鋼管柱・H形はり接合邦の局部耐力 : 鉛直荷重実験および水平荷重実験

【論 　 文

1

UDC ：624

．

078

．

014

．

27 ：624

．

075

、

2

．

014 ：624

．

078

．

3：624

．

042 日本 建 築学 会構造 系 論 文報告集 第 360 号

・

昭 和 61 年 2 月

鋼 管 柱

・

H

形

は

り

接 合 部

の

局 部 耐 力

鉛 直荷 重実 験

お よび

水

平

荷 重

実

験

正 会 員 正 会 員 正 会 員 上

金

田

場

谷

渕

輝

基

康

＊ 弘＊ ＊

嗣

＊ ＊ ＊ 　

1．

まえが き 　鋼 管柱を使っ た ラ

ー

メン架 構の柱

・

は り接 合 部が， 伝 達すべ_{き応 力}にたい して十 分な耐 力 と変 形 能 力 を保 持 す る ために は_， は り の曲 げ 応 力によ り生 じ る鋼 管 柱の半 径 方 向の局 部 変 形に た いする適 切な補 剛が必 要 となる。 　前 報1）

・

E ）_{で は}

_，

柱

・

は り接 合 部の引 張 側 部 分 をとり出 し た単 純 模 型 （接 合 部の補 剛 方 法はスチフナ

ー

リング形 式）の実 験 結 果 を報 告し た

。

また， 接 合 部の耐 力 と部 材 寸 法 との関 係 を推 計 学 的 手 法 を用い て定 量 化す ること を 試み_，単純模型の接 合 部 局 部 破 壊 耐 力の推 定 式（1 ），（2） 式 を提 案し た

。

　 　　cp  

＝

（

3曾

81

　

B

／／

P

十1

．

72

）〈

tp

／

R

） °

’

7s2 　 　 　 X （ts／R｝° 56’ （（tp＋hs＞／R）°

’

386 　a

。

・

R2 　 　　　 　　　 　　 　

…………・

……・

・

………

（1 ）

　　　

cPy

＝

0

，

65　cPmex

…………・

∴

…・

……・

…・

……

（

2

） 　上式の誘 導に用い た単純模型で は

，

鋼 管は

一

対の フ ラ

．

ンジ板から対称引 張力 を受け るの みであ る

。

実際の ラ

ー

メン_接合 部で は，

H

形は りの上 下フ ランジか ら加わ る

一一

対の圧縮力と引 張 力が 鋼管に働くの で

，

その相 互 作 用が 管 壁の 局部変形に影 響 する ことが予 想 され る

。

また

，

鉛 直荷重時には左右の は り か ら対称 曲 げモ

ー

メン トを， 水 平 荷 重 時には 逆対称曲げモ

ー

メン トを受け

，

その 応 力状 態 は単 純 模型 と は か な り異な る

。

　本 報では

，

実 際の_{接 合部}を模し た部分架構 供 試体で鉛 直荷重実験 と水 平 荷 重 実 験 を 行い

，

鋼 管 柱

・H

形は り接 合 部が 局 部破 壊する場合の耐 力 推 定に上記 推 定 式 を用い ることの_妥当性 を検 討する。 こ こ で局 部破 壊とは

，

は り フ ランジか ら加え ら れる集 中 力によっ て生 じ る鋼 管壁の 局 部 的な崩 壊ある い は スチ フナ

ー

リングの破 損 を指す も の とする。 　 実験は 鉛直荷 重実験 （2節）と水平荷 重 実 験 （

3

節 ） と か ら な る。 本実験は

，

接 合 部の局部破 壊 が 主 目的で あ る た め

，

はりの _{部 材 寸 法}は他の部 材 寸 法に比べ _{大き く} なっ てい る。 ま た

，

4節で は他の文 献 s）

・

9）_{の実 験 結 果に} つ い て も合わ せ て検 討す る

。

　

2．

鉛 直 荷 重 実 験 　2

−

1　 供 試 体

・

実 験 方 法

　

供 試 体は

，

は り せい（H ）の変 化が 3種 類 （H ＝ 200

，

3eo

，

400mm ）

，

鋼 管 径 厚 比が 2種 類 （D／

t

ρ

＝

37， 26 ）

，

接合 部の スチフナ

ー

リングせ い 3種 類 （

hs＝

・

O

，

30

，

45

　mm ） の計

8

体である

。

補 剛 形 式は スチフナ

ー

リング形 式であ る。 た だし

，CV

　26

−

45T は フランジに テ

ー

パ部を持つ

。

供試体thL）_{の形 状および名 称}

・

_{寸 法 を}

Fig、1

_と

Table

_ユ に

，

使 用 鋼 材の機 械 的 性 質をTable　Zに示す

。

　載 荷 方 法は

，

Fig

．

1に示すよ う に

，

両は り端を単 純 支 持し， 鋼 管柱頭に圧縮 荷 重を加え る。 加 力は

，

200t 油 圧 式 構 造 物 試 験 機 を 用い た。 測定方法は各部の変形を変 位 計で

，

ひずみ を抵抗 線 ひずみ ゲ

ー

ジ （W

．

S

．

G

．

）で測

趨

［

ePyTQ3

一

VC hsDtp cv

−

・5・

　　　　

O い 一 　拿 _{神戸大 学 　 教務 職員}

・

_{工 修} 聯 神 戸 大 学 　 教授

・

工博

＊

＊

＊

_{神 戸 大 学　 助手}

・

_{工 修} 　 ｛昭 和60年5月ION 原 稿受理〉

Fig

_．

₁Test　Specimens　subjected 　to　Vertical　Loading 注1） CV　37_系列 は 文 献 3）（RV

−

6系 列 に 対 応 ）に

，

　CV　26 　 　系 列は文 献4） （RV

−

8系 列に対 応 ｝ に 発表 済 みで あ る

。

Table　1 _{鉛直荷重実験 供 試体}の名称

・

寸 法 供試 体 鋼 管 ス チ フ ナ

ー

は り ラ ン ジ巾

D

　 X　

thsXts

掃零Bf丞加 ＊tfBf CV37

・

O 0　 　9 150 CV37

−

30 216

．

3×5

．

830 　

9

150 V37

−45

45　　

9H

−300

罰

50

＊6＊

9150　　　．

T．

一

CV26

・0

0

　　

9

150

CV26−30

216 ．

3

×

8．

030

　

9

150

C

》

26−

45T 45　 　9 216

．

3 CV26

−

30

−

200216

。

3×8

．

030 　 　9H

−

200魯150零6＊9150

CV26−30−400

30

　 9 脯

一

400

ホ

150

零

6

＊

9150

Table2 _素材の機 械 的性質 鋼 管 及 び 鋼 種 σ y　 　 σ u 七／C而2 　　　　　

t

／cm　2 率 ％ 使 用 供 試 体 216

．

3 ×5

．

8 216

．

3 ×

8，

0

2

呈6

．

3

×

8．

0STK

　41STK 　41STK 　

413

．

62　 4

．

99 3

．

9

覗　4

．

96

4．

08　

4．

9024

．

027

．

024

．

5c

鴨

7

系冽 ｛IV26_{系 列} cV26

−30−

20 Flange　PL

−

9 Flan8e　Pし

一

9SS 　41 ∬ 413

，

34　 4

．

90 2

．

66　 4

．

3022

．

029

．

5C ，37

，

26

鐸

立

・

1〕V26

−

30

−

200

．

現OO 40 03

（

§

） 20 10 0

雛

沼

1

嬲 昌

2

蓴蕪

肄

鋼 管の降 伏 応 力 度 　O

．

2 需Off　Set

．

1　 　 　2　 　 　3　 　 　4　 　 　 5 　 　 　 δ（cm ）

　Flg

．

2　Load　Deflectlon　Curves

6 定した。 　

2−2

破 壊状況 　 荷重

一

変形 関 係の典 型 的な例 として

，CV

　26系 列の荷 重

一

変形関係を Fig

．

2に示す

。

図 中，● 印は下 式の値 （δ，） を プロ _{ッ トし}た もの で

，

全 体 変 形 （δ）へ の局 部 変 形の 寄 与 分を示して いる

。

　 　 　δ‘

；

（δ1．十 δ，，〕／2H ×（L

− 1

））／2

…

　

rr

く

3

） 　crlc， δtt は そ れ ぞれ圧縮 側と引 張 側の局 部 変 形 を示 す

。

図か ら

，

全体変形の_大部分が局 部変 形による もの で

，

接 合 部 耐 力 が そ れに支 配さ れ て い る こと が知られ る

。

　以 下に

_，

破 壊状況 の概略をスチフナ

ー

リング せい の 寸 法 ご とに ま とめ て述べ る。 　（

hs＝

Omm ）：_{無 補 強}の

CV

　37

−

0 ，　

CV

　26

−0

　

単 位 ： mm

　　　

は

，

降 伏 荷 重 以 後

，

は り取 付 部の鋼 管の 　 　 　 局 部 変 形が圧 縮 側で急 増して最 大 荷 重に 　 　 　 達した。 キレ ツ は認め られ なか っ た

。

　 　 　 （

hs＝

30　mm _＞：

CV

　37

−

30

，

　

CV

　26

−

30 　 　 　 は

，

無 補 強の供 試 体と同じ よ うに

，

降 伏 　 　 　 荷 重 以 後は りの圧 縮 側 局 部 変 形 が 急 増す 　 　 　 る。

CV

　37

−

30 は

F ＝

20　tで引 張 側は り 　 　 　 フ ランジと ダィア フ ラ ム の溶 接 継目 入 り 　 　 　 すみ部の ダィア フラム側にキレ ツ が生じ 　 　 　 た。 そ の後ほ と ん ど耐 力の上 昇は見ら れ 　 　　 　 　 　　 　ず （3％増）

，

最 大 荷 重に達 し た。 　 　 　

CV

　26

−

30は最 大 荷 重に達 し て も キ レ 　 　 　 ッ の発 生は な く

，

はり フ ラ ンジ圧 縮 側で 　 　 　 の 鋼 管の局 部 変形が顕 著で あっ た。 　 　　 　 　 　　 　 　〔仙

＝

45mm ）；ダ イア フ ラ ム の_補剛効 　 　 　 果 が 顕 著で

，

降 伏 荷 重 後の圧 縮 側 局 部 変 　 　 　 形 量は

hs＝

O

，

30　mm の もの に比べ _{小 さ} 　 い

。CV

　37

−

45 は引 張 側フ ラン ジ 入りすみ部にキ レ ツが 　 発 生して_最大 荷 重に達し た。

CV

　

26−

45T は

F ＝

30　tで 　 接合部近傍の圧縮 側フ ランジ テ

ー

パ_部に局部座屈が認め 　 　られ

_，F

＝ 39

．

6t _で最 大 荷 重に達 し た

。

本 供試体で は

，

　 テ

ー

パ _{最 大 幅で}

B

_∫／

2

_し＝ 12_{で あ り}

，

_{鋼 構 造 設 計 規 準}の 　 幅 厚 比の制 限 値 15

．

5を満足 し てい る

。

し か し

，

局部 座 　 屈 発 生 荷 重 時の テ

ー

パ _{最 大 幅 部}の平 均 応 力 度は 0

．

56σ_， 　 で早 期に局 部 座 屈 が 生 じ てい る

。

局 部座屈の早 期 発生の 　 原 因 と して

，

  局部変形 に と も なうフ ランジの応 力集 中

．

　   溶 接 接 合 部 分の

Imperfecti

。n

_，

  _溶接部の_{残 留応}力な 　 どが あ る

。

いずれ に し て も接合部の局 部 的 な 挙 動の影 響 　 を受けて い ると考え られ るの で

，

こ こで は， 「スチフナ

ー

　 　リング局 部 座 屈による破 壊 」も局 部 破 壊の

一・

種 と考え る

。

　 　 2

−

3　 耐 　 力 ア



_{実 験 結 果と （1）}

_，

_{（2 ）式に よ る推 定値を}

Table

　

3

_に 　 示す。表 中

，

F は試 験 機 荷 重で

，

P は接 合 部の は り端モ

ー

　 メ ン トをは りフ ラ ンジ隅 力に換 算し た局 部 荷 重で次式で 　 表され る。 　 　 　 　

P ＝

F（

L −

1）

−

2hs ）／2んガ

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

・

…

　（4 ） 　 　 耐力と鋼管 径厚比

D

／　tp

，

ス チ フナ

ー

リングせい h

。

／

D

の _関係を

Fig．3

に_示す。 縦 軸は局 部 最 大 耐 力の無 次 元 量

Pma

．／σ．

・

Rt

で あ る

。

比較の た め鋼 管 径 厚 比が

D

／ Table3 _{実 験 結 果} 単 位 　ton 供 試 体

FmaxFyPmaxPycP

旧axcP ン

P

陥 κ 五 cPmaxcP

CV37−

OcV37

−

_30CV37

・

₄₅ 13

．

520

．

623

．

710

．

814

．

116

．

518

．

427

．

030

．

414

，

7

董

8．

52L223

．

129

．

934216

．

．

719422

．

20

．

800

．

900

．

890

．

880

，

950

．

95

CV26

−

OcV26

−

_30CV26

−

_45T23

．

128

．

939

．

617

．

020

．

727

．

63L437

．

．

850

23

．

127

．

135

．

哩 36

．

542

．

761

．

526

．

527

．

740

．

00

。

860

．

890

．

830

．

870

．

980

．

89

cV26−

30

−

200 CV26

−30−40020

．

．

538014

．

．

726940

．

．

937029

．

．

244

326

．

．

244

228

．

．

70

728

．

．

930841

．

．

020

91

一

₁₄₈

一

O

．

15 　 0 　 侃 N

筆

・ 丶 　 　 　 　 鋤 x 煽 日 山 　 　 　 　 0

．

0　　　　　 　　　0

。

l　　　　　 O

．

2　　　 　　Q

．

3 　 　 　 　hs ！D

臼₉

，

3VanatiQn　of　Ultimate　Strength　with 　Diameter

・

to

−

Depヒh

　 　 　Qf　Ring　Sしiffener　Ratio

O

．

1

陰

》

【

国 属 O

．

10 　 　 　 0

．

08 　 　 　 　0

．

5　　1

_．

₀　 　1

．

5　　2

．

O 　 　 　 　HID

Fig

_．

₄

．

Variation　of　Ultlrnate

．

Strength

　wlth 　Dlameter

−

to

・

Depth 　 　 　of　Beam　Ratio

一

郎 　 皿 P 　 C

一

一

工 0 　 　 　 　 　 　 　 　 　 　

　

8 1 　 　 　 　 　 　 　 　 　 　

　

0 tp＝ 36

，

27 の_{単 純 模}型実験結果］） （た だ し，　

B

ノ＝ 100 mm で本実験と は フ ラン ジ幅は異なっ て い る） も合わせ て示す

。

局部 耐 力と D／tp

，

　 hs_／D の関 係は単 純 模 型と 同じ で_， 無 次 元 化し た局 部 耐 力は単 純 模 型 実 験 結 果とほ ぼ

一

致 する。 これ は鉛 直荷 重 時の 局 部 耐 力の 推 定にも単 純 模 型 実 験 結 果か ら得ら れ た推 定 式が 適用で き るこ と を 7JK し て い る。 　は りの上 下フランジの_{相 互 作 用}の_{効 果}を調べ _{る た め}

_，

は り せい を変化さ せ た供試 体 （

CV

　

26−30，

　

CV

　

26−30−

2eO，　 CV 　26

−

₃₀

−

_{400）の 耐 力 をプロ ッ} トし た結 果を Fig

．

4に示す。　Fig

．

4は局 部 耐 力 をσ．

・

R2で除して無 次 元 化し た もの で

，

図 中 破 線は局 部 破 壊 耐力 推 定値、

P

、、ax を示す

。

　は り せい _（

H

_／

D

_）が_小に な る とは りの上_下フ ラン ジ の_相互作用の影 響 が大き く な る た め

，

局部 耐 力は上昇 す る

。

HID

＝

1

．

oの供 試 体は

HID ＝

2

．

oの もの に比べ _最 大 荷 重は 10％ 程 度上昇し て い る

。

　2

−

4　 実 験 値と推 定 値の比 較 　最 大 荷 重 ：局 部 最 大 荷重 P  ． と （1｝式に よ る推 定 値 cPmax の 関 係を無 次元 量で表 し た もの を

Fig．

5に示 す。 図 中，

一

_{点 鎖 線は （1 ）式の}

₉₅

_{％ 信頼帯を} 示 す。 実 験 値は推 定 値 を7

−

20％下 回っ て いる が， い ずれ も 95％ 信頼 帯の中に含ま れ て お り， その分 布は実 験 値と 推定値の_間に強い相 関 が あることを 示し ている

。

　

実験 値に たいする推 定 値の比の平 均 値は

0，

87

で図中 に破 線で 示 す

。

変動係数は 0

．

049 で あ る

。

ちな み に _（1） 式の_{変 動係 数}は

0．

105で あ る

。

　スチ フ ナ

ー

リング補強の ない

CV

　37

−

0

，

　

CV

　26

−0

の よ う な接 合 部につ い て の耐 力は目本 建築学 会 「鋼管 構造 設計 施工指 針

・

同 解 説 」4章

，

表 4

．

4に示され て いる

。

こ こで

CV

　

37−0，

　

CV26 −0

の耐 力を耐 力 算 定 式 （4

．

4

．

14） に_準 じて算 定する と

，

そ れ ぞ れ 6

．

72t_， ユ3

．

92t と な る

。

最 大荷重と比 較す る と そ れ ぞ れ 0

．

50， 0

．

60とな り本文 中の （1 ）式との_結果に 比べ て過 小 評 価の結 果と なる

。

　鉛 直 荷 重時には

，

鋼 管 壁 は 上下の は り フ ラ ンジか ら圧 縮 力と引 張 力を 同時に_受け る。本 実 験で は降 伏 荷 重 以 後

，

圧縮 側の局 部 変形が卓 越し て お り

，

鋼 管の 圧縮 側の局 部 破 壊により最 大 荷 重が決 定して いる

。

そのた め 実験 結 果 は （1 _）式に比べ 13％ 小さ く な っ てい る

。

単 純模型実 O

．

15 0 侃

“

低 。 丶 圜 固 山 50

●

O 0

，

0

」

_CV26

　

_r

’

_e

’

　 　 　 ’ 　 　 ’ ’ 　 ’ ’ ’ ’ CV37Ser1

　

　

　’

／

　 5 　　

，

’

’ 配 　 　 　　 ’

ノ

　 ’ ’

〆

CV26

−

30

−

200

，

400 0

．

05　 　　 　　 　0

．

10

　　

・p・ax ／・_yR2 0

．

15 Fig

．

5　Comparison　between　Calculated　andObserved 　Ultimate

　 　 　Strengths N 国 ♂ 丶 鋤 O

．

IO 。

．

。， 　 　 　 　 　 　 0

．

0 　O

．

05　　 　　 　0

．

10 。Py 〆・yR2

Fig

．

6　Comparison　betweeロ Calculated　and 　Observed　Yield

　 　 　Strengths

験で は

，

は りフランジ応 力 が 圧縮力の と き は引張 力の場 合と 比べ て柱の局 部 破 壊 荷 重は 30％程 度 低下 する1） こ と が 知 ら れて い る

。

し か し

，

は り せ い が鋼 管 径に比べて 特に大でな け れ ば （本 実 験で は H

＝

1

．

OD

−

2

．

OD

）

，

前 項で述べ _{た上 下フラ}ンジの相互作 用と ウェ ブの拘 束 効 果 で

，

単 純 模型の引張実験か ら得た 推定式 を接 合 部の耐力 の推 定に利 用で き る

。

　降 伏 荷 重 ：局 部 降 伏 荷 重 Py と （2＞式に よ る推 定 値 cPy との関 係 をFig

．

6に示す

。

図中

，一

点 鎖 線は （2） 式の 95％ 信 頼 帯 を

_示

す

。

実 験 値 と推 定 値の比の_平均は G

．

93で

，

変 動 係 数は 0

．

057 である

。一

方

，

（Z ）式の 変 動 係 数は 0

，

181である

。

図か ら

，

推 定 式は実 験 値を精 度 よく推 定し て い る と言え る

。

　 以上の こと か ら

，

鉛 直 荷 重 時の実 験 値 も単 純 模 型 実 験 により_得ら れた_耐力推 定式 （1 ）

，

（2 ）式で推 定 可 能と 結 論で き る。 　

3．

水平荷 重 実 験 　3

−

1 供 試 体 　

CL

系 列注 2i_の 供 試 体の名 称

・

寸法 を

Table

　4に_示す。 供 試 体の接 合 部の補 剛 方 法は鉛 直型と 同 じスチ フ ナ

ー

リ ング形 式であ る

。CL

系 列 供 試 体の素 材は鉛 直 荷 重 実 験 で使 用し た素 材と同じもの で ある （

Table

　2 参照）。 　直交 方 向に は りを持 ち， そのは り端に

一

定の鉛 直荷重 を加え た立 体 載 荷 実 験

CLR

系 列me，_の 供試体の名称

・

寸 法 を

Tab

正e　4に示す

。

素材の_{機械的 性 質}はTable　5_に示 す

。

　3

−

2 載 荷 方 法 　 CL 系 列の載 荷 方 法の概 略図 をFig

．

7に示す。 実験は は り端に_複動式 電 動 油圧 ジャ ッ キ （容 量 ：押し 50t

，

引 き

30t

＞で加 力す ること に よ り行い

，

油 圧ジャ ッキと は りの間に設 置 し たロ

ー

ドセル によ り荷重検 出を行っ た。

CL

　37 系_列は_柱に_軸力は なく_，　

CL

　26_{系 列}で は素 材 試 験 結 果 を 用い た柱の降 伏 軸 力の約 20 ％の 軸 力 （N

＝

45

．

9t） を柱に導入 する

。

Table4 　水 平 荷 重実験供 試体の名 称

・

寸 法 Table5　水平荷重実験供試体 素材の機械 的性質 鋼 管 及び 鋼 種 σy　 　 σu t／cm　2　t／cm2 伸 率 使 用 　 雪 216

．

3×5

．

8

216，

3

×

8．

2

∬K41STK 　

413

．

4gq ．

75

3 ．

73q ．

78

瑠組

4．

8。

2

3C

し

k37 、

I

CLR26 ・

， Pレ

9

SS　412

．

804

．

5227 ．

7CLR 

、

1 　 　 　 用 　 　 　 使 　 　 　 を 　 　

t

材 片 片 馳 素 験 験

f

じ 試 試 肝 同 号 号 鑑 と

2

　 　

2ハ

0

11

　

　

_●

2 　 　

0V

11

　 　

　

C

OO

．

．

　

_，

2222

度 37

ZZ

力  

ss

応 は 川 訓 伏 6 ： ： 降 臣 　 　 の 護 管 板 管 37 鋼 鋼 鋼 砒

占

一 　　 　　　 　　　 　 ■ 區_{ILoad 　Cell} 　 　 　 Zコ　 ◎il　Jack

Fig

_．

₇Test　Apparatus　Ior　Horizonta【LQading（CL　Series_）

供 試 体 　 鋼 管 D池 スチフ ナ

ー

　hs　 ts 　　　は り H＊Bf糺w＊tf ラ ン ジ 　Bf 　N

_一

血 CL37

−

0 0 1500

．

0

CL37

−

3D2163

．

×5

．

830 　 　9 15G0

．

0 蠍 45

曽

一rr

45 H

・

300＊150＊6＊91500

_亨

．

0

CL26− O

0

1500

．

21 Cし26

−

30216

．

3×8

．

030 　 　9 1500

．

21

C

し

26−45T

45

21哺

．

3021

CLR37・0

0

1500

．

24 CしR37

−

30216

．

3×5

．

830

　　

9

150024

⊆

L

蟹

5T

45 H

−

300＊150＊6＊9216

．

30 ．24

CLR26

− 0

0

1500

．

18 CLR26

−

30216

．

3× 8

．

230 　 　9 1500

．

18

C

しR26

−

45T 瑠5 216

．

30

．

18 注2｝ CL37 系 列は文 献5＞（RA

，

　RB

，

　RC

−

L6 に対 応 ｝に

，

　 　CLR 系 列は文 献6） 〔RA，　RB ，　RC

−

6， 8に対応）に発 　 　 表 済み であ る

。

　載 荷 手 順は_，油 圧ジ ャ ッキの押し （

Fig．

7の矢印方向 ） を正 方 向 加 力とし 　段 階  　W

．

S

，

G

．

の最 大 値が ε

＝

1000μに達 する 　 段 階   　荷重

一

全体 変形関 係が初 期こ う配の 1／3に な 　 　 　 る 　段 階  全 体変形が段 階  の変形 量 の

2

倍に達す る 　段階  　全体変形 が 段 階  の _変形 量の 3_倍に達 す る 　 　 　 　以 上の 4段 階で正負 交 番 繰 返し載 荷 　 単 位 ：mm を行い

，

その後

，

破 壊する まで加 力し 　 　 　 　た

。

　 　　　 　　 　　　CLR 系 列の 載荷 状況 の _{概 略}は 　 　 　 　Fig

．

8に示す とお りで あ る

。

図の よ う 　 　　　 　　 　　に水平 荷 重を うけ る は りをX は り と 　 　 　 　し

，

鉛直 荷重 を うけ る は りをY は り と 　 　 　 　す る

。X

は り載 荷に は

CL

系 列と同 　 　　　 　　 　　じジャッキとロ

ー

ドセ ルを使用し

，

Y 　 　　　 　　 　　は り載 荷は

，

ピン連 結 さ れ た 剛 な加 力 　 　　　 　　 　　ビ

ー

ムとコ ン クリ

ー

ト剛 床 版との_間を 連 結 し た

PC

鋼 棒を締め付ける こ とで行っ た

。

　

Y

は り の荷重検 出は

PC

鋼 棒に て ん付し たW

、

S ，

G ．

に よっ た

。

鉛 直 荷 重 （レ）とし てY は り の降 伏 耐 力の 1／

3

にあ た る

一150一

X

Fig

．

8　Loading　

Condition

〔｝f　

CLR

　Series Y 荷 重を 加 え た。 　 載荷 手 順は柱に軸 力 を 加え

，

次に

Y

は りに 鉛 直 荷 重 を 加え て

一

定に保つ た の ち， 水 平 荷 重 （

F

）を加え た

。

水 平 荷 重の載 荷 手 順は

CL

系 列 とほぼ同じである

。

　3

−

3 破 壊 状 況 　以下， 荷 重は はり端モ

ー

メ ン トM で表 示する

。

　 CL　37

−

0：段 階  の正 方 向 加 力 時に_， 圧 縮 側はりフラ ンジ取 付 部の鋼 管の局 部 変 形が著 しく大と なり

，

最 大 荷 重 （Mmax

＝

6

．

　74　tm）を示し た

。

そ の後

，

負 方 向 載 荷を行っ たところ

，M ＝

5

．

33　tm _{で引 張 側は り}フ ランジ入りすみ 部にキレ ツが生 じ全 体 変 形が急 増 して前 サ イクル の負 方 向 最 大 荷 重 以 下で

，

荷 重が低 下し た

。

接 合 部パ _ネル に せ ん 断 座 屈ば見られなか っ た

。

　

CL

　37

−

30 ：最 終 段 階で 圧 縮 側は りフランジ取 付 部の 鋼 管の局 部 変 形が著し く大とな り

，

最 大 荷 重 （Mma．

＝

9

．

　59　tm _{）を示 し た} 。 そ の後

，

載 荷を続 けた とこ ろ接 合 部パ _ネル にせ ん断座屈が認め ら れ た。 入りす み部 溶 接 継 目のキレ ツは 認 め ら れ な かっ た

。

　

CL37 −

45 ：最終段 階で接 合 部パ _ネル に せ ん断 座屈が 発 生して最 大 荷 重 （

Mma

，，

＝

9

．

37ヒm ）に達し た

。

　CL

　26

−

O：段 階  の正 方向加 力 時に_， 圧 縮 側は りフ ラ ンジ取 付 部の鋼 管の局部 変 形が著 し く大と なり， 最大 荷 重 （

Mmax＝

9

．

79　tm _{）を示し た}

。

_その後

，

負 方 向 載 荷 を行っ た が

，

前サイクル の負 方 向 最 大 荷 重 以 下で

，

荷 重の低 下 を見た。 接合 部パ ネルのせ ん断 座屈 は見ら れ な か っ た。 　

CL

　26

−30

：  _{段 階}の正方 向 加 力 時に

，

圧縮 側はり フ ランジ取付 部の鋼管の局部変形が著 し く大と な り

，

最 大 荷 重 （Mm

。

x ＝ 11

．

95　tm ） を 示 し た

。

その 後

，

負 方向 載 荷を行っ た とこ ろ

，

M

＝−

9

．

　48　tm _{で引 張 側フ ラ ンジ 入} り す み部に キ レツが認め られ た。 キレツ は荷重 上 昇と と もに進展し

M ＝−

10

．

8tm で鋼 管とスチフナ

ー

リングの 溶 接 部ま で 達 し

，

荷 重が低 下し たの で実 験を終 了し た

。

　

CL

　26

−

45　

T

：段 階   の負 方 向 加 力 時に

，

　M　

＝

＝−

11

．

39 tm で鋼 管とス チ フナ

ー

リングの溶 接 部にキレ ツが認め ら れ

，

最 大 荷 重 （Mma．

＝−

12

．

63　tm）に達 し た

。

最 終 段 階の正方 向 加 力 時に M

＝

ll

．

98　tm で 同様に鋼 管とス チフナ

ー

リングの溶 接部にキレ ツが 認め ら れ

，

荷重の増 加 と と もに 円 周 方 向にそっ て進展し

，

荷 重の低 下を見た

。

荷 重の_低下後， 接合 部パ ネルの座屈も 認 め ら れ た。 　

CLR

系 列 ：h

。

；

e

，

30　mm の供 試 体は

_，

いずれ もX は りの上フ ランジ直 上の柱の局部 変 形が著し く な り

，

柱 軸 力 ある いはY は り鉛 直荷 重の保 持 が 因難にな り破 壊に 至っ た。 ん。

＝

45mm は接 合 部モ

ー

メ ン トが柱の全 塑 性 モ

ー

メ ン トに達し て

，

柱軸力の保 持が 困難に な り荷重の 低 下 を見た。 　 立 体 載 荷 実 験で は

，

いずれの供 試 体 も接 合 部パ _ネルの 座 屈は認 められな かっ た

。

　 水 平 荷 重 実 験の場 合

，

鋼 管の圧 縮 側 局 部 変 形は鉛 直 荷 重 実 験に比べ _{小さ かっ た （}Fig

．

ll_{参 照 ）} 、 　

3−

4 耐 　 力 　実 験 結 果と部 材お よ び接合 部の_{耐力計算 値}をTable　6 に示す

。

Mm 。

x ， 眺 は そ れ ぞ れ 最 大 荷 重と降 伏 荷 重 （

General

　

Yield

　

Load

） を 示す

。

　eMby

，。

M ，

s は それ ぞ れ柱と は り の降 伏 耐 力 計 算 値で_， 。Mav は柱の軸 力と せ

Table　6_{実 験 結 果 単 位}tm

供 試 体 岡煽ax 鬥ycMbp 舳axC 鬥CP 隔axC 阿py 鎖 C 鬥t旧axC 剛 y 随棚ax 血 破 壊

C鬥 C 鬥C C 鬥 c 鬥 C 剛旧axC 鬥1 況 CL37

− 06

．

765

．

6

0

．

40

0

，

6α 0

．

870

．

726

．

714

．

861

．

01L15L CL37

−

309

．

597

．

217

．

10

．

5610

．

570

．

917

．

791

．

230

．

929

．

025

．

871

．

06L23L ，P CL3

−

459

．

557

．

0

．

56 0

．

90 1

．

230

．

95

！0

．

546

．

85O ．

911

．

08P

C

し

26− 09

．

797 ．

嘆

0．

57

0．

63

0．

860 。

6510 ．

67

．

690 ．

920 ．

96

し

CL26・

301L959

．

417 ．

10 ．

7015 ．

520 ．

77lL35LO50

。

8312

．

98380

．

931

．

12LCr

CL26−45T1

．

639

．

6

0

．

74 0

．

81 1」 10

．

8518 。

9412

．

310 ．

670 ．

78Cr

CLR37

・

06

．

055 ．

2

0。

42

0．

62

0．

830 ．

716 ．

464 ，

680 ．

941 ．

11L

CしR37

−

308

．

416

，

51q ．

30

．

599 ．

了

20 ．

877 ．

31

監

．

150 ．

898 ．

715 ．

650 ．

9

了

1．

15L

CLR37−45T9 ．

216 ．

8

O ．

64

0

．

5 1

．

60

．

312

．

878

．

360

．

720

．

81C

CL

騒

26− 0

を

・

11

。

148

。

0

0

．

78

0，

75

LOl0

．

7310 ．

337 ．

48LO81

．

07L

CしR26

−

30

’

‘ _IL728

．

814 ，

30 ．

8214 ．

910 。

7910 ．

99LO70

，

8012

．

478 ．

10

．

941 ．

09 し

CLk2645T14 ．

9810

．

2 1

．

05 1

．

00 L360

，

9318

．

311L890

．

820

．

86c 　 　

う

　 　 屈 　

、

座 　 形 断 　 変 ん 　 部 せ 　 局 ル 　 管 ネ 　 鋼 バ η ： ： ） 　 し ヒ レ

K

況

一

一

状 鬥 壊 Cr　入りすみ 部キレ ツ

、

p 　 バ _ネル せ ん断座屈 若干 C ：柱の 曲げ破壊

一

₁₅₁

一

　　10M （t皿） 10 （t皿 M

房

1・_皇

． 一

_dl　py

一

2 2 　　 　 　6 δ （cm ） CL37 　　

−

0 CI

．

37

−

30

一

10 M（tm _） 10 8 6 4 2 0 （a ） （b） Fig

_．

₉ 　 10M （こ皿）

一

2　 　0

一

10

Load　Deflection　Curves｛CL　37　Series）

cMlmax ‘⊆鶤

7

轟会5）

．

冒

一

c幌y

匿

．

■

ρ

． ，

々

一

　

　一

一一

，

』

【

　

　

　　、

＿．

．

＿．

罫》

，

　　

■

”甼

・

一

　　　 ♂｛_py cMlmax （CL37

−

O） e町ma 紅

．

CL37

−

30） ●

一

噂 言CL37

−

O o

−一

’

・

o ；Cる37

−

30 0

− ・

o ：CL37

−

45 ▼　3_晦ax ▽ ：_悔 　　　　　1 2 Fig

．

10 　 　 　4　 　 　 　 6　 　 　 　 8 　 　 　 6 （c皿_）

Skelto

ロ

Curves

（

CL

　37　

Senes

_）

10 ん断 力 を考 慮し て求めた応 力 度σ

，

r に よ り接 合 部パ _ネ ルが降 伏 する荷 重を はり端 部モ

ー

メ ン トに換 算し たもの で ある。 こ こ で降 伏 条 件に は Von　Mises の式を用い て いる

。

　　 　σ，

一

σ孟＋

3

τ ！ ， a。

＝

1V／ん 　　 　τ

＝

κ（

1一

λ

一

_μ）M ／

1

（

1一

λ）hbAH 　τ＝ τy の とき M

＝

cMpy 　　 　 　　 〔1

一

λ）V。 1

−

（N／1V。） 2 σ。 　　 　 　　 　 　 　　 　 　 　　 　 　　

・

・

・

・

・

…

　

一

・

・

tt・

・

（5 ） 　 　 　cMnv

＝

　　 　 　　 　 　

2

》億「π（

1一

λ

一

_μ） 　cMimsx

，

　cMty は （1）

，

（

21

式に よる接 合 部の局部 破 壊 耐 力 推 定 値であ る。 　荷 重

一

変 形 関係の典 型的な例と し て

，CL

　

37−0，30，

45の 荷 重と全 体 変形の_{関 係}を

Fig．9

（a_）

_，

（

b

）

，

（c_）に

，

その正 荷 重 側 包 絡 線をFig

．

10に_示す。 　局 部 破 壊 し た

CL

　

37−O，

　

CL

　

37−30

の _最大荷重

M

冊 x と （1）式に よ る 推定 値 cMtmax の比は そ れ ぞれ 1

．

01

，

1

．

06で_{実 験値}と推 定 値は

一

致し て い る。 なお， 最 大 荷 重 以 後 接 合 部パ _ネル に座 屈が認められた

CL

　37

−

3G の M

 

／

。

M

． の値は L23 で接 合 部パ ネル部で の せん断 降 伏がか な り進 展し てい ること を示 している

。

（匚） P cMpy CL37

−−

45 4　 　 　 6 　6 （cca） δ Table　7Yは りの影 響 8F 6 供 試 体

PMax

力 比 N／N σ R

−

× 10

曹

2

識

τ × 蓋。

・

・ CLR26

・

OC し26

−

09

．

487

．

87L206

．

．

805

951 ．

140

．

．

210

18

CLR26−

30 Cし26

・

309

．

609241

．

047

，

．

270 ．

197

990

．

．

210

18

CL926−45T

（：L26

一

哩5T12

．

029

．

58（1

．

25）

8．

197

．

28（1

．

13）

0．

210

．

18

O

内の値は そ れ ぞ れ 上段と 下段の耐 力 比 　 接 合 部パ ネルの せ ん断座屈で破 壊 し た

CL

　37

−

45 _の

Mma

．／、

Mpy

は ユ

．

23で

，

局 部 破 壊 耐 力との 比 はMmax／ cMCmax

＝

O

．

　91で 1以 下で ある

。

　 実 験 値 と破 壊 状 況に応じ た耐 力 推 定 値は

一

致して い る と言え る

。

　

Y

は りの影 響 　

CL

　26_{系 列 と}Y は りを持っ

CLR

　26_{系 列}の耐 力 を 比 較し た結果 を

Table

　7に示す

。

局部 破 壊した供 試 体の う ち， 無 補 強の

CL

　26

−

O _と

CLR

　26

−

0で は

Y

は りに よる 補 剛 効 果が大き く最 大 荷 重で 20％

，

降 伏 荷 重で 14 ％ 荷 重は上 昇する が

，

ス チ フナ

ー

リングで補 剛し た CL 26

−30

と

CLR

　26

−

30 とで は，　 Y は りの影響は見られな かっ た。

・

一

_方

_，CL

₂₆

−

_{45T と}

_CLR

₂₆

−

_{45T を比}べ る と

，

前 者 は接 合 部パ _ネルがせん断 座 屈し

，

後 者は柱の曲 げで崩 壊 し ている

。Y

は りウェ ブ が接 合 部パ ネル の せん 断 座 屈 を 拘 束する ため

，

破 壊 状 況は変 化し

，

後 者は最 大 荷 重で 25％， 降 伏 荷 重で 13％荷 重は上 昇する

。

　 鉛 直荷 重 実 験 結 果 との比 較 　 荷 重

一

変 形 関 係の典 型 的な例と し て

，CL

　37

−

O と

CV

37

−

0の_荷重と_変形の関 係 を

Fig，

11に示す

。

い ずれ の供 試 体も接 合 部の局 部 破 壊で耐 力が決 定し た

。

図 中

，

黒 丸 お よ び白 丸は

CL

　37

−

0 と

CV

　37

−

0の局 部 変 形の全 体 変 形へ の寄 与分 を 示 して い る。 な お

，

CL　37

−

Oの は り

，

柱そ し て接 合 部パ ネル の挙 動は最大荷 重 時まで ほ と ん ど 弾性的であ るの で

，

局部変形によ る寄与 分は

，

はり

，

柱 そ して接 合 部パ ネルの弾 性 変 形 計 算 値 を全 体 変 形か ら差

一152一

8 6

（

5

）

＝ 4 2 0 ● 　 　

rA 辱

CL37

−

O 　　 、 1

，

’

● 〆 CV37

−

0 ！ ゜

／

「

1

，

● ● 10 20　　 　　

30

　 　δ _（皿 ）

40

Fig

_．

₁₁Comparisonof 　M

−

fi　Curves　between Verticai　and 　 　 　 Horizontal　Loading 0

．

15 　 0 　 侃 “ 餡 ♂ 丶 蓋 目 山 0

．

05 CL26rR　Seri

’

「

　　　　　　

I

CL37　Ser ⊥e 　　　　　　

o ’

CL26　Serie8

　　

　　

　

　　

　　

　

　　

　

−

　 　　 　　　 　　 　　　CL37

−

　　R4Serle3

O

： Pauel

ρ

・ M・mb ・ ・ ● 3Loca ユ 　 　 O

．

0　　 　　　 　　 　0

，

05　　 　　 　　0

。

10　 　　 　　 　0

．

15

　　　　　　　

・Pm・x ノσ_yR3

Fig

．

12　Comparison　between　Ca］culated 　and 　Observed　Ulti

．

　 　 　 mate 　Strengths 0

．

工0 　 　 　 　 5 　 　 　 　   “ 筆 b 丶 ♂ 　 　 　 0

．

0　　　　　　　　　0

．

05　　　　　　　0

．

10

　　　　　　

・Py ／σ_yR2

Fig

．

13　CQmpariso囗 between　Calculated　and 　Observed　Yield

　 　 　 Strengths し引い て求め た

。

　図か ら

，

水 平 荷 重 実 験で は鉛 直荷 重 実 験に比べて

，

局 部変形が か なり緩 和 （弾性 域で は鉛 直荷 重 時の_約 40 ％ になる ）され_，

CL

　

37−0

_と

CV

　

37−0

_{で は最大 荷 重で}

26

％ 荷 重が上 昇す ること が知ら れ る

。

　 3

−

5　実 験 値と推 定 値の比較 　最大 荷 重 ：_{最 大荷}重 を局 部 荷重に _{置 換}し た Pmax と （1｝式に よ る推 定 値

。

P  

x の関係を 無次元 量で表し

k

もの を

Fig．

12に示す

。

図か ら

，

局部破壊 し た供 試体 （図 中 ● 印 ）の推 定 値は実 験 値と良く

一

致し て い る の が知 ら れる。 局 部 破 壊し た供 試 体 8体の実 験 値に たい する推 定 値の比の_{平均 値}は 0

．

98で_変動 係 数は 0

．

062 で ある

。

　

一

般に水平荷重時では 左右の はり フ ラ ンジ応力の値が 逆符 号にな る た め

，

そ れ ら が同符 号になる鉛 直荷 重 時の 場合より

，

鋼管の局 部変形は緩和さ れ る

。

本 実 験で は荷 重 形式の違い に より

，

前 項で述べ た よ うに鋼 管の圧縮 側 局 部 変 形が緩 和さ れ た た め

，

鉛 直荷 重 実 験の場 合の実 験 値と推定値の比 0

．

87を 上回っ た

。

　 降伏荷重 ：_{降 伏 荷}重時の局 部 耐 力 Py と （2）式に よ る推定 値cPy と の関 係を

Fig．

13に示す。 実 験 値と推 定 値の比の平 均はL11 で

，

変動 係数 は0

，

078 で あ る、 図 か ら 明 らか なよ うに

，

推定式は実 験 値 を 精 度 よ く推 定 し て い ると言える

。

　 以上の こと か ら

，

水 平 荷 重 時の接 合 部 局 部 耐 力 も単 純 模型実験に より_得ら れ た耐 力推定式 （1）

，

（2）式で推 定でき る

。

　

4，

既往の実験との比較 　文 献

8

）

，

9）は鋼 管 柱

・H

形は り ラ

ー

メ ン接 合 部の接 合部パネル の_{最 適 補 強 法}な ら びに せ ん断 耐 力を検 討した 実 験報告で あ る

。

報 告 中に は

一

部 特 殊な補 剛 方 法 を採 用 し た供試体も あ るの で

，

こ こで は筆者等の_実験と同様な 部 分 架 構 供 試 体9体 （Table　

8

_{参 照 ）}につ い て_検討 する

。

破 壊 状況 は， は り降 伏， 柱 降 伏， 接 合 部パ ネル せ ん断 座 屈などで あり

，

局 部 変 形による破 壊は 1体 もな い

。

なお

，

い ずれ の供 試 体 も接 合 部パ _ネル は せ ん断 降 伏し て い る。 　供 試 体の名 称

・

寸 法， 実験結果な ら びに耐 力 計 算 値を Table　8に示 す。 な お

，

接 合 部パ ネル に は直 交 方 向は り ウェ ブを 想定 し た補 強リ ブが存 在する

。Fig，

14に

_，

筆 者 等 が 行っ た もの を 含め た すべて の供 試 体の実 験 値と局 部 耐 力推定値の関 係を示す。 図 中

，Panel

は接 合 部パネ ル の せ ん断 座 屈

，

Member は柱ある い は はりの部 材 降 伏 による破 壊

，

Local は局 部 破 壊 した供 試 体を示す

。

局 部 破 壊し た供試 体 群は

，

前 述の ように実 験 値 と 推 定 値がほ ぼ

一

致して い る

。一

方

，

接 合 部パ _ネル の せ ん断 座屈ま た は柱あ るい は は りの降 伏により破 壊し た供 試 体 群の実 験 値は推 定値を下 回っ て い る。 　

Fig．

15 は最大 荷 重 Mma、 と局 部 破 壊 耐 力の 推 定 値

。

Mtma

．

，

（5＞式に よ る 接 合 部パ ネル の せん断 耐 力の 計 算 値cM 。y の 3つ の関 係を

・

調べ る た め に

，

縦 軸に

Mma

．／ cMpy を

，

横 軸に cMim 。x／、MρSを プロ ッ ト し た もの で あ

一

₁₅₃

一

Table　8_{実 験結果} 単位：

tm

供 試 体 甑 aκ 阿_yC 馳 _p 鋤 C輔cp C鬥_py 舳 C岡1町axC 鬥ly _馳 C搾

b

鬥c 鬥 C鬥 C鬥

lac

　l A 且1

．

648

．

621i

．

90

．

9819

．

50

．

609

．

06L280

．

9515

．

039

．

760

．

77o

．

88

B

5

．

334

．

241L90

．

4519 ．

50

．

274

．

451

．

200

．

951L797

，

660

．

450

．

55

No ．1165 ．

6

｝ 176．90 ．94164 ．2LO

璽

8．

81

．

68

一

188

．

9122 ．

80

．

88

一

A − 1B

− 17

．

．

825

456

．

。

063

5911

。

．

811

8

君

　　

。

．

66

467

護

7．

41

．

．

050

734

．

．

773

01L641

．

81L271

．

19

旦O

．

．

819

417

。

．

026且

10

．

720

．

580

．

，

860

59

D − 17

。

966 。

06n

。

80 ．

676

，

51 。

226

．

351 ．

250 。

9511 ．

627

．

540 ．

690 ．

80

A

−

29

．

716

，

821L80

。

829

，

90 ．

986 ．19L571

．

1013 ．

848

。

990 。

700

．

76

B − 25

．

864

．

351L80

．

509

．

90

。

593

．

51

。

671

．

2411

．

77

．

610

．

500

，

57 D

− 2lO

．

198 ．1511 ．

80 ．

869

。

O

且

．

138 ．151 ．

251 ．

015

，

0

且

9。

760 ．

680 ．

84

0

．

20 、 e？v

・

15 丶

8

　 0

。

10 O

．

05 O

．

0 ▲ ▲ 　 ● ● 遣

／

° ▲ △

’

△ △ △ ； Pane1 ▲ ： Meロber ●　；Loca1 0

。

050

．

10　 　　 　0

，

15 。Pm脳

1

σ_yR2 0

．

20 Fig

．

14　Comparison　between　Calculated　and　Observed　Ulti

一

2

．

0 乙   　 　 O 　 　 L 、 認 日 ＝ 0

．

0 mate 　Stre【Lgths

μ

▲ ▲

＄

●

働

● ▲ ●　▲　； Pane1

が

A

・ 漁 b・・ 　

O

　： Loca1 1

。

0 　 2

．

0　 　 　 3

，

0 cMlmax ！　cM　py

Fig

_．

₁₅Relationships　between　Mmax_〆cMpy 　and _{cMimax ／cMav} る

。

降 伏 荷 重

My

につ い て のそ れ らの 関 係を

Fig．

16に

示 す

。

最 大 荷 重で は

，

cMimex ／cMav ≦1

．

3の範 囲で は

，

Mm 。x とcMimax は比 例 関 係に ある。　 cM 、ma 、／cMev ＞1

．

3 で は局 部破 壊 以 外の要 因で供 試 体が破 壊してい る た め実 験 値は局 部 破 壊 耐 力 推 定 値を下 回る

。

　降 伏 荷重は

_，

_{cMte ／。}

Mpy

_≦1

．

0の _{範 囲}で

，

脇 と 、

Mty

との 問に比例 関 係が見ら れ る。 cMt 。／。

Mnv

＞ユ

．

0で は

，

実 験 値は

M

_。／

。

Mpy

の 1

，

0の近 傍に フ ロ ッ ト さ れ る

。

こ れ は降 伏 荷 重が _cMiy ／cMpv ≦1

．

oの範囲で は， （2＞式で 2

．

o 01 註 ＝ 。 、 あ 　O

．

0　 　　 　　　 　　 　1

・

0　 　　 　　 　2

．

0　　 　　 　　 　3

巳

O

　　　　　　　

cMly 〆cM　_py

Fig

_．

₁₆Relat重on 曲ips　be色ween 　M「y／cMps 　and 　 cM

‘

り／cルfpe 計算 し た 値 と cMis ／、M。u＞1

．

Oの範 囲で は， 接 合 部パ ネ ルの降伏耐力計算 値と

一

致 することを示 してい る

。

　 水平荷重時の角 形 鋼 管 柱

・

H 形は り接 合 部で は

，

接 合 部パ ネル に 同 時に作用 す るせ ん断 変形 と局 部 変 形の協 同 作用 の 影 響 を考 慮し な け れ ば な ら ない こと が報 告されて い る7）

_。

_{し か し}

_，

_{本 実 験の範 囲で は}

_，

_{円 形 鋼 管接合部に} は その影 響はほ と ん ど見られ なか っ た。 　5

．

結 　論 　以上の検討か ら

，

次の こと が明ら か に なっ た

。

　

1） 鉛直 荷重 時の 局 部 破_壊耐 力 と

D

／　tp

，

　h_。／D の関 係は単純模型 の場 合と同じで

，

無 次 元 化し た局 部 破 壊 耐 力は単 純 模 型 実 験 結 果とほ ぼ

一

致する

。

　 2）　フランジにテ

ー

パ をもつ供 試 体 （

CV

　

26−

45　

T

_）は

，

は り耐 力に達す る ま え に圧縮 側は り フ ラ ン ジ に局部 座屈 が発 生す る。 そ の

一

因とし て

，

局 部 変 形に よる応 力 集 中 が あ り

，

この種の_崩壊も局 部変形に起 因 する破 壊の

一

つ と考え ら れ る。 　

3

） は り せいが小にな る と

，

はり の上下フ ラ ンジの相 互作 用によ り局 部 耐 力が 上昇す る

。

し か し

，

いずれの供 試 体 も推 定 式の 95 ％ 信 頼 帯の中にあ り， 推 定 式の バラ ツキの範 囲 内に含 まれて いると言え る。 　4）　 水 平 荷 重 時で は左 右の は りフラン ジ応 力の値が逆 符 号に な る ため

，

そ れ らが同 符 号に な る鉛 直荷 重 時の場 合よ り

，

鋼 管の局 部 変 形は緩 和さ れ

，

局 部 破 壊 耐 力は上 昇す る。 実 験 値と推 定 値との比は最 大 荷 重で 0

．

98

，

降 伏 荷重で ユ

，

llと な り

，

鉛 直荷重実 験の 場 合の比0

．

87お よ び O

．

93を上回っ た

。

一154・

一

　 5）　直交は り の ある場合， 局部 破 壊 し た無補強供 試体 では直 交は りの補 剛 効 果で最 大 荷 重と降 伏 荷 重は そ れ ぞ れ 20％

，

14％ 上 昇した

。一

方

，

補 強 供 試 体で は直 交は り の影 響は ほとん どな い

。

せ ん断 破 壊 し た供 試 体は直 交 は り ウェ ブの補 剛 効 果の ため崩 壊モ

ー

ドが柱の曲 げ破 壊 に変 化し

，

最 大 荷 重と降 伏 荷 重はそれぞれ 25 ％

，

13％ 上昇し た

。

　

6

） 水平荷 重 時で は

，

供 試体の _降伏耐 力は cM 、。／。

Mn

。 ≦1

．

0の範 囲で は_， 局 部降 伏 耐力 推定 値で， cMty ／

。

Mpy

＞ ユ

．

0の範 囲で は_， 部 材およ び接 合 部パ _ネル の降 伏 耐 力 計 算 値で椎 定で きる

。

　7） 鋼 管 柱

・

H形は りラ

ー

メン接 合 部が鋼 管 柱の局 部 変 形に たい し て適 切な補剛をもた ない場 合

，

接 合 部は局 部 変形に起 因して崩 壊 する。 　上 述の場 合

，

鉛 直 荷 重 時

，

水 平 荷 重 時の両 者を問わ ず

，

接 合 部の_局部 破 壊 耐 力は次 式で推 定でき る

。

　　　ePmax ＝ （3

．

81

　

B

！／

D

十

1．

72

）（tp／

R

） D

’

T8z 　　　　　　　x （ts／

R

）°甜 〔〔tp＋

h

_。）

IR

）°

’

ss5 　a、

R2

　　 　 　　 　 　　 　 　　

…・

……・

・

…・

…・

・

………

（1＞ 　　　cPy ＝

O．

65

　cPmBx

…・

…・

……・

・

…………・

…・

…

（

2

） 　ただし

，

本 実 験の供 試 体の各 部 寸 法の範囲 は

，D

／ち

＝

₃₇

_，

₂₆

_，

_hs／P

＝

_o

_．

_o

〜

_O

_．

₂₁

_，

_HID

＝

_O

_．

　92

〜

1

，

　85で あ る。 記　 号 　 　 　 　 Ap ：鋼 管 断面 積 　　 　 　 B∫： フラン ジ幅 　　 　D

_，

Dm ：鋼 管 外径と鋼 管の_平均管径 　Fmax

_，

　M

，

，

mx ：最 大 荷 重 〔実 験 値 ）

　　 　Fy

，

払 ：降 伏 荷 重 （実験 値 ）：General　Yie【d　Load 　 　 　 　 　H ：は りせ い 　　 　 　　h：_柱の反曲点間 距離 （Fig

．

7_参照） 　 　 　 　 h。： はリフランジ重 心 間 距 離 　 　 　 　 hs： スチフナ

ー

リング せい 　　 　 　　L ：は り の 反曲点 間距離 （Fig

．

7参照） 　 　 　 　 M ：は り端モ

ー

メ ン ト 　 cMby

，

　cM 。y ； は りお よ び柱 部 材の降 伏 耐 力 計 算 値 　cM 、max

，

cMty ：局部破壊最大耐力お よび降伏耐力 推定値 　　 　 　。Mbe：（5｝式による接合部バ ネル耐 力 計 算 値 　　 　N

，

IVv：柱の軸 力 と 降 伏 軸 力 　 　 Pmax

，

Py ：局 部 最 大 荷 重

，

降 伏 荷 重 （実 験 値 ） 　

。

P

  、

，

　cPy ：局 部 破 壊 最 大 耐 力 お よ び降 伏耐 力 推 定 値 R ：鋼 管 平 均 半 径

＝

｛P

−

tp｝ノ2 t∫ ：は りフランジ厚 ち：鋼 管 管厚 ts： スチフナ

ー

リング厚 tw ；はリウェ ブ厚 Vn；接 合 部パ ネルの有 効体積

‘

rrDm　t ，h， δ；全 体 変 形 δ‘：局 部 変 形の全 体 変 形へ の寄 与 分 δ，

。

：圧縮 側 局 部 変 形 δ

，

，

：引張側局部 変形 x ：形状 係 数

＝

2

．

0 λ：DIL μ ：H〆h σ_y ：鋼管の降 伏 応力度 参 考 文 献 1）　上場 輝 康

，

金谷　弘

，

藤 原勝義

，

田 渕 基 嗣 ：鋼 管 柱

・

H 　 　形は り接 合 部の単 純模型 実 験

一

鋼管柱溶 接接合部の研 究 　 　1

− ，

日本建築 学 会 論 文報 告 集

，

第322号

，

昭 和57

．

12 2） 上場輝 康

，

金谷　弘

，

藤 原勝義

，

田 渕基嗣 ：鋼管 柱

・

H 　 　形はり接 合 部の耐 力 推 定 式

一

鋼 管 柱 溶 接 接 合 部の研 究 　 　2

− ，

日本建築 学 会 論 文報告集

，

第325号

，

昭 和58

．

3 3） 金 谷 弘

，

上 場 輝 康

，

青 木 学

，

辻 昌夫 ：_{鋼 管柱}

・

H 　 　形は り接 合 部の局 部 耐 力に つ い て の実 験 的 研 究 （その 3） 　 　

一

鉛 直 荷 重 実 験

一，

日本建築 学 会 学 術 講 演 梗 概 集

，

昭 和 　 　52

．

10 4） 辰 田 広

一，

金 谷 弘

，

上 場 輝 康

，

田渕 基 嗣

，

辻 昌夫； 　 　鋼 管柱

・H

形は り接 合 部の局 部 耐 力につ いての実 験 的 研 　 　究 （その 5_）

一

鉛直荷重実験 2

− ，

日本建築 学 会 学 術講演 　 　梗 概 集

，

昭和 54

．

9 5） 青 木 　 学

，

金谷 　弘

，

上場 輝 康

，

辻 　 昌 夫 ；鋼 管 柱 接 合 　 　部の研究 （その8）

一

水平荷 重 実 験

一，

日本建築学 会 近 畿 　 　 支 部研 究 報告 集

，

昭 和52

．

5 6） 青 木 　学

，

金 谷　弘

，

上場 輝康

，

藤 原俊明 ：_{鋼 管 柱}とH 　 　形は りラ

ー

メ ン接 合 部の研 究

一

立 体 模 型 実 験

一，

日本 建 　 　築 学 会大 会 学 術 講演梗 概 集

，

昭和50

．

10 7） 田 渕 基 嗣

，

金 谷　弘

，

上 場 輝 康 ：箱 形 断 面 柱 とH形はり 　 　 接 合 部に関 する研 究

一

は り せ い の異な る接 合 部の水 平 荷 　 　重実験

一，

日本 建築 学 会大会学 術 講 演 梗 概集

，

昭 和54

．

9 8） 久 光 脩 文

，

坂本　傑：鋼管 柱 接 合 部の強 度

・

剛 性に関す 　 　る研 究

一

パ ネルゾ

ー

ンでの せ ん断 力に対する補 強 法の検 　 　討

一，

日本 建築 学 会 論 文報告集

，

第168号

，

昭 和45

、

2 9） 久光脩文

，

坂本　傑：鋼 管 柱接合 部の強度

・

剛 性に関す 　 　る研 究

一

柱に軸 圧 を受け る接 合 部の弾 塑 性 性 状

一

， 日本 　 　建築学 会 論文 報告集

，

第193号

，

昭和47

．

3

、

一

₁₅₅

一

SYNOPSIS

UDC:624.07B.Ol4.27

LOCAL:624.075.2.014:624.078.3:624.042

STRENGTH

OF

TUBULAR

COLUMN

TO

H-BEAM

CONNECTIONS

Study

of connections subjected

to

vertical or

horizontal

loading

by TERUYASV KAMBA, ResearchAssociateof Kobe Univ.

･

M.S. Eng.,HIROSHI KANATANI, Prof.of Kobe Univ.

D. Eng., MOTOTSUGU TABUCHI, Research Associate

ofKobe Univ.

M.S.

Eng., Members ofA.I.J

In.

thepreceedingpaper

<Ref.2),

the empirical

formulae

for

estimating the

local

strength of connections were

derived

by

the

dimensional

and the regression analysis on the

basis

ofthe simplified model test results inRef.1.

The empirical formulae are as

follows

:

For

the themaximum strength,

.Pma.=(3.81B.ID+1.72)(t.IR)"''S!(t.IR)O'5"((t.+h.)IR)O-ie`a,R2･････--･-････････････････････-････-･･･････-･･････(1)

'

For

the_yieldstrength,

cPy=O.65cPmax"-''HH"H""-""H'HH-H""'-"'"'"''-H'--H'"'-v'H'H''-""""'"""H"'-'"""""(2)

The

_purpose of thepresentpaper

is

to

describe

thelocal

failure

of _practica!connections with ring stiffeners, subjected to vertical or horizontal

loading,

and

discuss

whether

Eqs,(1)

and

(2)

are available

for

those con" nections

br

not.

The

results of the experiment and the

investigation

are summafized as

follows

:

1)

By

the interaction of tension and compression

flanges

of

H-beam,

the

local

strengths are reduced only

slightly when the

beam

depth

ratio

(HID)

isdecreased.

2)

Since

local

deformation

of connections under

horizontal

loading are smaller than those of vertical loading,

the

local

strengths ofconnections under

horizontal

loading

are largerthan those undeT vertical loading.

3)

The

local

strengths of the _practical connections which

failured

due

to the

local

defoimation

are estimated

with

Eq.(1)

and

(2

).

4)

.

In

thehorizontal

loading

test, the.yield strengths are estimated

by

Eq.

(

2

)

inthe case of .M,,l,M.$1,O

and

by

Eq.

(

s

)

or the calculated yield strengths of members

{beam

or column)

ln

the case of .Mi.1,M..>

LO.