阪神高速道路第 53 回技術研究発表会論文集

スパイラル鋼管を用いたCFT部材の耐震性能とその評価法に関する研究赤松伸祐1・岡上政史2・吉原瑞貴3
13(一財)阪神高速先進技術研究所 調査研究部
2 総務人事部付
建設事業本部 神戸建設部 湾岸西伸第一建設事業所

要約
スパイラル鋼管は既製品であることからベンディングロール鋼管に比べ安価となる場合がある．しかし，スパイラル鋼管は，製造過程で複雑な塑性変形を受けることや溶接シームが螺旋状に分布するため，道路
橋示方書・同解説Ⅴの耐震設計編に規定されるベンディングロール鋼管を対象とした耐震性能評価と異なる性能を示す可能性がある．そこで本研究では，製造工程の異なる2種類のスパイラル鋼管を用いたCFT部材の正負交番載荷実験および鋼管の細長比および径厚比をパラメータとした弾塑性有限変位解析を実施
し，耐力および変形性能といった耐震性能に関するデータを収集した．そして，実験および解析結果から，既往の耐震性能評価手法の適用性を検証した．

キーワード: スパイラル鋼管，正負交番載荷実験，弾塑性有限変位解析，鋼管集成橋脚

１．はじめに阪神高速で開発された鋼管集成橋脚は，図-1に示すように，鋼管を複数本組み合せて利用し，横つなぎ材より接合され一橋脚柱となったユニット構造であり，単柱，ラーメン形式，またはフーチング形式，鋼管柱基礎形式など自由度が高い橋脚である．いずれの構造においても，鋼管柱の基部はコンクリートが充填されたCFT 部材（Concrete Filled Steel Tube）
であり，横つなぎ材は大地震時に地震時エネルギーを吸収する履歴型ダンパーの役割を担う鋼製のせん断パネル（低降伏点鋼材）で構成されている．
通常，杭に使用されるスパイラル鋼管は，規格に従い工場で大量生産されるため安価となり，これを鋼管集成橋脚の鋼管柱として用いることにより，一般的なベンディングロール鋼管を用いた鋼管集成橋
脚よりもコストの縮減が期待できる．しかし，スパイラル鋼管は製造工程がベンディングロール鋼管とは異なり，製造過程で複雑な塑性変形を受け，溶接部も螺旋状に分布するため，残留応力や初期たわみ等の初期不整が複雑となる．そのため，橋脚として用いる場合は，道路橋示方書・同解説Ⅴの耐震設計編 2)（以下，「道示Ⅴ」という）に規定されるベンディングロール鋼管を対象とした耐震性能評価と異なる性能を示す可能性がある．
これに対し，小野ら 3)はコンクリートを充填しないスパイラル鋼管の耐震性能について，正負交番載

図-1 開発された鋼管集成橋脚1)

荷実験および弾塑性有限変位解析により，道示Ⅴに解説される M- φ関係を用いて最大水平荷重および最大水平荷重時変位を適切に評価が可能であると考察している．また，秋山ら 4)はダイアフラムを設置しないコンクリートを充填したスパイラル鋼管の耐震性能について，正負交番載荷により，鉄道構造物等設計基準・同解説 5)の評価式で耐荷力や変形性能を評価できるとしている．
一方で，道路橋の鋼製橋脚においては，耐荷力・変形性能を高めるために，橋脚基部にコンクリートを部分充填した上で，コンクリートと鋼管の間にずれが生じないようにコンクリート直上にダイアフラムを設置することが一般的である．ダイアフラムを設置すること耐荷力および耐震性能が高まることは知られている 6),7) が，これは鋼管が受ける軸圧縮力をコンクリートが受け持つこと，充填コンクリートの圧縮強度が鋼管とダイアフラムの拘束効果で向上するためであると考えられている 8)．これらのことから，道示Ⅴに規定されるコンクリートを充填した鋼製橋脚の耐震性能の評価式は，ダイアフラムの設置が前提となっているが，ダイアフラムを設置したスパイラル鋼管にコンクリートを充填した構造において，耐震性能を評価した研究はされていない．
そこで本研究では，ダイアフラムを有するコンクリート充填スパイラル鋼管の正負交番載荷実験を行い，耐震性能を評価した．さらに，実験結果との比較により妥当性を検証した弾塑性有限変位解析を用
い，径厚比および細幅比パラメータが異なる構造のデータを蓄積した．これらの結果と道示Ⅴに示される評価手法をもとに，コンクリート充填スパイラル鋼管の耐震性能とその評価手法を検討した．

２．正負交番載荷実験
スパイラル鋼管は製作メーカによって塑性加工の工程や溶接シームの角度が異なるため，塑性加工による残留応力の性状および溶接による残留応力の方向が異なる．これらが耐震性能に影響を与える可能性があるため，製作メーカが異なる 2種類の供試体を実験の対象とした．また，耐震性能のバラつきを評価するために， 2種類の供試体に対して同一形状の供試体を3体ずつ製作し，計6体の正負交番載荷実験を行った．
(1) 供試体
図-2 に供試体形状を，表-1 に供試体の主な構造諸元および力学パラメータを示す．供試体は，橋梁の杭基礎として使用される SKK400 を用いて製作した．充填コンクリート高さは 2000mm とし，充填コンクリート直上にダイアフラムを設けた．表-1 の中の各パラメータのうち，細長比パラメータλ，径厚比パラメータ Rt は，道路橋示方書・同解説Ⅱ鋼橋編 9)（以下，「道示Ⅱ」という）および道示Ⅴの規定に従い，式 (1) ，式 (2) により算出した．鋼管径および板厚は，水平力載荷に用いる油圧ジャッキの能力等の実験設備による制限を考慮しつつ，公称降伏応力を用いて計算される Rt が，道示Ⅴのコンクリートを充填する円形断面鋼製橋脚の制限値（ 0.03 ≦ Rt≦0.12）を満足するように設定した．
1 𝜎 2ℎ(1)𝜆=𝜋 𝐸 𝑟
ここで， σy：鋼管の公称降伏応力， h ：載荷点高さ，E：弾性係数(=210GPa), r：断面二次半径．

図-2 供試体形状(単位:mm)
表-1 供試体の主な構造諸元・力学パラメータ
A社

供試体

B社

鋼種

SKK490板厚 𝑡(mm)

9

外径 𝐷 (mm)800

高さ ℎ(mm)3500

細長比パラメータ λ0.31

公称降伏応力 𝜎 (MPa)315454431

溶接シームの角度(°)

3545

溶接余盛幅(mm)2214

コンクリート充填高 ℎ (mm)2000

径厚比パラメータ 𝑅0.11

材料試験の降伏応力 𝜎(MPa)𝑅𝜎(2)3(1 − 𝜈 )𝑡 𝐸
ここで，R：板厚中心における半径，t：板厚，ν：ポアソン比(=0.3)．
𝑅 =(2) 実験手法
図-3 に正負交番載荷実験の状況を示す．供試体は基部を反力床にアンカーボルトで固定し，鉛直荷重および水平荷重はヒンジが取り付けられた油圧ジョッキにより，供試体の変形や回転を拘束することなく載荷した．
載荷条件を表-2 に示す．鉛直荷重は実績を基に全断面降伏軸力の 8%とし，水平荷重は柱頂部に式(3)より算出される降伏変位δ y を基準として，図-4に示すように正負交番載荷を行った．各サイクルにおける繰り返し回数は既往の研究を参考にして 3 回とした 6)．なお，軸力および降伏変位の算定には，材料試験の降伏応力を用いた．

表-2 載荷条件
供試体AB
載荷方法
正負交番載荷軸力比0.08
軸力 N(kN)
812771
降伏変位 δy(mm)22.821.6
降伏荷重 Py(kN)
559530

図-3 実験状況図
図-4 水平荷重の載荷サイクル

𝑃ℎ(3)3𝐸𝐼𝜎 𝑊(4)𝑃 =ℎ
ここで， I：鋼管の断面二次モーメント， σyM：鋼管の材料試験の降伏応力， W：鋼管の断面係数．
𝛿 =(3) 実験結果
製作工程が異なる供試体の代表的な荷重 - 変位曲線を図-5 に，全ての供試体の最大水平荷重および最大水平荷重時変位を表-3 に示す．荷重-変位曲線
からは，どちらの供試体においても，コンクリート充填柱の特徴である，最大荷重発現後に水平荷重がなだらかに減少する傾向と，水平変位 0 付近では剛性が低下し水平変位の増加とともに再度剛性が回復する挙動が確認された．また全ての供試体において，最大水平荷重は 4δy に発現し，その荷重は A 社の供試体が 1050kN 程度，B 社の供試体が 1000kN 程度であり，その差は 5%程度であった．これらのことから，塑性加工の工程，溶接シーム角度および溶接シーム幅の違いが，履歴挙動や最大水平荷重耐震性能に及ぼす影響は小さいといえる．また，全ての各供試体の最大水平荷重および最大水平荷重時変位のバラつきは小さく，安定した耐震性能をもつ構造であるといえる．

３．弾塑性FEAを用いた実験の再現
鋼部材の耐荷性能の評価手法には，実験と解析による手法があるが，実験のみで鋼管の細長比や径厚比パラメータの異なる構造のデータを蓄積することは，時間や費用の観点から困難である．そこで，ここでは前述した正負交番載荷実験を弾塑性有限変位解析（以下，「弾塑性 FEA」という）によって再現し，妥当性を確認した上で，鋼管の細長比および径厚比をパラメータとした解析を行った．

(a) 供試体A(b) 供試体B
図-5 荷重-変位曲線
表-3 最大水平荷重および最大水平荷重時変位
A社
B社
供試体
①②③①②③最大水平荷重1062 1052 1057 1004
997
1000
Pmax(kN)
最大水平91.291.2
91.2
86.4
86.486.4
荷重時変位(4δy)
(4δy)
(4δy)
(4δy)
(4δy)
(4δy)
δm(mm)

表-4 前川モデルに用いたパラメータ
圧縮強度に対応するひずみ0.002
引張軟化曲線べき関数モデル
圧縮損傷に基づく引張強度
線形関数による低減
低減（Rf = R0）
引張強度
2.1 N/mm2
引張軟化開始ひずみ0.0002
圧縮強度33.6 N/mm2
せん断応力軟化開始ひずみ
0.0004低減モデル
JSCE 低減モデル
図-6 解析に導入した残留応力分布3)

図-7 Hysteresis for Maekawa model10)(1) 解析条件
解析には DIANA Ver10.3 を用いた．解析モデルは，鋼管およびダイアフラムを 8 節点局面シェル要素，充填コンクリート 6 面体 2 次要素とした．
a) 鋼管およびダイアフラム
鋼管の材料定数は，塑性加工を受けたスパイラル
鋼管の機械的性質は，鋼板の機械的性質と異なることが知られているため，実験供試体の切り出し片による引張試験結果の値を用いることとし，降伏応力σy=473N/mm2，ヤング係数 E=200,000N/mm2，ポアソン比ν=0.292 とした．鋼管には円形をモデル化が可能な曲面シェル要素を用いた．鋼材の応力 - ひず
み関係は，移動硬化則を用いたバイリニアモデルとし，降伏の剛性は初期剛性の 1/100 とした．
また，ベンディングロール鋼管の耐震性能に関する解析的研究では残留応力を無視することが一般的であるが，スパイラル鋼管の場合，溶接シームが螺旋状となりベンディングロール鋼管に比べて残留応力の分布が複雑となり，耐震性能に影響を及ぼす可能性がある．そこで本解析においては，図-6に示す
小野ら 3)によって計測された溶接シーム方向の残留応力を考慮した．
b)充填コンクリート充填コンクリートの圧縮強度は，実験時の計測値であるσc=33.6 N/mm2とし，ヤング率は E=2.8×104
N/mm2，ポアソン比はν=0.167とした．繰り返し水平荷重を受けるコンクリート充填柱の荷重-変位関

図-8 解析モデル

係は，水平変位がゼロ付近では剛性が低下し変位の増加に伴って剛性が回復する挙動を示す．これは，引張域の充填コンクリートのひび割れが閉じ，圧縮域に移行すると圧縮力の伝達が始まるためと考えられる．また，充填コンクリートにより局部座屈を抑制するため，大変形時においても履歴挙動が安定する特徴がある．このように充填コンクリートは充填コンクリート柱の挙動を把握する上で重要な要素となる．そのため，本解析では，図-7に示す圧縮から引張，引張から圧縮移行時に弾性剛性の回復を再現できる前川モデル10)を適用した．回復を表す損傷係数は正負交番載荷実験結果とのキャリブレーションにより0.2とし，損傷係数以外のパラメータは表-4に示す通りとした．
c)鋼管と充填コンクリートの接触条件
鋼管と充填コンクリートの界面では接触と離間挙動を考慮する必要があるため，界面にインターフェース要素を設け，引張剛性を0とした．また，圧縮剛性は∞，摩擦係数を0.5とした．なお，摩擦係数の値は解析結果への影響が小さいとされている7)．
d)解析モデル
解析モデル寸法は，表-1および図-2の通りとし，要素分割は，溶接シームに沿った残留応力を考慮するために，図-8に示す要素分割とした上で，実験で提灯座屈が発生した柱基部を細かくした．ただし，溶接シームの余盛による剛性増加はモデル化の対象としていない．溶接シームの開始位置と載荷方向の関係は実験を再現し，溶接シーム傾きは供試体と同等とした．

載荷サイクルにおける繰り返し回数は1回とした．
(2) パラメトリック解析結果
パラメトリック解析の結果を基に，Rtおよびλが耐力および変形性能に及ぼす影響を分析した．表-5にパラメトリック解析から得られたPmax/Py，δm/δyを示す．δm/δyは，Rtおよびλにかかわらず一定であることが分かる．図-10に径厚比パラメータ RtとPmax/Py の 関 係 を 示 す ． Rt が 大 き く な る に つ れ て
Pmax/Pyは大きくなる傾向が確認された．これは板厚が薄い方が鋼管塑性化後に充填コンクリートが力を負担し，最大耐力増加に寄与したためと考えられる．

(2) 実験結果との比較
図-9に実験結果と解析結果の荷重-変位関係の比較を示す．道示Ⅴにおいて，鋼製橋脚の限界状態2に相当する水平変位の特性値は，水平力が最大となるときの水平変位より設定されていることから，本解析では最大水平荷重を確認した時点で計算を終了した．図中の●が実験で最大水平荷重に達した点で，●が解析でそれに対応する点を示している．履歴挙動には若干の差がみられるものの，コンクリート充填柱の特徴である水平変位が0付近における軟化挙動が再現されており，最大水平荷重 Pmaxおよび最大水平荷重時の変形δmは，ほぼ一致する結果となった．
このことから，最大水平荷重および最大水平荷重時の変位であれば，設定したFEモデルで評価できると考えた．

1200
実験値
解析値
実験値 (Pmax)
解析値 (Pmax)

800

水平荷重P (kN)

400

４．弾塑性FEAを用いた耐震性能の検討

0-400-800(1) パラメトリック解析モデルおよび解析手法
パラメトリック解析モデルの構造諸元を表-5に示す．着目する力学パラメータは，式 (1) および式 (2)より算出される細長比パラメータλおよび径厚比パラメータ Rtとした．λおよび Rtは，道示Ⅴに示されるコンクリートを充填した円形断面の鋼製橋脚の適用範囲を参考に，幅厚比パラメータは「 0.2 ≦λ≦0.4 」，径厚比パラメータは「 0.03 ≦ Rt≦0.12」を満足する構造諸元とした．なお，各パラメータ算出時は公称降伏強度を用いた．スパイラル鋼管の径は実験供試体と同様の800mmとし，板厚は「JIS A 5225
鋼管杭」に示される鋼管の板厚から設定した．
パラメトリック解析では，表-5に示す軸圧縮力を加えた状態で，水平方向に繰り返し漸増の強制変位を与えた．強制変位の載荷方法は，式(3)および式(4)から算出される降伏変位δyの整数倍を実験と同様に正負交番載荷した．なお，降伏変位δyは，表1に示す材料試験の降伏応力度を用いて算出し，各-1200-200-1000水平変位δ (mm)100200

図-9 実験結果と解析結果の荷重-変位関係の比較
2.01.8

Pmax/Py

1.61.4
λ=0.2
λ=0.313
λ=0.4

1.2
1.00.03

0.06
0.09
径厚比パラメータRt0.12

図-10 RtとPmax/Pyの関係

表-5 パラメトリック解析モデルおよび解析結果
構造寸法
解析モデル
No

荷重条件

鋼管
鋼種
－外径

高さ

板厚

D (mm) h L (mm) t (mm)

鉛直方向
細長比
ﾊﾟﾗﾒｰﾀ

径厚比ﾊﾟﾗﾒｰﾀ

λRt

軸力比

解析結果

水平方向

軸力

水平方向

降伏荷重 降伏変位 最大荷重

変位

P y (kN)δ m (mm)

P max /P yδ m /δ y

載荷方法
N/σ yM A N (kN)δ y (mm)

P max (kN)

SCFT0.2-0.11 SKK490

8002270

90.2000.109

0.08812

1方向繰返し

874.7

9.3

1553

37.2

1.78

4.00

SCFT0.2-0.08 SKK490

800

2260

120.200

0.081

0.08

1079

1方向繰返し1158.3

9.2

2004

36.8

1.73

4.00

SCFT0.2-0.06 SKK490

800

2250

160.200

0.061

0.08

1431

1方向繰返し1528.0

9.1

2592

33.4

1.70

3.67

SCFT0.3-0.11 SKK490

800

3555

90.3130.109

0.08812

1方向繰返し

558.5

22.8

1067

91.2

1.91

4.00

SCFT0.3-0.08 SKK490

800

3540

120.3130.081

0.081079

1方向繰返し

739.5

22.6

1258

90.4

1.70

4.00

SCFT0.3-0.06 SKK490

800

3520

160.3130.061

0.081431

1方向繰返し

976.7

22.3

1629

89.2

1.67

4.00

SCFT0.4-0.11 SKK490

800

4540

90.4000.109

0.08812

1方向繰返し

437.3

37.1

756

148.4

1.73

4.00

SCFT0.4-0.08 SKK490

800

4520

120.400

0.081

0.08

1079

1方向繰返し

579.1

36.8

997

147.2

1.72

4.00

SCFT0.4-0.06 SKK490

800

4500

160.400

0.061

0.08

1431

1方向繰返し

764.0

36.5

1284

146.0

1.68

4.00

4000

200

M-φ関係によるPmax(kN)

3000

M-φ関係によるδa(mm)[実験]ベンディング[実験]スパイラル(λ=0.31)[解析]スパイラル(λ=0.20)[解析]スパイラル(λ=0.31)[解析]スパイラル(λ=0.40)

±10%

2000

1000

0[実験]ベンディング[実験]スパイラル(λ=0.31)[解析]スパイラル(λ=0.20)[解析]スパイラル(λ=0.31)[解析]スパイラル(λ=0.40)150±20%1005000

1000
2000
3000
実験・解析結果のPmax (kN)

4000

050
100
150
実験・解析結果のδm (mm)200(a)最大水平荷重：Pmax(b)最大水平荷重時変位：δmax
図-11 実験･解析結果と道示Ⅴに規定される鋼製橋脚のM-φ関係による計算結果の比較

５．スパイラル鋼管の耐震性能評価手法
道示Ⅴではバイリニア型の M-φ関係を用いた非線形時刻歴応答解析により，コンクリートを充填した円形断面鋼製橋脚の耐震性能照査を行うことが解説されている．耐震性能の限界状態２の特性値は最大水平荷重時変位と設定してその算出方法が示されているが，これはベンディングロール鋼管を対象とした評価手法である．そこで，ここではスパイラル鋼管の耐震性能を評価するために，図-11(a),(b)に示すように，道示Ⅴに規定される M-Φ関係に基づいて算出される最大水平荷重および最大水平荷重時変位と，2章に示す正負交番載荷実験結果および4章に示す非線形FEAによる解析結果を比較した．
M-Φ関係に基づく計算結果に対し，実験および非線形FEAの結果は，最大水平荷重Pmaxが±10%以内，最大水平荷重時変位 δmが±20%以内に分布しており，
M-Φ関係から算出される最大水平耐力および最大水平荷重時変位と，スパイラル鋼管の実験および非線形FEAの結果が整合していることが検証できたといえる．

６．まとめ
本研究では，スパイラル鋼管を用いたCFT部材の耐震性能を明らかにするため，製造工程の異なるスパイラル鋼管を用いてコンクリート充填柱の正負交番載荷実験を行った上で，弾塑性FEAにより鋼管の細長比および径厚比パラメータの異なる構造のデータを蓄積した．本研究で得られた結論を以下に示す．
・スパイラル鋼管の製造工程の違いがコンクリート充填柱の荷重-変位関係に与える影響は小さい．
・道示Ⅴに規定されるベンディングロール鋼管を対象とした評価式により，コンクリートを充填したスパイラル鋼管の最大水平荷重および最大水平荷重時変位を評価可能である．

謝辞：本稿で紹介した正負交番載荷実験は，京都大学 ( 杉浦邦征教授，鈴木康夫助教 ( 現 富山大学准教授) ，山本尚輝氏 (現 JFEエンジニアリング㈱ )) と阪神高速道路㈱の共同研究によって実施したものです．
ここに関係各位に感謝いたします．

参考文献
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