高強度鋼用の複半月充填ボルト接合に関する基礎的研究

高強度鋼用の複半月充填ボルト接合に関する基礎的研究 その１ 新ボルトの概要と支圧破壊評価

玉井 宏章

・島津 勝

A New Fastener using Half-Moon-Shaped Bolts for High-Strength Steel Member

Part 1 Outline of Bolts and Bearing Failure of Joints by

Hiroyuki TAMAI* and Masaru SHIMAZU*

The authors have presented the half-moon-shaped bolts for a fastener of high-strength steel members.

To show the availability of the bolts, loading tests were performed on the joint using a half moon shaped bearing bolt. The strength of the joint was so strong that new failure pattern such as bearing failure would be observed. Therefore, the mechanics of the bearing failure of the joint was investigated precisely. The joint was analyzed by non-linear finite element methods using advanced front adaptive meshing technique. This paper showed a effectiveness and performance of the bolt joint and the mechanical properties of bearing failure through test and analysis results.

Key words: Bearing Bolt, Built-up Member, H-SA700A, High-Strength Steel, FEM, Remeshing

１．はじめに

建築構造で利用するための普及型高強度鋼が開発 され，その利用技術に関する研究が著者等を含めて行 われている¹⁾．高強度鋼部材の接合では，超高力摩擦 ボルト接合を行っても，かなり多くのボルト本数を必 要とすることが既往の研究で明らかとなっている²⁾． 提唱する乾式組立材¹⁾を普及させるためには，接合方 法をより耐力が高くかつ簡便にすることが必要と考 えられる．

著者らは,溶接を行わない場合の接合方法，特にボ ルト接合のせん断力伝達に関して，この問題を解決す る新たな接合形式として，複半月テーパ充填ボルト接 合法を提案している³⁾．この接合法について，高強度 材を使った試作ボルトを作成して載荷試験を行なう とともに，限界状態としての支圧破壊の現象を解明す るためアダプティブメッシング技法を採用した有限 要素法解析を併せて行い実験値と比較したので，その 結果について報告する．

平成 24 年 6 月 25 日受理

＊ システム科学部門（Division of System Science）

断面 ワッシャー

充填ボルト１

ロックナット 充填ボルト２

中板

添板

図 1 複半月テーパ充填ボルトの概念図

２．充填ボルトの概要

複半月ボルトを用いた充填ボルト接合法と，そのボ ルトを図 1，写真１に示す．この接合方法は，半月形 断面のボルト（鋼種は14T）が，ボルト孔を荷重方向 にギャップをなくすように充填するので，複半月テー パ充填ボルトと呼んでいる．

4 枚のワッ シャーはボ ル トの締め付 け 力によっ て 軸方向に弾性変形で縮んでいる．繰り返し荷重に対し て，ボルトねじとナットには緩みは生じず，ずれが生 じてボルト孔が拡径されても，ワッシャーの弾性変形 が復元され，充填ボルト2 が入り込むため，せん断方 向にボルトの緩みは生じない．この自己充填機能を複 半月充填ボルトは有している．複半月テーパ充填ボル ト接合は，リベット接合と同等程度(0.2mm 以内) に ギャップは解消されるため，従来の高力ボルト支圧接 合の問題点を解決でき，かつ，ボルト鋼種を 14T と しているので高強度性能をボルトせん断耐力として発 揮できるので，板厚が厚く，高強度の鋼材に対して効

率のよい接合が期待できる．テーパ部の付け根は応力 集中が起きないようにＲがとってあり，テーパ角度は 4枚のワッシャー厚に対して1ｍｍの勾配としている．

３．載荷実験とその解析の概要

3.1 試験方法

複半月ボルトの有効性を示すために行なった，載荷 実験の概要を以下に示す．複半月充填ボルト接合の可 能性を検討するために，複半月ボルトを試作し端抜け 破壊と支圧破壊を生じるように設計されたボルト1本 タイプの継手の載荷実験を行った．

ボルト接合継手の載荷装置を図2に示す．上部治具 と添板は，十分な強度を持つように SＭ490で作られ ている．

上部治具は板厚9mm の鋼板を隅肉溶接して，つか み部を増厚している．

この上部接合治具と2枚の添板は，F10T M22 高力 摩 擦 ボ ル ト 3 本 で 接 合 さ れ て い る ． 中 板 は ， 幅 W=100mm，板厚t^＝9mm，で，φ16.5mmの孔が端

E σy σu εst εu

kN/mm2 N/mm2 N/mm2 % %

203 366 532 1.52 20.1

207 397 560 1.73 20.1

AVE. 205 382 546 1.63 20.1

205 728 795 1.01 25.6

204 739 805 0.98 25.8

AVE. 205 733 800 1.00 25.7

SM490

H-SA700

表 1 中板の素材試験結果

写真 1 複半月テーパ充填ボルトの概要

t＝9　SM490　W=100mm 複半月テーパ充填 中板

ボルトのボルト孔

φ16.5 e1

M 24

t＝16　SM490　W=100mm

添板

SM490

変位計 δ

支持治具

リファレンスバー t=9

図 2 ボルト継手の載荷試験体

あき距離 e1^が20～100mmであけられている．鋼種

はSM490とした．この中板を添板に挿入し14TM16

の複半月充填ボルト(図 1)を差し込んで締付力を導入 する．載荷は1000kN容量のアムスラー試験機で行う．

計測方法は，荷重はアムスラー試験機から荷重：P を変位は添板と中板との100mm区間L^{の変位：δを} 図2に示す変位計測治具で，試験左右位置で計測して 平均して求めた．

載荷プログラムは，静的単調載荷とした．

実験はボルトに，複半月充填ボルトを用い，端あき距 離e1^を20, 50, 80 ,100mmと変化させるシリーズと 通常ボルトを用い，端あき距離e1^を20, 30, 40mmと 変化させるシリーズとした．中板はすべて SM490 鋼 種で 9ｍｍ板厚で幅は100ｍｍである（実験シリーズ は表2にまとめて示している）．

試験体の素材試験結果を表1に示す．

荷重P －変形δ関係から，初期剛性K^{，剛性が初期} 剛性の1/3にまで低下した時の荷重（降伏荷重と定義 する）Py^{と最大耐力}Pu^{，最大耐力時変位δ}u^と破壊 性状（有効断面引張破断T, 端抜けせん断破断S, 支圧 による破壊R）を調査する．

3.2 解析方法

接合部の降伏荷重は，剛性の低下率から，最大耐力 は，ボルトが折損するか中板，添え板が大変形して引 きちぎられるかで決められる．鋼板のボルト穴が大変 形で延びつつ耐力が上昇する，複合非線形の効果と支 圧破壊性状を検討するため，複合非線形有限要素法解 析を行なう．

素材特性としては正確を期すため，真応力σ*－対数 ひずみε* 関係を取り扱うことになる．一方，通常の クーポン試験では，公称応力σ－公称ひずみεが用い られる．公称応力σ―公称ひずみ関係εから，真応力 σ*－真ひずみ関係ε*を換算して利用する．

降伏棚を除くひずみ硬化領域での真応力－対数ひず

み関係は，次のべき乗則が良好に成立することが知ら れている．

* * * * *n

p Pst y C P

ε ≥ε σ =σ ⋅ ⋅ε (1.a)

* * * *

0<ε_p<ε_Pst σ =σ_y (1.b)

ここに，σ*yは降伏応力，ε*pは塑性ひずみ，ε*pst

は硬化開始ひずみの塑性成分，C，ｎは実験定数であ る．軟鋼の場合，Cは2.0～3.0，ｎは0.15～0.30の値 をとる．

塑性ひずみの定義から，

*

* * * *

e P P

E

ε =ε +ε =σ +ε (2)

真応力と公称応力，対数ひずみと公称ひずみとの間 には次式が成り立つ．

exp( *) 1

ε= ε − (3.a)

* *

/ exp( )

σ σ= ε (3.b) ε*pを定めると(1.a,b)式から真応力がきまり，対応 する対数ひずみは(2)式で得られる．(3.a,b)の変換式か ら，真応力，対数ひずみに対応する，公称応力－公称 ひずみ関係が弾性範囲を除いて得られることになる．

表3には素材試験結果から求めたべき乗則数値モデ ルの材料定数C, n, ^σy, εstを，図3には公称応力－

公 称 ひ ず み の 数 値 モ デ ル と 実 験 値 を SM490 と

H-SA700A鋼種について示す．図4には数値モデルに

ついて SM490 鋼種の真応力－対数ひずみの関係およ

び公称応力－公称ひずみの関係を示す．以降の有限要 素解析の素材特性は，この数値モデルを用いる．

σy εst C n

N/mm2 % N/mm2 %

SM490 382 1.63 2.30 0.175

H-SA700 733 1.00 1.45 0.080

表 3 数値モデル（べき乗則）のパラメータ

Bolt TypeSM490,H-SA700 e1 K Py Pu δu F.P. K Py Pu δu Py Y.P. Pu F.P. Py Pu Py Pu

H/O M/S mm kN/mm kN kN mm - kN/mm kN kN mm kN - kN - - - - -

H M 20 55 68.9 100.8 4.9 S 202 50.4 103.6 7.5 68.8 S 98.3 S 1.00 0.98 1.37 0.95

" " 50 239 122.2 224.9 17.8 S 263 93.5 237.6 19.8 103.4 R 235.9 S,R 0.85 1.05 1.11 0.99

" " 80 393 106.8 238.3 10.2 R,B 263 93.9 328.8 33.5 103.4 R 235.9 R 0.97 0.99 1.10 0.72

" " 100 254 63.5 219.4 9.1 R,B 263 93.9 357.9 48.5 103.4 R 235.9 R 1.63 1.08 1.10 0.66

O " 20 570 58.0 111.3 6.3 S 202 50.4 103.6 7.5 68.8 S 98.3 S 1.19 0.88 1.37 0.95

" " 30 1777 36.4 163.4 10.5 S 253 86.8 158.5 10.3 103.1 S,R 147.4 S 2.83 0.90 1.19 0.93

" " 40 6190 71.7 210.1 15.1 S 260 92.5 201.9 15.3 103.4 R 196.6 S 1.44 0.94 1.12 0.97

H S 20 - - - - - 373 93.3 144.6 4.5 131.9 S 144.0 S - - 1.41 1.00

" " 50 - - - - - 446 111.6 327.5 16.0 198.4 R 325.0 B - - 1.78 0.99

" " 80 - - - - - 450 149.6 445.8 30.8 198.4 R 325.0 B - - 1.33 0.73

H: Half Moon Shaped Bolt, O: Ordinary Bolt, M: SM490, S:H-SA70 K: Init K: Initial Stiffness, Py: Yield Strength, Pu Maximum Strength, T: Tension failure, S: Shear failure, B: Bolt failure, R: Bearing failureδu: Defoemation at Peak Load, F.P: Failure Pattern, Y.P.: Yield Pattern

Parameters Experimental F.E.M. Calculated Cal./Exp. Cal./F.E.M.

図5に，中板の有限要素分割の状況を示す．解析は，

中板の半領域とし，ボルトは剛体とし，中板とボルト との接触時に摩擦力は生じないと仮定した．用いた有 限要素は2次元平面応力4節点要素で数値積分は完全

積分とした．有限要素分割は，2 次元アドバンシ ングフロント法を用いた自動メッシュとし，代表 的要素寸法を3mmとした．端あき距離が20mm で，700要素，761節点，100mmで1777要素，

1265 節点である．加力は，ボルト剛体を下方に 50mm移動させ接触力をあたえ200ステップで載 荷した．初期メッシュのままだと要素のゆがみが 甚大となり解に不具合が生じるため，10ステップ ご と に アダ プ テ ィ ブ リメ ッ シ ン グ を計 20 回 行 なった．複合非線形解析の解法としては，変位増 分法とフルニュートン・ラプソン法による反復法 を併用した．連立１次方程式のソルバーは非正定 値解法を採用した．

４．試験と解析の結果

試験と解析の結果を，図5－8，写真3に示す．図 5は，端あき距離が80ｍｍの場合でボルト変位δ

が 12mm の時の相当塑性ひずみの分布の解析値

を示す．図6は通常ボルトとSM490 中板の場合 に つ い て ， 支 圧 耐 力 ^4),5)で 無 次 元 化 し た 引 張 荷 重,P/ (3d^・t^・σu)と計測区間で無次元化した変形 δ/L との関係を，実験値（実線），有限要素解析 値（破線）で，端抜けモードの最大耐力の算定値³⁾（一 点鎖線）とともに示す．図 7は，図6と 同様の関係 を充填ボルトとSM490中板の場合について示す．図7 には端抜けモード以外にボルト破断耐力算定値も併せ

図3 公称応力－公称ひずみ関係の実験値と

数値モデル（べき乗則）

0 0.05 0.1 0.15 0.2

0 200 400 600 800

ε

σ

SM490, H-SA700

Experimental Model H-SA700

SM490

○ ○

Nominal Stress - Strain Curve

図 4 SM490の真応力－対数ひずみ関係

（べき乗則数値モデル）

-1 -0.5 0 0.5 1

-2500 -2000 -1500 -1000 -500 0 500 1000

ε , ε

σ, σ

(N /m m

)

σ :Nominal Stress

True Stress - Strain Nominal Stress - Strain σ^∗ :True Stress

Model

0.000e+00 1.500e-01 3.000e-01 4.500e-01 6.000e-01 7.500e-01 9.000e-01 1.050e+00 1.200e+00 1.350e+00 1.500e+00

X Y

Z

(a) 初期メッシュ (b) 相当塑性ひずみ分布 図 5 初期要素分割とe1=80mm,δ=12mmの時の

相当塑性ひずみ分布

て 示 す ． 図 8 は ボ ル ト を 剛 体 と し 中 板 を SM490, H-SA700 と変化させ，端あき距離 e1が 20，50，80 ｍｍの場合についての，P/ (3d^・t^・σu)とδ/L^との関 係の有限要素解析値を，端抜けモードの最大耐力の算 定値³⁾（一点鎖線）とともに示す．

尚，実験の降伏荷重Pyは接線勾配が初期剛性 K^の 1/3 以下に低下したときの荷重値として求めた ⁶⁾．写 真2には試験後に取り外した，充填ボルトの軸部詳細 と，中板の詳細を示す．これらの結果から以下のこと がわかる．

1) 図6，表2から，中板が塑性変形して端抜けする場 合，最大荷重までの荷重－変形関係は，有限要素解 析値は実験値に良好に一致し，最大耐力算定式も実 験値に良好に一致する．

2）また，図 5 から，リゾーニング手法により支圧で つぶれてしまう箇所についても解析上不具合なく荷 重と変形の関係を求めることができる．

3) 図7，表2から，充填ボルト接合部は，初期にはや や剛性は低いが，すぐに剛性が回復して高い耐力を 示す．

3) 写真2，表2から，支圧耐力算定値までは，充填ボ ルト軸部は十分な耐力を有している．支圧耐力発揮 時には孔に大きな変形が生じボルトは曲げを受け，

最小断面部が引張破断する傾向にある．

4) 図8より，端あき距離が80ｍｍであれば最大耐力 は，端抜けや有効断面で最大耐力は決定せず，いわ ゆ る 支 圧 破 壊 が 生 じ る ． こ の 傾 向 は SM490, H-SA700でも同様である．

以下のことから，充填ボルトは，支圧耐力算定値ま での支圧ボルトの高い耐力を保持しつつ，かつ初期の 剛性を十分に確保しうる可能性があることがわかった．

５．まとめ

提案する複半月充填ボルト接合法について，高強度 ボルトを試作してボルト１本タイプについて載荷試 験を行なうとともに，アダプティブメッシング技法を 用いた大変形-大歪問題の有限要素法解析を併せて行 い実験値と比較して支圧破壊の性状を検討した．得ら れた知見は以下のように要約できる．

1) 中板が塑性変形して端抜けする場合，最大荷重まで の荷重－変形関係は，有限要素解析値は実験値に良 好に一致し，最大耐力算定式も実験値に良好に一致 する．

2) リゾーニング手法により支圧でつぶれてしまう箇 所についても解析上不具合なく荷重と変形の関係を 求めることができる．

3) 大きな支圧耐力発揮時には孔に大きな変形が生じ ボルトは曲げを受けるため，最小断面部が引張破断 する傾向にある．

4) SM490,H-SA700の鋼板では，端あき距離が80ｍｍ 以上であれば最大耐力は支圧破壊で決定される．

5) 充填ボルトは，初期の剛性を十分確保し，支圧耐力 算定値まで高い耐力を保持しうる可能性がある．

今後，楔テーパ部の付け根の形状を工夫し，曲げによ

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

δ

σ

SM490, Ordinary Bolt

Experimental F.E.M.

Calculated e₁=40mm

e₁=30mm

e₁=20mm

図 6 通常ボルトとSM490 中板の場合の 実験値と解析値

図 7 充填ボルトとSM490 中板の場合の 実験値と解析値

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

0 0.5 1 1.5

δ

σ

SM490, H.M. Bolt

Experimental F.E.M.

Calculated e₁=80mm

e₁=50mm

e₁=20mm

ボルト破断の耐力

る破断防止を考案し，改良を加える予定である．

謝辞：本研究の実験実施に関して，広島工業大学大学 院建設工学専攻 尾川勝彦君の協力を得た．また，計 算実施にあたって共同研究施設である九州大学情報基 盤研究開発センター内の日立 SR16000，AIX OS 上の Marc/Mentat2011 を利用させていただいた．ここに記 して謝意を表する．

参考文献

1) 佐藤篤司，吹田啓一郎，井上一朗，建築構造用高強

度鋼材H-SA700Aを用いた柱梁材を弾性に留める乾

式接合法の開発，日本建築学会構造系論文集，第74 巻，第646号，pp.2355-2363.,2009.12.

2) 玉井宏章．高松隆夫，尾川勝彦，高強度鋼用の複半 月テーパ充填ボルト接合法に関する基礎的研究，高 構造年次論文報告集，第19巻，pp.201－208，2011.11.

3) 日 本 建 築 学 会 ， 鋼 構 造 接 合 部 設 計 指 針 ， 技 報 堂, pp.41-61，2006年．

4) American Institute of Steel Construction: Specification for Structural Steel Buildings, 2005.3.

5) 佐藤篤司，吹田啓一郎，多田裕一，支圧を考慮した 高力ボルト接合部の最大耐力評価，日本建築学会構 造系論文集，第76巻，第662号，pp.845-853,2011.4.

6) 安井信行，高力ボルト支圧接合部の降伏耐力，鋼構 造年次論文報告集，第19巻，pp.193-200, 2011.11.

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

0 0.5 1 1.5

δ

σ

F.E.M., SM490, H-SA700

H-SA700A SM490 Calculated

e₁=80mm

e₁=50mm

e₁=20mm

図 8 SM490，H-SA700中板の解析値の比較

(b) 充填ボルトの破断状況 写真 2 実験終了後の状況

軸部にせん断 塑性変形あり

最小断面部が 曲げ破断

X Y

Z

(a) 中板の変形状況

支 圧 に よ る 塑性変形

孔 縁 部 に 盛 り上がり

解析領域