1
論 文1
UDC ：624．
07B．
014，
27 日本建築学会構造系論文報告集 第 370号・
昭和 61ijlZ 月鋼 管柱
・
H
形
は り
接
合 部
の
局
部耐
力
一 高張 力遠 心鋳 鋼管
につ い て一
正 会 員 正 会 員 正 会 員 正．
会 員上
金
田
脇
場
谷
渕
田輝
基
孝
康
＊弘
＊ ＊．
嗣
＊ ＊＊彦
＊ ＊＊ ＊L
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 力に対 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 部変形に対す る適切 な補 剛が必 要 とな る。
これ ら、
の補剛 形式と し ては， 通しダ イア フラム， 内ダイア フ ラ ムお よび外ダ イア7
ラム形 式 が ある。 円 形 鋼 管の場 合，
鋼管を切断す る通しダ ィアフラム形 式の よ うな直 接 的な 方 法は困難で， ほ と んどの場 合， 柱 貫 通 型で ス・
チフナー
リング を鋼管柱に溶接す る外 ダ イプフラム形 式 と なる。筆者 等は
，
電 縫 管 （STK
41， 50）な ら びに等 厚な遠 心 鋳 鋼 管 （SCW
50−CF
） （以 下 ， 両者 を 合わ せ て鋼 管 と呼ぶ）を使用 し， 局部補 剛と し て， 鋼 板か ら作 製し た ス チフナー
リン グ を溶 接 し た鋼 管 柱ラー
メ ン接 合 部の単 純 模型引張実験 を行い1）， 接 合 部の局 部 破 壊 耐 力推 定 式 （1 ）， （2）式 を提 案し た 2） 。 cPmax＝
（3．
81
B
！／D
十1．
72
）（tρ／R
） o’
7s2 x（t。／R
） °’
s6° （（tp＋h
。）／R
）°
’
3SG a。R2
・
・
………・
…・
………・
一 ……
（1）cPy ＝＝
O．
65
c1≒max・
・
一・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
… 一・
・
・
・
…
一
・
（2）文献
3
）では，
部分架構 実 験によ り， 鉛 直荷 重 時な ら びに水平荷重時に お いて も鋼管 接 合 部の局 部 破 壊 耐 力 は，
（1
），
（2
）式で推 定で き ること を報 告し た。
本 報では，
柱に高張 力遠心鋳 鋼 管 （以下， 鋳 鋼 管と呼 ぶ）を 用い た部分架構供試体の実験を行い， 接 合部の局 部 破 壊 耐 力につ い て，
推定式の妥当 性 を調 査し， 合わ せ て，
接 合 部パ ネル の せ ん 断 耐力につ い て も検 討する。
鋳 鋼管はFig．
1に示す よ うな形 状 を持ち，
局部 変 形にたいする補 剛とし て の スチフナー
リン グは鋼 管と一
体 化し て お り，
その 断 面に アー
ル部が 存 在する。 零 神戸大学 教務職員：工 修 ＃ 神 戸 大 学 教 授・
工博 ＊ll 神 戸 大 学 助 手・
工修 ＃ ＃ 久保田鉄工株式会社 （昭和60年6月10EI原稿受理｝，
Bea
皿．
釁
§
量野
「Beam11
Moment
Diagram
Fig
．
1 Typical Features of Spun Column柱部分が変断 面で
，
接合部パネルの管厚は柱 部分 の管厚よ り大と な る。
その製造法か ら， 鋳 鋼 管の外形は モー
ル ドの型通 り製 造で き， ある程 度， 任 意の形 状の鋼 管が作 製で きる。 な どの特 徴を持っ 。 実 験は接 合 部に対 称 曲げモー
メ ン トを加え る 鉛直 荷重 実 験 （2節 〉と逆 対 称 曲 げモー
メ ン トを加え る水 平 荷重 実 験 （3節 ）とか ら な る。
2節で は， 接 合 部の局 部 破 壊 耐 力に与え るスチフナー
リングの せ い，
は りフ ラ ンジ幅およびは り せい の変 化に よ る影 響を調査す る。
鋳鋼管 接 合部に耐 力推 定 式 （1．
），
（2）式 を 適 用 す る際の 鋼 管 径 と 管 厚の と り方，
な らび に スチフナー
リングの アー
ル部が耐力に与え る影 響につ い て も合わ せ て検 討する。
接 合 部の局 部 破 壊が主目的である ため，
供 試 体は接 合 部の局 部 降 伏 以 前に は り部 材の降 伏が生 じない よ うに設 計されて いる。 3節で は，
接合部パ ネル の せん断耐 力と変形性 状に与 える上 記，
の影 響 とスチフナー
リング厚の変化が局一
81
一
部破壊耐 力に与え る影 響を調 査す る。
2．
鉛 直荷 重 実 験 2−
1 供 試 体 供 試 体は柱に鋳 鋼 管 （SCW 50−
CF ；300
φ X9，
300
φ×6
），
は り にH
形鋼 （SM
50A
） を 用い た 部 分架構供 試 体 （Fig．
2
参 照）で，
名称・
寸法 をTable
1に， 使 用鋼材の機械的 性 質 をTable
2に示す。 以下の 1），2）のA ，B ，
C
系 列の スチフナー
リング形 状 を標準型 と呼ぶ （Fig．
3 （a＞参照）。
実 験 目的か ら供 試 体は次の 4っ に分 類でき る。 ） 1 ） 2 ス チ フナー
リン グ せい （hs
）とフ ラ ン ジ幅（B
∫）の変化に よ る影 響A
系 列hs＝
5e mm ；B
ノ＝
100，
150， 200mmB
系 列hs＝
30 mm ；B
ノ窩
100，
150，
200mm
はり せい の影 響C
系列の う ちDp
／ptp ＝31
の供試体F
Fig
．
2 TestSpecimen
Subjected to VerticalLoading R
＝50mm
ts［
Sh OO の 工 OO 頃Tablo
l
List o ｛Test Specimens（unit ：mm ）Specimen PanelD xtCol DumnXthsSt 寸ff帥 erts BeamHxBfxtwxtf GV21
−
AlGV21−A2GV21
−
A3312x …5300X950x25H−300x200x19x25
H−300x150x19x25
H−
300xτ00x19x25 GV21−
BlGV21−
B2GV21−B3312x
で5300X930x25H 弓00x200x19x25 H−
300x150x19x25 H−
300x100x19×25 GV21−CGV21
−C−
PA GV21−
C−
PB312x342x362x151515300X930X25H−400xi50x16x22
GV31−
CGV31−C−PA
V− 一
308x338x35 x101010300x630X25H−
400x150x16 ×22 GV31−
C−
300GV31一
ひ500308x308x1010300300Xx663030XX2525H
−300x150xT6x22
H−
500x150x16x22GV21−
DGV31−
D312x308’
x1510300300XX963030XX2525H−400x150x16
×22 H−
400x150x16x22Table2 Mechanical Preperties
Tube ＆ BeamMateria1 tcm2tcσy σu 旧2 E
ZSpec
τ．
伽 en 300φx9SCW 50−CF3
．
54 5．
17 34．
63●
95
5．56
35．
23．
795．
51
36．
6
3．
70 5．
5635聞
0
3r86
5．
35 32暉
5 A，B Series GV21−
CGV21−
C−
PAGV21−C−PB
GV21−
D 300φx6SCW 50−
CF4齢
20 5．
74 37．
43卩
87
5．
32 25−
4 3■
48 5．
23 25■
5
4．
015．
35
34・
5
4．
01 5．
64 30．
53，70
5ρ
35 33r1 GV31−
CGV31−
C・
−
PAGV31−C−PB
GV31−DGV31
−
C−300
GV31−
C−
500 PL−
22S 岡 50A3r63 5．
28 36．
0Beam Flanget t
Tube（GV21
−
A，
B Series）：JIS Z 2201 丁ypeTube（
GV21−
C．D Series）：JIS Z 2201 TypeTube（GV31
−C，
DSeries
）：JIS
Z
2201
TypePlate
：JIS Z 2201 丁ype l Coupor」Test4 Coupon Test
14A
Coupon
Test
14A Coupon Test
（a＞ C 丁ype DFig
．
3Column
TypeShape of Ri皿g Stiffeners 1 oo 頃 1hsP■
oo D 寸 H一
400x150 oo x16x22 の Dtp1 しs帯
PTypeFig
．
4 Section ofJojnt
Panel尹 瓢
）
3
） 4 （GV
31−C
）の は り せ U）．
を 3種 類変化させ た も の．H ＝
300，
400，
500 mm スチ フ ナー
リング形状の影 響C
系 列 鋳 鋼 管 固 有の ス チフナー
リン グ形 状 を持 つ もの （Fig．
3（a）参照）D
系 列C
系 列 と同 じ素 材よ り成り， スチ フナー
リング断 面の アー
ル部 を切 削 加 工に より 取り除い たもの （Fig．
3（b
）参照） 接 合 部パ ネル の形 状の影 響Fig．
4に示 す よ うな， 接 合 部パ ネル の せん 断 抵 抗の増 加を目 的とし た接 合 部パ ネル の形 状 変 化 2種 類 ρtp＝
・
15・
GV 21−
C−
P 系 列 （2体 ） ptp＝10
GV
31−C −P
系列 （2
体） 載 荷 方 法は， Fig．
2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 力に は， 200t 油圧式 構 造 物 試 験 機を用いた。
2−
2 破 壊 状況A ，B
系列 ：各 供 試 体と も は りフ ラン ジ がスチフナー
リン グと交わ る 入 りす み部 （以 下，
・
入 り す み部と呼ぶ） の溶 接 部にキレツ が生じ破 壊にい たっ た。
C
系 列 ：降伏 荷重 （General
Yield
Load
）前後で，
引張側入 り す み部に キ レ ツ が発 生し た が
，
最大荷重に 至 る まで顕著な 進 展 は 見 ら れ な かっ た。
降伏 荷重 以後，
圧 縮側局部 変形が引張側の そ れ を大
きく 上回り，
最 大 荷重 は鋼管の圧縮 側局 部変形に よ り決まっ た。D
系列 ：GV
21−D
は，F
＝ 80 tで 引 張 側 入 り す み 部 にキレ ツ が発 生した。F ＝
101．
8tで大き な音と と もに キレ ツが急 激に進 展し，
荷 重が低 下し た。
その後，
載 荷．
を続けた ところ キ レ ツ発 生 荷 重を 上回る最 大 荷 重 F ． ＝ 102，
9t を得た 。 GV 31−
D には キレ ツ は認め られ ず，
圧縮 側 局 部変形が顕 著で あっ た。2−3
耐 力実 験 結果 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 ンジ偶 力に 換 算し た局 部 荷 重 P＝
F（L−
Dp−
2hs）／4ん。を示 す。1
） フ ランジ幅の変 化につ い てFig．
5に最大荷重の無次元 量 と B∫／D の関係を示す。 図 中に は文献1
）の単 純 模 型3−2Series
（D
＝ 216φ，
tp＝6
），3−3Series
（D ＝216
φ，
tp＝8
）お よ び5Series
（D
；318
φ，
t ρ；10
）の実験 結果も合わ せて示す。 鋳 鋼管 接合 部の局 部 耐 力はフ ランジ幅の増 加と ともに上昇し，
そ の増加の割 合は単 純 模 型実験と ほ ほ伺 じであ ること が 知ら れ る。 2） は り せい の影 響 は りの上 下フランジ の相互作用の効 果を調べる た め ， 縦 軸に局 部 耐 力の 無 次 元 量，
横 軸にH
／D
をと り．GV
31−C
，GV
31−C −
300 お よ びGV
31−C −
500 の 結果をプ ロ ッ トし たもの をFig．
6に示す。 図 中 破 線は局 部 破 壊 耐 力 推 定 値を示 す。
文 献3）の鋼 管 接 合 部の実 験 結 果 （D 0．
2 0．
2 侃 N 匿 h ミ ・ 昌 角 0．
1 e．
05 00．
3 0．
40●
5 0，
6 0，
フ Bf！DFig
．
5
Retationships betwee【L p ／σyR ：a皿d Bノ／D
Table 3 Summary of Test Results
SpecimenFmaxFyPmaxPycPmaxcPyPmax 上 δmaxc δ見maxt δ見max
tontontontQnto 冂 toncPmaxcPmmmmmm GV21
−
A1138．
9110 ，
0175 ．
3138 ．
8144 ．
093 ．
61 ．221 ．
4877．
323 ．
115．
1 GV21−
A2119．
D95．
0150．
2119．
9T22．
979 ．
91 ．
221．
5055．
719．
014，
3
GV21−A3106
．
782．
0134．
6103．
5101．
766．
11．
321．
56127．
730．
030 」 GV21−
B1106．
881 ．
0138 ．
7105．
2124．
981．
21．
111．
2987．
033．
917．
4 GV21−
B2101．
479．
0131，
6102．
6106．
669．
31．
23 τ．
4874．
637．
519．
5 GV21−
B393．
873 ．
0121．
894．
888．
357．
41．
381．
6581．
42L819．
5 GV21−
C124．
499．
0117．
593 ．
5118 ．
977 ．
3o ．991 ．
2166．
248．
629
．
1 6V21−C−
PA114，
891 ，
4108．
486．
3114 ．
174．
20 ，951 ．
1659．
741．
127．
0
GV21−C−PB119 ，
694 ．
1113．
088．
9111，
472．
41．
011．
2382．
7
ア1．
534．
2 GV31−
C 99．
981．
094．
6
フ6．
ア88．
75 フ．
61 ．
071 ．3350 ．
640 ．
823
．
3
GV3
トC−PA81
．
262 ．
’
576 ．
959．
281．
753．
10．
941．
1146．
942．
119．
3 GV31−
C−
PB73．
658．
169．
755．
073．
547．
80，
951．
1549．
746．
317．
9 GV31−
C−
30078．
062．
8100．
480．
984 ．
755．
O1 ．191 ．
4750 ．
926 ．
O16
．
3
GV31−
C−
500115．
494．
286．
470．
678 ．
150．
81 ．
111．
3939 ，
237．
518．
7 GV21−
D102．
978 ．
497．
274．
0116．
275．
60．
．
840．
9866．
039．
127．
6 GV31−
D69．
851 ．566 ．148 ．
884 ．
755 ．
O0 ，780 ．
8942 ．
832 ．313
．
．
9
一
83 一
嵐
ミ 諳 面 0．
1 0．
08 Fig．
6一
、
、
魎 c一
層
3 L一
0 1
1 800
。
5 1。
0 1．
5 2．
O HIDVariatien ofMaximu 皿 Strength with Diameter
−
to・
Depth of BeamRatio F （ヒf） 120 100 8060 40 20 GV21
−
C GV2レD Dialag 巳 F早
r
▼ 3Fmax ▽ ：FyV ：Fe δ 0 40 80 δ （ ）Fig
．
7 Load．
Deformatien Curves ofGV 21
−C
andGV
21−D
＝
216φ ， tp＝
：
8）も合わせ て示す。 H ／P が大き く な る と局 部 耐 力は低 下す る傾 向を示す が，
低 下す る割 合は 1 割 程度で あ る。 3） スチフナー
リングの アー
ル 部の影 響 GV 21−C
と GV21−D
の 荷重 変形 関 係をFig．7
に示 す。
図 中，
実 線は柱下部に設 置し た変位 計よ り得た供試 体の全 体 変 形 （δ）で，
○ 印は下 式の値 〔δ，）をプロ ッ ト し た もの で．
局 部 変 形の全 体 変 形へ の寄 与 分 を 示し ている。 δ，＝
｛（cδ1十，δ，）／2
月「1
＊（L − D
ρ）／2
eδ1，
画 はそれ ぞ れ 圧縮 側と引 張 側 局 部 変 形を示す。
図か ら， 最大荷重に至るまで， 全体変形の大部分が局 部 変 形に よ る ものである ことが知られ る。Fig．
8にGV
21−
C
とGV
21−D
の荷 重と局 部 変 形の関 係 を示す。
両 者とも降 伏 荷 重 近 傍まで は圧縮 側 （。δ、）と 引 張 側 局 部 変 形 〔tδ，）は ほ ぼ一
致し てい る が，
降 伏荷重 以 後は圧縮側 局部変形が急増す る。
鋳 鋼 管特有の ス チフ ナー
リング形 状を持つGV
21−C
の耐 力 と 剛性は，
文 献3
）の鋼管 接 合部と同 じ ス チ フ ナー
リング形 状を持つGV
21−D
に比べ 明ら か に大きい。 径厚比の大きいGV
31−C
， D にっ い て も同 様の傾向 が見ら れ る。
アー
ル部 （Fig．
3（b
） 中のハ ッチ部〉の効果に よ り，
GV
21−c
とGV
31−C
は，
GV
21−
D とGV −
31−
D に比べ て，
最大荷 重で それ ぞ れ21％ と 43 ％，
降伏荷重で26
％ と57
％ 大き く なっ て い る。
4） 接 合 部パ ネル の形 状の影 響GV −C −
P 系 列 （PType ：Fig．
4参 照 ）の供 試 体は接 合 部パ ネル のせ ん断 抵 抗を増 加さ せ る た め，
接 合 部パネ ルの外 径，
内径 と もに大き く し たもの で あ る。 こ こで は， それら の接 合 部の形状と 局部 耐 力の 関係につ いて検 討す る。Figs．
9a ，
b
に局部 耐 力と接合 部パ ネル の外径の関 係 を示 す。
縦 軸は供試 体の局部耐 力を柱 部分の平均半径の 最 大 値 （GV
21
Series
：R
；148．
5mm ，
GV
31
Series
0．
15 010N鴫
ミ × 昌 函 O．
05 0．
0 F （亡f） 120 100 80 60 40 20 0 GV21−
C膠
9．
．
’
9 ．
GV21，
−
D，
：cδ £¶
一
”
， tδ£ F1 。δ兄δ昆
．
Fig．
8 20・
40
60c δ£
．
t62（ ）Load
−
Local DeformatienCurves of
GV
21−C
and GV 21−
D一一曹
一一
1
一
6V21−C
Serles一一｝
GV31−C
Series
一 一一
1．
01．
1 1．
2Dp
／DmaxFig
．
9a Variation of Ultimate Strength withDiameteT oI
Joint
Pane10
．
15 010N 咳 。 丶 命 0，
05 0．
0 1．
0 1．
1 L2 Dp／Dmax
Fig
．
9b Variation of Yield St爬 ngth withDiarneter of
Joint
Panel：R
＝
149mm ）と降 伏 応 力 度で無 次 元 化したもの で，
横 軸は接 合 部バ ネルの外 径と柱部分 の外径の最 大値と の 比 Dp／Dm 証 （GV
21Series
：Dma
．＝
312 mm，
GV
31
Series
：Dmax
＝308
mm ）で あ る。 な お，
標 準 型で はDp
＝Dmx
で あ る。 図中，
破線はGV
21−C
並 び にGV
31−
C
の局部破 壊耐 力計 算 値を示す。 図か ら，D
ρ／Dma
）、に 関 係な く接 合 部 耐 力娃ほ ぼ一
定であ るこ と が知ら れ る。一
84
一
これ は
，
柱部分と ス チ フ ナー
リングの断面寸法 が同じ で あ れ ば，
供 試 体の接合部耐力は接合部パネル の外 径， 内 径の変 化と は直接 関 係が ない こ と を意 味す る。2−
4 実 験 値と推定値の 比較 （1＞，
（2） 式に よ る計 算 値をTable 3に示す． 鋳 鋼 管の場 合，
式 中の ts，
h
。 の値はFig．
3
（a）に示す値と す る。 な お，
鋼管の管 厚と平 均半径には，
接 合 部パ ネ ル の管厚 （ptp ）と 接 合 部パ ネル の平 均半径 （R
＝（Dp −
ptp ）ノ2
） を採 用 する。
1） スチフナー
リング形 状の影 響 D 系 列の 供 試 体 2体の P んP眦 の値は それぞ れ 0．
84，
0．
78でその平 均 値は0．
81
で あ る。この値は文献3 ） の鋼管の鉛
直型 実験の結果か ら得ら れ たP
、／。Pma
、の 比0．
87
と ほ ほL 致す る。 降 伏 荷重 につ い て もD
系列の 2体のPyf
，Py
の平 均 値はO．
94
で鋼管の実 験結果と推 定 値の比の0．93
と一
致し てい る。 ま た後述のFigs．10，
11か ら，
鋼 管と同じスチ フナー
リング形 状を持つD
系 列の供 試 体は鋼 管と同じ結 果を示すこと が知ら れ る。こ こ では前述のよ うに
，
局．
部破壊耐力計算の際，
鋼管 の管 厚に ρtpを 用い て い る。
これ は，
D
系列の供 試 体に づい て の実験値と計算 値との比が鋼管接 合部 （管厚一
定 ） の も の と ほ ぼ一
致し たこ と か ら，
柱 部分の変 断 面によ る 管 厚減 少の影響は小さい と考き，
鋼 管 管 厚と し て接 合 部 パ ネル の管 厚 を採 用 し得ると考え た か ら である。
2 ）最 大 荷 重 局部 破 壊し た標 準 型の鋳 鋼 管 8体（GV −
A，
B ，
C
系列） の Pma．／。Pmax の比の 平 均 値は 1．
19で その 変 動 係 数は・
0．
109 である 。 ス チフナー
リングの アー
ル部の影 響に よ り鋼 管の 鉛 直 荷 重 実 験に 比べ 最 大 荷重で は37％ （1，
19／O．
・87−
1．
37）程 度 荷 重が 上昇する といえ る。 因 みに， は り せいなら びに接 合 部パネル外 径を変 化さ せ た 供 試 体6体 （GV −C −PA
，PB
， 300， 500系 列 ） を加え たTable
3 中の供 試 体 （D系 列は除く）14体につ い て 平 均 値と変 動 係 数 を 計 算 する と そ れ ぞ れ 1．
12と0．
128 とな る。
実 験 値と 推 定 値の関 係 を
Fig．
10に示す。
縦軸と横
軸 は そ れぞれ局 部 耐 力の実験 値 と 計 算 値の無 次元 量であ’
る。
図 中， 破 線は （1）式の 95 ％ 信 頼 帯 を，一
点 鎖 線 は本 実 験か ら得られ た P ／。
P の比 1，
19を示す。
●印は文 献3
＞の鋼 管の実 験 結 果 を示 す。 本 実 験の場 合，
実 験 値と推 定 値の間には強い相 関 関 係 が見られ，
（1 ）式の パ ラメー
タ で推定可 能で あるとい え る。
3
） 降 伏 荷 重 標 準型 8体につ い て の Py／cPy の比の平 均は L44 で 変動 係 数はO．
103
である。
ス チフ ナー
リン グの アー
ル 部の影 響に より鋼 管 接 合 部に比べ 降 伏 荷 重で は55 ％ （1．
44／0．
93！
1．
55＞程 度 荷重が 上昇す る とい え る。
は．
25
．
2
5
」笹
赱
謹
氏 ．1
．
05
0
●
05
．
1
・
15
．
2
cPrmax ／
d
・yR2
Fig
．
10 Relationships between Esti皿ated and Test Results ofMaximum Strength
．
2
5
。
1
注
ミ
ご
．
1
．
05
〃
野
膳
誰
／ ／乃
〆
！ ！ ！ ／CSERIEes
SERIES
3
・
0
．
05
．
1
．
15
。
2
cPy ！’
dyR2
Fig
．
11 Relatienships between Estimated and Test Results ofYield Strength りせいな らびに接 合 部パ ネル外径 を変 化 させ た供 試 体 6 体 を 加え た14体につ い て の平 均 値と変 動 係 数は そ れ ぞ れ 1
．
35と0．
134で ある。
実 験 値 と推 定 値の 関 係を Fig．
11に示 す。 降 伏 荷 重に つ い て も最 大 荷 重 と同 様に，
実 験 値と推 定 値の間には強 い相関関 係が見られ る。
以 上， 最 大 荷 重 と降 伏 荷 重につ い て実 験 値と推 定 値と の比 較 検 討 を行っ た が，
推 定 値はいずれも実 験 値を過 小 評 価してい る。
し た がっ．
て （1 ）， （2 ＞式 を修 正し，
次一
85
一
の （3 ）
，
（4 ）式を以て鋳鋼 管の局部 耐力推定式と す る。 最大荷 重は cGPmax＝
1．
19×（3．
81B
ノ／D
十L72 〕〔tp／R
） onsz ×（t、／R
） °鹽
56’ （（ち＋ん。）／R ） °”se a，R ： ； （4．
53Br
／D
十2．
05Xtp／R
）o’
7s2 ×（ts
／R
）°’
564 （（t
，＋ ん。）／R
） °’
lss a，R2
………・
一 ・
……・
…・
…・
（3
） 降伏 荷 重は caPv＝1．
44
×0．
65
cPmax＝
〔1．
44
／1．
19
） XO．
65 cσPma，【＝0．
79 ccPmax・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…
（4＞ 2−
5 形状の異な る鋳鋼管接合部実験との比 較 文献4）に鋳 鋼 管 接 合 部の力 学 的 性 状 を調べ る ために 行わ れ た鉛直荷重 時を 想定し た実 大 実 験 結 果が報 告さ れ てい る。
こ こ では耐力に着目し，
（1
），
（2 ）式か ら得ら れ た 結果と実験結果を比較する。 供 試体は，
鋳 鋼 管 （SCW
50−CF
）の柱・
は り接 合 部 部 分に電 縫 鋼 管の 直 管 部 分 （STK 50 ：300φ× 9） を溶 接し た も ので，
は り はH
形鋼 （SM
50，
σ y＝
・
3．
86
t／cm2 ） であ る。
供試体の名 称・
寸 法をTable
4に， 形状をFig．
12に 示 す。 実 験の パ ラメー
タ は 柱・
はり接 合 部 厚 肉 部 分の長さ 2種 類 （Lp＝
520，
600 mm ） 柱・
は り接 合 部の鋼管 内径を一
定 （282
φ）と し 鋼 管 管 厚 （外 径）を変 化さ せ た もの3
種類 柱・
は り接 合 部の鋼管外 径を一
定 （300
φ）と し 鋼 管 管 厚 （内径 ） を変 化さ せ た もの2
種 類 の計 10体の供 試 体である。
1） 実 験 結 果 実 験 結 果 をTable
5に示 す。 （1）， （2
＞式に よ る推 定値も合わ せて示す。破壊状況 は
，
各 供 試体と も降 伏 荷重以 後， 接 合 部の局 部変形が著し く な り， 楕円形に変形して い るの が肉 眼で も観 察さ れ た。A −3，
B −3，
C −
2，
D −
2は は り フ ラ ンジ とス チ フナー
リン グと の入 り すみ部 溶 接 部に キレ ツが 生 じ最 大 荷 重に達し た。
残りの6
体に は キ レ ツ は 認 め ら れ な かっ た。D −
2は試 験 機の 容 量 不 足 （200t
）の た め，
最 大 荷 重F・
＝
195t で実 験を中 止し た。
2） 考 察 接 合 部パネルの 径 厚 比 が 大きい とき （Dp
／ptp ＝ 22 ） は鋳 鋼 管 部 分が長く なっ て も，
耐 力へ の影 響は ほ と ん ど ない。
径 厚 比が14
ない し10
で は，
鋳 鋼 管 部 分が長く な る と，
15％ 程 度 耐 力は上 昇す る。
供 試 体D−
2を除く 9体につ い て の実験値と（1 ），
（2 ） 式による推 定 値との比 Pmax／cP およびPy
／、Py
の平 均 値はそれ ぞ れ 1．
03と1，
20で，
変 動 係 数は 0．
0665 と 0．
0812 である。
最 大 荷重と降 伏 荷 重の実 験 値と計 算 値 との 関係をFigs．
13，
14に示す。 最大荷 重は推定値とよ く一
致し， 降 伏 荷 重は20 ％程 度 推 定 式に よ り過小評 価 される こ’
とが知ら れる。
Table 4 Lisヒof Test Specimens重n Re正
，
4） （unit ：mm ｝SpecimenPane1 しPColumnStiffenerBeam σy D xt Dxths tsHxBfxtwxtft ！cm2
A＿1310x
τ4
3．
66
A−2330x24520
3．
66 A−
3350x34 372 B−
1310x143。
66
B−
2330x24600300x95 25H−
400x1503．
66 B−
3350x34 x16x253．
72 C−
1300x155203．
40C−2300x35520
3．
71 D−
1300x15600 3．
40 D−
2300x35600 3，
71 Tube：JIS Z 2201 Type 14A Coupon 下estσy ：Yield stress of Tube
Table5 Summary of Test Results in Ref
．
4）SpecimenFmaxFyPmaxPycPmaxcPyPmax 彑 tontontontontontoncPmaxcP A
−171
。
658 ，
580．
265．
575．
O48．
81．
071．
34 A−
2111．
593．
0123，
4102．
9131 ．
685 。50 ．
941 ，
20
A−
3157．
0120．
0171，
7 τ31．
2192．
9
τ25．
40．
89LO5
B−
172．
458，
581．
165．
575．
04B ．
81
，
081 ．
34
B−2127
．
6B9，
0141．
298．
5131．
685，
51．
071．
15B−3185
．
0140 ．
0202 ．
3153 ．
1192．
9125 ．
41。
051 ．
22
C−
169。
452．
57B．
259．
275．
649 ．
11．
031 ．
20
C−
2198．
6147．
0223。
8165．
6204．
5133．
21．
091，
24 D−
169．
748．
078，
554．
175．
649．
11．
041．
10 D−
2195．
0一
219．
7一
205．
0133，
21．
07一
宀
C。1ロ
300Φxg hs 400x150xl6x25 Pに 』 I D L≡
2000Lト
ー8
頃 tFig
．
12 Test Specimen in．
Ref．
4）0
．
4 30 20 N 啄 ミ ・ 霑 山 o．
1 O OO ／、
OO 0 0．
1 0．
2 0。
3 0・
4。p。 。x／・yR2
Fig
．
13 Relationships between Estimated and Test Resul’
ts ofMaximum Strength（Ref
．
4）0
．
3 侃 N 国 ♂ 丶 ♂ 0．
1’
o／ ’ o ！’
o ！θ
1ノ
’
0 0。
1 0．
2 0．
3・Py／・yR2
Fig
．
14 Re監atio 皿ships between Estimated and Test Results ofYield Strength（Ref
．
4｝Table6 List of Test Specimens subjected to
Horizontal
LoadingSpecimenPanelD xtColumnDxtSt て
ffener
hs tsBeamHxBfxtwxtf
GL24訝 GL24−
2312x13312x13300x7300x730 2530 15H−
400x200 ×8×13Table 7 Mechanical Properties
Tube
＆BeamMateria1
σ／ytcm2 σut ／cm2 日．
露Speclmen
312x13SCW50−
CF3．
．
854D5．
。
4253826
．
．
1285GL24
−1GL24
−
2 PL−
13SM 503．
295．
025．
5FlangeTube
：JIS
Z
2201
Type 14A Coupon TestPlate：
JIS
Z 2201 Type l Coupon TestFig
．
15 Test Specimen subjected to HQ匸izontal Loading前 項の 鋳 鋼 管の結果 （
P
．／，Pm
。x＝
1．
19， Py／。
P。‘
1．
44 ）と比べて最大荷重 ， 降 伏 荷 重 と も本 実 験の結 果が 20 ％程 低い の はス チフナー
リングせ いが 5mm と小さ く，
アー
ル部の効 果が ほ とん どな い た め で ある。 本 実 験の範 囲で は接 合 部の局 部 耐 力は （1 ），
（2 ）式 で推 定でき る といえ る。
これ は，
局部耐力 を評 価す ると きは， 接 合部の 断 面寸 法 を 表 すパ ラメー
タ と して （1），
（2） 式で使わ れ る断 面寸法の諸元が有 効である こと を 示唆し てい る。
3．
水平荷 重 実 験 3−
1 供試体供試体はスチ フナ
ー
リング厚が変る （2種 類）以 外は 同じ断面寸 法を持つ 2体である。
供試体の名称・
寸法 をTable
6に示 す。
使 用 鋼 材の機 械 的 性質はTable
7
に示す。
3−
2 載 荷 方法 と手順 載 荷 方 法をFig．
15に示す。
加 力は は り端に複 動 式 電 動 油 圧ジャッキ （容量 押し50t， 引き30t ）を用い て 行い，
油圧 ジ ヤッ 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。
載 荷は， 油 圧ジ ャッキの引き （Fig．
15の矢 印 方 向 ） を 正 方 向 加 力 とし，
変形 角l／lOO rad．
ピッ チ の 正負 交 番 繰 返し載 荷とし た。 3−
3 破 壊 状 況GL
24−1
は 正方 向載 荷 時で は変形 角 4／100 rad．
で ， その後の 負方 向 載 荷 時の変 形 角一
2／100rad．
で，
引 張 側 は りフランジ中 央 部 （溶 接 継目部 ）にキレ ツが認め られ た。 ま た，
変形角4
／100rad．
で圧 縮 側は り フ ラン ジに 若 干の面外変形が認め ら れ た。
以 後， 荷 重の上 昇とと も にキレ ツが 進 展 し，
最終 段 階の正方 向載 荷 時，
F＝
25，
9 tで キレ ツはフラジジ板 厚方 向に貫 通 し ウェ ブ まで達し た。
F；
26．
5t で大き．
な キ レ ツ音と と もに引 張 側は りフ ラ ンジ が破断 し た。
一
87
一
Table 8 Summary of Test Results（Strength）
SpecimenFmaxFycFbpFmaxcFcpFmaxcFpyFmax
＿
壁＿
cF 見maxcF 兄yFmax 彑tontontoncFbtoncFcto 囗 cFcF tontoncF £ maxcF
GL24
−
1G し24−
226．
329
．
019
．
．
821
625
．
．
02501
．
」051
628
．
329
．
40．
930．
9918
．
凾
31911．
441．
521．
08 31，
4 1．
13 24．
524．
719．
30
．
．
841180．
801．
12
Table
g
Summary
of Test Results （Flexibility） （unit ；mm ／t）SpecimenTest
values δo δ Calculated Values cδb cδc cδ c δo δo＿
δ c δ一
GL24−
21 1．
．
24O．
0．
069
0750．
42 0r47 0．
27 （Or21
）1．
17
（1．
10
）D．42
0，
47
0．
2
ア（0卩
20
）1917
（1．
09
＞ 1．
04
（1．
10）LOO
（1．
07
）GL
24−2
は変形 角9
／100
rad．
で載 荷 装 置の 限 界に達 し た た めF ＝29．
Ot
で実 験 を 中 止し た。
その段 階では， は りの曲げ変形が顕 著で，
圧 縮 側は りフ ラ ン ジ に は局 部 座屈 が発 生し ていた。
両 供 試 体 と も，
接 合 部パネル の せん 断 変 形 並びに局 部 変形 は顕 著で な かっ た。
F （toLcFbp冖
cFpy 20一 一
00 100 δ （ ） 20 ▼ ：F旧ax ▽ ：FyV ：Crack 肌24−
1 F （toncFb ρ．
一
20 cFpy一
100 100 δ （ ） ▼ ： ▽ ；FyF皿
ax一
20 GL24＿
2Fig
．
16
Load−
Defermation Curves of GL 24−
1 and GL24−
2
3−4
耐 力と変形 実験 結果をTable
8
に示す。
部 材 と接合部パ ネル の耐 力 計 算 値も合わ せ て示す。
表 中， 耐 力は は り 端 荷重F
で表す。
Fua，
，
，凡 は そ れ ぞ れ最大荷重と降伏 荷重を示す。 柱，
は り お よび （5 ）式による接 合 部パ ネル の降 伏 荷 重 計算 値を そ れ ぞ れ。FbP，
cF 。m cFpy とす る。
cFnv は柱 のせ ん断 力を考 慮して求 め た応 力度によ り接 合部バ ネル が せ ん断 降伏する荷 重で次 式で求め ら れ る。
cFrv ＝
Vp
σ y／｛2Vii’
L （1一
λ一
μ）1
…・
…・
………・
（5
） cFim 。x， cFiy は （3
），
（4 ）式に よる接 合 部の局 部 耐 力推 定 値 を示す。
弾 性 範 囲 内の全 体 変形の測定結 果 をTable 9に示す 。 表中に は，
各 部 材の弾 性 変 形 計 算 値も示す。 表中，
，傷 に は接合 部パ ネル部 分 をはりフ ラン ジ 中 心間距離 （h
。 ＝ 387 mm ）と し たもの と，
（ ） 内に示し た ス チ フナー
リン グ部の アー
ル 部 （曲率 半 径 50mm ） を 剛 域と仮 定 し接 合部パ ネル の長さ を274mm
とし た もの の 2つ の数 値 を表す。
両 者と も，
接合部パ ネル の せん断に よ る角 変 形のみを計算し た もの であ る。 最 大 荷 重 時で の局部 変形量の最 大 値 （δ，ma．）はGL
24−1
で，
o．
74 mm （δ＿ ／。tp＝0．
06
），GL
24−2
で3．
3
mm （δ1．mx ／．t．＝
o．
25）程 度である。
3632 28 ？E24
） ta 20161284 0 Fig．
17
100 180 δ （mm ）Skelton Curves of GL 24
−
1 and GL 24−
228 F （しon 20 12 8 o 8 16 24 32 Y ×103
Fig
．
18 F一
γCurves at Joint PanelGL
24−
1と（｝L 24−
2の 荷 重一
変 形 関 係 をFig．
16に示 す。 図 中に，
は りおよび接 合 部パ ネル の降 伏 耐 力 計 算 値 も合わ せ て示す。
両 供 試 体の荷 重一
変 形 関 係の包 絡 線 をFig．
17 に示 す。 図 中の破 線は柱，
は り および接 合 部パ ネルの弾 性 変 形計 算 値 （アー
ル部を剛 域と仮定 ）の和を示し た もの である。 GL 24−
1の接 合 部パ ネル に てん付 した 3方 向ひずみ ゲー
ジよ り得た荷重一
せ ん断ひずみ関 係 をFig．
18に示 す。
図 中，一
点 鎖線は アー
ル部 を 剛域 と仮 定して求めた接 合 部パ ネル のせ ん断 角変形の計算 値で あ る。 図お よ び表か ら，
次の こと がいえ る。
1）GL
24−
1 とGL
24−
2の全 体変形か ら局 部変形の 寄 与分を差 し引い た実 験 値と計 算 値との比は1．
04
， 1．
00
で一
致し てい る。
2） 局 部 変 形の全 体 変 形へ の寄 与 分は， 弾 性 範 囲 内で は GL 24−
1 （ts＝
25）で 5％，
GL 24−
2 （ts＝
15 ＞ で 6％程 度で両 者の差は ほ と ん ど な く，
最 大 荷重・
時で もGL 24−
1 は約 3％，
GL 24・
2では F＝
28．
2 t時で約 4％ 程で，
局 部 変 形の影 響は小 さい。 3） 鋳 鋼 管の接 合 部パ ネル のせ ん断 変 形は，
スチフ ナー
リン グの アー
ル部 を剛 域と仮 定して求めた接 合 部パ ネル のせ ん断変 形の計 算 値 と一
致 する。 4） 両 供 試 体とも接 合 部パ ネル は せ ん断 降 伏して お り，
降伏 荷 重 と 接 合 部パ ネル の 降 伏 耐 力 計 算 値 との 比 は1．
08，
1．
13で ほぼ一
致して い る。
5） 点の 荷 重一
せん断ひずみ関 係は， 変 位 計よ り求 め．
た接 合 部パ ネル全 体の せ ん断による角 変 形と一
致 する。
3−
5 実 験 値と推 定 値の比 較 水 平 荷 重 時の鋳鋼 管接 合 部の耐 力を （3），
（4）式よ り得た計算値と 比較する （Table
8 参照）。
ス チ フ ナー
リング厚が小さいGL
24−
2は， 実 験 値 と 推 定値との比が 1よ り大き く な る （F
。ux ／。Frmx＝
1．
18，
Fy
／。
Fs
・
＝
1．
12）に もか か わ らず，
は り で崩 壊して い る （Fma，
c／，Fb。
‘
1．
16 ）。
鋼 管 接 合 部の実 験 結 果3）から，
局 部 破 壊の場 合，
水 平 荷 重 時で は鉛 直荷 重 時に比べ て最 大 荷 重は 上昇す る （最 大荷重 推 定値の 13％）こと がわ か っ てい る。
同様に，
鋳鋼 管接合 部の水 平 荷 重 時の場 合 も， （3
） （4
）式で は 接 合 部の局部破 壊 耐 力 を過 小 評 価 すること を 示し てい る。鑄
鋼 管の場 合， 最 大 荷 重 時で も局 部 変 形の影 響が小さ い ことか ら，
鋼 管の場 合 よ り荷重が 上昇 する割合 は大き い と考え られ，
（3），
（4 ）式によ る耐力評価は鋼管の 場 合 以 上に安 全 側にな る とい え る。4．
結 論 以上の検討か ら，
次の こと が 明ら かになっ た。
1） 鋳 鋼 管標 準型のGV
21−
C
とGV
31−C
は スチ フ ナー
リングに アー
ル部のな いGV
21−
D とGV
31−D
に比べ て，
アー
ル部の効 果に より最 大荷 重でそれぞ れ21
％ と 43％，
降 伏 荷 重で はZ6％ ない し 57％ 大き く な る。 2） 鋳 鋼 管 接 合 部 も鋼 管の場 合と同じ接 合 部の部 材パ ラメー
タで接 合 部 耐 力 を推 定で き る。
ただし，
スチ フナー
リングの アー
ル 部の効 果に よ り最 大 荷 重で （1 ）式の 19％， 降 伏 荷 重で （2） 式の 44 ％過 小 評 価する ことに な る。
し たがっ て，
鋳 鋼 管 接 合 部 の局 部破 壊 耐 力は次の （3 ），
（4 ）式で推定す る。 最 大 荷 重は ccPmax ＝ （4．
53BIDp
十2．
05）（ρtp／R
） o’
ISt x 〔彦。／R
） °’
56‘ （（tp
＋九。）／R
） °1sse
a。Rt…・
・
…・
・
………・
・
……一 一 ・
（3＞ こ こ で，R
＝Q
）p−
pt ρ）／2 降 伏 荷 重はccPy
＝O。
79
cGP ”m 【……・
………・
・
…・
・
…・
（4
） 3） 水 平 荷 重 時で は局 部 変 形による全 体変形へ の寄与 分は， 弾性範 囲 内で はGL
24−
1 （ts＝
25｝で 5％，
GL
24−
2 （ts＝
15 ）で 6％ 程 度で両 者の差は ほ と ん ど な い。
最大 荷 重 時で もGL
24−
1は約 3％，
GL
24−
2 で は F＝
28．
23t 時で約 4％程で，
局 部 変形 の影 響は小さい。
水 平 荷 重 時の鋳 鋼 管 接 合 部に も （3），
（4 ）式 が 適 用で き る が，
そ の評 価は鋼 管 接 合 部に比べ て か な り安 全 側にな る といえ る。 4 ） 鋳 鋼 管の接 合 部パネル の せん断 変 形は，
スチフ ナー
リングの アー
ル部 を剛 域と仮 定し て求め た接合 部パ ネル のせん 断 変 形の計 算 値と一
致 する。 5 ） 本 実験の 水平荷重時で も，
降 伏 荷 重はcF 、”／。砺 ＞1．0
の範 囲では，
接 合部パ ネル の降 伏 荷重計 算 値 で推 定で き る。一
89
一
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，
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
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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） 上場 輝 康．
金谷 弘，
田 渕 基 嗣 ：鋼 管 柱・
H形はり接 合 部の局部 耐カー
鉛直荷重実験お よ び水 平 荷 重 実 験一，
日 本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 報 告集，
第360号，
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H．
P．
C．
プロジェ ク ト・
チー
ム，
鋳 物 技術部；改1形Gコ ラム実験〔鉛直荷重時の場 合）報 告書，
昭 和44．
11 記 号 Bノ ：フランジ幅 D ：鋼 管 外 径 Dmv［
：柱部 分 最 大 外 径 D。：接 合 部パ ネルの 外 径 E ：最 大 荷 重 （実 験 値 ） Fy：降伏荷重 （実験値 ） cFpy ：接 合 部パ ネル耐力計算値 H ： はりせ い h ：柱の支 点 間 距 離 h，：は りフランジ重心問 距 離 hs：スチ フ ナー
リングせい L ：は りの支 点 間距 離 PmAX，
Pv：局 部 最 大 荷 重お よ び降 伏 荷 重 実 験 値 。P、
、
a．
，
cP 。：局部 破 壊最大 耐力 お よ び 降 伏 耐 力 推定 値。
cPmax，
cGPs ：鋳 鋼 管の局 部 破 壊最 大 耐 力およ び降 伏 耐 力推 定 値 R ：鋼 管平均半径＝
（D−
tp）／2 tノ；はり フ ラ ンジ厚 tp；鋼 管 管 厚 ρtp；接 合 部パ ネル管 厚 ts： スチ フ ナー
リング厚 tm：は りウェ ブ厚 砺 ：接 合部パ ネル の体 積＝
πDmρtphb（Dm＝
Dp−
ptp ｝ δ；全体 変 形 δ、；局 部 変 形の全 体 変形へ の寄 与分 。δt：圧縮側 局 部 変 形，
δ、
：引 張 側 局部変形 δ。： は り端 変 位の初 期 剛 性 eδb ：は りの弾性変形計 算 値 cDc ：柱の弾 性 変 形 計 算 値 。δ。：接合部パ ネルの弾 性変形 計 算 値 cδ。： はり・
柱・
接合部パ ネル の弾性 変形計算値の 総 和 λ ：＝DIL μ ：＝
H／h σ， ：鋼管の降伏応力度一
90
一
SYNOPSIS
UDC:624.07B.el4.27
LOCAL
STRENGTH
OF
THE
CENTRIFUGAL･
CAST
STEEL
TUBULAR
COLUMNS
,
TO
H-BEAM
CONNECTIONS
-Study
of connections subjected to vertical orhorizontal
'
byTERUYASU KAMBA, ResearchAssociate'ofKobe Unlv.
M.S. Eng., HIROSHI KANATANI, Professor of Kobe Univ. D, Eng., MOTOTSUCUTABVCHI, Research Associateof Kobe Univ. M.S. Eng., TAKAHIKO
･
WAKIDA, Kubota,L4, Members of A,I.J.This paper
'examines
thebehavior
of thewelded connections of theuniquely shaped spun catst tubular columns(called
`Spun
column'in
the'fbllowing).The
spun columns aredistinguished
by
their shape at･beam
qonnec-tions, where the columnshave
smootAly,,projected ring stiffeners,The
paper reveals that'the strengtho.fconnections subjected to vertical or horizontalloadingcan be･estimatedin
thesame manner as previouslyproposedfor
planetubular columns.,
The
strength and stiffness ofjoint
panels of the!pun
columns subjected to'horizontal.loading are alsoex-amined here,
,
The results of the experinient ancl theinvestigationare summarized as
follows
:1)
'The
ring stiffener projectingfrom
the column surfaceis
effecO'vein
preventing excessive out-of-planeformationofthecolumn walL at the
beam
tocolumn connectionin
the rigidframe.
2)
The
localstrength of thespun column connectionis
estimatedin
thesa'me manner asfor
theplanetubularcolumn connection.
However,
sinceEqs.(1)
and(2)
uhderestimate the strength of the spun column,,
theymustbe
modified.Thus, forthe localstrength of thespun coltimn connection subjected tovertical
loading,
thefollowing
formulae
are obtained.For
the-maximum strength,'.
cbPinax={4+53B.ID+2.05)(tplR)･''S2(t./R)O'5S`{(t.+h.)IR)O'iS6ayR'''･････････'････････････････････････････(,3)
For
the yieldstrength,caPy=O-79ccPmax'-'''''''''''''''''''''--'''''''''''''''''''''"'r''''''''"'''''''''''''''''''''''''"'''''''''''''''''(4)
3)
The
yield
strength ofthespun column connection subjected to,hoiizontal]oading
is
estimatedby
Eq.
(
s),
when the yieldof the
