【論 文
1
’
UDO ：624．
078．
014．
27 ：624．
075．
2．
014 日本建築 学 会 構 造 系 論文 報 告 集 第 361号・
昭 和 61 年 3月製
法
の
異
な る
角
形 鋼
管柱
・H
形
は
り
接 合 部
の
耐 力
に
関
す
る
研 究
正 会 員 正 会 員田 渕 基 嗣
＊金 谷 弘
＊ ＊1．
序 角形 鋼 管柱・H
形 は り接 合 部が水 平 荷 重 を受ける場 合 接 合 部パ ネルのせ ん断変形とともに， 接 合 部の局 部 変 形 が問 題に な る。
こ の局部変 形 を防ぐため外ダイア フ ラ ム 形 式の補剛 を 用いた 場合， 接 合 部が安 定し た復 元 力特性 を有し，
十 分な変形能力 を発揮する ために必 要な適 切な 補剛 量につ い て， 文 献1）で設 計 方 法を提案し た。 し か し な が ら， その設 計 方 法は主とし て冷 間ロー
ル成 形 鋼管 柱接 合部の実 験 結 果に基づい て求め ら れて いる。
一
方，
鋼 構 造 物の柱に使 用さ れ る角形鋼管は種々 の方 法に よ り製 造され て お り，
製 造 過 程にお け る冷 間加工 お よび
溶接により， 鋼 管 内部には材 料 特性の 変化 や 残留 応 力 が 生じ， これ らの 大き さ は角形鋼 管の製法に よ り異 なっ てい る2）−
4）。
角 形 鋼管の加工硬 化あ るいは残 留 応 力 が部材耐力に与え る影 響につ い ては，
種々の製 法によ る 角形 鋼 管 柱の 座 屈 耐 力を対 象に し た川島・
西村2） ， 森 脇・
榊 原・
山 形・
中 田3〕の研究，
冷 間ロー
ル成 形 鋼 管 柱 の座 屈 耐 力を対 象に し た 加藤・
西 山91，
加 藤・
李聖ωの 研 究，
冷 間ロー
ル成 形 鋼 管 柱の曲げ耐力を対 象に し た松 井・
森野・
津田・
立 川ll），
五十 嵐・
辻 岡・
矢 島L
杉 山12〕 等の研 究が あ る。 し か し，
角形鋼 管 接 合 部につ いて は， 加工硬 化お よ び残留 応 力がT
形分岐継手の局部破 壊耐力 に与え る影 響につ い て検討し た加藤・
西 山13）の 研 究， 柱 は り 接 合 部 が 局部 破 壊す る場 合につ いて，
鋼 管の製 法の 違い に よ る接合部性 能の相違 を検 討し た著 者ら14］の 研 究 が あ るのみであ る。 本 研 究で は 製 法の異 な る 3種 類の角形鋼 管につ い て，
局 部破壊し ない よ う設計し た外ダ イア フ ラム形 式の柱・
は り接 合 部の水 平 荷 重 時 実 験 を行い，
角 形 鋼 管の製 法の 違いが接 合 部パ ネル の せ ん断 耐 力に与える影 響につ い て 検 討す る。
また， こ れまで に実 験 資 料が不 十 分であ る た め，
その影 響が十 分 明ら か に さ れ ていない柱 軸 力の影 響 につ い ても検 討を加え る。
本 研 究は昭 和58年．
59年，
60年 度の 日本 建 築 学 会近畿 支 部 研 究 報 告 集に発 表し たもの に，
新た な検 討を加え再 構成 し た も の である。
事 神戸 大 学 助 手・
工 修 ＊t 神 戸 大 学 教 授・
工 搏 〔昭 和 60 年 5 月 10 日原稿 受 理 ｝2．
残 留ひずみ測定 2−
1 供試体 対 象と し た 角 形 鋼 管はロー
200×200×9で，
製 法は次 の 3種 類で あ る。 1 ） 冷 間ロー
ル成 形によ るもの （以 下，
ロー
ル成 形 鋼 管 ）。
溶 接は高 周 波 溶 接。
2
） 冷 間 プレ ス成 形さ れた みぞ形 断 面 材 を2本 溶 接し たもの （以 下，
プレ ス成 形 鋼 管 ）。 溶 接は サプマー
ジ アー
ク溶 接で裏 当 金 を使 用。
3
）鋼板 4枚 を溶 接により組 立てたもの （以 下，
ビル トアップ 鋼 管 ）。
溶 接は アー
ク手 溶 接で裏 当 金を使 用。
さ ら にロー
ル成 形 鋼 管につ い て は応 力 焼 鈍 （620°
C2
時 間 加 熱 後 炉 冷 ）を 行っ たもの （以 下，
ロー
ル焼 鈍 鋼管 ） につ い て も測 定を行っ た。
鋼種はSTKR
41およびSS 41で あ る 。 供 試 鋼 管 長は鋼 管 幅の 2．
5
倍と し た。 2−
2 測 定 方 法残 留ひずみ の測定は
供
試 鋼 管長さ方 向 中 央 位 置に抵 抗 線ひずみゲー
ジ （以 下，W ．
S．G ．
） を貼り，
電 動の こ盤 を用い，
切削油 を供給し なが ら切 断し，
解 放ひずみ を測．
定 すること に よ り行う。
Fig．
1にw ．
S ．
G ，
の測 定 位 置 を 示 す。 管 軸 方向，
管コ
1
四 7P．
i55ド攣 COLD 職 L CQLD ROLL SR購
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3 Resid岨 1 strain CDId Press Built−
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：TranSV∈Tse●
一
．
・
．
…
■
；LengitOdinξlFig
，
4 Residual strain on surface周 方 向および せ ん断ひずみ を測 定 する ため 2方 向およ び 3方 向の W
．
S．
G．
を使 用し た。 ゲー
ジ長は 5mm を標 準と し た が，
ロー
ル成 形 鋼 管とブレ ス成 形 鋼 管の コー
ナー
部お よ び ビル トアップ鋼 管の溶接ビー
ド部にはゲー
ジ長 2mm の W．
S．
G，
を使 用し た。 W．
S．
G．
は断 面の 対 称 性を考 慮 し，
主と して片 側に貼 り，
反 対 側は測 定 値 の確認 の た め に用いた。 切 断はFig．
2に示 すように断 面，
を 切 断 し， 幅 40mm の輪 状 部 分 を 切り出し た後， 断 面 ， の順で 切 断し た。
断 面 を切 断 した状 態の解 放ひずみと 断 面 を切 断し た状 態の解 放ひずみ は ほとん ど変 化し ない た め 断 面 を切 断し た状 態で完 全 解 放の状 態にあると 判 断し た。
2−
3 残 留ひずみ分 布 測 定さ れ た解 放ひず みより鋼 管 管 軸 方 向，
管 周 方 向の 残 留軸 方向ひずみ eN，
残 留曲げひずみ εM および残 留せ ん断ひ ず み γ を求め，
Fig，
3お よ び Fig．
5に示す。Fig．
4にブレ ス成形 鋼 管と ビル トア ッ プ鋼 管の表 面ひず みを 示す。Fig．
3
お よびFig．
4
は鋼 管 素材の降 伏ひず み εy（＝ av／E
）で，Fig．
5は せ ん断 降 伏ひずみ 為（； σ，／ 必∫G）で無 次 元 化し て い る。 eN お よび鋼 管 表 面ひずみ は引 張り を，
eN は内 側が引 張り になる方 向 を正とする。
図よ り次の こ と が知られ る。 1） ロー
ル 成 形 鋼 管 ： 管 軸 方 向の ε” が 大 き く，
平 板 部で ほ ぼ一
様 に鋼 管 素 材の εy の40− 60
％の 値に ワ茜α2 C［Idrdl （a） t／
tyO2
Co団PreSS 8uilt型P Oda rO亅I SR
（b＞ （c ） （d）
Fig
．
5 Res重dual shear st【ainなっ て い る が
，
管軸 方 向εN お よ び管 周 方 向の ひずみ は 柱コー
ナー
部お よ び溶 接 部を含め値は小 さい。 応 力焼鈍を行うことに よ り残 留ひずみ は小さ くな り，
焼 鈍 し ない もの の 10〜
20％程 度に な る。
2） プレス成 形 鋼 管 ： Fig．
4の鋼 管 表 面の ひずみ分 布に よ れば， 溶接部に お け る管 軸 方 向ひずみ が大き く，
鋼 管素材の εy に ほぼ等し い。Fig．
3
に よ れ ば，
管 周 方向の残 留ひずみ は鋼 管 素 材の εy の20
％程度で あ るの に対し，
管 軸 方 向 eN は溶 接 部 近傍で急 激に大き く なっ て い る。 コー
ナー
部 残 留ひずみ は管 軸方 向の方が管 周 方 向 より大きく，
eN は鋼 管 素 材 の εs の30〜40
％ 程 度で ある。 溶 接 線の無い側の平 板 部で ほ ぼ一
様に εg の 40〜
50％ の圧縮ひずみが生じ て い るこ と よ り判 断して，
これ らの残 留ひずみ は溶 接によ る も の と考え ら れ る。3
） ビル ト アップ鋼 管：Fig．
4によ れ ば，
プレ ス成 形鋼管と同様， 溶接 線の位 置で大きい 引張 りの軸 方 向ひ ずみ が生じ てい る。
Fig．
3に よれ ば，
溶接線の無い側の ひずみ分布はプレ ス成 形 鋼管の場 合に良く似て お り， 管周方向の ひずみ は 小さ く， 管 軸 方 向で は鋼管 素材の εy の50
％ の eN が あ る。
4） 残 留せん断ひずみ ： ロー
ル成 形 鋼 管の コー
ナー
部 近 傍，
ビル トアッ プ 鋼 管の 溶 接 部 近 傍で鋼 管 素 材の ryの15− 20
％程度の せ ん断ひずみ が生 じて いる以 外，
値は小さ く，
プレス成 形鋼 管では ほ と ん ど 生 じ て い ない。
文 献2 ）， 3）， 4 ）， 5）に はそ れ ぞ れ， ロー
300
×300
×9 の プレ ス成 形 鋼 管お よ び ビル トア ップ鋼 管の管 軸 方 向残一105一
Fig
．
6 Test speci 皿en and test set up 留応力，
ロー
250×250×9の ビル トア ップ鋼 管の 管 軸 方 向残 留 応 力，
ロー
200×200×12〜
ロー
450×450×25の ロー
ル成 形 鋼 管およびプレ ス成 形 鋼 管の管 周 方向残留応 力，
囗一
100×100×4．
5の ロー
ル成 形 鋼 管の 管 軸お よ び 管 周 方 向残 留 応 力 分 布が報 告され て い る。
本測定結果は， こ れら既 往の結 果 と定 性 的にも定 量 的に も良く似て お り，
こ の種の角 形 鋼 管の標 準 的な残 留 応 力分布を 示 してい る と言え る。
3．
水 平 荷 重 時 実 験 3−
1 供 試 体 供 試体はFig．
6に示す よ うに ラー
メ ン架 構の 中柱接 合 部 を対 象と し た十 字 形 部 分 架 構で あ る。
接合部の詳細 をFig．
7に示す。
使 用し た角 形 鋼 管はロー
200×200×9の ロー
ル成形鋼 管， プレ ス成 形 鋼 管， ビル トアップ鋼 管お よびロー
ル焼 鈍 鋼管 で， ビル トアップ鋼 管 蹴 似外は前 述の残 留ひずTablel Details of test specirnens
⊂blu
B
已
己
m Dエ
a hr己
Spe匚
i皿
2nBXBKT dビ
bX 加 Xt tD匠
h 猷 1己
上 FDrOEManufac じur ⊥ng Df RHS 〔1 N ／国 BX”9A
−
10BX 四八
一
L 〆0．
2 BX 四 ASR一
レo．
2 BXWgA−
2／OB κW9A一
η 0、
4 oo20．
2CoLd【
O 旦⊥ng皀
200N2GDxg300 河15DX9 罵L212K40oo．
4CoLdpre錦工nq BX四弘
一
4 ／o，
2 BX四9洗一
4 ！O．
4 D．
20．
4Bu二
1t−
u曹
；
sし匸
ess relieVLngTable 2（a）Mechanical properties （RHS 〕
RHS σy σuEl
．
Test 窟上ece 〔t匸／。m 芍 〔る） σy σu ColdroUing Cold rolling （SRl Cold presslnq Built
−
up 4．
203．
262．
933．
16 5．
144．
684．
614．
76 34．
839．
029．
339．
7 0．
820．
700．
640．
66 Type 5Type sType 1 町pe 5Table 2（b＞ Mechanical properties （Diaphragm＆ Beam｝
Diaphraqm ＆ Flanqe Web
σY σuEL σy σu εLSpeclmen 〔しf／Cm ｝ ｛匂 〔しf／c詔〕 〔嚇 2
，
732．
993．
【54．
454．
754．
刀 29．
526．
529．
Q2．
85 4．
38 2．
79 4．
30 2．
58 4．
4126．
328．
926．
D 国 Ny≡
oN ／Ny≡
O．
2．
0．
4 BX田9△SR−
1／0．
2 脚a〕 ビル トア ッ プ鋼 管で は， 残 留 応 力 測 定と加 力実験で使 用し た鋼 板は異なっ て いる が， 組 立て方 法，
溶 接 方 法等 は 同一
条件であ る。
一
106
一
駁織 蠡
一
1？
．
仄
L
−
4。。．
←2。。＿−
4。。一一
BXWgA−
2−
需 工 卞Fig
．
7 Details of connectionsみ測 定 を行っ た もの と同
一
鋼管である。
供 試体の諸元 を
Table
1に示 す。 各 供 試 体 と も柱 ， は り お よび ダ イア フ ラム寸法は同一
で，
角 形 鋼 管の製 法 と 柱 軸 力 比NINy
（＝o，
o．
2，
0．
4 ）を変数とし てい る。
こ こ で， Ny は素材試験 結果を用い た柱の降伏 軸 力である。
供 試体の断面性 能お よ び耐 力計算 値 をTable
3に示 す。
表 中の耐 力 計 算 値は すべ て接合 部は り端の フ ェー
ス モー
メ ン トで表 示さ れてい る。 こ こで，MBP
：は り （等 断面部 ）の全 塑 性モー
メン トMcp
：軸 力の影響を考慮し た柱の低 減 塑 性モー
メ ン トMty
：接合部の局部降 伏 耐 力 （文 献15））一
・・
23
姻
詈
）
1
（
，tDh十T）
t
（
妬去
τ）
（d
− t
）……・
・
・
・
・
・
・
……・
・
………
（1 ） σ。D ；ダ ィア フ ラム材の引張強さMpy
：柱軸方向応 力と せ ん断応力を考慮したパ ネルの 降伏 耐 力 （文 献1））一
，％
（占
斗
）D
・D
・T
・…fl
−
（
K
）
z・
・
・
・
・
・
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・
・
・
…
一
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…
（2 ） σ。c ；柱の降 伏点．
λ＝B
〃e μ＝d
／lc D，＝d −
t Dc＝
B−
T 供 試 体は接 合 部パ ネル （以 下，
バ ネ」レ） 降 伏 以 前に部 材 降 伏お よ び接 合 部の局 部 降伏が生じ ない よ う，
ま た ダTab｝
q
3 Sectio皿a4 properties Qf RHS and ca且cu 監ated strengths厂
Specimen rZCP ｛ 〔cm3 〕 MBp MCP 阿PY．
MLv にfm， 虹 M BX四 A−
lBWXgA−
1／02 BXW9ASR−
1〆0．
221472 上9．
2．
22．
8 14．
2 13．
9 20．
6 22．
4 13．
9 L4．
8 21．
3 17．
4 10．
8 14．
80．
98LO61．
37 BXWgA−
2〆O BXW9 跳一
2 〆O．
蝨 21472L9．
2 t5
．
9 9．
9 13，
9 20．
6 14．
9 9．
1 14．
8L401．
63 BX 舛9A−
4〆0．
2 Bxw9A−
4 〆o．
4層
4932Q．
6 工7，
6 10噛
5 14．
8 1＿
41 20．
6 16，
8 9噛
8 14．
B 1．
5Lr Outside corner radiu3 Zcp Section
modulus
イアフ ラム部に早 期の局 部 座 屈が生 じない よ う設 計 され て い る
。
すな わち，
接 合 部の局 部 変 形に対す る補 剛 方 法 は外 ダ イアフラム形 式で， 文 献1
）の結果よ り， 次式を 満 足 する よ う ダ イアフラム寸 法 を決め た。
畿
・………・
………・
……・
…一 ……・
……
（・》β
／禦
・島
…一 ……・
・
……・
……一
… ayP ：ダ イア フ ラ ム材の降 伏 点 い ずれの供 試 体 も鋼 管の溶 接 線の ある面 が 柱ウェ ブ側 （パ ネル面）にこない よう製 作 されている。
3−
2 機 械 的 性 質 使 用 材は STKR 41およ びSS 41で ， その機 械的性 質 をTable 2に示 す。
角 形 鋼 管につ いて は， プレス成 形 鋼 管は加工前の鋼 板より採 り出し たJIS
1 号引張試験片， ロー
ル成形 鋼 管，
ロー
ル焼 鈍 鋼 管 お よ びビル トアップ鋼 管は鋼 管 平板部の管 軸 方 向 よ り採り出 し たJIS
5号 引張 試 験 片に よ る引 張試験の結 果で ある。
Fig．
8
に素材 試 験より得た鋼 管の σ一
ε関 係 を 示す。
ロー
ル成 形鋼管は加工硬化の影響で明瞭な降 伏点を示さ ない た め， 降 伏点は0．
2
％ オフセッ トに よっ た が，
応 力 焼 鈍し た もの には明瞭な降 伏 棚が表れて い る。 降 伏 点 お よび 引 張 強さ は加工硬 化に よ り，
そ れ ぞ れ29
％，
10 ％高く なっ てい る。
各鋼管の降伏 点と鋼材の基 準 強 度F ＝2．
4 tf／c皿2 の比 は， ロー
ル成 形 鋼 管，
ロー
ル焼 鈍鋼管，
プレ ス成 形 鋼 管，
ビル トアッ プ鋼 管で，
そ れ ぞ れ 1．
75，
1．
36，
1，
22，
1．
32で ある。
3−
3 載 荷 方 法実験は
Fig．
6に示す よ うに柱を単 純支 持 して お き，
油圧 ジャ ッ キに より柱に定 軸 力 を， はり両端に 逆対 称 荷 重を与え ることに より行い， 供 試体と油 圧ジャ ッキ の間 に設 置し たロー
ドセ ル によ り荷 重の検 出を行う。
載 荷 手 順は，
所 定 軸 力 を 加え た後は り端荷重を与え，
数 回の正 負の繰 返し載 荷 を行っ た。
は り端荷重の 正負の 方 向をFig．
6に示す。
実 験中，
はり端の変 位， パネル の せ ん断変形お よ び接 合部の局部変形を変 位 計で，
接 合 部 各 点の ひずみをW ．
S．
G．
で測 定し た。 筆 蔓 二6
Fig
．
8 Stress・
strain relationships of RHS materials
4
．
実 験 結 果 4−
1 破 壊 状 況 Figs．
9
（a）〜
（g
）に各供試体の荷重と変形の関係を示 す。
こ こで， 荷 重は接 合 部は り側の フェー
スモー
メン トM
で， 変形 は は り端 変 位を荷 重 点よ り柱面 まで の距離 で除し た変 形 角 θ で表 示し てい る。
い ずれ の供 試 体 もパ ネル のせ ん断 変 形が顕 著で，
安 定 し た復 元 力 特 性 を示してい る が，
柱 軸 力の無い もの は大 変 形 時に （θ≒3−
6×10−
Zrad．
）引 張 側の柱 コー
ナー
部 の溶 接 止 端 部に き れっ が生 じ，BXW9A
−
2／0で は， こ の き れつ が管 厚 方 向お よ び管 幅 方 向に進展 し荷 重 低下 が 生じ た。
また，BXW
9
A −
2／0．
4 は柱の圧縮側フ ランジ に面 外 変 形 が 生じ荷 重 低 下 が 見ら れ たが，
後 述の よ うに いずれの供 試 体に お い てもパ ネル もほぼ その耐 力に達し て い たと 考え られ る。
その他の供 試 体は すべて ラム ス ト ロー
ク が限 界に達した の で荷 重 低 下 を確 認で き な かっ た が，
最 大変形 θ．
は 1／10rad．
以 上あ り， 得ら れ た最 大 荷 重は ほ ぼ供 試 体の最 大 耐 力であると判断で き る。 実 験 後の測 定で はパ ネル の面 外変形は 1−
2．
5皿m 程 度で，
せ ん 断座 屈 波は認め られ ない。
4−
2 荷重一
変形関係実 験 結 果の
一
覧をTable
4
に示す。 同表 中My
およ び Mu はそ れ ぞれ， 荷 重一
変形 関係にお ける接 線 剛 性が初 期 剛 性の 1／3になっ た時の荷重 （以 下，
降 伏 耐 力 ）お よ び最 大 耐 力である。
Fig．
10 にロー
ル成 形 鋼 管柱お よ びブレ ス成 形 鋼 管 柱 接 合 部の柱 軸 力が無い場合の実験の荷 重一
変 形 関 係の正 荷 重 側 包 絡 線 を 示す。
ロー
ル成 形鋼管の場 合はプレ ス成 形 鋼 管の場 合よ り剛 性の低 下す る荷重が高く，
また剛 性 低 下が緩や か で あ る。
Fig．
11 は BxwgA−
1／0
の 全体 変形 θ と各 変 形 成 分 の関 係 を 示 してい る。
図 中の 太い実 線は M一
θ関 係の正 荷 重 側 包絡線を， 細い実線は はりの変 形 （e
』） を，一
点 鎖 線は はりと柱の変形の和 （e
，＋e
．） を，
点 線は はりと 柱とパ ネル の変 形の和 （θ。
＋ θ．＋e，）を表 し て い る。
こ こ で，
砺， e．お よ び のは以下の と おり であり， すべて は り端の変 形 角で表 示し てい る。 θ，：変 断 面は り の曲 げ， せ ん断変形の弾 性 計 算 値 e， ：柱の曲 げ， せ ん断変形の弾性 計 算 値 θ， ：パ ネル の せん 断 変 形 実 験値 Table 4 Summaly of test resultsSpeGim
旧
n 暦yMu9yOuMu 臼u 閃yM μ Fai 工ur巳
〔tr
ml 〔
瓦
」
o一【
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．
， 凹y一
〇y 門pyMpyMode BXW9A−
1 ／DL3，
418．
6L．
24冫
10．
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39B．
10．
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31P BX四盈一
レ0．
2 ユ2．
61 日．
6L．
oo 冫1E．
1L．
4610，
5〔｝．
92L34P BX四真SR−
1 ／0，
29．
715．
50、
73 ＞15．
且1．
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7D．
go1．
54P 日X 四 A−
2／0lo．
417．
6o．
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51．
69 ：2．
2L，
051．
78C【
厂
P B跏9A−
2〆0．
48．
璽16．
9o．
6D12．
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OQ．
8B1．
巳5CrP B細 9八一
4／o．
29．
719．
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6 巳＞B．
1z，
02L ヲ．
3O．
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日7P BX卩9A−
4／0．
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4 ：日、
0o．
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B．
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一
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一
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．
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．
．
1
画鯨一
、
4 （9）Fig
．
g Load−
deflection curves（b） M 」 塾』塑15
− 一
一
一
〇一 一
一
一
一｛一
一
．
．
．
一
．
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．
轟
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一
BXW−
9A−
1／0−一
．
・
B×WgA−
2／0 0 2 4 6 8 10 eCXID｛raa ｝Fig
．
10 Comparison of load−
deflection curves樹
゜ ほ 「留
10 （c ） M一
咀 皿1 1 卩L
尸
闇
「
．
．
一
一
一
一
10−、
一
一 一
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1
一
．
1
一
一．
1 2尋
一
』
一
8，温
、、，
．
一
15 4！U2 （f） etxldirad〕Fig
．
11 Component ef each defoTmation図 より
，
降 伏 以 後パネル の変 形 成 分が大き く な り，
全 体 変 形の大部 分がパ ネル の せ ん断 変 形による もの である こと が分る。
し た がっ て， （3 ）式および （4 ）式の条 件を満た す接 合 部で は接 合 部の局 部 破 壊 ある い はダ イア フ ラ ム部の局 部 座 屈は生じず，
プレ ス成 形 鋼 管お よび ビ ル トア ッ プ鋼 管につ い て も両 式の妥 当 性が確 認で き た。5
．
考 察 5−
1 柱 軸 力の影 響 Fig．
12お よ び Fig．
13 は，
使 用 鋼 管 別に示し たM 一
θ 関 係およびパ ネル平 均せ ん断応 力r と せ ん断ひずみ角 γの関 係の正 荷 重 側包絡 線である。Table
5に各 供試 体 の T お よび γ の殖 を 示 す。
最 終 状 態で柱コー
ナー
部に き れつ が 進展し耐力が決まっ たBXWgA
−2
／0
お よび柱 フ ラ ンジの面 外変形で 耐 力が決まっ たBxwgA
−2
／0．
4
もパ ネル の せ ん断 耐 力にほ ぼ達して いること が分る。 柱 軸 力 比NINy＝
0，
2程 度では柱 軸力の影 響は小さい が．
1V／1鞠＝
0．
4にな る と明ら か に影 響が見ら れ，
Figs．
12 （b
＞，
（c）に示す よ うに N ／Ny・
＝ O．
4’
の もの はN
／Ny
＝
0 ある い はNIN
．；
O．
2
の もの よ り同一
荷 重に お け る 変 形が大きい。Fig．
14は各供試体のMy
お よびMu
と柱 軸 力 比N
／Ns
の関係を示して い る。
図の縦軸は軸 力の影 響を無 視し た 柱の全 塑性モー
メン トM
雲ρ で除し無 次元化し てい る。
図に は （2 ）式のパ ネル 耐力計算 値M
． お よび日本建 築 学 会 「鋼 構 造 塑 性 設計 指針・
同 解 説」 （以 下，
「塑 性 指 針」）に よ るもの を実 線で示し た。
また，
参 考の ために M2 ‘ttm｝ 20MlttmPI5 10 一・
一
・
1・
一
一
r−・
E I Qa4一
M20fttm ） 15 T 5 BXWgA−
2 024681012 02468101214 ei川σ2ρqd〕 （a ） （b） （c ）Fig
．
12 Effect of NINs Iatio on M−
e relationships2 04
− ・
一．
−1
− −
1
T ｛t嵯 o ，
驫
2 1 OA o Bxv9臼一
2 3 tCttsrfi 2 1 鯉一
†一
一
．
｝ 「
’
o．
4 5 10ttri 。a・ed） 15 ° 5 1°r〔、1σ・
剛一5 D （a ） 〔b〕Fig
．
13 Effect of ハ厂ノハls ratio on τ一
γ 【elationships5 ｛c ） 日XVYR
−
4 】o ！5 rcmo『
：
raoTable 5 Shear st「ess and shea 「st「ain of Panel
Sド
じ
↓
鬮
n τyIu τ oIucYy 脚 Yソ匸τ
y τuTUYUYU
｛匸／Gm 〕 〔LO−
2【
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＿
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1．
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BX四A−
1 ／G．
ZL942．
B32，
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17o．
95L7．
956、
3日
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5R−
L 〆o，
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．
072．
53L882．
7Do．
2322．
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23D．
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フ EXW9 汽一
2 〆0L5B2．
67L692，
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1O．
2LD．
93L．
561．
DO4B、
752．
9 BXWgA−
2／O』 1．
222．
562．
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gaL322．
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360 0 ；ご：ξ1
：：驀：：：：：：識1
と：；二認
傷
日本建築 学 会 「鋼 構 造 設 計規準・
同解 説」の解 説 式に よ る値も示し た。 た だ し，
計 算に際し て鋼管の降伏点に は 素材試験に よ る値を用い た。
柱軸 力比 が大き く な れ ば， パ ネル耐 力は低下す る。
N
／N
．＝
o．
2で は柱 軸 力の影 響は小 さいが．NIN
．＝o．4
では柱軸力の無い場合に比べ
，
（2）式で 8％， 「塑性 指針」では 23 ％の耐力 低下が あ る。
一
方，
実 験 降 伏 耐 力M
． は，BXWgA
−
2ではN
／Ng ＝0．
4の 時，
柱 軸 力の無い場 合と比べ 22％低 下し て お り
，
「塑 性 指 針 」の傾 向と一
致し てい る が
，BXwgA
−
4で はNINy＝
o．
4の 時，NINy
；0．2
の時に比べ て 4％だ け低 下してお り （2
）式の傾 向と一
致して い る。 しか し， 「塑 性指針」に よ る場合は，
Fig．
14に示す よ うに柱 軸 力 比の低い範 囲で は耐力 を 過 大 評 価 し過ぎて おり， 本 実 験の軸力比の範 囲で は，
Mv と の相関は （2）式によるもの よ り悪い。
ま た，
最大耐 力Mu
はNIN ．＝
O．
4の時で N ／Nv
＝
・O
あ るい は0．
2の 場合よ り3％，
8％低 下す る の み で ある こと を考える と，
柱軸力 の効 果を考 慮し た耐 力 式 として （2 ）式を用いる こと は妥当であ る。 5−
2 加 工硬 化・
残 留 応 力の影 響Fig．
12
（a）に示すロー
ル成 形 鋼 管 柱 接 合 部 （BxwgA
12 1．
Oβ a一
1／o．
2） ，ロー
ル焼 鈍 鋼 管柱接合 部（BXWgASR−
1／0．
2＞ のM 一
θ関 係に よ れば， ロー
ル焼鈍鋼 管の場 合は比 較 的 明 瞭な降 伏 開 始 点 が 認め ら れ るのに対し，
ロー
ル成形 鋼 管の場 合は， はっ き り し た降伏開 始点を示さ ず，
徐々 に 剛 性 が 低下す る。
ま た，降伏耐 力，
最大耐力は ともに ロー
ル成 形 鋼 管の方が高い。
Table
6にBxwgA
−
1／0．
2 と BxwgASR−
1／o．
2の耐 力の比 を示 している
。
降伏耐力My
お よ び最 大 耐 力Mu の比は， それぞ れ1．
31，1．12
で，
これ は鋼管 素材の降 伏 点 σec お よ び引張強さ σuc の 比1，
29，
1．
10に ほぼ対 応して いる。
両 供試体の脇
，Mu
を 鋼 管 素 材の σvc， aucでそ れ ぞ れ 除 し て比較す る と，Bxw9A
−
1／0．
2 はBxwgASR
−
1／0．
2よ りMy
時で 2％，
Mu 時で 3％ だけ高く なっ て いる。
こ の こと は， パ ネルの せ ん断 耐 力に与える加 工 硬 化の影 響は大きいが，
残 留 応 力の影 響は ほと ん ど 認 め ら れ な い こと を意 味してい る。試み に
，2
章で測 定し た残 留ひずみ を基に， 残 留 応 力 が接合部耐力に与える影 響を検 討する。
Figs．
15
（a），
（b
）はロー
ル成 形 鋼 管お よび プレス成 形鋼 管 柱接 合 部の バ ネル面に つ い て，Fig．3
お よびFig．
5の 残留ひずみ分 布をモデル化し た もの である。
こ の残 留ひずみ分 布を基に，
次 式に より断 面 内に存 在す る 残留 応力を求め る。 σ e＝＝ σL 十 ai一
σL σ7十3τ R・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…
（5 ） こ こで， σL：管 軸 方 向 応 カー
1至
。（・・＋ver） σT ：管 周 方 向 応 カー
1至
ノ（・・＋ veL） τn ：せ ん断応力；G
γ パネル の曲 げ 応 力を無視し，
柱の軸 方 向 力が無い場 合 を 考える と， パ ネルが 降伏す る場 合の平均せ ん断 応 力は ミー
ゼス の 降伏条 件を 用い・一
毒
嗣・
…・
…一 一 ・
一 ………
（・）O
O
・
2N
／Ny
OA
Fig
．
14 Effect of column axial ferce on strengthTable 6 Effect of work hardening and residual stress of RHS
on strength of connectiens
on
H on
MU
on σyo
on σ UC
gnMy 〆σyc ロnMU
UUC BXWgA ／BXWgASR ［ ］1 1 12 T 29 1 LO l D2 1
薫
聾
EL tT 7 （a＞誼
劉
εL tT T （b）Fig
．
15 Model of residual strain distributien on panelTable7 Effect of residual stress Spectmen τ／τyc BXWgA
−
1〆QCbrnece ： 蹟tre0．
950．
99 BXWgA−
2／QCornercentrc0．
920．
92N ／
Ny＝
Oの 場 合の ロー
ル成 形 鋼 管お よ びプレ ス成形 鋼 管柱 接合部につ い て （6）式の r と鋼管素材の τsc と の比をTable
7
に示す。
パ ネル中 央 部で の T／ Tycの値は， ロー
ル成 形 鋼 管お よ びプレ ス成 形 鋼 管でそ れ ぞ れ99
％，92
％ で， 残 留 応 力がパ ネル耐 力に与え る影 響は比較的 小さいと言え る。
5−3
接 合 部 耐 力の評 価5−3−
1 実 験 耐 力の評 価1
） 降伏 耐 力 ：Fig
．
16に実 験 降 伏 耐 力My
お よ び 最大耐力M 。
と （2）式の パ ネル降 伏 耐 力計算 値M
． の 比と鋼 管素材の降 伏 点 σyc の関係を示 す。
いずれ の供試体に おい て もM
。／Mn。の比はほぼ 1．
o と なっ てお り，
7体の平均値＝O．94
， 変動係数 rO．
059
で ， 鋼 管の製 法の違いお よ び柱の軸力比の大き さ に よ らず 降 伏 耐 力は（2）式に よ り精 度 良く推定で き る。試み に，（2 ） 式に お け る柱軸力の項を無視し た式 を用い，Mv
との比 を求め る と，
7 体の 平均 値＝’
O．
91，
変 動 係 数＝0．
081と な り，
（2
）式に よ る場合よ り推 定精 度が悪く な ると と もに，
柱 軸 力が あ る場合のM
． を10
％ 以 上 過 大 評 価 す ることにな る。
2 ） 最大 耐 力 ：Fig．
16に 示す 瓢 ノM． の 値は σyc が 大き く な るに し たがい低 下 する傾 向に あ り，
最 大 耐 力 は鋼 管 素 材の降伏 点 σyc に比 例して いない。
試みに，
Mu
／M
． の値 を 求めると，
7体の平 均 値 ＝ 1．
65，
変 動 係 数＝0．
15と なる。Fig．
17は最 大 耐 力 時にお け るパ ネル平 均せ ん断応力 Tu と鋼 管 素 材の τ。c（＝ au，IVIi
’
）， の 比 と σ y．
の関 係 を示して いる
。
τu／τuc の値は ほ ぼ1，
0 （Table
5 参照 ）で，
7体の平均 値
＝
0．
98，
変 動 係 数＝
O．
050 である。 以 上の こ と より最大 耐 力Mu
はσyc よ りσuc で評 価で き るこ と が 分っ た。
そこで， （2）式で用い られ て い る せ ん断応 力 分 布に 関す る形 状 係 数x＝
9／8 を1に，
ay。 をσu。 に置 換えた （7）式の Mpu を 用い，
Mu
／M
。 。Mpu一
冓
・HD ・T
（占
i
’ 。、 1−
（
旦 Ns）
2・
………・
………・
・
………・
…・
（7 ＞2
．
5 35 4．
56rystttltmi
）Fig
．
16 Relationships between MIM ” and ase張 ” Loo9 ロ
ー
8
−
e6 24 願 012
・
53
・
56，、、t↑論
5Fig
，
1ア Relationship between τ盤／τ脳 ご and σscの 値 を 求め る と
，
7体の 平 均 値＝ 1．
02，
変 動 係 数＝ 0．
061とな る。
こ の 変動係数の値は前 述の τv／τuc の変 動 係 数よ り若 干 大きいが， （7）式は実 験 値 を精 度 良 く 評 価してい る。
Fig．
18はFig．
13の τ一
γ関 係を鋼 管 素 材の せ ん断 降 伏 応 力 Tvc（＝
σ ”c／語 ）， せん 断 降 伏ひずみ rl。（＝
勉 ／G
） で無 次 元 化した もの で ある。
ロー
ル成 形 鋼 管の場 合，
冷 間 加 工に よる降 伏 点お よ び降 伏 比の上昇に よ り， 降 伏 以 後の余 力は小さい。「
しか し， 降伏比の低いプレ ス成 形 鋼 管お よ びビル トア ップ鋼管の場 合でもτu／Tv。・
・
1．
4−
1．
6 で，H
形 鋼 柱 接 合 部の場合の値 1．
7−
2．
56）一
s）に比べ て 小さい。
ま た， 本実 験で は Tu／τuc の値は ほ ぼ LO であっ た が，H
形 鋼柱接 合 部の場 合は，パネル の補 剛 枠と して．
柱 フラン ジが有 効に働く た め τ。
／τ。c の値は 1．
2−
1．
5程 度6｝・
7，に なる。
角 形 鋼 管 柱 接 合 部の場 合，
H形 鋼 柱 接 合 部に比べ て Tu／ Ty。，
ru／ T”c の値が小さいの は，
パ ネル の補 剛 枠 とし て の柱フ ラ ンジ剛性がH形 鋼の場合に比べ て相対 的に低い た め であ る。5−3−
2 接 合 部の設 計 式 接 合 部の設 計に際し て は，
接 合部の実際の耐 力 と設 計 耐力の比 （安 全 率 ）が角 形 鋼 管の 製 法に影 響 され な い こ と が望 ましい。
前 節におい て，
実験 降伏耐力は鋼 管素材 〔Z
τ＝
？＿
尸
・
41
．
ノ
、。夢
袤
罫
鴦
三
SRq5
「
一
一一一．
NINy冨
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二 1；藩
一＿
l
E
：昌緲
譲
BXWgAsR一
覃 SR：
0
20
40
60
｝／ 薩c0の降 伏点σyc に
，
最 大 耐 力は引張 強さ σuc に支 配さ れて い ること が分っ た。
本 節で は， 鋼 材の基準強 度F
を用 い た設 計 式 を考え， 実 験 耐 力 との比較を行い， 角形鋼管 の製 法の違い によらず 同一
の式で設 計が可 能で あ ること を示す。 実験に使用 し た4 種類の角 形 鋼 管の σyc およびσu。と 使 用 鋼 種STKR41
あ る い はSS
41
の基 準 強 度 （F ； 2．
4tf／cm2 ＞お よ び 破 断 強度 （凡＝
4．
1 tf／cm2 ） の比 を 求める と， σ yc／F
の 平均 値＝1．
41，
変 動 係 数＝
o．
17， σuc／Fu
の平均値＝1．17，
変動係数＝o．049
であ る。
試み に （2 ）式の ayc を基準強度
F
に置 替え た （8 ） 式 を許容耐力式と考え， 本 実 験 結 果との比 較 を 行 う。MPF一
器
餓 ・ （1旱
し
） 1−
（
旦Nv
）
2……・
…・
…・
………
（8
）Table
8 は実 験 値 My お よ びMu
とM
ρF の比を示 して い る。
Ms／MpF の値は aec／F
のバ ラ ツ キ が大きい た め1．
09 〜
1．
65の 間に あり， 平 均 値＝
1．
33， 変動係 数＝
0．
16であ る。 ま た，
MpF時の変 形 角は θ＝1
／150〜1
／250
rad．
程 度であ る。
一
方，
最 大 耐 力 式は設 計 式と し ての簡便さ も考 慮 し，
許 容 耐 力 式MPF
に係 数 α を 乗じ た （9
）式と考え る 。 Mu！
！
aMpF・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…
一・
∴・
・
・
・
・
・
…
■
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…
（9） Mu ／MPF の値は 2．
09〜
2．
47の間に あ り，7
体の平 均 値＝2．
29，
変動 係 数＝
0．
058で，
MpF
を基 準に し た場合で も精度の良い耐 力式となっ て お り，
角 形 鋼 管の製 法に よ らず次 式 をパ ネルの最 大 耐 力 式とし て用い る こと が で き る。・
M
．＝
2．
29Mpli・
…
t・
・
・
・
…
t・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…
一
一
・
（10 ）（10 ）式はプレス成 形 鋼 管につ い て は数 ％ の過 大 評 価
，
ビル トア ップ 鋼 管につ い て は数 ％の過少評 価に なっ て いる。 た だ し，
こ こ で示し た設 計 式は，
限られ た部 材寸法（角 形 鋼 管の幅 厚 比＝
22．
2＞の実 験 結 果よ り得た も のであ り パ ネルに は せ ん断 座 屈は生じてい ない。
今 後，
鋼管の幅 厚比の影 響につ い て検 討 を加え，
必要に応じ 設計式に修 正 を加え る予 定である。6．
結 論・
3 種 類の製法の異な る角形鋼管につ い て，
残 留ひずみ 分布を調べ る と ともに，
水 平 荷 重 時 実 験 を行い， 接 合蔀Table
8
Comparison between experi 皿ental strength and de−
sign strength MPF Specimen σYC FMyMMuMPF BXWgA
−
1／0L751．
652．
29 BXWgA−
1／0．
21．
75L612．
34 BX田9瓦SR−
1／O．
21．
361．
222．
09 B畑 9A−
2／O1．
221．
282．
17 BX 四9A−
2／O．
4L221．
092．
27 EXW9 孔一
4／0．
2L321．
222．
47 BXWgA−
4／0．
41 」21．
272．
42 パネル のせ ん断耐力に与え る角 形 鋼 管の製 法の違いお よ び柱軸 力の影 響を調べ た結 果，
次の こと が明らか に なっ た。1
）ロ
ー
ル成 形 鋼 管で は管 軸 方 向の残 留 曲 げひずみ成 分が大き く，
鋼 管 素 材の降 伏ひずみ の40〜60
％ に達す る。プレ ス成 形 鋼 管およ び ビル トアップ鋼管で は溶 接 部の 残 留ひずみが 大 き く鋼管 素材の降 伏ひずみに達 して い る。 せ ん断ひずみ はロ
ー
ル成形鋼管の コー
ナー
部お よ び ビル トア ッ プ鋼 管の溶 接 部近傍以外は小さい。 2） ロー
ル成 形に伴う加工硬化が接合 部 耐 力に与える 影 響は大 きいが， 残 留 応 力の影響は比較的 小さい。
3 ） 鋼 管の製 法の違い ， 柱軸力の大き さによらず， 接 合 部 降 伏 耐 力お よび最大耐力は （
2
）式および （7）式 で評価で きる。4） 鋼 管の製 法の違い
，
柱 軸 力 比の大き さ に よ らず，
接 合部設 計の際の許 容 耐 力式およ び最 大耐力式は （8
） 式 および （10
）式で与え ら れ る。ただし， 設計式は限ら れ た鋼 管 幅 厚 比の実 験結果よ り 得た もので あ るの で
，
今 後， 鋼 管 幅厚比の影 響につ い て 検 討す る 必要が あ る。 謝 辞実験および資料整 理に際 して は神 戸 大学教務職 員
，
上 場 輝 康 氏， 同 学 生， 田中宏 和 （現 奥 村 組 〉，
折 戸 英 明 （現 鉄 建 建 設 ），
季 小 蓮 （現 大 学 院 生）諸氏の協 力を得た。
また，
残 留ひずみ の測定に際しては川 鉄 建 材工業 技 術 研 究 所の協 力 を得た。
こ こに謝意を表し ます。 参 考 文 献 1） 田渕 基 嗣，
金 谷 弘：水 平 荷 重 時にお け る角 形 鋼 管 柱・
H形 は り接合 部の耐 力 評価一
角 形 鋼 管 柱 溶 接 接 合 部の実 験 的 研 究 3− ，
日本建築学会構 造 系 論 文 報 告 集，
第358 号，
pp，
52−
62， 昭和 60年12月 2＞川 島 義 克，
西 村 誠；角 形 鋼 管 柱の座 屈耐力に関す る研 究 （溶接 お よ び冷 間 成 形の影 響 ）， 日本建築学会大会学術 講 演 梗 概 集，
pp．
1007〜
1008，
昭和48 年10月 3） 森 脇 良一，
榊 原 英 雄，
山 形 雪 雄，
中田研 吉 ：角 形 鋼 管 柱 の座 屈耐力に関す る研 究 （中心 圧 縮の研究），
日本 建 築 学 会 大 会 学 術講 演 梗概 集，
pp．
1011−
1012，
昭 和48年IO 月 4） 五 十嵐 定 義，
中 島 茂 壽 ：角 形 鋼 管の力 学 性状に関す る基 礎 的 研 究，
日本 建 築学 会 近畿 支 部 研 究 報 告 集，
pp．
189−
192，
昭 和55年6月 5） 五十嵐定 義，
辻 岡 静 雄，
矢 島 悟 ：冷 間成形角形鋼管の 軸 引 張・
軸 圧縮 挙動に関す る実 験 的 研 究，
日本 建 築 学 会 近畿 支 部 研 究 報 告 集，
pp．
173−−
176，
昭和 58年6月 6） 中尾雅 躬 ：鋼 構 造柱はり剛 接 合 部に関する研 究，
東 京 大 学 学 位 論 文，
昭 和50年12月 7） 仲 威 雄，
中尾雅躬，
見 村 博 明，
小 佐 野 宏 ：H形 鋼 強 軸 交 叉 形柱は り接 合 部の復 元 力 特 性に関す る実験一
その2 ：全 溶 接 試験 体の実 験一
， 日本 建築学 会大会学術講 演 梗 概 集，
pp．
1265−
1266，
昭 和 53年9月一111一
8）
．
B．
Kato；Beam−
to・
Column Connectien Research in
Japan，
Journa
且 of the Structural Division，
ASCE，
Vel
．
108，
No．
ST 2，
pp．
343−
360，
Feb．
1982 9） 加 藤 勉，
西 山 功 ：冷 間 成 形 角 形 鋼 管の局 部 座 屈強さ および変 形 能 力，
日本建築学会論文 報告集，
第Z94号，
pp，
45−
51，
昭 和 55年8月 10）加 藤 勉，
李 明 宰 ：角 形 鋼 管 柱の最 大 耐 力に関す る研 究 〔実 験 及び数値解析 ），
日本建築学会 関東支部研究報告 集，
pp．
Z85−
288，
昭和58年 ll） 松井千 秋，
森野 捷輔，
津 田 恵 吾， 立 川 博 英 ：角 形 鋼 管 柱 の局 部 座 屈 後 挙 動に つ い て，
日本 建 築 学 会 大 会 学 術 講 演 梗 概 集，
pp．
1155−
1156，
昭 和 55年 9月 12）五 十嵐 定義，
．
辻岡静 雄，
矢 島 悟，
杉 山茂 徳 ：冷 間 成 形 角 形 鋼 管 断 面の弾 塑 性 曲 げ 挙 動に関す る実験 的研 究，
日 13） 14＞ 15｝ 本建築 学 会近 畿 支部研究 報 告 集，
pp．
317−
320，
昭 和59 年6月 加藤 勉，
西山 功：角形鋼 管T継手に関す る研 究一
冷 間成 形 角 形 鋼 管 を用 いた場 合と応 力 焼 鈍 角 形 鋼 管を用い「
た場 合の比 較一，
日本 建 築 学会大会学 術 講演梗 概集，
pp．
］855−
1856，
昭 和 56年9月 田渕 基嗣，
金 谷．
弘，
上 場輝 康 ：角 形 鋼 管 柱・
H形は りへ
接 合 部の局 部 破 壊一
角 形 鋼 管柱 溶 接接合部の実験的研究 1− ，
日本建築学会構 造系論文報 告集，
第349号， pp．
71−−
SO
，
昭和60年3月 田 渕 基 嗣，
金容’
弘，
上場 輝 康 ：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− ，
日本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 報 告 集，
第352号，
pp．
79：89，
昭和 6Q年6月SYNOPSIS
UDC ：624．
078．
014．
27 ：624．
075．
2．
Ol4．
「
EFFECT
OF
THE
DIFFERENCE
m
MANUFACTURING
METHODS
OF
RHS
ON
THE
STRENGTH
OF
RHS −COLUMN
TO
H
−
BEAM
CONNECTIONS
by MOTOTSUGU TABUCHI
，
Res．
Assoc．
of Kobe Univ．
M
．
Eng，
，
HIROSHl KANATANI ， Prof．
of Kobe Unlv．
D
，
Eng．
，
Members of．
A，
1．
J
The
rectangularhollow
sections （RHS
）are producedby
several manufacturing methods．
In
the manufacturingprocess，
residual stresses areintroduced
by
cold−
forming and welding，
and material strength is increasedby
the work−
hardening
，
These
two effects will influence the behavior of thebeam
to column connections．
This
paperdescribes
the measurement of residual stress a皿d
the effects of resid11al stress and the work−
hardening
of materials on the strength ofRHS ．
column to H−
beam connections underhorizontal
force
．
Three
types QfRHS
are used．
（1）
RHS
正ormedby
cold rolling（
2
）RHS fab【icated正rom two cha 皿nels
for
皿edby
cold pressing（3）
RHS
built
upby
four
platesIn
addition to those，
stress・
relievedRHS
producedby
method （1
）is
alsoinvestigated
．
The
results are asfollows
：1 ）
The
work−hardening
stronglyinfluences
the strength of the connection．
HQwever，
the effect of residualstress is not so
large
；2
）The
yield
and the 皿 aximum strengths are estimatedby
Eq．
（2
）andEq ．
（7）respectively・
3）
As
the maximumdesign
formula
， Eq
