スレッドローリングねじで接合された重ね継手の

【研究論文】

スレッドローリングねじで接合された重ね継手の

静的引張強度のバラツキならびに疲労強度に関する二，三の考察

鈴 木 博 之

Consideration about scatter of static tensile and fatigue strength of lap joints connected with thread forming screws

Hiroyuki SUZUKI

In this paper, static tensile tests of lap joints connected with a thread forming screw are done. Experimental conditions are 30 cases and the number of specimen is 25 a case. Fracture mode of specimen after the tests is being classified into 3 types. And scatter of the maximum strength in the static tensile tests is considered from the point of fracture mode, thickness of steel plate, diameter of screw and a fit with screw and steel plate. Next, fatigue tests of butt joints connected with a thread forming screw are experimented. And, influence of the local bending moment of lap joints is estimated in comparison the tests results of butt joints with the results of lap joints of previous report.

キーワード：スレッドローリングねじ，重ね継手，引張強度，疲労強度 Keywords：Thread forming screw, lap joints, tensile strength, fatigue strength

1. まえがき

鋼部材を連結する方法の一つに「ねじ」がある．ねじに もさまざまな種類があるが，本研究で対象とするのは，ス レッドローリングねじ（以下，ねじと呼ぶ． ）といわれる鋼 部材にめねじを成形して部材同士を接合するねじである

．

このねじに関しては，試作のφ

のねじのせん断強度に 関する奥村らの報告があり，また，

リブ鋼床版のビード き裂の補修にねじを実用しようとする報告が楠元らならび に金澤らによってなされている

．著者らのグループも，

付加板を母板にねじで接合した継手について，ねじが母板 を貫通していない埋め込み型継手とねじが母板を貫通して いる貫通型継手の疲労強度，およびねじで接合された突合 せ継手と重ね継手の疲労強度に関する実験的研究を行い，

口頭発表を行ってきた

．

ところで，著者は，

年

月に開催された構造工学シ ンポジウムにおいて「スレッドローリングねじで接合され た継手の強度に関する実験的研究」と題する論文を発表し，

ねじ径φ

とφ

のねじを用いた引張接合継手と

重ね接合継手の最大荷重と下板のねじ孔径の関係，および 最大荷重と下板の板厚の関係について調査した結果を報告 した

．しかしながら，この論文では，一実験条件あたりの 試験体数が

体あったが，紙面の制約から，試験結果のバ

ラツキについては言及しなかった．

また，この論文では，ねじで接合された重ね継手の疲労 試験を行った結果，多くはねじで破壊し，日本鋼構造協会 の「鋼構造物の疲労設計指針・同解説」に与えられている せん断応力を受ける継手の疲労設計曲線（

等級）を満たし ていることを報告した

．さらに，限られた数の試験体では あるが，鋼板で破壊した場合もあり，鋼板で破壊した場合 の疲労強度は， 「鋼構造物の疲労設計指針・同解説」の直応 力を受ける継手の疲労設計曲線の

等級と，非常に低いこと を示した．この実験結果の整理には，試験体が重ね継手で あったにもかかわらず，作用荷重をねじあるいは鋼板の総 断面積で除した応力度を用いた．重ね継手に荷重が作用す ると，継手には面外変形が生じ，ねじにはせん断力と局部 曲げモーメントが，鋼板には軸力と局部曲げモーメントが 作用する．前報では，局部曲げモーメントが生じていない 継手のデータがなく，重ね継手のデータと比較，考察する ことができなかった．

本稿では，最初に，ねじ径φ=8mm とφ=10mm のスレッ

ドローリングねじで接合された重ね継手の静的引張試験に

おける最大荷重のバラツキについて考察する．続いて，ス

レッドローリングねじで接合された突合せ継手の疲労試験

を実施し，この結果と前報における重ね継手の疲労試験結

果を比較することによって局部曲げモーメントの影響につ

図 2.1 ねじ寸法

200(130)

50

上(下)孔

40(25)

25

図 2.2 鋼板部材

スレッドローリングねじ 320(265)

200(130)

ｔ ｔ

いて考察する．

2. 重ね継手の引張試験

実験方法ならびに実験条件は既報

と同じであるが以下 に再記する．

2･1 実験方法

実験にはねじ径φ=8mm とφ=10mm のスレッドローリング ねじを用いた （図 2.1 参照） ． 図中のカッコ内の数字はφ=8mm の値である．φ=8mm，φ=10mm のねじのせん断強度（カタロ グ値）はそれぞれ 25.5ｋN，29.6ｋN である．試験体は，図 2.2 に示すような円孔をあけた長方形の鋼板 2 枚を，図 2.3 のように互い違いに重ね合わせ，ねじで接合した一面せん 断継手である．鋼板の長さはℓ =200mm と 130mm の 2 種類で あり，ℓ =200mm の場合は円孔を縁端から 40mm のところに設 け，ℓ =130mm の場合は円孔を縁端から 25mm のところに設け た．スレッドローリングねじの締付けには最大締付トルク

t=1.6mm，2.3mm，3.2mm，4.5mm，6.0mm とした．板厚 t=6.0mm，

4.5mm の試験体については，試験機に試験体を取り付ける際 に試験機の掴み具に無理がかからないように試験体と同じ 厚さの小片をスペーサーとして使用したが，板厚 t=3.2mm，

2.3mm，1.6mm の試験体においてはスペーサーを使用しなか った．実験状況を写真 2.1 に示す．

2･2 実験条件

本実験に使用した二種類（ねじ径φ=8 mm,φ=10 mm）の ねじの下板のねじ孔径の設計値は（ねじ径－0.5mm）である．

しかしながら，実施工においては製作誤差を避けることは できないので，±0.2mm の製作誤差の影響を調査することに した．よって下板のねじ孔径はφ=7.3mm，7.5mm，7.7mm な らびにφ=9.3mm，9.5mm，9.7mm とし, 上板のねじ孔径は（ね じ径＋1.0mm）のφ=9mm，11mm とした．

実験ケースを表 2.1 に示す．表中の試験体番号の欄の記 図 2.3 試験体

写真

スレッドローリングねじ

上板

下板

表 2.1 実験ケース

試 験 体 番 号

ね じ 径 ( ｍ ｍ )

下 板 の ね じ 孔 径

( ｍ ｍ )

上 板 の ね じ 孔 径

( ｍ ｍ ) 板 厚 ( ｍ ｍ ) 本 数

S 0 8 3 1 6 1 . 6

S 0 8 3 2 3 2 . 3

S 0 8 3 3 2 3 . 2

S 0 8 3 4 5 4 . 5

S 0 8 3 6 0 6 . 0

S 0 8 5 1 6 1 . 6

S 0 8 5 2 3 2 . 3

S 0 8 5 3 2 3 . 2

S 0 8 5 4 5 4 . 5

S 0 8 5 6 0 6 . 0

S 0 8 7 1 6 1 . 6

S 0 8 7 2 3 2 . 3

S 0 8 7 3 2 3 . 2

S 0 8 7 4 5 4 . 5

S 0 8 7 6 0 6 . 0

S 1 0 3 1 6 1 . 6

S 1 0 3 2 3 2 . 3

S 1 0 3 3 2 3 . 2

S 1 0 3 4 5 4 . 5

S 1 0 3 6 0 6 . 0

S 1 0 5 1 6 1 . 6

S 1 0 5 2 3 2 . 3

S 1 0 5 3 2 3 . 2

S 1 0 5 4 5 4 . 5

S 1 0 5 6 0 6 . 0

S 1 0 7 1 6 1 . 6

S 1 0 7 2 3 2 . 3

S 1 0 7 3 2 3 . 2

S 1 0 7 4 5 4 . 5

S 1 0 7 6 0 6 . 0

1 1 2 5

2 5

2 5

1 0 9 . 5 1 1

1 0 9 . 7 1 1

9

2 5

2 5 8

1 0

7 . 3

7 . 5

7 . 7

9 . 3 8

8

9

9

2 5

号，例えば，S08316 における S はせん断を意味し，数字 08 はねじの呼び径，3 は下板の孔径の小数第 1 位，16 は（上 板，下板の板厚×10）を表している．試験体は各実験ケー スに対してそれぞれ 25 体用意した．

2･3 実験結果及び考察

図 2.4～2.9 にすべての試験体の最大荷重をねじ径と下板 のねじ孔径別に示す．縦軸は最大荷重であり，横軸は試験 体番号の枝番である．図中の水平線はそれぞれの板厚の最 大荷重の平均値である．赤色のシンボルは板厚 t=1.6mm を，

青色のシンボルは板厚 t=2.3mm を，緑色のシンボルは板厚 t=3.2mm を，茶色のシンボルは板厚 t=4.5mm，黒色のシンボ ルは t=6.0 mm を示している．

破壊後の試験体を調査し，試験体の破壊モードを３種類 に分類した．代表例を写真 2.2～2.4 に示す．図 2.4～2.9 においては，写真 2.2 に示すように，ねじが下板のねじ孔 の上円部をめくりあげ，ねじがねじ孔から引き抜けてしま ったような破壊モードを×で，写真 2.3 に示すように，ね じが下板のねじ孔の上円部をめくりあげてはいるがその程 度は写真 2.2 より小さく，ねじのねじ山がせん断されてい た破壊モードを○で，写真 2.4 に示すように，せん断力と 曲げモーメントの両方あるいはいずれか一方の作用によっ てねじが上板と下板の間で破壊した破壊モードを●で示し た．

これらの図より，板厚 t=1.6mm，2.3mm の試験体の破壊モ ードは， S08723 の 1 体， S10516 の１体， S10523 の 3 体， S10723 の 2 体以外，写真 2.2 に示すねじの引き抜けであることが 分かる．また，板厚 t=4.5mm，6.0mm の試験体の破壊モード は，ねじ径，下板のねじ孔径によらず，すべて写真 2.4 に 示すねじの破壊である．

板厚 t=3.2mm の試験体の破壊モードは，ねじ径φ=10 mm の試験体では，すべて写真 2.3 に示すねじのねじ山のせん 断を伴ってねじが引き抜かれた破壊モードである．一方，

ねじ径φ=8 mm の試験体では，写真 2.3 に示す破壊モードが 最も多いが，写真 2.2 に示す破壊モードが８体，写真 2.4 に示す破壊モードも 10 体混在している．

最 大 荷 重 の バ ラ ツ キ を 見 る と ， ね じ 径 φ =8mm ， 板 厚 t=4.5mm，6.0mm の場合のバラツキが他の場合に比べて大き く，ねじ径φ=10mm の同じ板厚の場合と比べても大きいこと が分かる．

図 2.4～2.9 における試験体番号ごとの最大荷重のバラツ キを定量的に調査するため試験体番号ごとの最大荷重の標 準偏差を求めた．結果を図 2.10，2.11 に示す．図 2.10，2.11 における板厚 t=4.5mm，6.0mm の最大荷重のバラツキは，こ れらの試験体の破壊モードがすべてねじの破壊であったの で，ねじにせん断力と曲げモーメントが作用した時のねじ 自体の強度のバラツキに相当すると考えられる．したがっ て，上述のねじ径φ=8mm，板厚 t=4.5mm，6.0mm の場合の最 大荷重のバラツキが，ねじ径φ=10mm の同じ板厚の場合と比 べて大きかったのは，ねじ径φ=8mm と 10mm の原材料である 線材のロットの違いによるものではないかと思われる．

板厚 t=3.2mm の場合もねじ径φ=8mm の方がねじ径φ=10mm より最大荷重の標準偏差は大きくなっている．ねじ径φ

=8mm の場合の破壊モードは，前述のように，３種類の破壊 モードが混在した結果であり，ねじ径φ=10mm の場合は，す べてねじのねじ山のせん断を伴うねじの引き抜けで破壊し た結果であるが，図 2.4～2.6 からはねじ径φ=8mm の破壊モ ードの違いが最大荷重のバラツキに影響を与えているよう には判断できず，ねじ径φ=8mm の方がねじ径φ=10mm より 最大荷重の標準偏差が大きくなったのは，ねじの強度，ね じ径，板厚，鋼材強度等々の複合的な影響によるものと思 われる．

板厚 t=1.6mm，2.3mm の場合も６体の破壊モードが異なっ ているが，図 2.4～2.9 からは破壊モードの違いが最大荷重 のバラツキに影響を与えているようには判断できない．ね じ径，下板のねじ孔径によらず板厚 t=1.6mm の最大荷重の 標準偏差が板厚 t=2.3mm の場合より大きいのは，ねじの嵌 め合いの状態に起因するものと思われる．板厚 t=1.6mm，

2.3mm の場合の破壊モードは，６体を除いて，写真 2.2 に示 すねじの引き抜けであったので，最大荷重はスレッドロー リングねじのおねじが下板を捲くりあげる量に影響されて いるものと考えられる．

ねじ破断 上板 下板

写真 2.4 ねじ径φ=10mm,下板のねじ孔径φ=9.5mm, 板厚 t=4.5mm の破壊後の試験体

写真 2.3 ねじ径φ=10mm,下板のねじ孔径φ=9.5mm, 板厚 t=3.2mm の破壊後の試験体

せん断 上板 下板

写真 2.2 ねじ径φ=10mm,下板のねじ孔径φ=9.5mm, 板厚 t=2.3mm の破壊後の試験体

下板 上板

0 5 10 15 20 25 30 35

0 5 10 15 20 25

S08360 S08345 S08332 S08323 S08316 平均値 平均値 平均値 平均値 平均値

0 5 10 15 20 25 30 35

0 5 10 15 20 25

S08560 S08545 S08532 S08523 S08516 平均値 平均値 平均値 平均値 平均値

0 5 10 15 20 25 30 35

0 5 10 15 20 25

S08760 S08745 S08732 S08723 S08716 平均値 平均値 平均値 平均値 平均値

荷重 P (kN) 荷重 P (kN) 荷重 P (kN)

試験体番号の枝番

試験体番号の枝番 試験体番号の枝番

図 2.4 ねじ径φ=8mm，下板の孔径φ=7.3mm の最大荷重

図 2.6 ねじ径φ=8mm，下板の孔径φ=7.7mm の最大荷重

図 2.5 ねじ径φ=8mm，下板の孔径φ=7.5mm の最大荷重

0 5 10 15 20 25 30 35

0 5 10 15 20 25

S10360 S10345 S10332 S10323 S10316 平均値 平均値 平均値 平均値 平均値

0 5 10 15 20 25 30 35

0 5 10 15 20 25

S10560 S10545 S10532 S10523 S10516 平均値 平均値 平均値 平均値 平均値

0 5 10 15 20 25 30 35

0 5 10 15 20 25

S10760 S10745 S10732 S10723 S10716 平均値 平均値 平均値 平均値 平均値

荷重 P (kN) 荷重 P (kN) 荷重 P (kN)

試験体番号の枝番

試験体番号の枝番

試験体番号の枝番

図 2.7 ねじ径φ=10mm，下板の孔径φ=7.3mm の最大荷重

図 2.9 ねじ径φ=10mm，下板の孔径φ=7.3mm の最大荷重

図 2.8 ねじ径φ=10mm，下板の孔径φ=7.5mm の最大荷重

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4

板厚ｔ=1.6mm の場合も板厚ｔ=2.3mm の場合も, 下板を捲 りあげる側のねじのねじ山が下板下面に近いところにある 方が下板を捲りあげる量が多く，最大荷重は大きくなり，ね じ山が下板下面から離れると捲りあげる下板の量が少なく なるので，徐々に最大荷重は小さくなる．板厚ｔ=1.6mm の場 合，下板内にねじが 1 山しかなく，下板を捲りあげる側のね じのねじ山は，ごく簡単に考えると 0.5 山であり，このねじ 山の一端が下板上面に達したときに下板を捲りあげる量が 最少となり，最大荷重は最小となる．一方，板厚ｔ=2.3mm の場合は，下板内にねじがおよそ 1.5 山あり，捲りあげる側 のねじのねじ山が下板の板厚中央付近にあるときに下板を 捲りあげる量が最少となり，最大荷重は最小となる．その結 果，板厚 t=1.6mm の場合の方が板厚ｔ=2.3mm の場合より最大

荷重の最大値と最小値の差が大きくなり，板厚 t=1.6mm の場 合の標準偏差が板厚 t=2.3mm の場合の標準偏差より大きくな ったものと思われる．

3. 突合せ継手の疲労強度

3･1 実験方法

試験片の形状寸法を図 3.1 に示す．母材は幅 50mm，板厚 6mm，長さ 300mm とし，添接板は幅 50mm，板厚 6mm，長さ 165mm とした．本実験においては，接合材料にφ=10mm のスレッド ローリングねじ（以後，ねじと呼ぶ）を用いた．ねじの形状 寸法を図 3.2 に示す．ねじの締付けには最大締付トルク 165N･m のインパクトレンチを使用した．本実験では，母材の 孔径と添接板の孔径はともにφ=9.5mm とし， 縁端距離は 25mm 図 2.10 ねじ径φ=8mm 試験体の最大荷重の標準偏差

試験体番号

標準偏差 標準偏差

試験体番号

図 2.11 ねじ径φ=10mm 試験体の最大荷重の標準偏差

および 40mm とした．試験片は，同一平面にある 2 枚の母材 を突合せ，添接板を用いてねじで接合した．また，片側は高 力ボルト接合とした．実験中のねじと添接板のズレを確認す るため，ねじの頭と添接板にマーキングを施した．同様に母 材と添接板のズレを確認するため，側面にもマーキングを施 した．

実験には，200ｋN 疲労試験機および 300ｋN 疲労試験機を 使用した．最小荷重 Pmin は 1ｋN とし，最大荷重 Pmax を変 化させた．疲労試験における繰り返し数の上限は 1,000 万回 を目安とし，周波数は 5Hｚとした．

一部の試験片においては，き裂の発生点ならびに進展状況 を調査するため，ビーチマークの導入を試みた．

3･2 実験結果

ねじが破壊した試験片の結果を図 3.3 に示す．縦軸の応力 範囲Δτ（N／mm

）は（3.1）式を用いて求めた．図中には，

日本鋼構造協会の「鋼構造物の疲労設計指針・同解説」に与 えられているせん断応力を受ける継手の疲労設計曲線（Ｓ等 級）も示した

．また，既報の結果も併せて示した

．

ｇ

＝ Δ

Δ 2 A

P

 

(3.1)

ここに，

：作用荷重範囲(N)

Ａ

(＝πφ

/４)：ねじの有効断面積(mm

) φ：有効径(＝9.1mm)

図 3.3 より，本研究の範囲においては，ねじで破壊した継 手の疲労強度は，S 等級を満たしていることがわかる．既報 の結果と比較すると，疲労強度は応力範囲Δτ=115N/mm

，繰 返し回数 2×10

回のデータが既報の結果より低くなってお り，全体的にも今回の実験結果の方が既報の結果より疲労強 度は低くなっているように思われる．しかしながら，本実験 結果はわずか４体の結果であり，また，文献(9)の「図解 3.7 代表的な継手の疲労試験結果と疲労設計曲線」に示されてい るデータのバラツキを考えると，図 3.3 を用いて重ね継手と 突合せ継手の差異を議論することはできず，今後のデータの 蓄積に期待したい．しかし，本稿の範囲においては，重ね継 手と突合せ継手のいずれの場合もねじで破壊した継手の疲 労強度は，S 等級を満たしていると言える．

既報の結果は図 3.4 に示す重ね継手試験片の結果であり，

ねじには局部曲げモーメントも作用するので，局部曲げモー メントによる応力範囲Δσと繰り返し回数 N の関係を確認し た．結果を図 3.5 に示す．縦軸の応力範囲Δσ（N/mm

）は（3.2）

式を用いて求めた．

2 I

t P

s

  



Δ

ここに，

：作用荷重範囲(N)

I

：ねじの断面二次モーメント(mm

) (＝πφ

/64)

φ：有効径(＝9.1mm) ｔ：試験体の厚さ(mm)

既報の実験結果は直応力を受ける継手の疲労設計曲線の Ａ等級を十分満たす結果であり，局部曲げモーメントによっ て疲労破壊が引き起こされたとは考えにくい結果となった．

ねじで破壊した継手の破断面を写真 3.1 に示す．写真 3.1 より，ねじの破断面には複数の段差が確認できる．この段差 は，それぞれ別の場所から発生したき裂が合体したときにで きるものである．したがって，写真 3.1 のねじにおいては複 数の場所からき裂が発生，進展したものと判断できる．

つぎに，鋼板で破壊した試験片の応力範囲— 繰返し数関係 を図 3.6 に示す．縦軸の応力範囲Δσ（N/mm

）は（3.3）式 を用いて求めた．図中には，日本鋼構造協会「鋼構造物の疲 労設計指針・同解説」に与えられている直応力を受ける継手 の疲労設計曲線の強度等級も示した．

An

P



Δ



ここに，

：作用荷重範囲(N)

Ａ

(＝(b－φ)×ｔ)：鋼板の純断面積(mm

) ｂ：試験体の幅(mm)

φ：有効径(＝9.1mm) ｔ：試験体の厚さ(mm)

図 3.6 より，鋼板で破壊した突合せ継手の疲労強度は F 等 級を満たしていることがわかる．

作用応力範囲Δσ=65.2N/mm

，繰返し数 N=9.5×10

回で鋼 板で破壊した継手の破断面を写真 3.2 に示す．き裂は鋼板に 形成されためねじから発生し，鋼板端部に進展していること がわかる．また，写真 3.2 の左側は，断面のほとんどが疲労 破壊し，右側は，断面の 50％ほどが疲労破壊し，残りの 50％

ほどが延性破壊している．

鋼板で破壊した試験片で，ビーチマークを導入した試験片 の破断面を写真 3.3 に示す．写真 3.3 の試験片は作用応力範 囲Δσ=81.5N/mm

，繰返し回数 1.38×10

回で破壊した．こ の回数には応力範囲を半減して載荷した回数は含まれてい 図 3.1 試験片形状

図 3.2 ねじ形状寸法

(3.3)

(3.2)

10 100 1000

1.E+05 1.E+06 1.E+07

本実験結果 既往の結果

S等級

ない．写真 3.3 の A から発生したき裂は，破断までにビーチ マークが 3 本見られる．ビーチマーク導入のための繰り返し 数 N は 3.0×10

回毎としたので，き裂は 3.0×10

回以降に 発生したものと判断できる．同様に，Ｂから発生したき裂は 6.0×10

回以降に発生したものと判断できる．

試験片作製後にねじと添接板および添接板と母板の間の 隙間を測定した．測定には隙間ゲージを用いた．結果を表 3.1 に示す．測定位置ａ，ｂ，ｃ，ｄはねじのフランジと添接板

の間であり、測定位置ｅ，ｆ，ｇ，ｈはねじ頭側の添接板と 母板の間であり，測定位置ｉ，ｊ，ｋ，ｌはねじ先端側の添 接板と母板の間である．隙間の最大は，B-07 の測定箇所ｄの 0.69mm であった． 鋼板で破壊した試験片は B-02, B-07, B-08, B-10 の 4 体である．試験体作製後の隙間と破壊モードに特に 関係があるようには思われない．

ここで，本実験結果と重ね継手の実験結果を比較し，考察 する．図 3.7 に本実験結果（図 3.1 に示す突合せ継手の結果）

繰返し数 Ｎ(回)

図 3.3 ねじで破壊した試験片の結果 10

応力範囲 Δτ(N/mm2)

10

10

6 6

図 3.4 重ね継手試験片

10 100 1000 10000

1.E+05 1.E+06 1.E+07

A

10

10

10

繰返し数 Ｎ(回)

図 3.5 局部曲げモーメントによる評価

写真 3.1 ねじで破壊した継手の破断面

応力範囲 Δσ(N/mm2)

繰返し数 Ｎ(回) 図 3.6 鋼板で破壊した試験片の結果 10

100 1000

1.E+05 1.E+06 1.E+07

D F E

繰返し数 Ｎ(回)

10

10

10

写真 3.2 鋼板で破壊した試験片の破断面

A B

9.0×10

1.38×10

回 1.38×10

回

1.2×10

回 1.2×10

回

9.0×10

6.0×10

写真 3.3 鋼板で破壊した試験片のビーチマーク

(単位 mm)

測定箇所

試験片

番号 a b c d e f g h i j k l B-01 0.00 0.24 0.59 0.05 0.02 0.10 0.10 0.00 0.02 0.01 0.00 0.06 B-02 0.00 0.13 0.32 0.30 0.01 0.02 0.01 0.00 0.02 0.00 0.00 0.01 B-03 0.05 0.03 0.08 0.11 0.02 0.00 0.00 0.00 0.02 0.10 0.21 0.06 B-04 0.26 0.00 0.00 0.09 0.00 0.00 0.00 0.03 0.01 0.01 0.00 0.03 B-05 0.00 0.02 0.23 0.03 0.01 0.00 0.00 0.00 0.02 0.01 0.01 0.03 B-06 0.00 0.00 0.09 0.13 0.00 0.01 0.00 0.03 0.02 0.03 0.00 0.02 B-07 0.03 0.00 0.35 0.69 0.01 0.00 0.00 0.02 0.00 0.00 0.03 0.03 B-08 0.03 0.00 0.02 0.00 0.09 0.00 0.00 0.02 0.02 0.00 0.02 0.00 B-09 0.00 0.00 0.05 0.01 0.01 0.01 0.00 0.00 0.01 0.01 0.00 0.02 B-10 0.15 0.08 0.00 0.03 0.01 0.01 0.00 0.00 0.02 0.01 0.00 0.02

と既報の結果（図 3.4 に示す重ね継手の結果）を合わせて示 す．図中の○が本実験結果であり，○が既報の結果である．

これらのデータの応力範囲Δσは（3.3）式によって求めた．

図 3.7 の○（突合せ継手）と○（重ね継手）の差が局部曲 げモーメントの影響である．

ここで，重ね継手に生じている局部曲げモーメントによる 応力範囲を含んだ応力範囲を考える．このとき，鋼板のねじ 孔に切られたねじは無視し，ねじ孔を有効径φ＝9.1mm の円 孔と仮定する．また，母材間に摩擦はないものと仮定する．

重ね継手においては上板と下板は合成されていないので，ね じ 孔 の 中 心 を 通 る 鋼 板 の 純 断 面 の 引 張 縁 応 力 範 囲 Δ σ

（N/mm

）は次式によって求められる．

2 t 2I

t P ) - t(b

P   

 



 

ここに，Δ

：作用荷重範囲(N)

：試験体の板厚(mm)

：試験体の板幅(mm)

φ：有効径(＝9.1mm)

I

：鋼板 1 枚の断面二次モーメント(㎜

)

 



 



  

12 b  ｔ³

(3.4)式で得られた応力範囲Δσで重ね継手の結果をプロ ットし直すと図 3.7 の●となった．突合せ継手の結果（○）

は F 等級であるのに対して，局部曲げモーメントを考慮した 重ね継手の結果（●）は B 等級を超えており，突合せ継手の 結果を大きく上まわっている．したがって， （3.4）式では局 部曲げモーメントを十分評価できないことがわかる．

つぎに，軸方向引張力と局部曲げモーメントを受けるねじ 孔縁の応力を求めることとする．ねじ孔にはねじが切られて いるが，ここでも鋼板に切られたねじは無視し，ねじ孔を有 効径φ＝9.1mm の円孔と仮定する．

円孔を有する有限幅の平板に軸方向引張力が作用すると きの円孔縁の応力σ

の推定式は以下で与えられる

tn w t

t α F 

   

(3.5)

表 3.1 隙間測定結果 測定箇所

10 100 1000

1.E+05 1.E+06 1.E+07

突合せ継手（純断面積）

重ね継手（純断面積）

局部曲げモーメントを考慮 応力集中を考慮

C B E

H G F D

応力範囲 Δσ(N/mm2)

10

10

10

図 3.7 突合せ継手と重ね継手の疲労強度の比較 繰返し数 Ｎ(回)

(3.4)

ここに，α

：引張力が作用する無限板中の円孔縁の応 力集中係数

＝

Fw

：有限板の影響係数

σ

：公称応力

σ

＝

／

･

(N/mm

)

：作用荷重(N)

t

：試験体の厚さ(mm)

：試験体の幅(mm)

一方，局部曲げモーメントは鋼板に対して板曲げモーメン トとして作用するので，円孔を有する有限幅の平板に板曲げ モーメントが作用するときの円孔縁の応力について考える．

板曲げモーメントを受ける円孔を有する有限幅の平板の円 孔縁の応力σ

の推定式は以下で与えられる．

bn W b

b  F 

   

(3.6) ここに，α

：板曲げモーメントが作用する無限板中の

円孔縁の応力集中係数（＝

）

：有限板の影響係数

σ

：公称曲げ応力（σ

＝

／

･

）(N/mm

)

：板曲げモーメント（重ね継手の場合

M=P

･

／

）(N･mm) Ｐ：作用荷重(N)

t：試験体の厚さ(mm) b

：試験体の幅(mm)

したがって，円孔を有する有限幅の平板に軸方向引張力と 板曲げモーメントが作用したときの円孔縁に生じる応力は 次式で与えられる．

b t

s  

  



 





(3.7)

軸方向引張力と板曲げモーメントが作用したときの円孔縁 に生じる(3.7) 式の応力を(α

×Ｆ

)で除して公称応力σ

に換算すると次式を得る．

 

t bn tn b

sn

   



(3.8)

（3.8）式から求めた公称応力σ

で重ね継手の実験結果をプ ロットすると図 3.7 の●となった．この結果と突合せ継手の 結果（○）を比べると，まだ隔たりがあるように思われるが，

これは上述の公称応力σ

が円孔を仮定しているのに対し て，実構造ではねじが挿入され，鋼板にはめねじが切られて おり，これらの影響が軸方向引張力ならびに板曲げモーメン トを受けたときのねじ孔縁に生じる応力に十分反映されて いないためではないかと推察される．

以上より，図 3.7 においてスレッドローリングねじで接合 された重ね継手の疲労強度が H 等級であったのは軸方向引張 力を純断面積で除した応力範囲で評価したためであって，重 ね継手に生じる局部曲げモーメントによる応力範囲をでき るだけ精度よく求め，これを考慮して疲労強度を評価すれ ば，突合せ継手の疲労強度にほぼ等しい結果が得られるもの と思われる．また，スレッドローリングねじの実構造への適

用のためにはさらなるデータの蓄積，より詳細な検討等々が 必要であることは言うまでもない．

4. まとめ

本稿では，ねじ径φ=8mm とφ=10mm のスレッドローリング ねじで接合された重ね継手の静的引張試験における最大荷 重のバラツキについて考察し，さらに，スレッドローリング ねじで接合された突合せ継手の疲労試験を実施し，既報の重 ね継手の疲労試験結果と比較することによって局部曲げモ ーメントの影響について考察した．

重ね継手の静的引張試験における最大荷重のバラツキに 関する考察から，本研究の範囲においては以下の結果が得ら れた．

1) ねじ径φ=8mm，板厚 t=4.5mm，6.0mm の場合の最大荷重の バラツキが，ねじ径φ=10mm の同じ板厚の場合と比べて大 きかったのは，ねじ径φ=8mm と 10mm の原材料である線材 のロットの違いによるものと判断した．

2）板厚 t=3.2mm の場合，ねじ径φ=8mm の方がねじ径φ=10mm より最大荷重の標準偏差が大きくなったのは，ねじ自体の 強度，ねじ径，板厚，鋼材強度等々の複合的な影響による ものと推察した．

3）板厚 t=1.6mm の場合の最大荷重のバラツキが板厚 t=2.3mm の場合の最大荷重のバラツキより大きくなったのは，ねじ の嵌め合い，すなわち，ねじピッチと板厚の関係に起因す るのではないかと考察した．

スレッドローリングねじで接合された突合せ継手の疲労 試験結果と既報の重ね継手の疲労試験結果の比較，考察か ら，本研究の範囲においては以下の結果が得られた．

4）突合せ継手の疲労試験の結果，ねじで破壊した継手の疲 労強度は，S 等級を満たしていた．

5）突合せ継手の疲労試験の結果，鋼板で破壊した継手の疲 労強度は F 等級であった．

6）突合せ継手の結果と重ね継手の結果を比較考察し，重ね 継手においては，局部曲げモーメントによる応力範囲をで きるだけ精度よく求め，これを考慮して疲労強度を評価す れば，突合せ継手の疲労強度にほぼ等しい結果になる可能 性があることを示した．

謝 辞：スレッドローリングねじで接合された突合せ継手と 重ね継手の疲労強度の検討にあたって，京橋メンテック㈱

並木宏徳博士，ならびに関西大学 石川敏之先生に貴重なご

意見をいただいた．また，スレッドローリングねじで接合さ

れた重ね継手の静的引張試験の実施に当たっては，平成 24

年度卒業生 高橋真人君の協力を，スレッドローリングねじ

で接合された突合せ継手の疲労試験の実施に当たっては，平

成 27 年度卒業生 野崎智義君の協力を得た．記して謝意とし

ます．

参考文献

(1) (社)日本道路協会：道路橋示方書・同解説 Ⅱ鋼橋編（平成 24 年 3 月）

(2) 奥村淳弘，坂野 昌弘，藤永 政司，藤井 勝義；「φ16 スレッドロー リングスクリューのせん断強度」，土木学会第 70 回年次学術講演会講 演概要集 CS4-007，pp.13-14（平成 27 年 9 月）

(3) 楠元崇志，奥村淳弘，坂野昌弘，小林義弘， 溝上善昭；「U リブ鋼床 版のビードき裂に対する補修方法の検討」，土木学会第 70 回年次学術 講演会講演概要集 CS4-007，pp.15-16（平成 27 年 9 月）

(4) 金澤高宏，貴志友基，溝上善昭，森下元晴，西山圭介，坂野昌弘；「Ｕ

リブ鋼床版のビード亀裂に対する下面補修」，土木学会第 71 回年次学 術講演会講演概要集 CS6-003，pp.5-6（平成 28 年 9 月）

(5) 鈴木博之，山下真平；「スレッドローリングスクリューで接合された 継手の疲労強度に関する基礎的研究」，第 41 回土木学会関東支部技術 研究発表会講演概要集（2014 年 3 月）

(6) 鈴木博之，小坂拓也；「スレッドローリングねじで接合された埋め込 み型継手と貫通型継手の疲労強度に関する実験的研究」，第 43 回土木 学会関東支部技術研究発表会 I-21（2016 年 3 月）

(7) 鈴木博之，野崎智義；「スレットローリングねじで接合された突合せ 継手と重ね継手の疲労強度に関する実験的研究」，第 43 回土木学会関 東支部技術研究発表会 I-22（2016 年 3 月）

(8) 鈴木博之；「スレッドローリングねじで接合された継手の強度に関す る実験的研究」，構造工学論文集 Vol.61A（2015 年 3 月）

(9) 日本鋼構造協会編；「鋼構造物の疲労設計指針・同解説」（2012 年 6 月）

(10) 大倉一郎，塩崎哲也，中西芳文；「膜応力と板曲げ応力を受けるスト

ップホールの疲労強度」，土木学会論文集 No.537／Ⅰ-35，327-338，

（1996 年 4 月）