【研 究 論 文】 UDC ；624
．
078．
014．
27 ；624．
0ア5．
2．
014 日本 建築 学 会 構 造系諭 文報告集 第 349 号・
昭 和 60 年 3月角 形
鋼
管 柱
・H
形
は
り
接
合
部
の
局 部 破 壊
角
形
鋼管柱溶接接合部
の実験的
研
究
1
正 会 員 正 会 員 正 会 員田
金
上渕
谷
場
基
輝
嗣
＊弘
＊＊康
＊＊ ＊1．
序角 形 鋼 管 柱とH形 鋼は りの ラT メ ン接 合 部が十 分な耐 力と剛 性を もつ た めには
，
は りフ ランジレ ベ ル で の鋼 管 壁の局 部 的な面 外 変 形を防ぐ 必要が ある。 本 研 究は，
は りフ ラン ジ端で緩 やか な テー
パー
部 を もっ て外ダイ アフラム で補 剛さ れ た角 形 鋼 管 柱・
H 形 は り 接 合 部の局 部 破 壊に関 す．
る 実 験 研 究で あ 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 は鋼 管 壁の 局部 的な変 形に起因し て生じ る柱の コー
ナー
部近傍の応 力 集 中に よる そ の部 分の き れつ （引 張フ ラン ジ側）ま た は局 部 座 屈 （圧 縮フ ランジ側 ）に よる破 損 を指 す もの と する。
こ の種の鋼 管 接 合 部の局 部 破 壊に影 響 を与え る因子の 数は多く，
その耐 力 を推 定す る実 用 式 を解析 的に求め る ことは困難で あ る。
伴， 今井 1〕・
2｝は 直交 2方 向の フラン ジ板の隅角部を三 角 形 板で補 強する形 式の接 合 部につ い て， 鋼 管 壁の有 効 幅 を実 験 的に定め，
リミ』
ッ トアナ リ シス を用い て局部 降 伏 耐 力を求めて い る。 し か し， 局 部 破 壊 耐 力の推 定は統 計 学 的な手 法に よっ て いる。 筆者ら は，
接 合部を単純化し た模型供試 体を用い て各 寸法因子を系統的に変化さ せ た実験を行い，
接合部の局 部 破 壊に影 響を与え る各因子の効果を定 性 的に調べ ， 次 い で，
そ れ らの影 響 を定 量 的に評価し た耐力式 を回帰分 折の手 法を用い て誘 導し たの ち，
実 際の接 合 部の実 験 結 果と比較して耐 力式を検証 すること を計画し た。 本 報は 上記 研 究 計画の う ち単純模型供 試 体の実験結果 に関する もの である。 実 験は目的に応じ三っ に分 類でき る。 実 験1
で は，
各 寸 法 因子 を系 統 的に変 化さ せ，
局 部 耐 力 に影 響を与え る 各 因子の効 果 を調ぺ る。
以 後の研 究では，
この実験結果 に基づい て耐 力 式 を誘 導する こと を計画し て いる。 実用 され て い る角 形 鋼 管の製 法は多様で，
その製造 方 法の違 い によっ て接 合 部 性 能 も異な ること が予想 さ れ る。
そこ で，
耐 力式を実用す る際の参考資料を得る目的で，
実験ll
と して製 造 方 法の異な る3
種類の角形鋼管につ い て実 験を行う。
さらに， 実 験皿で は実 験1
で無
視した直交 方 向は りフランジの効 果について検 討す る。
2．
実 験 2−
1 供 試 体 実 験1
：接 合 部の局 部 耐 力に影 響 を与える各 寸 法 因子 の効 果を調べ る ための実 験 供 試 体は Fig．
1に示す ように， 角 形 鋼 管 柱に緩や か な テー
パー
部 を もつ フランジ板がとりっ け られ た引 張 形 式の単 純 模 型である。
こ こ で， 柱か らの突 出 幅 を ダ イア フ ラ ム せ い （hn）と呼ぶ。
変 化 させ たパ ラメー
タは 1）柱の幅 厚 比 B／l▼
＝
22〜
67 2）ダイア フ ラ ム せ い h，／B；
o〜
o．
23
）ダ イアフラム厚 t／T ；O．
5〜2．0
で あ り，Table
1
に示す28
体にっ い て実験 を行っ た。
供 試 体の記 号 は下 記の要 領に従っ た。
TW−
9BLL
t （A ＝12，B ＝9，
C ＝6
，D
＝4．
5
，E ＝
3．
2mm ） T （mm ） h．／B （W＝
0 2， H三
〇．
15，S ＝
0．
10，
0 ＝
0 ＞ ダ イア フ ラム と柱の溶 接はすみ肉 溶 接 を 原 則 としたが，
TS −
4．
5B とTS −
6B の 2体は突 合せ 溶 接され てい る』 ダ イア フ ラム ど う しの溶 接は，
そ の板 厚に応 じ て 1形
あ るいはV
形の 開 先を もつ突 合せ溶 接寧’
n で ある。 溶 接は 本 論 文の一
部は昭 和48年 度，
50年 度お よ び53年 度に日本 建 築 学 会 大 会講 演 梗 概 集に発表し てい る。
事 神戸大学 助手・
工修 ＃ 神 戸大 学 教 授・
工博 ＊ ＊ ＊ 神 戸大 学 教務 職 員・
工修 （昭 和59年3月 5B 原 稿 受 理日．
昭和59年IO月 6日改訂 原稿 受 理 日，
討論期 限昭 和 60 年 6 月末日〉 ＊1） 突合せ溶接 部は開 先 側の溶 接が終了 し た後，
裏 面か ら 1層の溶 接 を 行っ た。
これ は，
本 研 究で対 象と し た板 厚 は9mm 以 下の ものが大 半で あ る た め，
裏はつ り あ る い は襲 当て金 を用い た溶 接は現 実 的で な く，
裏 面か らの 1層溶接を行うことによ り完全な溶け込み状態が 確 保でき ると判 断し た か らである。
一 71 一
SEETABLE
1 （＋ ｝ Dh
合
P
ぐ一
ド冫b
ToD
の．
〒 十 ー cD − T 口D ゆ．
尸
⊥＜
＞P
（a）
Fig
．
1 Test Specimen（b） すべ てア
ー
ク手 溶 接によってい 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。
本シ リー
ズの角 形 鋼 管は，
冷 間ロー
ル成 形に よるもの （以下n一
ル成 形 鋼 管）お よ び冷 間 プレ ス成 形さ れ た み ぞ形断面材を2
本溶 接して製 作 した もの （以 下プレ ス成 形鋼管）の 2種 類 で ある。
柱コー
ナー
部に は外半 径で rh
r
TS
−
9A
−
1
TS
−
9A
−
2
TS
−
9A
−
4
Fig．
2 Details of Specimen （Testn
）Table l Details of Test Specimens and Mechanical Properties
We工d RHSDiaphragm Specime
皿
B x B xT じ bhDde しa且 σ y σu σy σu 仁／cm2 【／c皿2 TW−
9B 9 40V F2．
94 4．
403．
56 5．
34 TH−
9B 9 30V F2．
94 4．
402．
94 4．
49 TS−
9BTS−
9A2002009 ★ 9121502020V FV F2．
83 4．
51 2，
83 4，
5L2．
53 ら．
工9 2．
67 4．
38 TS−
9C 6 20V F2．
83 4．
5瓦 2．
72 4．
18 TS−
9D 45 20V F2．
83 4．
512、
52・
3，
49 四一
6B 9 40V F3．
43 4．
373．
56 5．
34† TH−
6B 9 30V F3．
43 4，
372．
94 4．
49† TS−
6B2002006 勲 915020v レ 3．
73 4．
942．
94 4．
38 TS−
6C 6 20I F3．
73 4．
943．
80 5．
40 TS−
6D 4．
5 20I F3．
73 4，
942．
88 4．
221rw
−
4．
5B 9 40V F3．
29 423356 5．
36 † TH−
45B 9 30V F3．
29 4．
232．
94 4．
49f TS−
4．
5B 9 20v レ 3．
30 4．
542．
94 4，
38 TS−
4．
5C2002004．
5拍 615020 【 F3．
30 4，
543．
80 5．
40 TS−
4．
5D 4．
5 20 工 F3．
66 4，
682．
52 3．
4g TS−
4．
5E 3．
2 20 工 F3，
66 4．
682．
28 3．
3ら TS−
3．
2C 6 20I F2．
38 3，
222．
72 448 TS−
3．
2D2002003．
2六 “．
515020L F2．
38 3．
222．
52 3，
49 TS−
3．
2E 3．
2 20 工 F2．
38 3，
222．
28 3．
34 T15S−
6B1501506 飲 9 15V F4．
00 5．
033．
36 4．
55† Tl5S 乳5且 150 150 5敵
912015 Ψ F3．
44 4．
103．
20 4．
66 十 T15S−
4．
5B150 工50 4．
5飲 9 L5V F3．
48 4．
543．
20 4．
66十 T30S−
6BT30S−
4．
5B3003006 佩 3003004．
5肉 992253030V FV F2．
79 4．
58 2．
91 4ユ83．
2Q 4．
66 3．
2Q 4，
66 † T−
9B2002009 ☆ 9 o一
F2．
94 4．
402．
94 4．
49 TO−
6B200 200 6蝕 9150o一
F3．
43 4」72．
65 4．
31〒 TO4．
5日 2002004．
5欸 9 o一
F3．
29 4．
232．
65 4．
31†：
・
・
2T （T
：鋼 管 厚 ）程度の アー
ルが あ る た め， 直線的に 切断さ れ たダ イア フ ラム とコー
ナー
部の 間にはFig，1
（b
）に示す よ うに隙 間 （R
）が生じ る。
R
が 3mm 程度の場合は， 特に ダイア フ ラム端 部 の加 工 を行わずに溶 接を行っ たが，R
が大きい 場 合 はR
が 3mm を超えな い よ うに ダ イアフ ラム端 部 の加工を行っ た。使用 鋼 材は
STKR
41お よ びSS
41
で機械 的 性 質は各 供 試 体ご と に Table 1に示 し て いる。
鋼 管につ い て は管軸方 向より採 取し た
JIS
1号 引張 試 験 片に よる値で あ る。
実 験 皿：鋼 管の製 造 方 法お よ び溶接詳細の影 響 を調べ る た めの実験 供 試体の寸法諸元 等 をTable 2に 示 す。 供試体形 状は実 験1
の場 合と同様で ある。
接 合 部 詳 細をFig，
2に示す。
使 用し た角 形 鋼 管の製 造方法は以下の 3種 類であ る。 ロー
ル成形鋼 管 （1 シー
ム） プレス成 形 鋼 管 （2シー
ム） 鋼 板4
枚を 溶 接 組 立 〔以 下ビル ト アップ鋼 管。
4 シー
ム） ダ イアフ ラム と鋼 管は突 合せ溶 接さ れ て いる。
な お，TS −9
A−
2は，
こ の部 分 がすみ肉溶接さ れ た実 験1
のTS −
9A と 同 寸 法で，
溶 接 詳 細の違い による影 響を 調べ る。 使 用 鋼材の機械的性質 をTable
3に示 す。 実験皿 ：直交は りの効 果 を調べ る た め の実 験 実 験1
の供 試 体は荷 重 軸と直交する は ☆ ； R日S fabricated from ヒwn channels formed by cold pressingM 3 RHS foτ 皿 巴d by cold rolling
： See Fig
．
L，
V； V groove，
工； I groove，
レ； Sing 工e bevel g匸oove．
，
F； Fillet ueld
†
：
JIS Type 5 tensile eoupon 仁est speeimens are used．
（Without t ；JエS Type 1 匸ensile e。up。 ロ tes 匸 specimens are used ）
り を無 視し た模型 である
。
本 実 験の供 試 体はFig．
3
に示す よ うに ダ イア フ ラ ムを延長 して 直交は りフ ランジ を模した単 純 引 張 形式で あ り，その方 向の寸 法が
h
。Table 2 Details of Test Specimens for Test ∬ 〔in mml SpecimenB XBxT 匸 x hD
、
br ★ RHS TS−
9A−
1TS−
9A−
2TS−
9A−
4200x20Dxg12x 2018G21一
fo【med by co 工d ro 工1ing foご田ed by cold p匸
essing f。med fr。m 4 Pエa しes k Ouこside radius Df RHS co【n已 匸5 （measured d洫 enston ）Table 3 Mechanical Properties
σyt ！ 呈 uE1
．
zTestpiece 鴇 匡 TS−
9A一
ユ TS−
9《−
2TS−
9△−
44．
20 5．
1喬 2．
93 4．
61 3．
16 4．
7634．
329．
339，
7JIS Type Type Type515 Diaph 【agm2．
78 4．
4529．
5Type1Table 4 Details of Test Specimens for Test皿 （in mm ｝
SpecimenB
’
x BxTthDbd DTW−
6BDTH−
6BDTS−
6BDT σ一
6B200x200x69403020 0 225210200175Table 5 Mechanical Properties σ y 、／。 。
呈
uEl．
％，
ColumnDiaphragm4．
08 4。
68 3．
13 4。
8018．
325．
6 か ら150mm に変っ た以 外は実 験
1
の場 合と同様で あ る。
供 試体 寸 法お よ び 使 用 材の機 械 的 性 質をTable
4，Table
5 に示す。
2−2
実 験方法・
測定方 法 実験は フ ラ ンジ板を通して対 称の 引 張 荷 重 をか ける形 式で，
弾 性 域で 1度，
塑 性域が 進展し た状態で 1度 除 荷 し，
そ の後 破壊まで加 力し た。
加 力に は100t
あるい は200t
の油 圧 式万能 試 験 機 を使 用し た。
加力中の各荷 重 段 階で柱フ ラン ジの面 外 変形 aL＊2） （以 下 局部 変 形 と呼ぶ）および柱の局 部 変 形と ダイア フラム の変 形 を含む フ ラ ンジ板 間 変 形 δ （標点間距離＝2．6B ，
以 下 全 体 変 形と呼ぶ ｝をひず み ゲー
ジ 式 変 位計お よび ダ イア ルゲー
ジで，
各点の ひずみ を抵 抗線ひずみゲー
ジで 測 定し た。3．
実 験 結 果と考 察 3−
1 実 験1
：接 合 部の寸法因子 を変化させ た実 験 3−
1−
1 破 壊状況 実験 結果をTable
6
に示す。
供 試 体の破 壊 形 式は2種 類に分か れ る。
柱の幅 厚 比が小さ いかあるいは幅 厚 比が大き くて も補 剛が十 分な場 合は接 合 部の剛 性が高く な り，
フランジ板の最 小 断 面 部の破 断 で耐 力が決 定する。一
方， 接 合 部の補 剛が不 十 分なもの は， 接 合 部の溶 接 継 目の き れつ で耐 力が決 定して いる。
T ム ⊥合
P
下hD
需
嗣一
畢
口
口 卜1
〇◎十
の150
ド ⊥号
P
畢
．
…．
．
＿ ．
−
＊2） δ，は鋼管壁に溶 接し たナットに鋼 棒を 取 り付け，
そ の 相 対 変 位 を 測 定して いる。 し たがっ て，
わずか で はあ る が管 壁の回転 成 分が混入 す る。
後 述のよ う にこれ が 1つ の原 因 と なっ て，
δ。
が δ よ り大きい結 果に なっ て いる供 試 体 も ある。
Fig
．
3 Specimen for Test田60P ω 50
幽
．
曙
「
ρ
■
「
哩
．
．
虐
「
r．
団
．
．
’
曽
「
■
．
．
．
一
r“
尸
TW−
6日 TH−
68 40 ／’
1”
L
，
．
’
L，
．
．
．
．
．
．
．
・
・
’
’
”
」
1
．
．
．
、
・
°
“
L
，
・
L’
，
〆
♂ 1，
’
ノ
ρ
〆
．
．
．
・
・
一
．
1
』
．
丁5r66L・
・
卩
凾
’
’
”
τ5−
6c ノ TO−
5日 丁卜6D 10。
閏o翼 ・Yleld ・［
」
一
〇vo 剛I LocaI 民 ぎ 04
8
125 剛 16
°
3
Fig
．
4 Load・
DefLection Curves2
1 ●；SPECIME鴎WITH POORWELD）NG o
l
嚇
，q
／
2 一超
鈴
♂ 20 460
0
B
／T
Fig
．
5 Lecal Deformaiion at Maximum Loadこ の き れつ の発 生 状 況は接 合 部の剛 性に応じ て 2形 式に 分か れ る
。
すな わち， 剛 性の低い もの はダイア フ ラ ムど うしの 突 合せ溶 接 部に （破 壊 形 式 W，．
PhotQ
l ），
剛性 の 高い もの は柱の コー
ナー
部の 溶接 継目 に （破壊形式C
，Photo
2
）き れっ を生 じ る。
ま た， 鋼 管の幅厚比が 大きいTS −
3．
2C お よ びTS −
4．
5C の 2体は， 柱の コー
ナー
部の きれつ が管 厚 方 向に進 展し た。一
方，
溶 接 施工 が不 十 分な た め ス ラグの巻き込みある い は溶け込み不良一
一
Table 6
Sumrnafy
o ｛Test Results（TestI
） erU e −．
Gi Oa 瓢 F c四
罪
詣 ☆需
離套
PPP，
PP ，，
，
， P FFFWFFCCWWWCWWWWFCWWCCCCCCCC XamL δ T7279356977366119979901728008 3367308241405993941131772845，
，
脚
，
O
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，
■
9
，
■
■
，
O
■
■
■
■
7
，
．
■
．
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，
O
，
00000QOlO101002212 ー 工 1100 ユ 000 K870435505429088853338 396860 653418373743887784445 326057．
・
・
・
・
…
艦
…
。
…
，
・
…
一
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邑
・
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122221222222222223332 333444 XamPfAfU2153372077102368564105524221 0009008967876679055686554843●
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噂
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．
・
．
匿
6，
會
卩
．
3193859497307763612992791047 7657325533253332121 33244521 ynOt0004000380000000000000000050●
．
・
，
・
，
．
．
■
，
・
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，
●
，
，
・
，
0
「
脚
，
O
「
．
．
6498154941444380808610735451 4323213222132211 1 22132211 nem 工 CePS BB 匿 丿
【
丿 昼 BBCDECDEBB・
B・
B 55555522265464 5 BBBACDBBBCD・
・
・
…
9・
・
一
麝
一
雪
一
BB・
99999966666444444333SSSSS964一
「
需
嚠
一
曽
一
一
一
囀
罸
骭
一
幽
一
一
一
一
一
一
55500一
一
一
四器
驀
器
皿器
鶚
器
器
驀
驀
皿翌
瑟
丁。 T。 皿σysAf ： Yield s仁reng しh of flange plate
σuiAf ； haxtmum strength of flange Plaしe K ： Stress concentratlon facter
Photo
l
Failure Mode WPheto 2 Failure Mode C
の見ら れ た供試体が 5体あ る。
Table
6中， これ らの供試 体の破 壊モ
ー
ドに は＊を付して い る。3−
1−
2 荷 重一
変形 関係Fig．
4にT −6
シ リー
ズの荷重
一
変 形関 係 を示 す。 図中の実線は全 体 変 形を，
点 線 は局部変形 を 示して いる。
同 図に示し た供試体は すべ てFP ： Fracture of flange pユate
C ： Crack in weld at column corn ごr
騨 ； Crack ln butt weld
k ； Poor weldtng
麟 ： Tear of column wall
局 部 破 壊に よ り最 大 耐 力に達して お り
，
全 体変形の大 部 分は 局部 変 形に よる もの で あ ること が分る13 ）。
い ずれ の供 試体も最大荷 重の 50−
60 ％の 荷 重で変形 が急 増し だ して お り，
比 較 的 明 瞭なbi・
linear
関係が み ら れ るが，
降 伏 荷 重は必 ずし も明 確で は ない。
そこで，
本 研 究で は 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 になっ た時を降伏 荷 重 Py （Fig、
4参 照 ）と 定 め る。
フ ランジ板が 破 断した 供 試 体 も
Fig．
4と同様の荷重一
変 形 関 係を 示 す。Table
6に示 すようにすべて の供試 体 のPy
時の 継手効率 （Py
／ ayJ・
A
∫，A
レ ＝ t，
b
）は 1．
0
よ り小 さく，
フラン ジ板の破 断で最 大 耐 力が決まっ た もの で も降 伏 荷重 は柱の局 部変形によ り決 定し て いることが 分る。 3−
1−
3 局 部変 形Fig，
5
はh
。＞o の供 試 体の うち 局 部 破 壊で耐力 が 決定 し た もの 18俸につ い て，
最大 耐 力 時に お け る柱の片 側フ ラ ンジの局 部 変 形量 δL／2と 柱板厚
T
の 比 と柱の幅 厚 比B
／T
と の関係を 示し てい ＊3） Fig．
4中で 1，
2の供 試 体の δ。のほ う が δ よ り大きい ものが ある。 これ は，
δが必 ず し も局 部 変 形の最大 値δ，と フ ラン ジ板の平 均 伸び量の和でない こと，
δ．
の測定 値に管 壁の回 転 成 分が混入 し てい ること，
によ る。
一
一
龕
65
璽
4
ぢ2
o
レ曹
一
B／4−
→r−
B／4−●
←−
B！4−●
引Fig
．
6 Loca王Deformation of Co【u皿n in Logitudinal Dilec．
tioロ る
。
溶 接 施工 が不十 分 で あっ た5
体は早 期に き れつ が生 じ た た め局 部 変 形 量は小さいが，
その他の供試体につ い て は柱の幅 厚 比に関係な く概ね柱の板厚 程 度の面 外変形 で局 部 破 壊が生じて いる。
管 厚の薄いTS −3．
2C
お よび TS−
4．
5C
の 2体は，
局 部 変 形 量が多い。
こ れ は， これ らの供試体で は柱の コー
ナー
部に発 生し たきれつ が柱の 板厚 方 向にまで進 展し た ためである。Fig．
6
は最 大 耐 力 時に おける柱の面 外 変 形の管 軸 方 向 分布を示し て い る。 同 図に よ れ ば， 補 剛量に関 係な く変 形 分 布は似て お り，
TS−
4，
5B とTW−
4．
5B とでは， ダ イアフラ ム せいが2
倍違 うに もか か わらず 管軸 方 向の各 点の変 形は ほ ぼ等しい。 文 献3）に報 告さ れ て い る円 形 鋼 管の場 合では加 力 位 置 より管 径の 2倍 以 上 離れ た位 置 で も面 外変形が認め ら れ るの に対し，
角 形 鋼 管の局 部 変 形の範 囲 は 限 ら れてお り，
た か だ か管 径 程 度 離れた位 置 まで である。Photo
3に実験 後の局 部 変 形の様 子 を示 す。Fig，
7およびFig．
8は弾 性 域 1t 当た り に お け るダ イ ア フ ラ ム の加 力 方 向ひずみ分 布であ る。Fig．
7
はダイア フラム のせい の影 響を， Fig．
8は柱の幅厚比の影響を示 して い る。 いずれの ひず み分 布におい て も柱の コー
ナー
部に柱の 局 部 変 形に起因 す るひずみ集 中が見ら れ る。
こ の ひずみ集 中は補剛 量 が多く な るほ ど （Fig．
7）， 柱の E £1ち
ば
es
Pho量03 A正ter Test ε 91 ＼ ？ 9x
）
ω 20 ● 丁S52CoTS4．
5C 囗 TS5C 80 △ T59C盤
ノ r 40「
．
、
’げ
0 一 ε E の尸
Fig．
7 Effect of 勗 on Strain Fig．
8 Effect of T on StrainDistiibution Distribution 幅 厚 比が小 さ くな る ほど （
Fig．8
），
す な わ ち，
接合 部 の剛 性が高く な る ほど低く な る。
し か し，Fig．
7に示す ように， h，＝
Oの もの に補強を設け ることに よ り，
ひず み集 中は大き く低 減さ れ る が，hn
・＝O，
IB
か ら0，
ZB に 増や して もひずみ集 中の低減に関す る限りその効 果は少 な い。
3−
1−
4 耐 力 と各 因子の関係Fig．
9− Fig．
14は接合 部の 耐 力に影 響 を 与 え る と考 えられる各 寸 法 因子と実 験最 大耐力Pm
。x お よ び降伏耐 力 Pv との関 係 を示して い る。 こ こで と り あ げ た 因子は 鋼 管 厚 T，
ダ イア フ ラ ム厚 t，
およ び ダイアフ ラム せ い に関す るh
。＋ T で，
いずれも鋼 管 外 径 B で無 次元化し てい る。 対象と し た供 試 体は降 伏 耐 力に つ い て は，Table
1 に示す28 体で あるが，
最 大 耐 力につ い て は局 部 破 壊で耐 力が決 定 した21体で ある。
接 合 部 耐 力 を 支 配 する使 用 材の機 械 的性 質と してダイア フ ラ ム材の引張 強さ aat を選び， 文 献6＞で報 告し た円 形 鋼 管 柱の場 合’
と同様に各 図の縦 軸は最 大 耐 力 あるいは降 伏 耐 力 を無 次 元化する ために σ ．t・
B2
を用い て い る。
Fig．
9〜Fig．
14の各 図に おい て， 横 軸に とっ た各 因 子 以 外は等しい因 子 を もつ 供 試 体の結 果 を実 線で 結んで い るe 各 図 中の実 線ど うし は互い に良く似た傾 向 を示し てお り，
ま た一
部の例 外 を除き互い に交 差して いない。’
こ の こと は，
無 次 元 化 指 標と して σ。v・
B2
を選ん だ場 合，
各 図の横 軸にとっ た 因子と 残 りの因子は 互い に独 立で あ ること を示し て お り，
耐 力推定式を誘導す る際にはこれ らの各 因子 が接 合部の無 次元化耐 力に関して は 互いに独 立であると して取 り扱うことが で きる。
3−
2 実 験 皿：鋼 管の製 造 方 法お よ び溶 接 詳 細の影 響 を 調べ る た めの実 験3−
2−
1 破壊状況 実験結果 をTable
7に示 す。
各 供試体の破壊状況 は以 下のと お りであ る。
TS −9A −1
（ロー
ル成 形）：柱のコー
ナー
部とダ イア フ ラム の突合せ溶 接部の ダィ アフ ラム側止 端部に き れつ が 入 り，ダイア フラム母材がむ し られ るよ うに破 壊（PhQto
4）。
TS−
9 A−
2 （プレ ス成 形 ）：ダィア フ ラ ムど うし の溶 接 部にき れつが 入 り，
徐々 に進展し破 壊 （Photo 5）。 TS−9A −
4 （ビル トアッ プ）：柱の コー
ナー
部の柱フラ Pho量04 TS−
9A−
14
3
2
冖
・
b3 “ 。。，
曼
麗
。 42
1笹
0 ゆ 01；O α’
02・
囗1
2
4
5 T／B
｛剛σ2｝Fig
．
9 Variation of Pmax with T／B＾
・
b・
翼｝
四 m．
ミ
虚Fig
．
12 Vqriation of pv with 7’
／B
ロ
震
説 山．
曼
． り 歪 4曽
・
。・ 3 卿 丁■
32
44 ， 651
3 7t
／B
藍xlo−
2｝Fig
．
10 Varia亡丘on of p呱 with t／Bコ
ロ
冖
〜 bF ．》
もミ
ご3
響
・。・ 脚 丁・
22 2 溺 41
6511
7
t
！B
くXion ）Fig
．
13 Var孟atio 皿 of P， with t／B
＾
醐 b評
m，
運
・ ◎0
12
3
〔hb
＋D
／B
【Xlo−
1冫Fig
．
11 Variation of prnntx with （んo 十 丁）／B冖
ち
x）
“ 円ミ
ご cttiTVB〔xlO「1｝ Fig．
14 Variation of Ps with （ho十T）／B Table7
Summary of Test Results（Testll
）P P田ax δ δmax δLmax
纛
研Pmax K δLmaxT ton mm轟
Pmax研
TS−
9A−
1 TS」
9A−
2 TS−
9A−
4 50．
056．
052．
0 89，
196．
173．
4 1．
1ア■
0 ．
69 2フ．
ら一
8．
5 20．
4 》28。
6 5．
2
0．
560．
580．
71
0，
830．
930．
87
L491．
601，
220．
931．
000．
76
2．
3】．
2．
202，
54
1ユ 31．
590．
29 TS−
9A3B．
4 フ3．
フ 0．
9416．
914．
30．
520．
801．
530．
932．
0．
PhCto s TS−
9A−
2 Photo 6 TS−
9 A−
4 ンジ板の開裂 （Photo
6
）。
3−
2−
2 鋼 管の製 造方法に よ る影 響TS −
9A −
1とTS−
9 A−
2の 柱は と もに コー
ナー
部に アー
ル （r＝
2．
3T ）を も ち幾 何 学 的 形 状は等し いが，
鋼管の機 械的性質が異なっ て いる。 す な わち，
ロー
ル成 形のTS −9
A −
1は大き な加工硬化をうけており、
平 板 部 分で も 降 伏 点は原 板よ り高 く なっ て い る （σyc＝
4．
20 t／cmZ ）。一
方，
プレ ス成形の TS−
9A−
2は平 板 部 分の機 械的 性質は原板とほ と ん ど同 じで ある （σ yc＝
2．
93 t／cmZ ）。 ロー
ル成 形 鋼 管 と プレ ス成 形 鋼 管の降 伏 点の比 は1．
43，
引 張 強さの比 は1．
11 であ る。 本実 験にお け る供試 体は，
ダ イアフ ラムの材 質お よび 寸 法が同じ で， 角形鋼管の製法の み が異なっ ている。 そ こで， 鋼 管の局 部 変 形の 違いを 知る た め，Fig．15
に荷10P
〔t冫 TS−
9A−
1 TS−
9A−
4TS
−
孝
9A−
27
Tひ9A5
2
民 ゜5
1
°152
°＆
，。島
5
Fig
．
15 Load・
Local Deforrnation Curves1
．
5A 詳一
ω 1．
0 P■
／ 56t o ヒ 50i402 o TS−
9A−
2 P・
（a ） 〔b）Flg
．
16 Strain Distribution in Diaphragm重 と 局部 変形の関係 を 示 す
。
同 図におい て，
同一
変 形 時 で の荷 重は，TS −9
A −1
の方がTS −9
A −2
よ り5
％ 程 度 高い のみ で，
鋼 管の 降 伏 点ほどの違い は な．
い。
また，
TS −
9A−
1とTS −
9A −
2の降 伏 耐 力お よび最 大 耐 力の比 は そ れ ぞ れ0．
89
お よび0，
93
で， 鋼 管の素材 強 度が高い 方 が若 干 耐 力 が 低く なっ て い る が， ほぼ等しい耐 力 を有 してい る とい え る。
ビル トアッ プ鋼管の
TS −9A −4
は， 柱のコー
ナー
部に アー
ルが な く，
他の2
体と幾何 学的 形 状が異なっ てい る。
柱の平 板 部 分の材 料強度はTS −
9A −
2とほ ぼ 同 じで あ り，TS −9
A −2
とTS −9
A −4
の相違は柱のコー
ナー
部の アー
ル の有 無 と考え て良い。
柱の コー
ナー
部
のアー
ル は 隅角 部の ひずみ集 中 を緩 和さ せ る効 果が ある。
光 弾 性 実 験 結 果4｝お よ び有 限 要 素 法による解析 結 果5 ｝によれ ば，
r＝
2T 程 度の アー
ル で r＝
0の場 合 より約 20％ ひずみ 集 中は小さ く な る。 本 実 験 結 果では約 10％の ひずみ集 中 率 （K
＝ εm。x／εmean ）の低 減が み ら れ る。Fig．
16
にTS −9A −2
とTS −9
A −
4の ダ ィアフ ラ ム の 加 力 方向ひずみ分 布を示す。TS −
9A −
2は比較 的広範囲 に亘 り応 力の 再 配 分が行わ れて い るの に対 し，
TS−
9 A−
4で は柱の コー
ナー
部の 近 傍の みに応 力が集 中し て い る。一
方，
Fig，
15の P一
δ，関 係にょれ ば，
TS −
9A −
4 の局 部 変 形 量は同一
荷 重 時に おけるTS−
9 A−
2の 1／2
程 度で ある。 TS−
9 A−
4は最 終 的に柱の フ ラ ンジ板の開裂 に より早 期に破 壊し た た め，
最 大 耐 力，
変 形 能 力につ い て の比較はでき ない が， 前述の こ と は，
柱の コー
ナー
部 に アー
ル の無いTS −9
A −4
は柱の幾何 学的形状が原因 で，
柱の コー
ナー
部に応 力 集中が 生じ易い こ と を示 唆し て い る と考え ら れ る。
3−
2−
3 溶 接 詳細の影 響 実 験1
のTS −
9A は柱の コー
ナー
部の アー
ルが r÷5 T と大き い が， 角形鋼管の製 造方 法お よ び供 試 体 寸法 はTS−9
A−
2と同じ で あ る。
両者の相違点は，
柱とダ イ アフ ラム の溶 接 詳 細で あ り，TS −
9A −
2で は突合せ溶接 さ れ て おり，’
かつ 大き な補 強 盛り （脚長＝13− 14m
皿 ） がある の に対し， TS−
9A で は す み 肉溶接さ れ て お り， そ の脚 長は 9mm 程 度で ある。
Fig．
15お よびTable
7 にTS −
9A
の 結果 を 示す。
TS −
9 A は初 期剛性は等しいが， 耐力， 変形 能 力ともTS −
9A −
2よ り劣っ て い る。 使 用 材の機 械 的 性 質は両 者 ほ ぼ等し く，
柱の コー
ナー
部の アー
ル と管 径の比 r／B が0．
1 （r ÷2．
3T ）と02 （r ÷5T ）で は，
ひずみ集 中 率が等しい4に とより判 断して，
両 者の耐 力および変 形 能 力の差は溶 接 詳 細の相 違に よ るもの と考えて よ い。 突 合せ溶 接さ れ て い る TS−
9 A−
2
は溶 接フ ィ レッ トが大 きい た め，
降 伏 耐 力はTS −
9A より46 ％ 高い （Table
7参照）。
ま た，
柱の コー
ナー
部の溶 接 部が瞬 時に破 断 し た TS−
9A に対し， 柱の コー
ナー
部 近 傍の ダイア フ ラ ム の板 厚 方 向の く び れ を伴いな が ら，
ダ イアフ ラム ど う しの溶 接 部に きれつ が 入 り緩やか な荷 重低下が生 じ た TS−
9A−
2は，
P
で1．3
倍，
δLmax で2．
0
倍に なっ て おり，
応 力 集 中部の溶 接の良 好さで， 耐力お よび変形能 力が改 善さ れ るこ と が知ら れ る。
3−3
実 験皿：直 交 方 向は りの効 果 を 調べ る ための実 験 実 験 結 果 をTable
8に， 荷 重一
局 部 変 形 関 係 をFig，
17 に示す。
同表， 同 図に は本 実 験に おける供 試体と同一
寸 法諸元 をも ち直交フ ランジ板のない実験1
の結 果 も比 較 の た め示してい る。
h。
／B
＝0
お よ び0、1
の 2体は ダ イアフ ラム の入 り隅 部の溶接 部に き れつ が 入 り破 壊し たが， 補 剛量の大きいh
，／B
＝O．
15
お よび0．
2の 2体は フ ラン ジ 板の最 小 断 面 部の破 断で最 大 耐 力に達 し た。
本 実 験に お け る供 試 体のTable 8 Sumrnary of Test Results （Test皿）
P P皿 ax δ δmax δL max ⊥ PmaxK δLmaxFai1 巳remode
しonf mm σy丘Af σufAf 2T DTW
−
6BTW−
6B38．
．
134066．
359．
40．
890．
8013．
112．
610．
010，
30．
900．
711．
020．
822．
602．
350．
830．
86FPC，
W DTH−
6BTH−
6B37．
029．
366．
354，
41．
010．
7522．
815．
ア 22．
115．
150 ．
，
880フ41．
020．
902．
952JDL841．
29FPC ，卩 DTS−
6BTS−
6B30．
．
024858．
．
83960．
．
9708023．
，
67620．
．
9560，
71D．
620．
910．
673272
」
，
351 、ア40 ；47ww 嚢 DTO−
6BTO−
6B17．
Ol5．
533．
924．
30．
450．
9012，
64。
611．
64．
8O．
40D．
430．
520．
423 」54．
560．
970．
40CC A ： Pooピ weld ±ng一 77
0
｝0
8P
α6
40
20
ノ 尋DTW．
1鹽
丁W，
”．
’
DTH．
ノ．
！ ／ ク・
∠、
ク’
，
フ卩
’
・
’「
，
’ −
’ TH DTS．
7し
詫 ！ TS．
’
．
，r’
TO一
一 ）DTO 亀0
5
1
°15
2
°δ
、、。縛
Fig
．
17 Load・
Local Deformation Curves，
蠱
−o．
00
／
BO
・
2
Fig．
18 Comparison of Stre皿gth between DT−
series andT−
seriesダイ アフ ラム の溶 接 部は入 り隅 部で まわ し溶 接されてお り，また十 分な余 盛が あ り実験
1
の もの より良 好であ る。
Fig．
17によれ ば，
初 期 剛 性に与え る直交フ ランジ の効 果は ほと ん ど ないが，
耐力と変形能力に影 響し てい るこ と が分る。
Fig．
18は直 交フ ラン ジを 持つ 場 合の無 次 元 化 耐 力 （PD7）と無い場 合の無 次 元 化 耐 力 （Pr
）の比 と ダ ィア フラムせいとの関 係 を示 し て い る。
同 図 中 ●は降 伏 耐 力 の比， ○は最大 耐 力の比である。
耐 力 比PDTIPr は ダイ ア フ ラムせい が 大き く なる につれて増 加 する傾 向に あ る。 ま た，
補剛 量 が小さ な場 合， 降 伏 耐 力につ い て の比 より最 大耐 力に関す る値の方 が 大き く， 直 交フ ランジの 存 在に より降伏時で 10％，
最大時で25
％ 以 上の耐 力 増が ある。Fig．
19に弾性域 荷 重1t
当た り の加 力 方 向 ダ イア フ ラム 部の ひずみ 分布 を示す。 測 定 位 置は，
T シ リー
ズ で は柱表面 より 15mm，
DT シ リー
ズで は 20 mm で あ 二：宅
12
°乙
8
°40
o
L
●：DTo ：T
L
会
B
誉
’
31
響
・
8
， △：
Oコ5 D： O．
2 白一
一
LllI
lI
聴
諞
・800
iXl9
−
6，400
0
Fig
．
20Strain
Distribution
en Transverse Flange（p＝
py） る。
Fig。
20に降 伏 荷 重 時に おける直 交 方 向フ ラ ンジ材の 加 力 方 向ひずみ分 布を示す。 同 図に よれ ば，h
．！
・
Oの も の以 外は直交フ ラ ンジ部 分に流れる応 力が大き く，
そ の ためFig．
19に示す柱ウェ ブ 線 上 近く の ひずみ集 中は直 交フ ラ ンジ が ない と き よ り む し ろ大きい。
し た がっ て，
入 り隅部の応 力 集 中が破 壊の要 因と な る本 接 合 部に おい て，
直 交フ ラ ン ジの な い場 合より耐 力が 上昇し た の は，
直交フ ラ ンジ部 分の存 在 以 外に供 試 体の溶 接 施工の良 好 さ も影 響 して いると 考えられ る。 4．
結 論 外ダ イア フラムで補 剛 さ れ た 角 形 鋼 管柱とH
形 はりの ラー
メン接合 部の局部破 壊に対す る耐力を調べ る 目的 で，
接 合 部 を単 純 化 し た模 型 供 試体につ い て引 張 実 験 を 行い， 局部 破 壊に関係する諸因 子の影響 を 調べ た。
そ の 結 果 次の ことが明らか になっ た。
1） 接 合 部の局 部 変 形に対 する補 剛が不 十 分 な 場 合 は，
鋼 管の局 部 変 形に起 因する柱コー
ナー
部の応 力 集 中 に よ り， こ の部 分の溶 接 部にきれつ が生じて破 壊す る。 2） 溶 接 施工 が適 切な場 合，
接 合 部が局 部 破 壊 する時 の鋼 管 壁の局 部 変 形 量は，
鋼 管の幅 厚 比が 22〜
67の範 囲で は管厚程 度で あ る。
3
＞ 鋼管の局部変形 は 加 力 位 置よ り管軸方 向へ 鋼管 径 程 度 離 れ た位置で は ほ と ん ど 認 め ら れ ない。
4
） 接 合 部の部 材 寸 法に関す る因子T
／B
，t
／B
お よ び （h
。＋ T）IB
は，
耐 力の無 次 元 化 指 標 として a。f・
Bt を 用い た場 合，
局 部 破 壊 耐 力お よび降 伏 耐 力に対し て独一
つL
（a ） （b） （c｝Fig
．
19 Strain Dlstribution on Diaphragm，
曳
W
（d）
DT
；20mmT
立な因 子と して扱 うこ と がで きる。 こ こで， σur は ダ イ アフラム 材の引張 強さで ある
。
5） 角 形鋼 管の製 造方法 ある い は接 合 部 詳 細の違い が 接合 部 性 能に与え る影 響は，
（1 ） ロー
ル成 形 鋼 管とプレ ス成 形 鋼 管で は，
鋼 管の 降 伏点が大 き く 異 なっ てい るが，
両 者の局 部 破 壊 耐 力お よび局部降 伏耐力は ほ ぼ等しい。 （2
） ビル トアッ プ鋼管はコー
ナー
部に ア．
一
ル がな い た め，
コー
ナー
部に応 力 が集 中し や すい。 （3
） ダ イアフラムと柱の溶 接をすみ肉 溶 接か ら突き 合わ せ溶 接に替え ることにより最大耐 力は 1．
3倍，
変形 能 力は2
倍になっ た。 これには溶 接フ ィ レッ トの大き さ も影 響し ていtt
る。 た だ し，
これ らの結果は特定の部 材 寸 法につ い て の実 験結 果であ ることに留 意す る 必要が ある。
6
） 直交フ ラン ジ の存 在に よ り局部降 伏 耐 力で 10％，
局 部 破 壊 耐 力で25％ 以 上の耐 力 増 加が あ る。
こ れには 接 合 部の溶 接 施工の良 好さ も 影 響 して い る。
謝 辞 本 研 究に際し，
小 川 忠 彦 （現 神 戸 製 鋼 所），
西 川 泉 蔵 （現 神戸製鋼 所），
石 井 映二 （現 大 成 建 設 ），
藤田 佳 弘 （現大 林 組 ）
，
荒 木 和 豊 （現奥 村 組 ）， 依 藤 充 男 （現 大林 組 〉
，
榎 原 修 治 （現 開発エ ン ジニ アリン グ） の諸 氏の修士課 程にお ける研 究テー
マ と して の精 力 的な 取り組み が あっ た。
ま た，
実 験に際しては川 鉄建材工業 株 式 会 社お よ び日鐵 建 材工業 株 式会社の ご協 力をい ただ きま し た。 こ こ に 深く感 謝い た します。
参 考 文献 ］） 伴 潔，
今 井 克 彦 ：「三角 板によ り補 強 された 角 形 鋼 管 柱・
H形 鋼梁接合部の実験 的研究 （接 合部を単純化し た モデル に よる実 験 ）」日本 建 築 学 会 論 文 報告 集，
第262号，
昭和52年12月，
pp．
73〜
82 2） 今 井 克 彦 ：「三角 板に よ り補 強さ れ た角形 鋼管柱・
H形 鋼1
梁 接 合 部の実 験 的 研 究 （その三 単 純 化し た接 合 部の耐 力 及び変 形につ い て）」日本 建 築 学 会近 畿 支部 研 究 報 告 集 ， 昭 和 54年6月，
pp．
249−
252 3） 木 下 陵二，
金 谷 弘，
北 条 稔 郎，
脇田孝彦：「鋼管 柱 接 合 部の研 究 その （3）」日本 建 築 学 会 近 畿 支 部研究 報 告集，
昭和47年6月，
pp．
141〜
144 4） ＞ 5 ） 6 荒 木 和 豊， 金 谷 弘， 石 井 映二， 西川 泉 蔵．
「箱形断面柱 とH形は り接 合 部に関す る研 究一
光 弾 性透過 法に よる研 究一
」日本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演梗概集，
昭和49年10月，
pp．
ユ015−
1016 金 田和夫，
金 谷 弘，
田渕基嗣 ：「箱 形 断 面柱 接合部の局 部 応 力解 析 （その 2）」日本 建 築 学 会 近 畿 支 部研究 報 告 集，
昭和56年6月，
PP．
437−
440 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年 12月，
pp．
44〜
51SYNOPSIS
UDC:624.07S.Ot4.27:62q.07S.2.014
ON
THE
LOCAL
FAILURE
OF
RHS-COLUMN
TO
H-BEAM
CONNECTIONS
An
experirnental study on the weldedRHS-colllmn
tobeam
connectionsPart
1
by
MOTOTSUGU TABVCHI, Res, Assoc. ef Kobe Univ.M.S. Eng.,HIROSHI KANATANI, Pref.of Kobe Uniy. D, Eng., and TERUYASU KAMBA, Res. Assoc. of Kobe Univ.M.S. Eng., MembeT$ ofA.I.J.
In the steel structures consisted of
RHS-columns
andH-beams,
it
is
important
to proportionthedetails
of connections, which shouldhave
sufficient load carrying capacity and appropriate rigidity towithstand thetrans-verse
force
on column watis causedby
thenormat stress atbeam
flanges.
The
purpose of thepresentpaperisto investigatethelocal
failure
of RHS-column toH-beam
connections withexterior
diaphragm
inrigid steel frarnes..
The factorsaffecting the
local
failu:e
are the width-to･thickness ratio ofRHS-columns
and the shapes anddimensions
ofdiaphragm,
in
addition totheirmaterial properties.A number of simplified model tests are carried out to
investigate
the effect of thefactors
onlocal
failure
ofconnectlons.
The
work reportedin
this paper clea(s the effect ofdimensional
parametersgn
local
strength of connectionsqualitatively.
