第10回複合・合成構造の活用に関するシンポジウム
48－1
（48）角形CFT柱－H形鋼梁接合部における 梁ウェブ接合部曲げ耐力に関する研究
－パネルアスペクト比による比較－
城戸 將江
11正会員 北九州市立大学准教授 国際環境工学部建築デザイン学科（〒808-0135 福岡県北九州市若松区 ひびきの１－１）
E-mail:kido-m@kitakyu-u.ac.jp
本研究の目的は，角形CFT 柱－スラブ付きH 形鋼梁接合部の載荷実験を行い，最大耐力に対する，パネ ルアスペクト比，スラブの有無の影響を示すことである．
最大荷重を全塑性モーメントに対応する荷重で無次元化した無次元化最大荷重は，パネルアスペクト比 が小さい試験体が最も大きく，最大荷重時の部材角はパネルアスペクト比が小さい試験体が最も小さかっ た．スラブの 有無について比較すると，スラブの有る方が無次元化最大荷重はやや小さく，パネルアスペ クト比が大きい試験体のほうが無次元化最大荷重の差が顕著であった．
Key Words : Beam web, floor slab, composite beam, out-of-plane deformation
1. はじめに
米国でのノースリッジ地震や，日本での兵庫県南部地 震において，実構造物における梁端溶接接合部の脆性的 破断現象が観察された 1)．また，通しダイアフラムと梁 フランジの完全溶込溶接部近傍に発生した脆性破断・亀 裂のほとんどが，角形鋼管柱・H形鋼梁ラーメン構造の 梁端下フランジにおいて発生していた2)．
上記のような被害を防ぐ目的で，「鉄骨梁端溶接接合 部の脆性的破断防止ガイドライン・同解説」1)（以下，
破断防止ガイドライン）が刊行された．そこでは，梁端 接合部設計法と梁端接合部溶接施工法が示され，角形鋼 管柱に取り付く H形鋼梁の保有塑性回転角（保有変形 性能）の評価式も示されている．
また，コンクリート充填鋼管柱と H形鋼梁からなる 柱梁接合部において，梁フランジの応力を柱に伝達する ダイアフラム等の接合部局部の性状は，多くの実験的研 究により把握され，接合部の耐力評価法および復元力特 性モデルが提案されており，それらはコンクリート充填 鋼管構造設計施工指針3)第1編第4章にまとめられてい る．
一方，鋼構造の梁端接合部の曲げ耐力は，梁フランジ と梁ウェブの各々の曲げ耐力の和として評価できる．た
だし，柱が中空鋼管の場合には，梁ウェブの取り付く部 分の柱スキンプレートに面外変形が生じ，柱に伝達され る梁ウェブの曲げモーメントが小さくなり，その結果，
梁端接合部の曲げ耐力が低下する．中空角形鋼管柱，中 空円形鋼管柱に接合される梁ウェブ接合部の曲げ耐力に 関しては，耐力評価法がいくつか提案されており 4)-8)， 鋼管の幅厚比，径厚比に応じて梁ウェブ接合部の曲げ耐 力を評価できる状況にある．また，鋼管スキンプレート の面外変形により梁ウェブ接合部の曲げの伝達効率が低 下すると，梁に十分な変形能力が確保できない 9)．この ことから梁ウェブの伝達効率と梁の変形能力の関係が示 されている10)-13)．
柱がコンクリート充填角形鋼管(以下角形 CFT柱)の 場合には，梁ウェブが圧縮側となる位置ではコンクリー トの存在により，柱スキンプレートの面外変形は抑えら れると考えられるが，引張側となる位置では，コンクリ ートの存在による面外変形の拘束は期待できない14)．こ のことから，著者らは機構法により角形 CFT柱および 円形 CFT柱に取り付く梁ウェブ接合部の曲げ耐力を計 算した 14)，15)．また，角形CFT柱－H形鋼梁接合部の曲 げ実験を行い，その最大耐力や梁ウェブひずみ分布につ いて検討を行っており，スラブが付いていない場合は，
幅厚比が最大耐力に及ぼす影響は少なく16)，スラブが付
48－2 いている場合は，柱の幅厚比が大きい試験体，スカラッ プの有る試験体，コンクリートを充填していない中空試 験体のほうが耐力が小さいことを示した17)．
本研究の目的は，文献16) ，17)に引き続き，パネルア スペクト比およびスラブの有無を実験変数とした柱梁接 合部実験を行い，全塑性モーメントに対する最大荷重の 比や最大荷重時の部材角に対する実験変数の影響を示す ことである．
なお，荷重条件を単純梁形式としており，柱の両側に 取りつく両方の梁においてスラブ側が圧縮となり，実際 の構造物には生じにくい荷重条件であるが，本研究は柱 スキンプレートの面外変形と梁ウェブ接合部の曲げ耐力 に着目した基礎的研究である．
2. 実験概要
試験体は，□－300×300×9の角形CFT柱とスラブの ついたH形鋼梁からなる柱梁接合部である．荷重条件 は単純梁形式で，単調載荷とする．表-1 に試験体一 覧を示す．No.1，2がスラブのない試験体で，NO.3,4 がそれぞれNo.1,2と同じパネルアスペクト比でスラブ の付いた試験体である．No.5は文献 17)に示したもの で基準となる試験体である．表-2に試験体の実測寸 法を示す．スラブ無，スラブ有試験体で板厚は共通と している．
試験体の形状（スラブ有）を図-1 に示す．柱鋼管
は BCR295 を，梁は SN400B を，ダイアフラムは
SN490Cで板厚19mm（No.2,4,5試験体），16mm（No.1，
3試験体）を使用した．スラブには合成デッキプレート を用い，幅は 920mmとした．シアコネクタとして頭付 きスタッド13 長さ80mmを200ピッチ（ダブル）で配 置した．また，溶接金網6@150をかぶり厚さ30mmの 位置に配筋した．スラブの周囲には，合成デッキを受け
るためのアングルL-50×50×6を取付け，そのアングルに
幅130mm厚さ3.2mmの鋼板を型枠代わりとして溶接し
ている．
鋼材の材料特性を調べるため，引張試験を行った．引 張試験の結果を表- 3に示す．なお，柱鋼管については，
0.2%オフセット法により降伏応力度yを求めた．引張試 験片はすべて JIS1号B試験片を用いた．試験体の柱に 充填したコンクリートおよびスラブコンクリートのシリ ンダー強度を表-1 に示す．代表的な応力－ひずみ関係 を図-2に示す．
載荷装置を図-3に示す．鉛直変位は，それぞれの梁 端で2点を計測し両端の部材角を求めた．
表-2 試験体実測寸法（単位：mm）
試験体名 梁フランジ 板厚
梁ウェブ 板厚
柱鋼管 板厚
ダイアフラ ム板厚 R33C-PA1.0-NS 9.09 6.51 8.99 16.18 R33C-PA1.5-NS 14.27 8.97 8.99 18.89 R33C-PA1.3-NS-S 13.27 7.98 8.99 18.95
表-1 試験体一覧
No. 試験体名 梁寸法
パネルア スペクト 比
コンクリート 強度(N/mm2) 柱 スラブ 1 R33C-PA1.0-NS H-300×150×6.5×8 1.0 39.7 無 2 R33C-PA1.5-NS H-450×200×9×14 1.5 39.7 無 3 R33C-PA1.0-NS-S H-300×150×6.5×8 1.0 35.0 24.7 4 R33C-PA1.5-NS-S H-450×200×9×14 1.5 35.8 25.0 5 R33C-PA1.3-NS-S3) H-400×200×8×13 1.3 36.3 28.2
表- 3 引張試験結果
部位 y
(N/mm2)
u
(N/mm2)
y/u
(%)
st
(%) EL (%) H-
300
フランジ 288 391 73.6 2.90 23.5 ウェブ 316 425 74.3 3.11 28.0 H-
450
フランジ 301 429 70.1 2.43 30.0 ウェブ 336 444 75.7 2.69 27.3 H-
400
フランジ 325 438 74.1 2.60 26.9 ウェブ 359 455 78.9 2.77 26.2 ダイアフラムPL19 383 528 72.6 1.91 27.0 ダイアフラムPL16 378 528 71.53 1.98 26.8
y，u：降伏応力度および引張強さ，yu：降伏比
st，EL：ひずみ硬化開始時ひずみ度および破断伸び
図-1 試験体 （単位はmm）
4000
1800 1800
200 200
□-300×300×9 (BCR295) H-300×150×6.5×9 (SN400B) コンクリート充填孔150
PL3.2 溶接金網
6 @150
920
200〃 〃 〃 〃 〃 200 頭付きスタッド13@200ダブル
130 8050
□-300×300×9 (BCR295) H-450×200×9×14 (SN400B) ダイアフラム PL-19
ダイアフラムPL-16
0 5 10 15 20 25 30
0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25
(N/mm2)
(%) 0
100 200 300 400 500
0 5 10 15 20 25
(N/mm2)
(%) H-300 H-450
梁フランジ
図- 2 材料の応力－ひずみ関係
(a) 梁フランジ (b) スラブコンクリート
48－3 3. 実験結果
実験結果を表-4に，図-4に荷重P/Pp－部材角関係を 示す．縦軸の荷重は鉄骨梁あるいは合成梁の全塑性モー メントに対応する荷重 Ppで無次元化している．スラブ 付き試験体については，鋼構造限界状態設計指針18)に示 されている合成梁の全塑性モーメント算定式を用いた．
なお，スラブコンクリートの強度が設計よりも大きかっ たため，No.5試験体は計算上不完全合成梁となった．
しかし，不完全合成梁の終局強度と全塑性モーメントの
差は 1%以下であったため，完全合成梁として全塑性モ
ーメントの値を用いた．
スラブのない試験体は梁フランジ，ウェブともに局 部座屈が発生していた．柱の面外変形は目視ではほとん ど確認できなかった．スラブの有る試験体についても，
亀裂は発生せず梁フランジに局部座屈が観察された．ま た，いずれの試験体も柱の面外変形が目視にて観察でき た．
図-4によれば，基準試験体のR33C-PA1.3-NS-Sは，部
材角約 0.05radに達するとコンクリートスラブが圧壊し，
急激に荷重が低下したのち徐々に荷重が低下した．一方，
PA1.0，PA1.5試験体は，コンクリート圧壊時の荷重低下
は比較的顕著でなく，最大荷重後は緩やかに荷重が低下 した．P/Ppの値が最も大きいのは，PA1.0試験体で，最 大荷重時の部材角が最も小さいのもPA1.0であった．
図-5 に，スラブの有無による比較を示している．図 によれば，スラブの有るほうがやや P/Ppの値がが小さ く，その差はパネルアスペクト比 1.5のほうが顕著であ
った．ただし，本実験は梁の両側で正曲げとなる荷重条 件であることや，無次元化に用いる値によって傾向が異 なる可能性もあり，今後は梁や柱のひずみ分布なども合 わせて検討する必要がある．また，どちらの場合も最大 荷重時の部材角がスラブの付いた試験体のほうが小さく なっていた．また，パネルアスペクト比が 1.0の場合
（図(a)）と1.5の場合（図(b)）を比較すると，パネルア スペクト比 1.5のほうが剛性が低下するときの荷重が小 さくなっていた．
図 - 5 荷重P/Pp‐梁部材角関係
（スラブの有無による比較）
(a) パネルアスペクト比1.0
(b) パネルアスペクト比1.5 図 - 4 荷重P/Pp‐梁部材角関係 0
0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 P/Pp
R33C-PA-1.3-NS-S
R33C-PA-1.0-NS-S R33C-PA-1.5-NS-S
部材角(rad)
スラブ有 No.5
No.3 No.4
：最大荷重
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 P/Pp
R33C-PA-1.5-NS-S スラブ有
R33C-PA-1.5-NS スラブ無
パネルアスペクト比1.5
部材角(rad)
No.2
No.4
：最大荷重
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4
0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 P/Pp
部材角(rad)
R33C-PA-1.0-NS-S スラブ有
R33C-PA-1.0-NS スラブ無
パネルアスペクト比1.0
No.1 No.3
：最大荷重
図- 3 載荷装置（試験体No.4）
us P
un P/2 P/2
ロードセル A-A 断面 試験体
3600 v3,v4 v1，v2
A
A v1 v2
300 450 300
表- 4 実験結果
No. 試験体名 Pp
(kN)
最大荷重 Pmax(kN) Pmax/Pp
最大荷重 時部材角(rad) 1 R33C-PA1.0-NS 195 255 1.31 0.0483 2 R33C-PA1.5-NS 627 800 1.28 0.0498 3 R33C-PA1.0-NS-S 344 443 1.29 0.0341 4 R33C-PA1.5-NS-S 877 1055 1.20 0.0396 5 R33C-PA1.3-NS-S 774 894 1.16 0.0436
48－4 4. 結論
角形 CFT柱－H形鋼梁接合部の実験を，パネルアス ペクト比，スラブの有無を実験変数として行い，全塑性 モーメントに対応する荷重で無次元化した荷重P/Pp－変 形関係に対し検討を行った．
最大荷重を全塑性モーメントに対応する荷重で無次元 化した値は，パネルアスペクト比が小さい試験体が最も 大きく，最大荷重時の部材角も大きかった．スラブの 有無について比較すると，パネルアスペクト比が大きい 試験体のほうが無次元化最大荷重の差が顕著で，スラブ の有る試験体の無次元化最大荷重がスラブの無い場合よ りも小さくなっていた．
謝辞：本研究は，平成 20，21年度文部科学省科学研究 費補助金（若手研究（B），課題番号 20760379）の援助 を受けた．研究を進めるにあたり北九州市立大学教授津 田惠吾先生に貴重なご助言をいただいた．実験は，平成 22度，23年度研究室の大学院生，学部生の協力を得た．
関係各位に感謝します．
参考文献
1) 日本建築センター：鉄骨梁端溶接接合部の脆性的破断防止 ガイドライン・同解説，2003.12.
2) 日本建築学会近畿支部鉄骨構造部会：通しダイアフラム形 式で角形鋼管柱に接合されるH形鋼梁の塑性変形能力に関 する実大実験 報告書，1997.7.
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2008.10
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箱形断面柱のかど溶接を部分溶込み溶接とした柱はり接合 部の力学的挙動に関する研究，日本建築学会構造系論文報 告集，第397号，pp.48-59，1989.3
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合部の曲げ耐力，鋼構造論文集，第7巻第26号，pp.51-58， 2000.6
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ラム形式で角形鋼管柱に接合されるH形断面はりの耐力と 変形性能に関する研究，日本建築学会構造系論文報告集，
第389号，pp.109-121，1988.7
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鋼管柱に接合されるH形鋼はり端部の曲げ耐力の評価，日 本建築学会構造系論文報告集，第389号，pp.122-131，1988.7 8) 田中剛，田淵基嗣，村上裕通：円形鋼管柱梁仕口における 梁ウェブ接合部の曲げ耐力評価，鋼構造年次論文報告集，
第9巻，pp.457-464，2001.11
9) 日本建築学会：鋼構造接合部設計指針，2006.3
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11) 増田浩志，田中淳夫，銭鋼：鋼構造梁端混用接合部の力学
性能に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集，第 509号，pp.151-158，1998.7
12) 松本由香，秋山宏，山田哲：鋼構造柱梁接合部における梁 の変形能力とウェブの継手効率，日本建築学会構造系論文 集，第523号，pp.117-124，1999.9
13) 岡田健，呉相勲，山田哲：合成梁の塑性変形能力に柱梁接
合部における継手効率が及ぼす影響，日本建築学会構造系 論文集，第573号，pp.185-192，2003.11
14) 城戸將江，津田惠吾：コンクリート充填角形鋼管柱に取り 付く梁ウェブ接合部の曲げ耐力，日本建築学会構造系論文 集，第602号，pp.219-226，2006.4
15) 城戸將江：コンクリート充填円形鋼管柱に取り付く梁ウェ ブ接合部の曲げ耐力，日本建築学会構造系論文集，第673 号，pp.483-489，2012.3
16) 城戸將江，：コンクリート充填角形鋼管柱に取り付くH形 鋼梁ウェブ接合部の曲げ耐力に関する実験的研究 : 幅厚比 の影響，日本建築学会大会学術講演梗概集，pp.1249-1250， 2010.7
17) 劉懋，城戸將江：CFT柱に取付く梁ウェブ接合部の曲げ耐 力に関する実験的研究，鋼構造年次論文報告集，第 19巻，
pp.481-486，2011.11
18) 日本建築学会：鋼構造限界状態設計指針・同解説，2010.2
BASIC STUDY ON FLEXURAL MOMENT OF BEAM WEB AT SQUARE CFT COLUMN H SHAPED BEAM CONNECTION
Effect of Panel Aspect Ratio Masae KIDO
The purpose of this study is to make clear the effect of panel aspect ratio and floor slab on the maximum strength of the beam connected to the square CFT column-H shaped beam connection. A basic experimental study was carried out. Local buckling occrred at the beam flange in all specimens.
Maximum load of specimen with panel aspect ratio 1.0 is graeter than those of other specimens. The effect of floor slab is remarkable when the panel aspect ratio is 1.5.
