山本, 貴正

山田, 和夫

永田, 哲平

阿部, 真也

AIT Associated Repository of Academic Resources (Aichi Institute of Technology) / 愛知工業大学学術情報リポジトリ

109 日本建築学会東海支部研究報告書第54号 2016年2月繊維補強コンクリート充填角形鋼管短柱の圧縮特性に関する基礎的研究Fundamental Study on Compression Property of Fiber Reinforced Concrete Filled Square Steel Tube Short Columns 圧縮強度ヤング係数圧縮軟化特性空気量鋼繊維繊維混入率1 はじめにコンクリート充填鋼管 (CFT)柱構造は，鋼管とコンクリートの相互作用(相乗効果)により，優れた特性を発揮する。このようなことから，近年，超高層建築物に CFT柱構造が多く採用されており，これに伴い，CFT柱に使用する鋼管およびコンクリートの超高強度化が求められている。CFT柱の断面形状は主に，円形と角形の2種類ある。角形CFT柱構造は円形と比較して，柱梁接合部の継手・仕口における施工性が優れることなどから，施工実績が高い。よって，今後，角形CFT柱の耐力・変形性能は，さらに重要視されることが予測される。しかし，角形CFT柱は円形と比較して，変形性能が劣り，かっ鋼管および充填コンクリートが高強度化するほど， CFT柱特有の変形性能が著しく失われてしまう研究結果が得られている例えば1)。従って，今後，超高強度CFT柱構造をより一般的な構造形式と して実用化するためには， CFT柱の鋼管および充填コンクリートの超高強度化に伴い低下する変形性能の改善方法を確立する必要がある。以上のことから，筆者らは，超高強度CFT柱の変形性能の低下を改善するため，従来から多くの研究成果が蓄積されてる高靭性の繊維補強コンクリート (FRC)に着目し，繊維補強コンクリート充填鋼管(以下，FR-CFT)柱の開発を試みることとした。そこで3 まず超高強度の繊維補強コンク リー トおよびFR-CFT短柱の圧縮特性について実験的に検討したので，それら結果を報告をする。2.実験概要2. 1 実施試験・計測項目(a) FRC 主に空気量試験 (JISA 11 71 : 2000に準拠)，圧縮試験(JISA 1108:2010に準拠)および静弾性係数試験*国立豊田工業高等専門学校建築学科 准教授 ・博士(工学)材愛知工業大学工学部建築学科教授 ・工博料*国立豊田工業高等専門学校建築学科 本科生??? ??? ???????????。??? ???YAMAMOTO， Takamasa YAMADA， Kazuo ABE， Masaya NAGATA， Teppei (JIS A 1149:2010に準拠)を実施し，空気量，実測繊維混入率， 圧縮応力度圧縮ひずみ度関係などを計測した。圧縮ひずみ度は，圧縮強度到達前はコンプレッソメータの変位計，圧縮強度到達以降は試験機ヘッドストロークを用いて求めた。(b) FR-CFT短柱圧縮試験を既報 1)の試験方法に従い実施した。2. 2 実験因子FRCの実験因子として，主に繊維補強の有無， 繊維混入率，繊種を取り上げた。2. 3 使用材料表 1に調合表を示す。セメントは普通ポルトランドセメント(密度 :3.15g/cm3)とシリカフューム混合セメント(密度・3.04g/ cm3) ，細骨材は天竜川産の川砂 (表乾密度 :2.64g/cm3，吸水率 :0.位協)と多治見産の山砂(表乾密度:2. 55g/cm3，吸水率 :1. 78弘)，粗骨材は天竜川産の川砂利(表乾密度 :2. 65g/ cm3，吸水率 0.74九)， 混和材はシリカフューム(密度:2. 22g/ cm3) ，混和剤は高性能減水剤 (主成分 :ポリカノレボン酸系コポリマー)を使用した。 鋼繊維は，立体波形の普通鋼(公称長さ:表1調合表調合 W/BAir W C Ma Vs Ca/C Vf 番号 (%)(%) (kg/m3) (l/m3) (%) (vol.%) 12 4.0 165 1484* 148 217* 1.3 5.5** 220 4.0 158 1024** 371 * 6.0 5.0** 312 4.0 155 1550* - 282* 2.0 1.5* 420 4.0 155 838* - 518*ホ 1.52.0.3.0.3.5ネ512 4.0 180 1556* 156 497* 1.5 4.0* 620 4.0 160 741** 148 1207** 2.0 2.0，4.0* w=水，Air=空気量，B=C+Mム， Ma=混和材，Ca=混和剤c=セメント(*シリカフュー ム混合セメント，料普通ボルトランドセメント)Vs=細骨材(*天竜川産川砂，件多治見産山砂)千 繊維混入率(哨張力鋼，料普通鋼)， 競合番号5，6・空気量の計測なしAssoc. Prof.，Dept. of Architecture， National Institute ofTechnology， Toyota Colege， Dr. Eng. Prof.， Dept. of Architecture， Faculty of Enginering， Aichi Institute ofTechnology， Dr. Eng Regular Student， Dept. of Architecture， National Institute of Technology， Toyota Colege ? ???25 Ec = 33.5 k1 • k2 ( Y / 2.4 )2 ( OB / 60 )13 ( 1) ここに，k1=骨材による係数，k2=混和材による係数，y=コンク リー トの単位容積質量 (t/m3)，Ecの単位=kN/mm2，σBの単位 =N/mm2実測計算比の正規分布確率紙上における相関係数は0.99である。同表より，実測計算比の平均値が l.00であり，また最大値かっ最小値が，m:t2.0s (m:平均値 s:標本標準偏差)の範囲内に存在していることがわかる。よって，無補強コンクリ ートのヤング係数は，式(1)で評価できると考えられる。(b) FRC 図2にFRCのヤング係数の実測計算比[計算値式( 1) ]と圧縮強度の関係に及ぼす設計繊維混入率の影響を示す。図中の実線，破線3 一点鎖線と点線は，それぞれ前掲表2に示す無補強コンクリー卜のm，m土1.0s， m:t2.0sとm士3.0sを表している。同図よ り，広い圧縮強度の範囲において，i)低い設計繊維混入率は，m:t2.0s以内に，i i)中程度の設計繊2.0 無補強のヤング係数の実測値/計算値[式(1 )] 平均値標本標準偏差最大値最小値供試体数1.00 0.080 1.7 0.86 25 表2主要 1.2 警1.、坦 1.0震f旅 0.9Q 霊0.8交0.7ト 0.690 • 10 120 130 圧縮強度 (N/mm2)実線 m，破線 m土1.0s，一点鎖線 m:t2.0s，点線 :m士3.0s図2 ヤング係数と圧縮強度の関係に及ぼす繊維混入率の影響150 140 100 -34-26 30mm，公称直径:O. 8mm)とフック付ストレートの高張力鋼(公称長さ:30mm，公称直径:0.38mm)である。なお，コンクリート標準供試体用の型枠は内径 100mm・内高200聞 の銅製型枠を使用した。FR-CFT短柱に使用した鋼管は，市販の STKR400-100x100x3.2である。この鋼管短柱の圧縮試験における降伏応力度は421N/mm2，板厚の実測値は3.22mmである。なおFR-CFT短柱は，前掲表1の調合番号4の試料をイ吏用している。2. 4 試験体作製試料の混練には，容量60lの二軸強制練ミキサを使用した。ミキサの軸回転数は4r/minである。コンクリートの型枠および鋼管への充填方法は，縦方向打設の落とし込みと し 2層詰めで，各層を突き棒で15回突き，その後，プラスチックハンマーで，突き棒によりできた穴がなくなるまで型枠側面を軽く 叩し、た。なお， FRCを型枠もしくは鋼管に充填する作業において，通常のハンドスコップと併用して，ハンドフォークを使用した。FRCの養生は， CFT試験体と同一条件にするため，その強度試験日まで実験室内にて封織養生とした。混練および型枠打設の手)1慎は，まず繊維補強なし(繊維混入率0九)で行い，その後，計画した繊維を混入した。なお，計画した繊維を混入した後毎に空気量試験を実施した。実測繊維混入率は，先の計画調合で試料を採取した型枠の容積と実測空気量を用いて算出した。ここでは，各材料ともにそれら調合表の値に比例して型枠へ打設されていると仮定している。3.実験結果・考察3. 1 FRCの圧縮強度と空気量の関係図1にFRCの圧縮強度平均値と実測空気量の関係に及ぼす繊種の影響を示す。図の縦横軸ともに，無補強(繊維混入率0%)の圧縮強度平均値および実測空気量で除しである。図中のRは，全供試体を対象とした縦横軸の相関係数であり，実線は最小二乗法による近似直線を表している。同図より，各繊種ともに，縦軸と横軸は，負の相関があることが認められる。よって，この FRCの鋼繊維混入による圧縮強度の高低は，空気量が起因し，繊維補強は直接影響しないと考えられる。3. 2 ヤング係数(a)無補強(繊維混入率0%)表2に，無補強コンクリート(繊維混入率0切)のヤング係数の計算値に対する実測値(以下，実測計算比)の基本統計量などが示しである。ヤング係数Ecの計算値はNEW-RC指針式2，3)[式(1) ]の値とした。:1繊 種~ 1白塗印普通鋼繊維;1簿黒塗印高張力鋼繊維C ご色R=ー0.65，0 0.5 1.0 1.5 実測空気量/無補強の実測空気量図1圧縮強度と空気量の関係に及ぼす織種の影響。。? ??っ ?，??????????? ?? ????????? ? ?? ? ??????????圧縮ひずみ度と強度時圧縮ひずみ度の差 (以下，強度到達後ひずみ度)である。図中の破線は圧縮強度 18N/mm2注 1)の次式に示す Popovicsモデル [式 (2) ] 4)を表している。σ=σB ' RE ・n/ ( n -1 + REn ) RE = E / Em Em = (5.744 oB + 2170) 10-6 n = 0.0582 OB + 1 ここに，OBの単位 =N/mm2，Em 野口式5)同図 (b)に示す高張力鋼FRCCかっ実測繊維混入率3.0協の3体中 2体については， 明確な圧縮強度時ひずみ度が認められないため，それを 0.2%offset法と した。なお，それらの第四象限は，明確な圧縮強度時ひずみ度( 2) ( 3) 量 1.2卜 _0 ー 印， 線は前掲図2と同様子~ ~ -v- -U亡再三ぎ0.9~一一一ーっ一一 一一一一一郭 0.8I ホ 90 100 110 120 130 之 圧縮強度 (N/mm2)図3 繊維を除いた単位容積質量から算出したヤング係数計算値150 140 維混入率のほとんどは，m-l.Os以下に，i i )高い設計繊維混入率の全ほとんどは，m-2.0s以下に，存在していることが認められる。よって，繊維混入率が高いほど，実測計算比 [計算値 :式(1) ]が低くなると言える。そこで，圧縮強度に対し繊維補強が直接影響しないこと(前述3.1参照)を踏まえ，式 (1)の関数である単位容積質量を， FRCのモノレタノレマトリクスの単位容積質量として，そのヤング係数の計算値を検討した。図3は，前掲図 1の計算値を，モノレタルマトリクスの単位容積質量を用いて算出したヤング係数の計算値に置き換えている。なお，空気量を計測した調合番号1-4の供試体のみ対象としている。同図より，各繊維混入率ともに，実測計算比はある程度 m土2.0s以内に存在していることが認められる。よって，FRCのヤング係数は，圧縮強度と同様に，繊維補強の効果を直接受けず，モノレタルマトリクスの単位容積質量が影響すると考えられる。3. 3 FRCの圧縮軟化特性図4(a) (b)にそれぞれ普通鋼と高張力鋼のFRCの応力度。-ひずみ度 E関係の例を示す。図の縦軸は圧縮強度に対する圧縮応力度(以下，圧縮強度比)，横軸はl 調合番号2，E三J???????????t 調合番号 1，ミ"ュ、~ → -----[-----1-1 _¥ー ー へ'-1一11 I'、-…J仏ζ イー一三千三二一:????????????』????? ????????????「?????????「????? ????0.8 0ー.2 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0. 0.2 0.4 0.6 圧縮ひずみ度一強度時圧縮ひずみ度 圧縮ひずみ度強度時圧縮ひずみ度圧縮強度平均値141N/mm2，実測繊維混入率5.Ovol.覧 圧縮強度平均値108N/mm2，実測繊維混入率4.9vol出(a)普通鋼FRC-0.4 dご宮三三-4 -」で~午、 ¥伊 圧縮強度 135川mm2守町下¥プ一千ι刊記じ扇面 10N/阻?' 1 I l. 」ーー~ー、一--'--- 圧縮強度 117自~/rru町凶n一T----1 -ー --I一一一:一一一一:一一一-T -詞語審芽4:? ? ? ????????1.6 0ー.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 -0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 圧縮ひずみ度一強度時圧縮ひずみ度 圧縮ひずみ度 強ー度時圧縮ひずみ度圧縮強度平均値95.3N/mm2，実測繊維混入率1.8vol出 圧縮強度平均値121N/mm2，実測繊維混入率3.Ovol.出(b)高張力鋼FRC実線 実測値，破線 .圧縮強度 18N/mm2のPopovicsモデル，三角印 ・繊維架橋効果が失われるポイン ト図4FRCの圧縮応力度ー 圧縮ひずみ度関係の例1.4 国 35聞27 ?? ? ?????????が認められる供試体とほぼ類似した曲線を示している。図中の実線は実測値を，三角印は，負勾配が著しく 厳しくなる箇所を，表している。この現象は，圧縮破壊が生じている箇所の鋼繊維の分布が影響していると考えられる 6)。同図 (a)より ，実測繊維混入率 5免程度の普通鋼FRCCの圧縮軟化特性(第一象限)は， i)圧縮強度18N/mm2のコンクリートのそれと比較し劣る，i i)圧縮強度が高いほど，負勾配が著しく 厳しくなりやすい，ことが認められる。同図 (b)より，高張力鋼FRCの圧縮軟化特性は，圧縮強度 18N/mm2のコンクリートのそれと比較し，i)低い実測繊維混入率のそれは劣る， i i)高い実測繊維混入率のそれは優れ，また高靭性を発揮することが認められる。ただし，高実測繊維混入率においても，負勾配が著しく厳しくなることがある。3. 4 FR-CFT短柱の圧縮試験図5に，繊維補強あり (FR-CFT)となし (CFT)のCFT短柱の軸圧縮耐力と軸圧縮変位の関係を示す。図の縦軸は，最大軸圧縮耐力に対する軸圧縮耐力(以下， 最大耐力比)を表している。横軸は，軸変位を試験体高さで除した平均軸ひずみ度である。同図より， FR-CFTの最大軸耐力到達直後の耐力低下は， CFTと比較して緩やかであり，繊維補強による変形性能の改善が認められる。 しかし，FR-CFTのその後の負勾配はFRCと同様に(前掲図3)，著しく厳しくなることが認められる。この現象も，圧縮破壊が生じている箇所の繊維の分布が影響している と考えられる。4 おわりに超高強度鋼繊維補強コンクリートの圧縮特性について実験的に検討した。 これらより得られた知見を次に示す。1) FRCの鋼繊維混入による圧縮強度の高低は， 繊維混入率と繊種は直接影響せず， 空気量が起因する。2) FRCのヤング係数は，繊維補強の効果を直接受けず，モノレタルマトリクスの単位容積質量が影響する。3) 実測繊維混入率5弘程度の普通鋼FRCCの圧縮軟化特性は，圧縮強度 18N/ mm2のコンク リー トのそれと比較し劣り，また，圧縮強度が高いほど，負勾配が著しく厳しくなりやすい。高張力鋼FRCの圧縮軟化特性は，圧縮強度 18N/ mm2のコンク リートのそれと比較し，低い実測繊維混入率では劣り， 一方，高い実測繊維混入率では優れ3 高靭性を発揮する。ただし，高実測繊維混入率においても， 負勾配が著しく厳しくなることがある。4) FR-CFTの最大軸耐力到達直後の耐力低下は，CFT -36 -28 -R 1.0 蔭鑓 0.8出意 0.64く噌 0.4'---R 0.2 E 捷 0.0出語。 2 平均軸ひずみ度(見)図5CFT短柱の圧縮特性に及lます繊維補強3 と比較して緩やかであり，繊維補強による変形性能の改善が認められる。しかし， FR-CFTのその後の負勾配はFRCと同様に，著しく厳しく なることがある。謝辞本研究で使用した混和剤は竹本油脂株式会社よ り提供していただいた。本稿の研究成果は，平成27年度科学研究費補助金・若手 (B)研究課題番号26820240の支援による。付記して謝意を表する。参考文献1) 山本貴正，川口淳， 山田和夫 :コンクリー ト充填角形鋼管短柱の安定した塑性変形を発揮する圧縮耐力， 日本建築学会構造系論文集， No.712， pp.951-959， 2015.6 2) 野口貴文，友淳史紀 高強度コンクリートの圧縮強度とヤング係数との関係，日本建築学会構造系論文集， No.474， pp.1-10， 1995.8 3) 日本建築学会 :鉄筋コンクリー ト構造計算規準 ・同解説，第8版， 2010.2 4) Popovics， S.，: Numerical Approach to Compl巴teStr巴ss-StrainCurv巴 ofConcr巴te， C巴m巴ntand Concr巴t巴 Research，Vol. 3， pp. 583-599， 1973 5) 野口貴文，友津史紀 :高強度コンクリ ー トの圧縮強度と各種力学特性との関係，日本建築学会構造系論文集， No.472， pp.1l-16， 1995.6 6) 下)1博之，金子佳生，三橋博三 :繊維補強セメント系複合材料の圧縮軟化特性に関する基礎的研究，コンクリート工学年次論文集， Vol. 26， No.1， pp. 339-344， 2004 注1) コンクリ ー トの圧縮軟化特性は，設計基準強度の下限値 18N/mm2のコンク リートを基準とした。

Fundamental Study on Compression Property of Fiber Reinforced Concrete Filled Square Steel Tube Short Columns

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