1
研 究 論 刻 UDC ：624．
0ア8．
014．
27 ：624．
075．
2．
014．
27 ：624．
072．
2．
014．
5 日本 建築 学 会 構 造 系 論 文 報 告 集 第 352号・
昭 和 60 年6 月角形鋼管柱
・
H
形
は
り
接合部
の
局 部 耐 力推
定
式
一
角形 鋼 管柱 溶
接接合 部
の実験 的研究
2
一
正 会 員 正 会 員 正 会 員 田金
上渕
谷
場
基
輝
嗣
＊弘
＊＊康
＊＊ ＊ 1．
序 外 ダ イア フ ラム に よ り補 剛さ れ た角形鋼管 柱とH
形 は りの溶 接 接 合 部が 局 部破 壊す る 場 合の 耐 力 を 解析 的に 評価する ことは， 影響す る因 子の数が多く，
ま た接 合 部 の応 力状態も複雑で あ る た め，
非常に困 難であ る。
著 者 らは， 接 合 部 を 単 純 化 し た模型供試体 （Fig．
1） を用い て， 局部破壊に関係す る各因子を系統 的に変 化さ せ た実 験 を行い，
そ れ らの影響を定量的に評価し た耐力 推 定 式を 回帰分 析の手 法 を 用い て誘 導 し たの ち，
種々 の 接 合 部 実 験 結 果へ の適用を図 ること を計画し た。
前 報1） で は，1
）各 部 材 寸 法 を 変 化さ せ た実 験，2
）角 形 鋼 管の製 作 方 法お よ び溶 接 方 法によ る 影響を調べ る た めの実験， 3 ＞直交方向は りの効 果を調べ る ための実 験 の結果 を報告 し，
接合部の局部破 壊耐 力と寸 法 因 子の関 係を定性的に明らかに し た。 本報告では，
これ らの実験 結 果 を基に して，
耐 力 推 定 SEE 丁AeLE3 Dh合
P
（T 丿b
ToD
の．
「
⊥ ー cD十
ロD 頃．
尸
⊥t
T
『
’
十’
”
く
｝P
』
−
28
−
＋一一
2B9
Fig
．
1 Test specime 【L喞 神 戸 大学 助 手
・
工修 ＃ 神 戸 大 学 教授・
工博 脚 串 神戸大 学 教 務職 員 工 修 〔昭和59年 3 月 5 日原 稿受理日，
昭和60 年 2 月 12日改 訂原 槁 受 理日．
討論 期限 昭 和 50年9月 末日） 式 を誘 導 する こと を試み る。
回 帰 分 析に用い た基 本 資料は，
実験変数の範 囲が限ら れ て い る以 外に， 1）鋼 種が限ら れ てい る，2
｝鋼 管の製 作 方 法が限られ てい る，
3｝は りフ ラ ンジ より緩や か な テー
パー
部 をもつ ダィ アフ ラム 形 状に限ら れて い る，
4） 対 称 引 張 荷 重 を受け る場合のみで あ る，
等の問 題がある ため，
こ れ らの点につ いて誘 導し た耐力推 定式の適 用 範 囲を検 討す る。
さらに，
は りフ ランジ 板の破 断 あ るい は ダ イアフ ラムせいが0
である た め基本資料よ り除外し た もの につ い ても検 討 する。
最 後に，
提案
式が，
より実際 の柱・
は り接 合 部の状 態に近い十字形 供 試体の実験結 果 に も適 用 可 能であることを示す。
2
．
実 験 式の誘 導 前va1
）で ，Fig．
1に示すダイ アフ ラムで補 剛さ れ た接 合部が局部破壊す る場合， 接 合 部 耐 力と部 材 寸 法の間に は高い 相 関が あり，
各寸法 因 子が 互い に他と独 立とみ な し う るこ と を示し た。
本 章で は，
そ れ らの結 果を基に回 帰 分析の手法 を利用 し て耐 力推 定式の誘 導 を行 う。 2−
1 局 部 破 壊 耐 力推定式接 合 部の局 部 破 壊 耐 力 を支 配する物 理 量は接合部の部 材 寸 法 と素 材の機械的性質で あ る。 こ こ で は， 素材の機 械 的性 質と して ダイ アフ ラ ム の引 張 強さσzartE ） を 選 ぶ
。
耐 力の 無 次 元 量Pmax／auノ
・
BZ
に関し て， 無 次元 化 さ れ た寸 法 因 子TIB
，t
／B ，
（h
，＋T
）／B
が 互 い に独 立で あ ること より，
局 部 破 壊 耐力に関す る数 式モ デルとし て （1
）式の形 を選ぶ。
轟
一 Xl（
舌
陥 广（
編吉
7
广
・
，………・
……・
…・
……
（1） ここで，
ε は誤 差 項である。
前 報で報 告 し た実験
1
の供 試 体の う ちh
，≠0で，
接 合 部の局 部 破 壊で耐 力が決定し た Tableユ に示 す18
体 の実 験 結 果につ い て， 最 小二乗法に より係 数お よび 指 数 Xl−
x4 を決 定 する。
結果とし て
，
次 式の耐 力推 定 式 を得る。一 79 一
儲
一
・・
78
（
TB
）
… ア
（
塵
゜許
“…・
・
・
………・
・
…・
《2
） こ こ で，
σ Ut と して ダイ アフ ラム素材の引 張 試 験より 得た引 張 強さ を使用 し た以 外， 寸 法 諸 元はすべ て公 称 値 に よっ てい る。
18体の 実験値と 〔2 ）式に よ る推 定 値との 比の変 動 係 数は
COV ＝0．084
である。
式の表 現を簡 便に す る た め，
（2） 式に お ける指 数 o．
669 お よびo．
727を 2／3に，o．
340
を1／3に まる め，
推 定 式 と局 部 破 壊し た18
体の実 験値との不偏 分 散が最 小にな るよ うに係 数を 選 ぷ。
結果は （3 ）式 となる。諺
一
・・
85（
TB
）
2／3（
毒）
2〆：（
編去
丁）
’／s・
・
…
t・
・
・
・
・
・
・
…
一
・
9…
9・
…
（3
） 実 験 値 と （3） 式に よ る推 定値と の比の 変 動 係数 はCOV ＝
＝
O．
087
で， （2
）式の と きの値と大 差は ない。
Table l Comparison between Test and Predicted Results B 乂B×T
「
し hDPyPmaKPCyPcma 兀吾
P max Sp∈ci田en仁 onf cmax TS
−
9A x OxgZO38．
47
．
07 TW−
6B 9 4034，
D59．
435．
761．
自 0．
95D．
96 丁日r6B
9 3029．
354．
427．
74 フ．
71，
061．
ユ4 TS−
6B200x200x 自 9 2024．
839．
6六
24．
241．
ア1．
02o．
95 TS層
6C 6 2021．
O37．
622．
B39．
30．
92o．
96 TS−
6D 自．
52014．
023．
〇六 16．
725，
30．
950．
91 TW−
4．
5B 9 4034．
o50．
529 ユ 5D，
21．
ユ7↓．
0工 T巳一
ら．
5B200x20D9 3024．
O37，
8★ 22，
53B，
8LO フo．
9ア TS一
ら．
5B N4．
59 2023．
o37，
019．
633．
8Ll7 上．
10 TS−
4．
5C 6 2018．
Q36．
818．
431．
8D．
ヲ81．
16 τS−
3．
2CTS−
3．
2DTS−
3．
2E2Dox200 x3．
z6 204，
5203，
22DlD．
09．
06．
o21．
212．
89．
7ll．
z7．
75．
919．
313，
310．
10．
901．
04Lo21．
loo．
960．
96 T15S−
6B 工50x150x69 1521．
O39．
421．
336．
70．
99LO7 Tl5S層
5B150xl50x59 1520．
O32．
619．
032．
71．
051．
OO Tl5S−
4．
5B 工50xl50瓦
4，
59 1517．
O27，
71 フ．
630．
30．
97O．
92 T30s−
6B3DOx300x69 3033，
049．
1☆ 32．
956．
7LOOO．
87 T30S−
4．
5B3DOx300．
x4．
59 3025．
O41，
z ☆ 26．
846，
1D．
930．
呂9 TO−
9B2DOx200x99 024，
050，
02Z．
839，
41．
051．
z7 TO−
6B200x200x6g q15524．
314．
625．
21．
060．
96 TO−
4．
5B20Dx200K4
59 011．
o1 フ．
91 ↓．
o18．
9 しuo0．
95 k Poor Nelding さ ら に，
パ ラ メー
タ の組み替えを行い，
最終的に次式 の局 部 破 壊 耐 力 推 定 式を得る。
謎
一
・・
85（
T
万）
2／3（
話
。照
ん砦
丁）
・
・
・
・
・
・
・
…
t−・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…
（4） こ こで，T−
／B
， t／（h
．十丁），
お よ び （h
，十T
）／B
は そ れ ぞ れ柱の幅 厚 比，
ダイア フラム部の幅 厚比， ダイ ア フ ラム せい と柱 幅の比である。
実 験 値と （4）式 に よ る推 定 値の比 較 をTable lお よ び
Fig．
2に示 す。
図の縦軸は実 験 値で， （4）式の 左辺 と同様σurB2 で無 次元 化 し てい る。
図中の破 線は誤差 が対 数 正 規 分 布す る もの と し て求めt
： UL il） 95％ 信 頼 帯 を示 し て い る。
信 頼帯の幅は Pma．
／Pc m。
x＝
0．
84−
1．
19 で あり，
推 定 式は実 験 値を精 度良 く 評価し得てい る。
2−2
局部 降伏 耐 力 推 定 式降 伏耐 力 （荷 重
一
全 体 変 形 関 係にお ける接 線 剛性が初 期 剛性の 1／3に な る時の荷重）につ い て も，
最 大 耐 力と 同様に無 次 元 化 耐 力Py
／σ．・
B
’に対 し て各 寸 法 因 子を 独立 変 数と して扱 うこと ができ，
最 大 耐 力の場 合と同様 の方 法で耐 力 推 定 式を 誘 導 する ことが で き る。
し か し，
最大 耐力 と降 伏 耐 力で は，
耐力に与え る各 寸 法 因 子の効 果が異なっ ているため，
そ の方法で得ら れ る耐 力 推 定 式 にお け る各寸法 因 子の項の指 数は最大 耐 力の場合と は異 な る。 こ こ で は，
耐 力 式とし て の簡 便さ を重 視し次の よ うに考え る。
す なわ ち，
（4）式誘 導の基になっ た 18体 につ い て，
降伏耐 力と最 大 耐 力の 実 験値の比を求めると 0．
47− O．67
であ り， その平 均 値は0．
58
， 変 動 係 数は 0．
098で比較 的 挾い 範 囲に ある。
こ の バ ラツキの程 度は P ．／P
。ma． の場 合と同 程 度であ る。
した がっ て，
降 伏 耐 力推定 式 として は （4 ）式にPy
／Pmax
の 平 均 値を乗 じた次式 と する。
Pcs
＝0．
58
Pc・
・
・
……・
…・
…・
…………・
…・
（5 ） 対 象 とした 18体の供試 体の実 験 値 と （5）式に よる ‘5
』
毬
4
曼
：3
2
1
0
1
2
3
4
5
Pcmex
／
6i
，．
B2
〔x1（广2，Fig
．
2 Compa【ison between pmax and pcmax毳
ド
悪
匹5
Pc
ゾ
6
．82
（・1b−
・・Fig
．
3 Compa 【ison between ps and pcy推 定 値 を
Table
lに示 す。
実 験 値 と 推 定 値の比の変 動係 数は COV・
＝
O．
076 である。
Fig，
3に無 次元化し た実験値と推 定値の関 係をO
印で 示 し ている。Fig．
3
の 破 線は最 大耐 力の場 合と同 様に 95 ％信 頼 帯を 示 してい る。
その 幅 は Ps／P，v＝ O．
86〜
1．
16
であり， 最大 耐 力の場合よ り若 干挾く なっ て お り，
（5）式に よ り実 験 値 を精 度 良く推 定し得て いる。 3．
適 用範囲の検討 前章に おいて，
は りフラン ジ よ り緩や か な テー
パー
部 を もつ ダイ ア フ ラムに よ り補剛さ れ， フ ランジ板よ り対 称 引 張 荷 重を う け る接合部が，
局部 破 壊す る場 合に つ い て，
（4 ）式お よ び （5）式を導いた。 そこ で対 象 とし た接 合 部の 各部寸法の範囲は，BIT
＝
22〜
67，hp
／B＝O．
1− O．
2
，t
／T
＝O．
75〜2．
0で，
使用 材の鋼 種はSTKR
41お よびSS
41 で （σ er＝ 3．
34〜
5．
40 t／cm2 ），
溶 接に はJIS
D
4301
に相 当す る溶 接 棒が使 用 さ れて い る。
本章で は， 提 案 し た耐 力 推 定 式の適 用範囲 を調べ る た め．
ヒ記の諸 条 件 を満 足し ない場 合につい ての実 験 結 果と 推 定 式の比 較 検 討 を行 う。
3−
1 フ ラ ンジ板 破 断の場 合 前 報で述べ た よ うに フランジ板の破 断で最 大 耐 力に達 し た場 合で も接 合 部の 降 伏は局 部 降伏に より決 定さ れて お り， 継 手 効 率 Py／σyf’
Ax
（σy ／’
Af
： フ ランジ板の降 伏 耐 力 ）は1，
0
よ り小さい。
これ らの供試体の中に はダ イ アフ ラム厚と鋼 管 厚の比t
／T
が推 定 式 誘 導の基になっ た供 試体の下 限値 0，
75 よ り小さい もの も含ま れて いる。
降 伏 耐 力の実 験 値 と （5）式に よ る推 定値をTable
2
に示す。
Fig．
3に両 者の関 係 を△ 印で示す。
すぺ ての 実 験値は 95 ％信 頼 帯 内に 人 っ て お り， 最 終 的にフ ランジ 板の破 断で耐 力が決まっ た場 合で も， 接 合 部が局部降伏 して いる限り，
（5）式に より降 伏 耐 力 を推定す る こ と ができ る。
3−
2h
，＝
＝
Oの場 合 柱より の突出部が無く，
鋼 管 外 径と等 幅にな る よ う な テー
パー
のつ いたフ ラ ンジ板が直 接 鋼管に溶接さ れ た （h
。＝0
） 接 合 部の実 験 値 と 推定値をTable
1
に示す。
こ こ で， 推 定 値は （4 ）式お よ び （5）式に おい てhp
；
0とす る こ と に より得られ る。Fig．
2お よ び Fig。
3に ● 印で実 験 値 と 推 定 値の関係 を示す。
最 大 耐 力お よ び降 伏 耐 力とも推 定 式は実 験 結果 を精 度良 く推 定し ており両 式は h．＝
0の場 合で も有 効で ある。
3−−3
鋼 種の違い’
に よる影 響 本節で は， i
）鋼 管お よ びダ イアフラム と もに高 張 力 鋼 を使 用し た場 合， ID
鋼 管 ある い はダイアフ ラム の ど ち ら か一
方のみ が高 張 力 鋼である場 合につ いて，
実験結 果と推 定値を比 較 検 討し，
推 定式の適用 範 囲 を調べ る と と もに，
推 定 式 中に使 用 材の強度特性を表す指 標とし て ダイア フ ラム材の引張 強さσ 鮮 を使用し たことの妥 当性 につ い ても検 討する。
供 試 体の寸 法および使 用 材の機械的性 質をTable
3
に示す。SM
58Q
および管 厚 6mm のSM
50A
材を用 いた角 形 鋼 管は冷 問プレ ス成 形さ れ た み ぞ形 断 面 材を 2 本 溶 接 して製 作 されて い る （以下プレス成形 鋼 管）。 そ の他の もの はすべ て冷 間ロー
ル成 形によ る角形 鋼 管 （以 下ロー
ル成 形 鋼 管 ）である。
各供試体と もフ ラ ンジ板と ダ イアフ ラム は同一
鋼 板よ り製 作さ れ ている。 溶 接は す べ て アー
ク手 溶 接である。
使 用し た溶接棒は41kg／mm2，
50kg ／mm2 お よ び58kg
／mmz 級の 鋼 材に対 して それぞ れ D4301 （イル ミナ イ ト系 ），
D
5016
（低 水 素 系 ）およTable 2
Comparison
betweenTest
and Predicted Resutts forSpeci皿ens Fractured in Fiange Speci皿eB x BxT し hP Pc0 ε
藷 轟
T−
BTH−
9BTS−
9BTS−
9CTS−
9DTS−
4．
5DTS−
4．
5E 200x200 ×9 200x200乂
4」 9 309 206 204．
5 204．
5 203．
220，
34．
OZ9，
021．
015．
OlO，
08．
0 7，
37．
23L524．
016．
59．
87．
5 0．
90．
910。
920．
880．
911．
021．
D7 o．
960．
860．
B50．
860，
880．
590 」3Table 3 Details of Test Specimens and Mechanica互Properties Welddeta えls RHS Diaphragm （Flang
已
） SpecimenB X BXTb t hD σyE ！。。
窒 ・ ・ σyl ！。 。呈 ・f Grade Grade T3−
6B† TS−
6HBTS−
6HBH TS−
6 B2QO 200 6150 9 20V FV FV FV F SSq義
SM58Q 離 S図58Q歉 SS41党 3
．
73 4．
94 5．
37 6．
03 5．
37 6．
Q3 3．
19 4．
L8 SS 4上 SS 41SM58QS 削58Q 2．
9ら 4．
38 2，
59 4．
43 6．
28 6．
93 6．
28 6．
93 T 5S−
6BT25S−
6HBT25S−
6HBH T25S−
6 BH T25H−
6HBH T25S−
6HCH 250 250 6 9 25 1B8 9 37．
5 6 25 V FV FV FV FV FV F SS lnSM50A 鼎 S凹50A舘 SS 41六 S図50A触 SM50A 需★，
3，
50 5．
27 3．
5Q 5．
27 3．
69 4．
76 3．
50 5．
27 3．
5．
0 5．
27 SS 工 SS4工 SM50AS 囲50AS 呂50AS 凹50A
．
0 3．
13 4．
80 3．
67 5．
39 3．
6ア 5．
39 3．
62 5．
36 3．
50 5．
27 T25S−
9HAT25S−
9HAH T25S−
9 AH250 250 9188 12 25VV レ V レ SM50 六 SM50 ★ SS 41☆ 4．
90 5．
58 4．
90 5．
58 3．
83 4．
57SS 4ユ SM50 糞 SM50A3．
09 4．
73 3．
76 5．
67 3．
76 5．
67 六 ： RHS fotmed by cQld ro工1ing＋de： RHS fab【i⊂ated from 匸wo cha
皿
nels formed by aDld press 工口g，
：See Fi呂・
1｝
V ；VgroovE，
レ； Sing⊥e bevel gr。 。ve，
F† ； A speeirnen repor 匸ed in ReE
．
（1）Eil！et weld
び
D5816
（低 水 素系 ）相当 品で あ り， 異 種の鋼 材 間の 溶 接はグレー
ドの高い方にあ わ せ て溶 接棒を選んだ。
実 験 結 果お よび 推 定 値 をTable
4
に示す。
同 表の破 壊モー
ドの欄 中＊を付 し た もの は， 柱コー
ナー
部のすみ 肉寸法が不足 して お り，
ま たダ イアフ ラムど うし の溶 接 部の溶け込み も不 十 分であっ た た め早 期に き れつが 生 じ た供試体で ある。
そ こ で，
その後に実 験 を行っ た ＊ ＊を 付し た2
体につ い ては，
柱の コー
ナー
部お よ び ダイア フ ラ ム部の 溶接 を補 修した。
その結果，
こ れ ら2体は柱コー
ナー
部の柱 側溶接止 端 部ある いはダイ アフ ラム母材の き れっ で最大耐力に達 した。
Fig．
4−・
Fig．
6’
に各シリー
ズの荷 重一
局 部変形 関 係 を 示す。
3−
3−
1 高 張 力鋼どう しの接 合 部 供 試 体は 5 体で あ り，
その う ちの2
体，TS − 6
”B
。 お よびT25
S− 6
，B
“につ いて は同じ寸法 諸元 を も ち， 柱，
ダ イアフ ラ ム と も普通 鋼の場 合の実 験 結 果と 比較す る。
Fig
：4お よびFig．
5
の荷重一
局 部 変 形 関 係に おいて， 降伏 後の同一
変 形時におけ る高 張 力 鋼どうし と普 通鋼ど う しの供 試 体の荷 重の比 は，
TS
−
6B
シ リー
ズで大略1．
5
，T25S −
6B シリー
ズでL2 〜
1．
3で あ る。 この但
は ダ イアフ ラム材の引 張強さ の比1．
58 （TS−
6B
シ リー
ズ〉，
1，
12 （T25
S−
6B
シ リー
ズ）に ほぼ対 応し て いる。
こ の こ と は，
高 張 力 鋼 を 使 用 し た 場 合 も接合 部 耐 力は σUt に支配 され る と考え て良い こ とを 示し て い る。．
Fig．
7お よ びFig．
8に最 大 耐 力お よ び降 伏 耐 力の 実 験 値と推定値の関 係を● 印で示す。
す み 肉 寸 法 が 不 足 し て いた た め早 期の き れつ が生じ たT25
S − 6
．B
”の最大 耐 力は 推定 値よ り低 く，
溶 接 部を補修し たT25H − 6
． B”お よ び T25S−
6H C，の最大 耐 力 は 推 定値よ り30％ 近く高 目になっ て いる。
しか し，
そ れ ら の供試体の降伏 耐 力 お よび他の 2体の降 伏 耐 力と最 大 耐 力は （4 ）式，
（5
）式の 95％信 頼 帯の幅の 中に入 っ ており，
柱お よ びダ イア フ ラムと も高 張 力 鋼 を使 用し た場 合で も耐 力 推 定 式 は 有 効で あるこ とが分か る。
3−3−2
異種の鋼 材 を用い た接 合 部1
） 柱は普通鋼でダ イアフラムが高 張 力 鋼の場 合 ：対象 と な る供 試 体は TS
−
6B．，
T 25S−
6 B，ts
よびT25S − 9A
．の 3体で ある。
柱お よ び ダイアフラム と も に高 張 力 鋼で製 作さ れて いる供 試 体とこれ らの供試体と の強 度の差は柱の鋼 種の違い に よ る。Table
5
に は降伏 時お よ びFig．
4− Fig，
6の P一
δL 関 係に おい て降 伏後 の同一
変形 時に お ける両 者の荷 重の比を示して いる。 同 表には柱の降 伏 点の比 も示して い るが，
柱の降 伏点の差 ほど供 試 体の耐力差はなく， 接 合 部 耐 力は柱 素 材の降 伏 点に支 配さ れ てい ない こと が分か る。．
Table 4 Summary of Test and PTedicted Results
PPmax δ δmax δLmax 彑 P 虹 δLmaxPCPcmaxhPmaxFallure
Specimen
にon mm P皿ax σyfAf σu セAf2T 匸on PcyPc 皿axMode TS
−
6B24．
839．
6O．
707．
65．
6o．
630．
620．
670．
4フ 24．
241，
ア 1．
030．
95w 六 TS−
6HB3G．
O62．
90，
4822，
722．
80．
480．
760，
931．
9026．
645．
9Ll31．
3フ C．
W TS−
6HBH38．
059．
7O．
908，
19．
0D．
640．
450．
640．
7538，
366．
O0．
990．
90w TS−
6 B136．
048．
5Lo44。
14．
40．
フ40．
42 520．
3738．
366．
00．
940．
73w ☆ T25S−
6B31．
047．
72，
069．
910．
50．
650．
580．
580．
8330．
ヨ 52，
3LO20．
w T25S−
6HB27．
044，
5O．
685．
87．
50．
610．
500，
540．
6330，
352．
30．
890。
85C ★ T25S−
6HBH39．
050．
71．
705．
45．
40．
770．
620．
550．
45・
34．
058．
71．
150．
86C 氏 T25S−
6 BH3a．
058．
02 』611。
312，
00．
660．
610．
63LOO34．
058．
71．
12．
99C T25H−
6HBH42．
083．
91．
Q42L420．
50．
500．
680．
921。
フ137．
965．
3Lll1．
28C ☆☆ T25S−
6HCH28．
055，
51．
4325．
88．
00．
510．
700．
920．
6725．
443，
81 ユ01．
2フ w☆ ☆ T25S−
9HA54．
O95．
91．
8822．
218．
30．
560．
フア 0．
90LO248．
984．
31．
111．
15cT25S
−
9HAH64．
0100 」 L9211．
013．
90．
640．
フ50．
780．
フ758．
6101．
01．
09LODCT25S
−
9 AH56．
096．
41241 ら219．
30．
580．
650．
75LO758．
610LO0，
960．
95C C Crack in weld a 仁 column cornerth Poor welding
．
匸“ ： Crack in bu仁仁 weld kk ： Repair welding 60P （t） 40 20 60．
P
（t 4 120Po ） 90 60．
30Fig
．
4P
一
δL Curves（TS
−
6B series）Fig
．
5P
一
δL Curves（T25−
6B series）Fig
．
65
1° iSqmm9 °
P
一
δLCurves ｛T25−
6B series ）4
2
需
評
。。，
ミ
x 。症
0
2
4
Pc
．， ，／
6
，，B2
（・1。一
・ ）Fig
．
7 Comparison between Pmax and PcmaxFig
．
7およびFig．
8
に実 験 値と推定値の 関 係を瓶印 で示 す。
溶 接 部の溶 け込み不 足の た め その部分に早 期に きれつ が入 っ た TS− 6B
”の最 大 耐 力 以 外，
実 験 値はす べ て 95％ 信 頼 帯 内に入っ て お り，
使用 材の材 料 特 性 を 表 す指 標 とし てダ イアフ ラ ム材の引 張 強さσuノを 用い た （4 ）式お よ び （5 ）式の耐 力 推 定 式に よ りこの種の異 種 鋼 材 接 合 部の耐 力 評 価は可 能で ある。2
） ダ イア フ ラ ム は普 通 鋼で柱が高 張 力鋼の場合 ：対 象と なる供 試 体は
TS −
6”B ，
T 25S− 6
．B
お よび T25S−
9”A の 3体であ る。Table
6に，
柱お よび ダィ アフ ラム とも高 張 力 鋼の場 合の供試 体と こ れ らの供試体との 降 伏 時お よ びP 一
δ、 関 係におけ る降 伏後の 同一
変形 時の荷 重の比 を 示す。
同 表にはダ イアフラム材の強度の比 も示し てい る。
高 張 力 鋼と し てSM
50材を 用い た T25 S シ リー
ズで は．
ダ イア フ ラ ム材の強度差は 比較 的 小さ く，
また両 者の荷重 の比 もその程度で あ る。一
方，
高 張 力 鋼 としてSM
589
材を使用 し た TS− 6
B シ リー
ズで は， ダイアフ ラム 材の強 度 差ほど供 試体の耐 力 差は な く，
ダイアフラム材 の強 度が必 ずしも接 合部耐力 を支 配して いない。
Fig．
7お よ びFig．
8に実 験 値と推定値の 関 係を◎ 印 で 爪 し てい る。
推 定 式は耐 力 を 過 少 評 価す る傾 向に あ り，
最 大 耐 力におい て そ れ が顕 著である。
対 象と し た供試体はいず れも溶 接 部に生じ た き れつ で 耐 力が決 定した。
ここ での供 試 体の溶 接に は高張力鋼用 の 溶 接 棒 が 使 用さ れて いる。 伴，
藤 原 4 ）は 異 種の鋼材の Table 5 PyP一
δLP max σyc σ UC TS−
6RBH TS−
6 5H 」．
．
06LlO ＜1．
231．
68L4 自 T25S−
6HBH T25S−
6 BH1．
031，
04 ＞0．
8ア 0．
95Lll T25S−
9HAH T25S−
9 AH1．
141．
10LO41．
28L22一
毳
壽
0
1
2
P
、y／
6
、，B2
（・1。一
・ ・Fig
．
8 Comparison between py and pcs溶接に
，
強 度の高い方 に見 合っ た溶 接棒を使用 し た場 合 のすみ肉 溶 接 継 手の強度試験 を行い， 本供試 体 程 度の板 厚で は，
継 手の耐 力は使用し た溶 接 棒の溶 着 金 属の強 度 に支 配さ れ る こと を報告して い る。
し た がっ て，
こ の種 の異 種 鋼材接合部の耐 力 評 価に際し て， 普通 鋼で あるダ イア フ ラム材の強度を使 用 する ことは，
耐力を過 少 評 価 する ことにつ な が る。 試み に， 溶着金 属の引 張 強さに対 応 して い る柱の引張 強さσ。c を （4 》式， （5）式の σ Ut の代りに使 用し，
実験 値と推 定 値の比 を求めて み る。
結 果をTable
7に示す。
σ u。を用い た場合， 推 定 式は耐 力 を 過大 評 価する傾 向にあ る が，
ダイア フ ラム材の σ w を 使 用し た場 合 よりも推定精 度が良い こと が分か る。
3−
4 4枚 板 溶 接によ る 角 形鋼 管の場 合Sl 提 案し た局 部 耐 力の推定式は冷 間ロー
ル成 形 あるいは 冷 間プレ ス成 形に よ り製 造さ れ たコー
ナー
部に アー
ル を もつ 角 形 鋼 管につ い て の実 験 結 果を基に誘 導さ れ てい る。
前 報で， 製 造 方 法の異な る3種 類の角 形 鋼 管 を用い た 接 合 部が局部 破 壊す る場 合，
4枚 板 溶 接に よ る もの （以 下ビル トア ップ鋼管 ）は，
コー
ナー
部にアー
ル を もつ も の に比ぺ，
最 大 耐 力は低下す る傾 向にある ことを指 摘し Table 6PyP
一
δLPmax σy匠 σuf TS−
6HBH TS−
6HB 工．
271．
200．
952．
421．
56 T25S−
6HBH T25S−
6HB1．
301．
20一
1．
17L12 T25S−
9HAH T25S−
9HA1．
191．
101．
041。
221．
20 Table 7 Comparison between Test and Predicted Resu且tsby σ uf b σuc Speclm
已
nPy1PcyPmax ／PGmaxPy ！PcyPmax1Pcmax 工S−
6HBT25S−
6HBT25S−
9HA1．
130，
991，
11 1．
3ア ＞0，
85 1，
150．
830．
900．
94 1．
Ol ＞ 0，
ア7 0．
97一
83
一
た
。
本 節で は既 報5 〕の ビル トアッ プ鋼 管を用い た実 験結 果につ い て，
提 案 し た耐力推 定 式の適用性 を検 討する。
供 試 体は，
鋼管径の 10％幅の ダ イアフ ラム を もつ も の 1種 類で あ る が，
使 用 鋼種は4種類， 加 力 形 式は引 張 （TS ）お よ び 圧縮 （CS
）の両 形 式で， 合形8
体である。
供試体の溶 接に は，
鋼 種に対 応す る溶接棒が使 用され て い る。 供試体の寸 法およ び使 用 材の機 械 的 性 質をTable
8
に示す。引 張 形 式の供 試 体はすべ て加 力 用っ か み部の きれっ で 最 大 耐 力に達し た た め，接 合 部の最大 耐 力 は 不 明で ある
。
圧縮形式の供 試 体はすべ てダ イアフラム部の座屈で最 大 耐力に達 し たが， 明 瞭な局 部 変形が認め ら れ，
得られ た 最 大 耐力は ほぼ 局部 破 壊 耐 力に等しい と 判 断 され る。
Table
9
に実 験 値 と 推 定 値の比 較を示す。
い ずれ の供 試体におい て も推 定 式は耐 力を危険側に評価す る傾 向に あり，TS − 41
の降 伏 耐力を除け ば，
10％ 程 度の過大 評 価と なっ てい る。
こ の実験での 圧縮 形 式の降 伏 耐 力は引 張 形 式の 場合と ほ ぼ等しい。 この種の接 合 部の耐 力は圧縮 形式の 方が引 張 形 式 より低く な るのが
一
般である が，
本 節で の圧縮形 式の供 試体に は，
フ ラン ジ板の座 屈を防ぐ た め にフラン ジ板の板 幅の中央に沿っ て縦 方 向スチフナー
が 入っ てい る た め，
耐力が高く なっ たものと考え られ る。また
，
鋼種が変化してもTS −
41 を除き，
実験 値と推 定 値の比は大 略 同 じで， 3−
3−
1で述べ た よ うに， 高 張 力 鋼の場 合で も接合部の局 部 耐 力はダ イアフラム材の引張 強さ σ Ut に支配さ れ てい る。
3
−
5三角板に よ り補剛さ れ た接 合部E ）
供 試 体LS
Fig．
9
に示すよ うに，
直交 方 向フ ラン ジ板 が あり，
三角 板 が両 方 向の は りフ ランジ に溶 接さ れてお り，
本 研 究で対象と した補 剛 形 式と は異なっ てし．
、る。
耐 力 評価に際し， こ の接 合 部を Fig
．
9中に破 線で示 すよ うに，
柱コー
ナー
部よ り45e
に引い た線と 三角 板の Table 8 底 辺 との交 点と，
は り フ ラ ンジ まで をダィァ フラム せい くhn
；L
／2
）と する一
方 向のみの フ ラン ジ板を もつ接 合 部と考え る。
その結 果，
この接 合 部は， 溶接継目位置の 相違を別にすれ ば，
推 定 式 誘導に用いた接 合 部 が 緩やか な テー
パー
（θ≒10°
）を有して いたのに対し．
急 激な テー
パー
（θ＝45°
）部 を もつ場 合に対 応して い る と み な すこ と がで き る。
Table
10に供 試 体 諸元 を 示 す。
補 強の 三角 板が 大き い もの に つ い て は，
ダ イアフ ラム せい と鋼 管 幅の比hp
／B
が O．
2よりも大きい （h
，；
O．
25，
．
375） もの も6 体ある。
すべ て の供 試 体は加力側フ ラン ジ板と 三角 板の交 点の フ ラ ンジ板の き れつ に よ り最 大 耐 力に達してい る。
Table llに実験結果と推 定 値を示す。
Fig．
ユ0およ びFig．
11に両 者の関 係を示す。
図中の破線はFig．
2お よ び Fig．
3に示し た 95％信 頼帯で あ る。
最 大 耐 力お よ び 降 伏 耐 力とも・
25％程 度 危 険 側の推 定になっ て いる ものDetail of Test Specimens and MechanlcaL Properties（Ref
．
5＞Table 10 Detai正s of Test Specimens（Ref
．
6））B xB xTtL σue Specimen 仁／cm R2
−
5 9504．
41 R2一
工O−
1 91004．
41 R2−
］」O−
2 〕」21004．
65 R2一
上5 9 ］」
504．
61 R「2−
5R72−
10−
1200 ×200x6 士19950 工004．
364．
36 S2−
0 604．
57 S2−
5 6504．
5フ S2−
7．
5 6756．
57 S2−
10 6 工004，
57 S3−
10S3−
15300x300xg 火299100 」．
504．
504．
50 S4一
工0300x300 ・12六21210Q4．
66 S5−
8．
5250x250xg 穴39854．
69 BxBxT 仁 hDGrade σ σUCyc し〆cmZ σyf σuf し1c
皿2 Specime臣 TS−
41，
CS−
41 TS−
50，
CS−
50 TS−
50Y，
CS−
50Y TS−
58，
CS−
58350x350x ⊥6 ↓3 35SS 41SM50ASM50Y 開58Q 2．
76 4．
6ア 3．
60 5．
50 4．
フ1 6．
05 5，
93 6．
74 2．
94 4，
7工 4．
45 5，
55 4．
02 5．
59 5．
工5 5，
87Tableg Comparison between Test and Predicted Results PP 皿axPcPcmax 上 Pmax pecimentonf 仁Dnf PcyPcmax TS
−
4170，
96．
5■
O．
73■
TS−
50100一
113．
7，
0．
88一
TS−
5QYUO一
114．
6O
．
96一
TS−
58 ］」
10■
120．
3Q
．
91一
CS−
419015296．
5 ］L66．
40．
930．
91 CS−
50100177113．
7196．
00．
880。
90 CS−
50Y110187114．
6197．
50．
96D．
95 CS−
58 上20186120．
3207．
31．
．
000．
90大1 RHS formed by cold rolling vt2 RHS fabricated from two channels formed by cold pressing
究3 RHS Eabriea 仁ed from four plates
合
P
t
l驢
145
°
T
hr
昔
F」
一i
山 a 」… レ口
…
… … i／e．
45°
巴t 3 JLP
Fig
．
g Test specimen stiffenedby
triangula 【plates（Rel 6））
もの もみ られる が
，
三 角板の大 きい もの も含めて大 半の もの は95 ％ 信 頼 帯 内に 入っ ており，
提 案 し た耐力推定 式で三角 板 補 剛さ れ た接合 部の耐 力 評価は 可 能で ある。
3−
6 片 側載 荷の接 合 部7L8〕供 試 体 形 状お よ び載 荷 形 式 を
Fig．
12
に示す。
ダイア フ ラム の 形 式は推 定 式 誘 導の基に なっ た 供 試体と同じ でTable l l ComparisorL l〕etween Test and Predicted Results
PPmaxPcPcmax Pmax Specime
皿
亡0【L 匸ont蒔
cmax R2−
523．
543．
325．
944．
60．
91o．
97 R2−
10一
工 35．
561．
131．
554．
3 ⊥．
BLl3 R2一
工O−
237．
562．
940．
269．
30．
930．
9上 R2−
1535．
O69．
837，
264．
20．
941．
09 RlZ−
523．
o39．
325．
644，
1O．
90O．
90 Rl2−
IO−
131．
553．
331．
153．
フ 工．
011，
00 S2−
0 9，
521．
8 工1．
820．
40．
80LO7 S2−
5L5．
427．
020．
435．
20．
750．
フ7 32−
7，
522，
533．
922，
939，
5o．
980．
86 SZ−
1022，
039．
024．
94Z，
90．
BSQ．
91 S3−
⊥O 鼻0．
074．
649．
084．
5O．
320．
88 S3−
1554．
6B4．
Q55．
295．
10．
99O．
88 s4一
工o56，
1104．
475，
7130．
6O．
74o．
80 S5−
8，
539，
262．
846．
0792o，
B5o．
79 ．’
h4
差
喜
3
歪
2
1
昌
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翻
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61
鹽
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B
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，
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” 彡彡
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一
万
灑
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／
ゆ
’
．
”
つ．
前、
／
．
〔 ♪：LACK OFPENETRATION
0
1
2
3
4
Pcmex
／
5ut
B2
（xlo−
2，Fig
．
10 Comparison between p．
ux and pcmex4
2
ゐ
（
・ − 。，
x》
α 。。，
ミ
ご
’
！
ノ
’
’
ノ
O、
O
、
r
騒
−
’
’
’
日7
d Ω り 1男
凧 殉 酎 酬 併6
ARAR
KB
隔ー
ー
A齢
臘
け BoO喚
’
O−
〆
「
誘
Qノ
’
！
！
ノ
ノ
，
，
／ 毎ノ
ノ
’
／ー
0
1
．
2
2
．
4
Pc
ンノ t6UtB2
（xlo−
2）Fig
．
11 Comparison beIween p訂 and pcpあ り
，
各 部 材 寸 法 比は耐力推定式の適 用 範 囲 を満た して い る。
柱 と ダ イアフ ラム の溶接は裏 当金 を用い たレ形開 先の突き合せ溶接で あ る。載 荷は， 柱を単純 支 持 してお きフランジ板を通して片 側の 引 張 （
T − Type
）ある い は圧 縮 （C − Type
）荷重 を加え る形 式であ る。供 試 体の 諸元 をTable 12
，
実 験 結 果 と推 定値 をTable
13に示す。
引張 タイ プの供 試 体はすべ て柱 コー
ナー
部の溶接部の き れつ で，
圧 縮タイ プはダ イア フ ラム 部の局 部 座屈 で最大 耐 力に達し た。 最 大 耐 力 時の鋼 管の 局 部 変 形 量は引 張タイ プ，
圧縮タイ プと も鋼 管 厚程度で あり， フ ラン ジ板の局 部座屈で耐 力が決 定し た圧縮タイ プで も鋼 管 自体もほ ぼ局部耐力に達 してい たと判 断さ れ る1 ＋。
Fig．
10お よびFig，
ll に実 験 値 と 推 定 値の 関係を示 す。
降 伏 耐 力につ い て は，
推 定 式は耐 力 を過 少 評価す る昌
P
4
T
罪 早ii
耜り り
■ 一
一’
”一
一
’
’
”
冩’
蕁
1
一
T
−Type
t
昌
P
QP
C
−TyPe
op
！
｝
或
Fig
．
12 Specimens subjected to 且oad on one side only 〔Refs．
7｝
，
8））Table
12
Details ofTest
Specirnens（Refs．
7），
8）） B xB xTt h σuf 皿mmm mm 2−
t cm T工，
ClT2−
2，
C2−
2 T3，
C3T4 ，C4T5，
C5 250x250 x9 300x300 ×9 300x300xl2 9 3012 3012 4016 4012 40 4．
435．
03，
4．
41 4．
414．
354．
45丁abte 13 ℃omparison between Test and Predicted PesuLts PPmaxPcPcmax
⊥ PmaxFallure
ton ton PcyPcma π 皿ode
Tl50
．
067．
639．
66821．
260．
99Cr T2−
265，
088、
954．
493．
81．
190。
95Cr T360，
084．
854．
794．
31．
100．
90Cr T470．
08 ア．
865．
4 上12，
71．
07OJ8Cr 釈 T575，
0L16，
068．
2117．
61．
100．
99Cr C148．
663．
639．
668．
21．
23D．
93Lb C2−
251．
486．
147．
782．
31．
08LO5Lb C358．
585．
854．
794，
31．
070．
91Lb C4 ア3．
5112，
765，
4112．
71．
12LOOLb C57LO111，
868，
2117．
61．
040，
95Lb★
： La⊂k of penet【ation Cr ： Crack in w 巳ldLb ： Loca 工 buckling of diaphragm
傾 向にあ る が
，一
部の供 試 体 を 除き， 引 張タイプ，
圧 縮 タ イプと も95
％信 頼 帯の幅の中に入っ て お り， 十 分な 精 度で耐 力を推定し てい る。
最大 耐 力につ いて は， 溶 接 部の溶け 込 み不足のた め早 期に破 壊が生じたT −
4以 外 は すぺて95
％信 頼 帯 内に入っ て お り，
．
かつ 推 定 精度は 極め て高い。
圧 縮タイ プの供 試 体は，
3−
4節の場 合と同 様に， フ ランジ板の早 期の座 屈を防ぐ た め縦スチフナー
が溶 接され てい る。
そ の結 果，
引張タイ プと 圧縮タ イプ の間に は大き な耐 力 差はない。 提案式 が 片 側 載 荷の場 合の局 部 降 伏，
破 壊 耐 力 を適 切 に評 価 で きる ことは，
こ れ らの式が水 平 荷 重 時に お け る 接 合部の局 部 降 伏お よび 破 壊 耐 力の推 定にも有 効で ある ことを示唆して いる。
水 平 荷 重 時 状 態にお け る 耐 力 推 定 式の適用につ い て は今 後 検 討する予定で ある。
3−7
実 際の柱・
は り接 合 部の場 合9）・
1°］ 前節までに検 討し た供 試 体はすべ て接 合 部の引 張 側あ るい は 圧縮 側の みをと り出し た模 型 供 試 体であ り，
曲げ モー
メン トとせん断 力 を受 け1
引張 側 と圧 縮 側が同 時に 存 在し，
鋼 管の局 部 変 形に関して は互い に干 渉し合 う実 際の柱・
は り接 合 部と は性 状が異な っ てい る。
本 節で は 実際の柱・
は り接 合 部に よ り近い形 状の供 試 体につ い て 耐力推定式の 有効性を検 討 する。
供試体はFig．
13に示す よ うに角 形 鋼 管 柱にH
形 鋼は り を溶 接接 合し た十字形供試体で あ る。Table
14に寸 法諸元 を示す。
供 試 体は柱 がロー
ル 成 形 鋼 管 あるい はプ レ ス成形鋼 管に よる もの9 ］と ビル トア ッ プ鋼 管の場 合1° 〕畢
Pb
ト 1碧
羲
i
H●
dx150x6
×9ii
o l lll l
．
1 ： dl l ： 1TIj8
；ー
⊥
ト400
−
十
一4
⊂｝0−
十200軒400 −→
←−400 →
→ ｛ 20var
−
一 ・
一 一 一
一 ・
一 ・
一 ・
一・
・
幸・
霎
Fig
．
13 Specimeロ正or actua 且connectionの 2種 類に 分か れ る。
載荷方 法は， 接 合部 φ局部変形 挙 動に着目 す る た め， は り両 端 をロ
ー
ラー
支 持し柱 頭に荷 重 を加える対 称 荷 重 形 式と し た。
使用 鋼 種は STKR 41お よ び SS 41 で ある。
1
） ロー
ル成 形 鋼 管およびブレス成 形 鋼 管の場合e｝： ダ イアフ ラムせい はすべ てh
．・
＝
O．
1B で，
補剛方 法の詳 細 は耐 力式
誘 導の基本 資料に な っ た単 純 模型供試体TS − 9B
，TS − 6B
，TS − 4．
5B
と 同 じ であ る。 は り せ い は鋼 管幅の 1．
5倍 （d
＝
300mm ）を標 準と し た が，
BS−
6 B シ リー
ズにつ いて は， 接 合 部の引 張 側と 圧縮 側の相互干 渉に よ る影響を調べ る た め ， は りせい と鋼 管 幅の 比d
／B
が1．
0お よ び2．
Oの もの につ い て も実験をTable 14
Datai
且s Qf TestSpeci
皿ens （Refs．
9），
IO）） Specimen Co1 nB XB xT Beamdxbx しwXt誰
三9。 txhD σufRef．
tlcm2 BS−
9B 200x200x9300xl50x6 x 9 4
．
59 BS−
6B 300x150x6 x9 4．
59 BS−
6B−
200200x200 x6200xl50x6 x 99x204．
80 （9） BS−
6B−
400 400x！50x6 x9 4．
80 BS−
4．
5B200x200x4．
5300x150x6 × 9 4．
59 B−
1 13xO B−
2350x350x16400x200x8xl31 ゴ×354．
90 （10＞ B−
3・
13x70Table 15CD 血parison between Test and Predicted
．
ResultsL
M MmaxPh PLmaxPc Pc 皿ax ヱ匪 PLmaxFailure・
m ton ton Pcy PcmaxmodeBS
−
9B 9，
6．
ユ7．
533．
0 60．
334。
5 59．
40．
96 1．
02Lb 伽Cr BS−
6B 7．
2 13．
224．
7 45。
525．
4 43．
70．
97 工．
04Lb BS−
6B−
2005．
6 9．
729．
3 50．
726．
5．
45．
7Lll l．
111．
b BS−
6B−
40011．
2 18．
528．
6 47。
426．
5 45．
71．
08 1．
04Lb BS−
4．
5B6．
4 11．
522．
0 39．
520．
5 35．
41。
07 1．
工2Cr B−
120．
6 36．
753．
3 94．
968。
2 117．
60．
78 0．
81Cr B−
230．
9 43．
379．
9 111．
9100．
4 173．
10．
80 0．
64Cr ☆ B−
333．
0 46．
685，
3 120．
4ll9．
5 206．
00．
71 0．
59SwLb ： Local buckling of diaphragm Cr ： Crack in weld
Sw ： Shear failure of beam web
★ ； Poor welding
行っ た。 実 験 結 果 を
Table
15に示す。
破 壊形 式はダ イアフ ラ ム部の局 部 座屈 あ るい は溶 接部の き れつ で あるが， いず れの場 合 も鋼管の局部変形に起因してお り，
や や 早 期に きれっ が生 じ たBS − 9
B
以外，
最 大 荷 重 時に は鋼 管 厚 以上の局 部 変 形が みられ た。
Fig．
14およびFig．
15に実 験値と推 定値の 関 係を示 す。こ こ で，局 部 耐 力の実 験値は柱 接合面での は り端モー
メ ン トをは りフランジ重心 間 距離で除し た値 （P。＝
M ／（d −
t））で ある。
同 図には 比較の た め単 純 引 張 模 型 供 試 体の結 果 も示し てい る。
最大耐力お よ び降 伏 耐 力とも す べ て の 供 試 体の実 験 結果 は （4） 式，
（5）式の 95％ 信 頼 帯の幅の中に入っ て お り， 推 定 式は実 際の柱・
は り 接 合 部の局 部 破 壊 耐 力の推 定に関して も有 効であ ること が分か る。
ま た．
d
／B
＝LO
の場 合，
実 験値と 椎定 値の 比は，d
／B1：
ユ，
5お よ び 2．
0の もの よ り高く，
引 張 側と 圧 縮 側の局 部 変 形の相互干渉の影 響が認め ら れ る。
し か し，
d／B が ユ．
5以 上で はその効 果 は ほ ぼ等しい。
＾
・bF
×》
個 ・。．
曼
． り慮
Rcmex
／ld」
曾B2
〔xlo−
2冫Fig
．
14Comparison
between Pmax and pcmaxぐ
2
− oFx）
Nm ＝ 略 ＼ あ o「1
0
1
2
F
も
而
切B2
〔x1◎−
2 ）Fig
．
15 Comparison between pv and Pcs接 合 部の引 張 側 を対 象と し た供 試体の実験 結 果に基づ き誘 導され た推 定 式で あ るに も か か わ ら ず
