JP2005336774A

JP2005336774A - 合成構造部材

Info

Publication number: JP2005336774A
Application number: JP2004155035A
Authority: JP
Inventors: Hiroshi Kuramoto; 洋倉本
Original assignee: Toyohashi University of Technology NUC
Current assignee: Toyohashi University of Technology NUC
Priority date: 2004-05-25
Filing date: 2004-05-25
Publication date: 2005-12-08

Abstract

【課題】鉄筋を省略した鉄骨と、鉄骨を囲むコンクリートと、コンクリートを囲む外殻パネルとで一体構造としてある合成構造部材を提供する。
【解決手段】外殻パネルが繊維補強モルタル類パネルである鉄骨とそれを囲む合成構造および外殻パネルが木質集成パネルである鉄骨とそれを囲む合成構造部材である。
【選択図】図１

Description

この発明は鉄骨と鉄骨を囲むコンクリートからなる主として構造物の柱として使用される合成部材の改良に関するものである。

発明者は先に鉄筋を省略した鉄骨とコンクリートのみからなる合成構造部材を開発した。(特許文献１) この構造部材の製作にはコンクリート周囲を囲む形枠を必要とし、またコンクリート表面の仕上が必要となる。そこで従来度々実施されている形枠コンクリートブロック構造の構造およびその製作方法を前記発明に応用したものである。
特開２００３−３３６３４９公報

前記発明において部材表面の成形には外殻パネルとして形枠を使用することが好ましい。そこでその形枠を部材の表面材としうる構成を発展させようとするものである。

この発明は鉄骨と鉄骨を囲むコンクリートおよび外殻パネルからなる、そしてこの発明の２番目は外殻パネルとして繊維補強モルタル類パネルを使用し、３番目の発明は木質集成パネルを使用したものである。

外殻パネルは鉄骨を囲むコンクリートの打込みに際しての形枠となり、成形作業を容易とする。
外殻パネルとして繊維補強モルタル類パネルを使用すれば部材としての耐力を向上し、かつ部材の表面強度を大きくすることができる。
外からパネルとして木質集成パネルを使用すれば景観性，触感性に優れ、軽量化を図ることができる。

図１は２番目の発明の柱の態様を示したものである。
そしてＨ形鋼からなる鉄骨１と、鉄骨を囲むコンクリート２とコンクリート２を囲む繊維補強コンクリートまたは繊維補強モルタル（繊維補強モルタル類という）の外殻パネル３とからなる。

図２は３番目の発明の柱の態様を示したものである。
そして十字形鋼からなる鉄骨１と鉄骨１を囲むコンクリート２とコンクリート２を囲む木質集成パネル４とからなる。

以下前記発明の実験概要を説明する。

試験体形状および寸法を図３および図４に示す。試験体の柱部分は断面がｂ×Ｄ＝４００ｍｍ×４００ｍｍ、内法高さｈ＝１６００ｍｍ（せん断スパン比Ｍ／ＱＤ＝２）である。試験体は繊維補強モルタル類パネルで内蔵鉄骨を被覆し、パネル同士をエポキシ系接着剤で接着した。試験体は２体製作し、一定軸力（軸力比Ｎ／ｂＤ σ_Ｂ＝０．３）および変動軸力を載荷する試験体（以下、ＣＥＳ３ＳおよびＣＥＳＶＳ）とした。

繊維補強モルタル類パネルに使用した繊維は、繊維直径が０１．ｍｍ、長さが６ｍｍおよび１２ｍｍのビニロンファイバー（ＲＥＣ１００Ｌ）であり、体積混入率で１．５％混入した。水セメント比は３１％である。

表１に繊維モルタル類の配合表を示す。また、表２，３および４には、それぞれ、繊維補強モルタル類、普通コンクリートおよび鉄骨の材料試験結果を示す。

載荷はＣＥＳ３Ｓ試験体では１６８０ｋＮ（軸力比：０．３）の一定軸力の下で、ＣＥＳＶＳ試験体では−１００８ｋＮ〜２９６８ｋＮ（軸力比：−０．１８〜０．５３）の変動軸力の下で、それぞれ正負逆対称曲げせん断加力を行った。変動軸力は２０階相当の純フレーム建築物の下層部側柱を想定し、軸力Ｎを（Ｎ＝０．１Ｎ _０±３Ｑ：Ｎ_０は初期軸力、Ｑは作用せん断力）に従い逐一変動させた。水平力載荷は変形制御とし、柱上下端の相対水平変位δと柱長さｈで与えられる相対部材角（R＝δ／ｈ）で、０．０５ｒａｄ．、０．０１ｒａｄ．、０．０１５ｒａｄ．、０．０２ｒａｄ．、０．０３ｒａｄ．および０．０４ｒａｄ．を２サイクルずつ繰り返した後、０．０５ｒａｄ．まで載荷を行い実験を終了した。

試験体ＣＥＳ３Ｓでは、Ｒ＝０．０１ｒａｄ．において引張側の柱頭および柱脚部のスタブとの接着部にひび割れが生じ、また柱中央部にせん断ひび割れが発生した。Ｒ＝０．０１５ｒａｄ．の２サイクル目において柱頭部に圧縮ひび割れが生じた。Ｒ＝０．０２ｒａｄ．で引張側の柱隅角部のパネル接着部にひび割れが生じた。また、柱頭、柱脚部に多くのせん断、曲げひび割れが生じた。その後、Ｒ＝０．０４ｒａｄ．でモルタルパネルが剥離した。

試験体ＣＥＳＶＳでは、変動軸力を作用させており、Ｒ＝０．０５ｒａｄ．では軸力はＣＥＳ３Ｓと同程度であり、目立ったひび割れは見られなかった。負載荷側では、引張軸力となるためひび割れが多数確認された。Ｒ＝０．０１ｒａｄ．において柱中央部にせん断ひび割れが発生した。Ｒ＝０．０１５ｒａｄ．の１サイクル目において柱頭部に圧縮ひび割れが生じ、さらに高軸力によって柱に縦に大きなひび割れが生じている。なお、Ｒ=０．０２ｒａｄ．以降に新たなひび割れは発生しなかった。

最終破壊状況ではどちらの試験体も大きなひび割れが生じている。また、大変形時においてパネルと内部コンクリートが剥離し、その一体性が問題となった。さらに試験体ＣＥＳＶＳにおいてはフランジの座屈が確認された。

実験では両試験体の各変形、第１サイクルピーク後の除荷後におけるひび割れ幅をクラックスケールにより測定した。両試験体の最大残留せん断ひび割れ幅の推移を図５に、最大残留曲げひび割れ幅の推移を図６に示す。なお、比較のため試験体ＶＦ２Ｎ３（使用繊維ＲＦ４０００）の結果も併せて示す。

せん断ひび割れにおいてはひび割れ抑制の効果は認められなかった。特に試験体ＣＥＳＶＳにおいては、高軸力により大きなひび割れが生じている。

曲げひび割れ幅においてはＲ＝０．０１５ｒａｄ．まではひび割れはあまり進展しておらず、抑制の効果があったが、試験体ＣＥＳＶＳでは大きく開いている。

実験結果一覧を表５に、荷重−変形関係を図７に、軸方向−変形関係を図８にそれぞれ示す。なお、部材降伏点は柱頭、柱脚部の内蔵鉄骨フランジに貼付した歪ゲージが降伏ひずみに達した点とした。

試験体ＣＥＳ３Ｓでは、荷重−変形関係において、Ｒ＝０．００５ｒａｄ．程度まではほぼ初期剛性で変動しており、弾性範囲内にあるといえる。Ｒ＝０．００１ｒａｄ．以降せん断ひび割れが多く認められたが剛性は低下せず耐力も増加していった。鉄骨はＲ＝０．００１ｒａｄ．付近で降伏している。その後、変位振幅の増大に伴い耐力が増加し、Ｒ＝０．０３ｒａｄ．で最大耐力８１７．５ｋＮを記録した。また、最大耐力後の耐力低下も少なく、Ｒ＝０．０５ｒａｄ．の最終サイクルまで合成構造部材特有のエネルギー消費能力の大きな安定した復元力特性を示した。軸方向変形では、Ｒ＝０．０１５ｒａｄ．までは変形の復元性が認められるが、Ｒ＝０．０２ｒａｄ．においてパネル接着面にひび割れが生じたため、正載荷において圧縮変形が増加している。その後水平変形の進行に伴い、パネルの剥離が顕著となり、圧縮変形が大きく増加した。

変動軸力を作用させた試験体ＣＥＳＶＳでは、正載荷時において圧縮軸力が増加するにつれて逆Ｓ字型になり、引張軸力が増加する負載荷時では紡錘型の履歴ループを描いている。なお、鉄骨は正載荷でＲ＝０．０９ｒａｄ．付近で、負載荷では、Ｒ＝−０．０１１ｒａｄ．付近で降伏している。Ｒ＝０．０１５ｒａｄ．で最大耐力７７９．０ｋＮを記録し、その後緩やかに耐力が低下している。なお鉄骨がＲ＝−０．０３ｒａｄ．の２サイクル目においてフランジのスタブとの溶接面が破断したため、その後耐力が低下している。しかし、その後の正載荷時においては、耐力はほとんど低下しておらず、フランジ破断の影響はあまり見られなかった。軸方向変形では圧縮変形より引張変形が大きいのが確認できる。Ｒ＝０．００１ｒａｄ．までは、復元性が確認されるが、その後、水平変形の進展に伴い引張変形が増加している。圧縮側では最大１．５ｍｍだが引張側では最大１５ｍｍに達している。Ｒ＝−０．０３ｒａｄ．からＲ＝−０．０４ｒａｄ．にかけて引張変形が増大しているがこれはフランジが破断したためである。フランジ破断後のＲ＝０．０４ｒａｄ．において圧縮変形がやや増大している。

図９に試験体ＣＥＳ３ＳおよびＣＥＳＶＳの包絡線、試験体ＶＦ２Ｎ３との比較を示す。なお、試験体ＶＦ２Ｎ３（軸力比：０．３）は、柱断面およびコンクリート強度が異なるため縦軸を無次元化せん断力（Ｑ／Ｑｍａｘ）で表現している。

変動軸力を作用させた試験体ＣＥＳＶＳは軸力がせん断力に依存するため、初期剛性が試験体ＣＥＳ３Ｓより低くなっている。しかし、Ｒ＝０．００５ｒａｄ．以降では軸力は試験体ＣＥＳＶＳの方が高くなり、剛性も高くなっている。また、正載荷時と負載荷時を比較すると剛性に大きな違いが見られた。

先の試験体と比較すると軸力比が同じ０．３の試験体ＣＥＳ３Ｓと試験体ＶＦ２Ｎ３では、試験体ＶＦ２Ｎ３の方が高くなっている。これはモルタルパネルを接着剤によって接着しており、そのため剛性が昨年と比較して低くなったものと考えられる。

図１０に試験体ＣＥＳ３ＳのおよびＣＥＳＶＳの西側フランジの応力状態を示す。これは歪ゲージの測定値を応力に換算し、値を柱の高さごとに示したものである。

試験体ＣＥＳ３Ｓでは、Ｒ＝−０．００１ｒａｄ．において柱脚部が降伏応力に達している。Ｒ＝±０．００１５ｒａｄ．では、柱頭、柱脚部とも降伏応力に達している。試験体ＣＥＳ３Ｓにおいては、柱の応力分布はほぼ柱の中央部を境に圧縮と引張が生じている。また、正載荷と負載荷において大きな違いは見られず、対称に推移している。

試験体ＣＥＳＶＳでは、正載荷おいてはＲ＝±０．００１５ｒａｄ．で柱脚部が降伏応力に達している。柱頭部が降伏応力に達したのはＲ＝０．０３ｒａｄ．であり、柱脚部が先に降伏している。負載荷時ではまず、Ｒ＝−０．００１５ｒａｄ．で柱脚部が降伏し、その後Ｒ＝０．０２ｒａｄ．で柱頭部が降伏している。また柱頭部において降伏したのは柱最上部のみである。試験体ＣＥＳ３Ｓでは応力分布はほぼ対称だったが、試験体ＣＥＳＶＳでは、柱中央部よりやや上の部分を境に変動している。また、柱頭部より柱脚部の方が応力の変動が大きいことが分かる。

図１１に試験体ＣＥＳ３ＳおよびＣＥＳＶＳの実験値から得られた曲率の推移を示す。なお、実験値は柱側面の変位計から得られたものである。

試験体ＣＥＳ３Ｓでは、柱の上下端に変形が集中しているのが確認できる。特に、上下スタブから３００ｍｍの範囲で変形が大きく、それ以降の区間では大きな変形はなく一様に推移している。これは、既往の研究においてもこの傾向は認められたが、今回の実験ではスタブとパネルを接着剤で接着しており、よりその傾向が顕著に現れたものと推察される。曲率の推移は正載荷、負載荷ともにほぼ対称である。

試験体ＣＥＳＶＳにおいては、曲率の推移は試験体ＣＥＳ３Ｓとほぼ同じで柱上下端に変形が集中している。正載荷時においては、試験体ＣＥＳ３Ｓよりも値が小さくなっている。負載荷時では、正載荷時に比べて、Ｒ＝０．０１５ｒａｄ．において柱頭部の変位が大きくなっている。

各試験体の荷重−変形から得られた等価粘性減衰定数ｈ_ｅｑ推移を図１２に示す。

２体を比較するとＲ＝０．００５ｒａｄ．では試験体ＣＥＳ３Ｓの方が高くなっているが、その後、変形が進むにつれ軸力が増加し、試験体ＣＥＳＶＳの方が高くなっている。また、第１および第２サイクルにおける値の差はあまり見られず、変形に伴う増加傾向は類似している。なお、ＣＥＳ柱では、Ｒ＝０．００１ｒａｄ．では、７％であるが、Ｒ＝０．００３ｒａｄ．では２０％程度の履歴減衰が期待できる。

ＣＥＳ構造の施工性を改善するために、繊維補強モルタル類パネルで被覆し、内蔵鉄骨を変更した２体のＣＥＳ構造柱の曲げせん断実験を行った。内蔵鉄骨をシングルＨ型鋼に変更しても優れた耐力・履歴性状が得られた。また剛性においてもダブルＨ形鋼と比較してほとんど変わらなかった。しかし、モルタル類パネルと内部コンクリートが大変形時に剥離したため、パネルとコンクリートの一体性が問題となった。また、今回使用した繊維補強パネルでは、ひび割れの進展を抑制することができなかった。パネルの構造性能の改善が今後の課題である。

図１３は２番目の発明の柱の試験体およびその断面図であり、図１４はコアコンクリートの圧縮強度２５％に相当する一定軸力下における水平力と相対部材角の関係を示したものである。図に示されるようにＥＷＥＣＳ柱の履歴性状は極めて安定しており、相対部材角で１／２５の大変形まで耐力劣化が認められない。また、柱の損傷も相対部材角で１／３３までほとんど認められない。

２番目の発明の断面図である。３番目の発明の断面図である。試験体形状である。柱断面である。最大残留せん断ひび割れ幅である。最大残留曲げひび割れ幅である。荷重−変形関係である。軸方向−変形関係である。剛性比較である。フランジの応力分布である。曲率推移である。等価粘性減衰定数である。ＥＷＥＣＳ柱試験体である。荷重−変形曲線である。

符号の説明

１…鉄骨、２…コンクリート、３…外殻パネル、４…木質集成パネル

Claims

鉄骨と、鉄骨を囲むコンクリートと、コンクリートを囲む外殻パネルとで一体構造としてある合成構造部材。
外殻パネルが繊維補強モルタル類パネルである請求項１記載の合成構造部材。
外殻パネルが木質集成パネルである請求項１記載の合成構造部材。