AB 距離および BP 下面に設けるリブの有無である。試験体N350 および A350 では，柱図心位置から 120mm の柱断面内に AB を配置した。一方の試験体 N500 および A500 では，柱図心位置から 200mm の柱断面外に AB を配置した（図－ 136 －2）。これらに伴う BP サイズと敷モルタルの厚さは，試験体 N350 と A350 では PL22×350×350 と 38mm，試験体 N500 と A500 では PL-36×500×350 と 24mm である。また，試験体 N350 および N500 は BP 下面にリブを設けておらず，試験体 A350 およびA500 は BP 下面にリブを設けた。リブの形状の詳細は次節に示す。
表 2 にコンクリートの材料特性を，表 3 に鋼材の材料特性を示す。本試験体では，スタブには普通コンクリートを，敷モルタルには無収縮グラウトを，柱には繊維補強コンクリートを使用した。使用繊維は，標準長 30mm，直径 0.66mm のビニロンファイバーであり，体積混入率 Vf は 1.0%である。

N350
A350
N500
A500

表 2 コンクリートの材料特性
圧縮強度
ヤング係数
(N/mm2)(kN/mm2)
柱52.734.2
モルタル
56.1
24.6
スタブ
42.3
33.4
柱54.2
36.7
モルタル
52.4
22.1
スタブ
43.9
33.3
柱51.1
35.4
モルタル
53.5
23.6
スタブ
46.0
33.8
柱52.635.0
モルタル
51.6
25.1
スタブ44.233.1

鉄骨ウェブ (7.5mm)
鉄骨フランジ (11mm)
ベースプレート PL-22
ベースプレート PL-36
アンカーボルト M24

表 3 鋼材の材料特性
降伏強度
引張強度(N/mm2)(N/mm2)293
448
336456251
417283458313447

圧縮強度時
ひずみ (μ)
2,520
3,820
2,070
2,470
3,970
2,220
2,260
3,610
2,180
2,550
3,180
2,080

ヤング係数(kN/mm2)203200192
208
2132.2 ベースプレートおよびリブの設計
図 3 に BP に想定される荷重および曲げモーメント分布を示す 9)。引張側では AB の降伏強度を，圧縮側では BP 下面のスタブコンクリートの圧縮強度を外力に仮定した。両側ともに鉄骨フランジ位置を固定端とみなすことで当該位置の曲げモーメント bMmax が求まる。一方，BP の降伏曲げモーメント bMy は式(1)で算定される 9)。
bM y  1.5 1.3 Z y b Fy

(1)

－ 137 －ここで，Zy: BP の断面係数，bFy: BP の降伏強度である。
BP 下面にリブのない試験体 N350 および N500 では bMy/bMmax が 0.6 以下となり BP の降伏が想定された。一方で試験体 A350 および A500 の BP 下面に設けるリブの厚さは BP厚さと同じとし（22，36mm），リブの幅は引張－圧縮側 AB 間距離を上回るように設定した（300，460mm）。リブの埋込み深さは両試験体ともに bMy/bMmax が 1.3 以上となるように 60mm とした（図 2）。
2.3 載荷方法
図 4 に載荷装置を示す。試験体は PC 鋼棒により下スタブを載荷フレームに固定した。
実験では，載荷フレームに取り付けた 2 台の水平ジャッキ（押：各 500kN）によって水平力を作用させた。水平力載荷は，載荷点の水平変位 δ をスタブ上端から載荷点までの高さh（660mm）で除した変形角 R（δ/h）による制御とした。加力プログラムは 1/800，1/400，1/200 rad を 1 サイクル，1/100，1/67，1/50，1/33，1/25 rad を 2 サイクルおよび 1/20 radの正載荷側のみとし，破壊が起きた場合はその時点で終了した。

-TAB

LOAD

Hydraulic jack3,000kN+

Hydraulic jacks
500kN

SouthNorth

σcbMmaxSpecimen

図 3 BP の想定荷重および曲げモーメント分布

図 4 載荷装置

3．実験結果3.1 破壊性状および復元力特性
図 5 に各試験体の最終正載荷時の損傷状況を，図 6 に各試験体のせん断力－変形角関係を示す。図 5 の損傷状況では，試験体各部に設置した変位計から得られた変形状態を反映している。図 6 には，フランジの初期引張降伏点を〇で，フランジの初期圧縮降伏点を●で，AB の初期引張降伏点を△で，BP の初期引張降伏点を◇で，最大耐力点を□で示している。

－ 138 －

++-- +--+正載荷
負載荷
BP剥離(a) 試験体 N350(b)試験体 A350(c) 試験体 N500(d) 試験体 A500

図 5 最終正載荷時の損傷状況
フランジ引張降伏
フランジ圧縮降伏
アンカーボルト引張降伏
ベースプレート引張降伏
300

最大耐力

Shear force (kN)

N350

1500-150

Qmax=193kN
Qmin=-193kN-300-5-4-3-2-10

12345-2

Shear force (kN)Shear force (kN)

Drift angle (x10 rad)

図 6 せん断力－変形角関係

試験体 N350 では，R=1/67 rad のサイクルピークまでにフランジ，AB および BP の引張降伏がそれぞれ確認された。その後，敷モルタルの剥離および引張フランジ付近の BPの浮上がりが顕著であるため，破壊モードは BP 降伏を伴う柱脚曲げ破壊型と判断された。
一方のリブのある試験体 A350 では，R=1/100 rad のサイクルにおいてフランジおよび ABの引張降伏が確認された。その後，敷モルタルの剥離および引張側 BP の浮上がりが顕著であるため，破壊モードは柱脚曲げ破壊型と判断された。
AB 間距離の短い両試験体ともにスリップ型の履歴性状が認められた。リブのある試験－ 139 －体 A350 の最大耐力はリブのない試験体 N350 のものと比べて 10%高い。しかし，試験体A350 は試験体 N350 と比べて，除荷からの再載荷にかけての剛性が低く，履歴面積が小さい。
試験体 N500 では，R=1/100 rad のサイクルまでに BP の引張降伏および引張側フランジ付近の BP の浮上がりが確認された。その後，引張側フランジ位置付近の BP の浮上がりおよび柱コンクリートと BP の離間が顕著であることから破壊モードは BP 降伏を伴う柱曲げ破壊型と判断された。一方，リブのある試験体 A500 では，R=1/100 rad のサイクルにおいてフランジの引張降伏が確認された。その後，柱下部コンクリートの曲げひび割れの拡幅および圧縮ひび割れが顕著であるため，破壊モードは柱曲げ破壊型と判断された。
AB 間距離の長い両試験体ともに紡錘型の履歴性状が記録された。リブのある試験体
A500 はリブのない試験体 N500 と比べて，R=1/100 rad の正載荷ピーク時のせん断力が35%高く，最大耐力が 15%高い。また，両試験体ともに圧縮側フランジの局部座屈に伴う耐力低下が認められた。耐力低下時の変形角はリブのある試験体 A500 では R=1/25 rad の正載荷 1 サイクル目，リブのない試験体 N500 では R=1/25 rad の負載荷 1 サイクル目であり，変形性能に若干の差異が認められた。
3.2 ベースプレート上面の応力分布
図 7 に各試験体 BP 上面の R=1/400，1/200，1/100 および 1/67 rad における正載荷 1サイクル目ピーク時の応力分布を示す。鋼材の応力は履歴特性をバイリニア型と仮定し，同図に示すひずみゲージの計測値から算出した。

400400N350A3502002Stress (N/mm )2

Stress (N/mm )

112.5
North

12537.5

South112.50-200-400

N500

112.5
2100

Stress (N/mm )125

North37.5

South

100

2000-200-400-200-1000100
Width (mm)200

図 7 ベースプレート上面の応力分布－ 140 －0-200-400-1000100
Width (mm)400112.5

200-1000100
Width (mm)

各試験体ともに載荷サイクル増加に伴い引張側フランジ付近の応力増加が顕著である。
試験体 N500 および A500 のフランジ付近の応力はフランジ外側の応力と比べて高い。リブのない試験体 N350 および N500 では，R=1/100 rad において引張側フランジ付近の応力は降伏強度に達している。しかし，リブのある試験体 A350 および A500 では，当該位置の応力は降伏強度に達していない。また，リブのない試験体 N350 および N500 では，圧縮側フランジ付近の圧縮応力の増加が認められるものの，リブのある試験体 A350 および A500 ではその傾向が認められなかった。
3.3 柱脚の曲げモーメント－回転角関係
図 8 に柱脚曲げモーメント－回転角関係の正載荷側の包絡線を示す。回転角は図 9 に示す変位計取り付け状況により算出した。図 8 には，式(2)による回転剛性 KBS の算定結果も併せて示している 9)。ここで，同式に用いる柱図心から柱脚回転中心までの距離 dc には柱図心から柱コンクリート縁間距離とした場合（ケース 1）と柱図心から圧縮側フランジ位置 9)とした場合（ケース 2）を考慮した。なお，両ケースの算定結果は実験における AB もしくは BP の降伏点まで示している。

K BS 

Es nt ab2
 dt  d c lb(2)ここで，Es：AB の弾性係数，nt：引張側 AB 本数，ab：AB の軸断面積，lb：AB の定着長さ，dt：柱図心から引張側 AB 図心までの距離である。

図 8 柱脚の曲げモーメント－回転角関係
Rotaiton angle = (I1-I2)/100

100

I1I2

図 9 変位計取り付け状況－ 141 －AB 間距離の同じ試験体では，リブのある試験体の回転剛性はリブのない試験体のものと比べて高い。試験体 A500 の回転剛性は試験体 A350 のものと比べて高い。また，両試
験体ともに dc をケース 1 とした計算値は実験結果と概ね一致している。
一方で BP 降伏の確認された試験体 N350 および N500 の回転剛性に大きな差は認められない。試験体 N350 の実験の回転剛性はケース 1 と 2 の計算値の間にある。また，試験体 N500 の実験の回転剛性は両ケースの計算値と比べて低い。両試験体ともに AB の降伏は確認されているものの，試験体 N500 の AB 降伏時の変形角は試験体 N350 のものと比。そのため，式(2)による柱脚回転剛性評価は BP 降
べて大きい（R=1/33 rad のサイクル）
伏の卓越する場合に適さない可能性がある。
以上より，柱脚回転剛性は式(2)中の dc を柱図心から柱コンクリート縁間距離とした場合，実験結果を概ね評価可能である。ただし，BP の降伏耐力が AB の降伏耐力と比べて低い場合，式(2)の適用には注意が必要である。
4．終局耐力評価
柱および AB 降伏に伴う柱脚の曲げ耐力は一般化累加強度理論 5)を用いて算出した。柱のコンクリート強度には式(3)の低減係数 cru を，柱脚にあたるスタブのコンクリート強度には低減係数 0.85 をそれぞれ乗じている。鉄骨ウェブの曲げ耐力は精算値である。

r  0.85  2.5 s pc

(3)

c u

ここで，spc：圧縮側鉄骨比である。
柱断面内に AB を配置している試験体 N350 および A350 では，AB に圧縮と引張の負担を考慮した。ただし，圧縮の負担応力は文献 8)を基に式(4)に従った。また，試験体 N350および A350 では，敷モルタルの損傷が顕著であったことから，同文献を参考に基礎コンクリートからの圧縮反力を AB 縁から作用するものとした修正した柱脚曲げ耐力も併せて計算する。

 AB  0.85 c an ab(4)

ここで，σc：柱コンクリートの圧縮応力，an：AB 先端のナット表面積，ab：AB の軸断面積である。
BP 降伏の柱脚曲げ耐力は内力仕事に図 10 のモデルを適用した仮想仕事法により評価する。外力を P，柱の回転角を θ，BP 中心から加力点までの高さを h（N350, A350: 611mm，N500, A500: 618mm）と定義すると，外力による仕事量は式(5)で得られる。同図(a)は BP のみ降伏する場合の変形状態を，同図(b)は BP と AB が降伏する場合の変形状態である。同図(a)では，塑性変形を引張側 AB と両側フランジ位置の BP に仮定した。BP の全塑性曲げモーメントを My とし，同図の幾何学形状を考慮すると，内力仕事量は式(6)となる。一方で同図(b)では，塑性変形を圧縮側フランジ位置の BP と AB に仮定した。ABの引張降伏力を Ty とし，同図の幾何学形状を考慮すると，内力仕事量は式(7)となる。以上の外力の仕事と内力の仕事の釣合いから式(8), (9)が得られる。

－ 142 －

Wo  Ph

(5)

Wai  M y  M y l2 l1  M y 1  l2 l1 (6)Wbi  M y  Ty3l3(7)Pa  2 M y h 1  l2 l1 (8)Pb  M y h  Ty h  l1  l2 (9)ここで，l1: 引張側 AB 位置から引張側フランジ位置の距離（試験体 N350，A350：38mm，
試験体 N500，A500：118mm），l2: 引張側フランジ位置から圧縮側フランジ位置の距離（164mm）である。

My

θ1l1

θ

θ

θ2My

θ

θ3My

My

l3=l1+l2l2(a) BP 降伏(b) BP および AB 降伏

図 10 BP の変形状態

表 4 の(a)～(c2)に終局耐力計算値の一覧を示す。AB 間距離の短い試験体をみると，BP降伏を伴う柱脚曲げ破壊型の試験体 N350 では，式(9)の計算値が最も低く，最大耐力と計算値の比は 1.12 となった。試験体 N350 の実験結果では BP および AB の降伏が同サイクルで確認されていることから，実験および耐力計算による破壊モードは一致している。柱脚曲げ破壊型の試験体 A350 では，修正した柱脚曲げ耐力計算値が最も低く，最大耐力と計算値の比は 1.19 となった。
AB 間距離の長い試験体 N500 および試験体 A500 では，柱曲げ耐力値が最も低く，実験の最大耐力と柱曲げ耐力の比率は 1.06，1.21 となった。本論中には示していないものの，BP の降伏していない試験体 A500 は BP の降伏した試験体 N500 と比べて柱変形の卓越が認められた。そのため試験体 A500 では，鉄骨がひずみ硬化域に達しているものと推察される。
以上より，本論に示す耐力評価法は非埋込み型 CES 柱脚の最大耐力を概ね評価可能である。

－ 143 －

表 4 計算結果および実験結果
単位（kN）
実験値(a) 柱曲げ耐力(b1) 柱脚曲げ耐力 (AB 降伏)(b2) 修正した柱脚曲げ耐力(c1) 柱脚曲げ耐力 (BP 降伏)(c2) 柱脚曲げ耐力 (AB・BP 降伏)(a)(b1)
実験値/計算値
(b2)
(c1)
(c2)

N350193235213178
1801730.820.91
1.081.071.12

A350212232213178679
2210.91
1.00
1.190.310.96

N500245232323

A500281232323244
266
1.060.76

663
355
1.210.87

1.00
0.92

0.420.83

5．まとめ
本研究では，ベースプレートの剛性およびアンカーボルトの配置位置の異なる非埋込み型 CES 柱脚の静的載荷実験を実施した。限られた範囲ではあるものの，本論より得られた知見を以下に示す。
1)

BP 下面にリブを設けていない試験体では，引張側フランジ付近におけるベースプレートの浮上がりが顕著であった。

2)

柱脚曲げ破壊型試験体では，ベースプレートの降伏を伴う試験体は未降伏の試験体と比べて最大耐力の低下および履歴面積の増加が認められた。

3)

柱曲げ破壊型試験体では，ベースプレートの降伏する場合の最大耐力および変形性能は未降伏の場合のものと比べて低下した。

4)

下面リブ補強によるベースプレート剛性の増大およびアンカーボルト間距離の増大に伴う柱脚回転剛性の増加が確認された。

5)

式(2)中の dc を柱図心から柱コンクリート縁間距離とした柱脚回転剛性は実験結果を概ね評価可能である。ただし，ベースプレートの降伏耐力がアンカーボルトの降伏耐力よりも低い場合は注意が必要である。

6)

本論に示す耐力評価法は非埋込み型 CES 柱脚の最大耐力を概ね評価可能である。

謝辞
本研究は公益財団法人 JFE21 世紀財団の 2022 年度技術研究助成を受けて実施されました。本研究の実施にあたり高知工科大学大学院・西野天駿君および高知工科大学・渡会駿君の協力を受けました。ここに記して厚く御礼申し上げます。

－ 144 －参考文献
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