5-268

土木学会第61回年次学術講演会（平成18年9月）

鉄筋の腐食を模擬した RC 柱の構造性能に関する研究
その 3 断面解析による曲げ性状の検討
筑波大学

学生会員

鉄道総合技術研究所
間組○八十島章

筑波大学

学生会員

正会員

大屋戸理明

筑波大学

正会員

金久保利之

正会員

村上筑波大学

正会員

山本祐治

齋藤祐哉
泰彦

1. はじめに本研究では，腐食を模擬した切削鉄筋および丸鋼を用いた RC 柱試験体の静的加力実験および数値解析を行い，部材の構造特性である強度および変形能に与える腐食の影響を評価することを主目的としている．本報では，材料試験結果に基づいて切削鉄筋および拘束コンクリートをモデル化し，ファイバーモデルによる断面解析を行い，実験結果と解析結果を比較検討する．
2. 解析概要
解析対象は，前報（その 2）で示された No.1，No.4～No.9 の 7 体の RC 柱試験体で，変動因子は主鉄筋の切削の有無，帯鉄筋の種類および切削位置となっている．解析方法は，平面保持の仮定に基づいたファイバーモ
デルによる正負交番繰返し載荷の断面解析とし，実験で計測された柱脚部から 320mm の区間における曲率を用いて解析を行った．なお，断面のファイバー分割数は 450 とした．
3. 材料特性
鉄筋のモデルは，材料試験結果に基づき，修正 Menegotto-Pinto モ1)

デル を用いて表現し，座屈式は文献 2）に示される(1)式を使用した．
図 1 に健全鉄筋および切削鉄筋の材料試験結果とモデルの応力－歪関{} (1)σ = σ y ⋅ exp 0.17 ⋅ (L D ) ⋅ (ε − ε b )2

ここで，
σ y ：降伏強度
L ：座屈長さ
D ：鉄筋径係を示す．歪硬化係数は，材料試験結果から健全鉄筋においては 0.015とし，切削鉄筋の歪 1 と歪 2 の平均歪による歪 1-2 モデルは 0.035，

ε b ：座屈開始時の歪変位 1 歪による変形 1 モデルは 0.025，変位 2 歪による変形 2 モデル
600 応力 (MPa)は 0.017 と設定した．また，座屈長さは柱部材の破壊性状より全試験モデルの骨格曲線

400

体共通の 272mm とし，座屈開始時の歪は十分拘束された健全鉄筋が2001.5%，拘束効果が低いと想定される No.9 試験体は 1.2%，切削鉄筋は1.0%と設定した．なお，座屈後の履歴における軟化勾配は，（1）式と-6-4-202

健全
変形1変形2歪1-2

4-200

最大経験歪を用いて算出している．
コンクリートのモデルは，既往の研究による多直線モデル 3)を参照-400

し，柱試験体と同時期に行った中心圧縮実験（断面 180×180，主鉄筋-600

健全鉄筋の履歴ートの最大応力時までは文献 3）の(2)式，(3)式を使用し，歪 1%まで400の負勾配は帯鉄筋比に依存しない値として中心圧縮実験結果から算200

また，かぶりコンクリートは歪 1%で応力が 0 となる点を通る直線とした．さらに，履歴モデルは，長沼らの研究 4)による履歴特性を用い，引張強度を考慮しないモデルとした．なお，側方のみ切削された No.7については，帯鉄筋比を変動させたモデルを適用した．図 2 に中心圧縮実験結果とコンクリートモデルの応力－歪関係を示す．
キーワード

断面解析，ファイバーモデル，曲率，腐食連絡先〒305-8577 茨城県つくば市天王台 1-1-1 筑波大学-533-

材料試験結果健全変位1歪変位2歪歪1-2平均600 応力 (MPa)なし，帯鉄筋比 0.646%）の結果を踏まえて表現した．コアコンクリ

出し，歪 4%以降の応力は実験結果を考慮した(4)式で表すこととした．

6歪(%)-6-4-20-200-40024

材料試験結果(1)式-600

図 1 鉄筋の応力－歪関係

Tel 029-853-5462

6歪(%)

5-268

土木学会第61回年次学術講演会（平成18年9月）モデルの骨格曲線
No.1, 4, 5, 8( pw=0.677%)
No.6( pw=0.410%)
No.7( 歪0～1%pw=0.677%)( 歪1%～ pw=0.467%)
No.8( pw=0.264%)3020

中心圧縮実験結果
コアの履歴 (No.1)
かぶりの履歴 (No.1)1
応力 σ / σm

応力 (MPa)400.5

最大応力：σ m = σ B ⋅ (0.77 + 0.37 ⋅ p w )最大まで：(σ m − σ ) σ m = {(ε m − ε ) ε m }

01

23
歪 (%)

45(3)

歪 4%以降：σ 4− = 0.5σ m ⋅ (0.25 + 0.53 ⋅ p w ) (4)
ここで，σ B ：コンクリート圧縮強度100(2)
a0p w ：帯鉄筋比（%）
051015歪 ε / εm

20ε m ：最大応力時の歪（=0.25%）
a ： E ⋅ ε m σ m （ E ：ヤング係数）

図 2 コンクリートの応力－歪関係
4. 解析結果
解析結果および実験結果のモーメント－曲率関係を図 3 に示す．実験結果のモーメントは，主鉄筋に健全鉄筋を用いた試験体では柱No.1
健全modelpw=0.677%

600

M (kN・m)6δy6008δy10δy300

No.4
変形1modelpw=0.677%

M (kN・m)6δy8δy300

脚部位置とし，切削鉄筋を使用した試験体では二次切削部位置とした．主鉄筋に健全鉄筋-0.2-0.1と実験結果が良い対応を示し，腐食の影響を部材の強度および変形能を断面解析により評

0.2

No.4
変形2modelpw=0.677%-0.2-0.1

鉄筋に変形 1 モデルを用いた解析値は実験値600-0.10.1

8δy0.2φ (1/m)0.10.2φ (1/m)-600

M (kN・m)6δy0-300

解析結果
実験結果

3000-0.2

φ (1/m)-600

価可能であることがうかがえる．また，主鉄筋に切削鉄筋を使用した試験体 No.4 では，主0.1-300を用いた試験体 No.1，No.6～9 は，解析結果
帯鉄筋による拘束効果と対応させることで，0No.4
歪1-2model
pw=0.677%-0.2-0.1-300

600

M (kN・m)6δy30000.1

8δy0.2φ (1/m)-300

よりも全体的に大きくなっており，歪 1-2 モ-600

デルを用いた解析値は降伏荷重まで概ね一致しているが，それ以降において実験値より小さくなっている．一方，変形 2 モデルを用い

No.6
健全modelpw=0.410%

600-600
M (kN・m)600

No.7
健全modelpw=0.677% 300～0.467%6δy8δy300

M (kN・m)6δy8δy10δyた解析値は降伏荷重以降においても実験値と比較的良い対応を示していることから，主鉄-0.2-0.1に変化していくことが考えられる．そのため，

5. まとめ

0.2

φ (1/m)

-0.2

-0.1

No.8
健全modelpw=0.677%-0.2-0.1

材料試験結果から得られた応力－歪関係を

600

0.1

0.2

φ (1/m)-600

M (kN・m)6δy30000-300-600

主鉄筋モデルにはある程度の長さの平均的なよる拘束効果は今度の課題である．

0.1-300筋の挙動は局所的降伏からグローバルな挙動歪性状を用いるべきである．なお，帯鉄筋に

00.1

10δyNo.9
健全modelpw=0.264%0.2-0.28δyφ (1/m)-0.1

600

M (kN・m)6δy3000-300-300-600-6000.10.2

φ (1/m)

用いた断面解析の解析結果は，実験結果を良い精度で表現できることを示した．また，断面解析で腐食した部材の強度および変形能の図 3 解析結果と実験結果の比較評価が可能であることを確認した．
参考文献
1)堺ら：部分的な除荷・再載荷を含む履歴を表す修正 Menegotto-Pinto モデルの提案，土木学会論文集，No.738/I-64，pp.159～168，
2003.7 2)中村ら：鉄筋の座屈が RC 構造のポストピーク挙動に及ぼす影響，コンクリート工学年次論文報告集，Vol.14，No.2，pp.337～342，1992.6 3)金久保ら：高強度人工軽量骨材コンクリートを用いた鉄筋コンクリート部材の耐震性能に関する研究，
日本建築学会構造系論文報告集，第 441 号，pp.63～72，1992.11 4)長沼ら：繰返し応力下における鉄筋コンクリート板の解析
モデル，日本建築学会構造系論文集，第 536 号，pp.135～142，2000.10-534-