47-1
2 方向加力を受ける外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の弾塑性挙動
小山田拓郎 １．はじめに 兵庫県南部地震（1995 年）で鋼構造建築物が受けた被 害として特筆すべき点は, 被害を受けた中低層鋼構造建 築物の大部分が柱梁接合部に重大な損傷を被っていたこ とである1). これらの被害軽減の一方策として，柱貫通形 式を特長とし完全溶込溶接を必要としない外ダイアフラ ム形式柱梁接合部に着目した研究が行われ，その成果と して設計式が提案されている2,3)．しかし，現行の設計式 では1 方向からの力が作用した場合のみを想定しており， 実際の建物における柱梁接合部には地震時に2 方向から の力が作用する場合があることを考えると，2 方向加力 が外ダイアフラム形式柱梁接合部耐力に与える影響につ いて把握しておくことは設計上極めて重要である． そこで本研究では，外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁 接合部を対象とし，2 方向加力が接合部の弾塑性挙動に 与える影響について実験的・解析的に明らかにする． ２．実験概要 2.1 試験体概要 試験体形状の一例および加力方法を図1，試験体一覧 を表1，鋼材の機械的性質を表 2 に示す．試験体数は 11 体であり，2 期に分けて実験を行う． ⅰ）実験シリーズⅠ 実験変数として荷重条件および角形鋼管の幅厚比を採 用し，それらが接合部耐力に与える影響を明らかにする． 図 1 試験体形状と加力方法 (a) No.1 試験体 5 9 9 1625 36 626.5 12 276 36 626.5 12 A 1500 1500 A-section 外ダイアフラム（PL-12，SN400B） 梁（BH-300 × 120 × 6 × 12，SN490B） 柱（□-200 × 200 × 9， BCR295） ：スリット幅2mm (b) 外ダイア詳細（Type1） 200 80 80 120 20 0 12 0 120 120 160 12 0 12 0 16 0 (c) 外ダイア詳細（Type2） 200 80 80 20 0 12 0 120 120 80 120 80 20 0 12 0 12 0 16 0 20 0 120 160 200 200 120 160 12 0 20 0 16 0 (d) 外ダイア詳細（Type3） 2 方向加力の方法として，直交する 2 本の梁に相反する 方向に変位を与える逆対称加力（図1(e)）と同方向に変 位を与える対称加力で載荷を行う． ⅱ）実験シリーズⅡ 2 方向逆対称加力下での接合部耐力に及ぼすウェブの 寄与度の把握，外ダイアフラム－鋼管柱溶接部の破断を 防止するためのデータ取得，および保有耐力接合設計の ためのデータ取得を主目的とし，梁せい・接合部と梁の 耐力比・溶接脚長を実験変数として採用する．実験変数 が接合部と梁の強度比であるNo.9，No.10 は，シリー ズⅠの実験結果から，No.10 は No.9 に比べ接合部耐力 が16% 大きくなるよう設計を行う．No.11 は，外ダイ アフラム－角形鋼管の溶接脚長を必要溶接サイズ10mm の半分の5mm とし，試験体の溶接脚長の平均実測値は， No.6 が 10.9mm，No.11 が 6.0mm であった． 梁降伏型で設計を行うNo.9，10 を除き，すべての試 験体は外ダイアフラムが他の部位に先行して降伏するよ うに設計されている． 2.2 載荷・計測計画 図2 に載荷装置を示す．反力フレームに固定した試 験体の梁先端部を油圧ジャッキにより押し引きする形式 である．逆対称正負交番繰返し漸増載荷とし，層間変形 角R（図1(e)）で制御する．R=±0.2%，±0.5%，±1.0%， (e) 加力方法と変形角 qbl qbl+
‐
+
‐
R R 構面内 構面外 2 方向逆対称加力47-2 ±2.0%，±3.0%，±4.0% 振幅で各 2 サイクル載荷した後， 明瞭な耐力低下が見られない場合は，装置の限界まで単 調に載荷する．ただしシリーズⅠでは安全性を考慮し， 2 方向逆対称加力は 2.0% 振幅，2 方向対称加力は 3.0% 振幅まで載荷した後，単調に6.0% 程度まで載荷した．2 方向加力では2 本の梁の R が等しくなるように制御する． 梁の回転角qbl（図1(e)）と鋼管面外変形による回転角 ql（以下，局部回転角）を変位計により測定する． ３．実験結果 3.1 梁端モーメント - 梁回転角関係 図3 に代表的な試験体の梁端モーメント Mbと梁回転 角qblの関係を示す．2 方向加力の場合は，構面内梁の Mb－qbl関係を示している．ここで，Mbは加力点と鋼 管表面の間の距離とジャッキ荷重の積で定義される値で ある．図より，Mb－qbl関係は最大振幅に至るまで安定 した紡錘形の履歴性状を呈していることがわかる．また， 試験体の終局状態としてNo.6 は 2 方向に梁が取り付く 鋼管角部の外ダイアフラムに亀裂が生じ，No.8 は外ダイ アフラムの亀裂と併せて梁端フランジの溶接部から外ダ イアフラム側に亀裂が生じた．外ダイアフラム－角形鋼 管の溶接脚長が小さいNo.11は溶接金属に亀裂が生じた． 図4 に実験後の試験体写真を示す．図より，外ダイア フラムに塗布したスプレーが剥がれた様子から2 方向に 梁が取り付く側と1 方向に梁が取り付く側では塑性化領 域の形状が異なっていることが確認できる． 3.2 骨格曲線・局部変形角 図5 に Mb－qbl関係の骨格曲線を実験変数毎に示す． 図中の○印は降伏耐力実験値Mye，△印は全塑性耐力実 験値Mpeを示している．ここで，Myeは初期剛性の1/3 接線剛性時の耐力，Mpeは初期剛性の1/6 接線剛性時の 耐力である．なお，初期剛性は0.2% 時の正側，負側ピー ク点の割線剛性で定義している． 図6 に局部変形角 qlの梁回転角qblに占める割合を示 す．最初にqbl=0.50，3.00（%）となる時の梁回転角に 対する局部変形角の比を示している．なお，本実験の局 部変形の計測方法は，接合部の回転や外ダイアフラムの 局所的な曲げによる影響が含まれるため，実際の局部変 形は図6 の結果よりも小さくなることには注意を要する． ⅰ）荷重条件・鋼管の幅厚比の影響 図5(a)，(b) より，1 方向加力を受ける No.5 と 2 方向 対称加力を受けるNo.4 は概ね一致しており，各耐力実 験値も近い値を示しているが，幅厚比に関係なく2 方向 逆対称加力を受けるNo.1，No.3 は 1 方向加力を受ける No.2，No.5 に比べて耐力が約 16% 低下している． ま た， 図6 か ら も 同 様 に No.1，No.3 の 方 が No.2， No.5 よりも値が大きくなっており，2 方向逆対称加力を 受ける場合の方が，接合部の変形集中大きいことがわか る．2 方向対称加力を受ける場合は 1 方向加力を受ける 場合とほぼ同等の値を示している． ⅱ）梁せいの影響 図5(c) より，梁せいが大きくなるほど梁の剛性が大き いため，接合部の降伏開始が早まることがわかる．また， 各試験体の耐力と梁せいはほぼ比例関係にあるため，梁 せいによらず梁ウェブの曲げ耐力への寄与は小さい．た だし，パネルアスペクト比が1 程度では上下の局部変形 が互いに干渉して若干の耐力低下が見られる． ⅲ）接合部と梁の強度比の影響 図5(d) より，接合部の面外剛性が相対的に大きい 表 2 鋼材の機械的性質 部位 鋼種 板厚 mm N/mm降伏点2 引張強さN/mm2 破断伸び% Ⅰ 外ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ SN400B 12.3 294 433 27.3 梁フランジ SN490B 12.2 343 510 25.3 梁ウェブ SN490B 6.02 373 508 25.4 角形鋼管 BCR295 8.99 371 432 40.8 6.07 415 490 28.6 Ⅱ 外ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ SN400B 12.116.0 296287 441432 29.628.9 梁フランジ SN400B 12.1 296 441 29.6 SN490B 12.0 367 526 23.2 梁ウェブ SN400B 6.05 316 433 28.3 SN490B 6.00 395 536 22.4 角形鋼管 BCR295 9.13 409 463 37.3 図 2 載荷装置 A 1500 A-section 反力フレーム 油圧 ジャッキ 構面外梁 構面内梁 16 25 振止め 振止め 油圧 ジャッキ 表 1 試験体一覧 No. 外ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ(SN400B) (BCR295)柱 (SN490B)梁 加力方法 溶接脚長 Ⅰ 1 図1(b) PL-12 □ -200 × 9 （幅厚比22） BH-300 × 120 × 6 × 12 逆対称 10mm 0.66 2 図1(c) PL-12 1 方向 3 図1(b) PL-12 □ -200 × 6 （幅厚比33） 逆対称 0.55 4 対称 5 図1(c) PL-12 1 方向 Ⅱ 6 図1(b) PL-12 □-200 × 9 ( 幅厚比 22) 逆対称 0.66 7 BH-200 × 120 × 6 × 12 0.67 8 BH-450 × 120 × 6 × 12 0.58 9 図1(d) PL-12 BH-300 × 120 × 6 × 12 (SN400B) 1.03 10 図 1(d) PL-16 1.29 11 図 1(b) PL-12 BH-300 × 120 × 6 × 12 5mm 0.64 y b y j M M
47-3 No.9，No.10 はいずれも No.6 に比べて剛性・耐力が明 瞭に上昇し，最大耐力実験値Mueが梁の全塑性耐力に接 合部係数を乗じた値abMp*（ a=1.30）を上回っており， 載荷終了までNo.9，No.10 は耐力低下が見られなかった． したがって，2 方向逆対称加力を受ける場合でも梁降伏 型で設計を行えば保有耐力接合設計の条件を満足できる と考えられる．既往の設計条件式は1 方向加力の仮定に よるものであり，それに則って設計されたNo.9 の Mue/ abMpは1.01 であることから，梁をより効率的に降伏さ せる設計が求められる際は，2 方向逆対称加力による耐 力低減を考慮する必要がある． ⅳ）溶接脚長の影響 図5(e) より，初期剛性に大きな差は見られないが，変 形の増大とともに耐力の差が大きくなっている．これは， 溶接脚長の小さいNo.11 では早期に溶接金属に亀裂が生 じ，その後の剛性・耐力低下が著しくなるためである． ４．解析概要 弾塑性有限要素法解析を行い，2 方向逆対称加力を受 ける場合の接合部の弾塑性挙動について明らかにする． 図7 に解析モデルの一例を示す．解析モデルは 8 節点 qbl(%) 図 5 骨格曲線 (c) 梁せい 0 1.0 2.0 3.0 No.8(450mm) No.6(300mm) No.7(200mm) qbl(%) (e) 溶接脚長 0 1.0 2.0 3.0 No.6(10mm) No.11(5mm) (d) 接合部と梁の強度比 0 1.0 2.0 3.0 No.9(1.03) No.10(1.29) abMp* (No.9,10) No.6(0.66) (a) 加力条件 200 0 1.0 100 300 2.0 3.0 Mb (kNm) No.1( 逆対称 ) No.2(1 方向 ) 幅厚比22 (b) 加力条件 0 1.0 2.0 3.0 No.5(1 方向 ) No.4( 対称 ) No.3( 逆対称 ) 幅厚比33 図 4 破壊状況 （No.7） 直交梁側 外側 -2 -4 -6 0 2 4 6 (b) No.6 -2 -4 -6 0 2 4 6 (c) No.8 図 3 梁端モーメント－梁回転角関係 300 200 100 0 -100 -200 -300 -2 0 2 4 6 8 10 (a) No.5 Mb (kNm) 図 6 局部変形角の梁回 転角に占める割合 0.50% 3.00% 20 40 60 80 100 0
No.1 No.2 No.3 No.4 No.5 ql/qbl (%) 図 7 解析モデル（No.1） vout 1500 1500 16 25 固定端 支持 固定端 支持 構面内 構面外 vin Pin Pout 振止め 振止め vout = vin = 75mm ＊幾何学的非線形を考慮 単調載荷 板厚は実測値を使用 qbl (%) 200 0 1.0 100 300 2.0 実線：解析値 点線：実験値 細線：No.1 太線：No.9 ○印：My △印：Mp ( 白：実験値 黒：解析値 ) Mb (kNm) 図 8 梁端モーメント－梁回転角関係 ソリッド要素を用いた3 次元モデルであり，本解析は実 験で使用した試験体（No.1，No.9）に基づきモデルを作 成する．2 本の梁に作用する荷重の比率が 2 方向逆対称 加力時の外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の耐力 低下に及ぼす影響についても検討する．その手法として， 構面外梁の変位voutが構面内梁の変位vinとある一定の比 率を保つように載荷を行うことで構面外梁せん断力Pout の構面内梁せん断力Pinに対する比率Pout/Pinを与える． 変位比は図7 に示す通りであり，両モデルで検討する． 解析には汎用非線形構造解析ソルバーmsc.Marc2010 を使用する．塑性域における構成方程式はvon Mises の 降伏条件，連合流れ則および等方硬化則に従う．また， 解析に用いる材料特性は，引張試験結果から真応力－真 歪関係を作成し，多直線近似したものを用いる．ただし， 鋼管角部に関しては平板部よりも降伏強度，引張強さが 18% 程度上昇し，伸び性能が 30% 程度低下する4)よう 修正した材料特性を使用する．なお，測定方法，変形の 定義，および耐力の評価方法は実験と同等とする． ５．解析結果 5.1 梁端モーメント－梁回転角関係 図8 には，解析値を実験結果と比較して示している． 図より，接合部の降伏後では，解析値と実験値で差が見 られるが，解析結果 の剛性・各耐力値は 実験値と概ね良い対 応を示しており，本 解析方法が妥当であ るとわかる． -1.00 vin（対称加力） 0.00 vin（1 方向加力） 0.25 vin 0.50 vin 0.75 vin 1.00 vin（逆対称加力）
47-4 参考文献 1) 日本建築学会近畿支部鉄骨構造部会 ： 1995 年兵庫県南部地震鉄骨造建物 被害調査報告集，1995.5. 2 方向逆対称加力による接合部耐力は 1 方向加力時に 比べて10 数 % 程度低くなる．一方，2 方向対称加力 による接合部耐力は1 方向加力時と同等以上である． 加力条件によらず安定した紡錘形の履歴性状を示す． 接合部の曲げ耐力は梁せいに概ね比例し，梁ウェブの 曲げ耐力への寄与は小さい． 従来の設計式により，接合部の保有耐力設計条件はほ ぼ満足するが，効率的な梁降伏を確保するためには多 少の耐力低減を考慮すべきケースも考えられる． 従来の設計法による溶接脚長を確保すれば，溶接部の 亀裂進展による急激な耐力低下を避けられる． 2 方向逆対称加力時における 2 本の梁に作用する荷重 の比率と耐力低下の度合いの関係性を確認し，荷重比 が0 ～ 50% 程度では 2 方向逆対称加力による耐力低 下は数% 程度におさまった． FEM 解析により，2 方向逆対称加力時の耐力低下の 要因を把握した． [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] ６．まとめ 本研究では，以下の知見が得られた． 表 3 荷重比・耐力比一覧 検討モデル 降伏耐力時 全塑性耐力
Pout/Pin(%) Pin/Py1dir(%) Pout/Pin(%) Pin/Pp1dir(%)
No.1_1.00 101.4 83.9 101.9 83.5 No.1_0.75 76.3 89.0 80.0 88.5 No.1_0.50 49.0 93.9 52.7 93.6 No.1_0.25 21.2 98.0 22.6 97.9 No.1_-1.00 -100.6 104.9 -101.1 104.3 No.9_1.00 101.0 85.9 101.7 89.0 No.9_0.75 75.0 91.5 77.7 94.9 No.9_0.50 48.1 96.1 49.2 96.3 No.9_0.25 21.7 99.3 22.1 99.2 No.9_-1.00 -99.8 101.6 -110.1 100.9 図 9 追加検討モデル解析結果（No.1） (a) 荷重変形関係 200 0 1.0 100 300 2.0 Mb (kNm) qbl (%) (b) 荷重比 qbl (%) Pout/Pin (%) 100 80 60 40 20 0 1.0 2.0 (a) No.1 0 300 200 100 0 80 160 240 s (N/mm2) 直交梁側 外側 s dy 0 (b) No.9 位置 (mm) s dy 80 160 240 図 11 外ダイアフラムの応力分布 2) 田中剛他：外ダイアフラム形式角形 鋼管柱梁接合部の降伏耐力の評価， 日本鋼構造協会鋼構造論文集，第 12 巻第 48 号，pp.31-38，2005.12. 3) 松尾真太朗他：外ダイアフラム形式 角形鋼管柱梁接合部の設計式，日本 建築学会構造系論文集，第618 号， pp.221-238，2007.8. 4) 澤泉紳一：冷間成形角形鋼管の角部 曲げ戻し強度に関する実験的研究， 日本建築学会大会学術講演梗概集， C-1 分冊，pp.533-534，2003.9. は引張応力負担領域に大きな差は見られ ないが，変位比が大きくなるにつれて負 担する応力量が少なくなり，鋼材の耐力 を十分に発揮することなく接合部の降伏 に至っている．このことが2 方向逆対称加力時における 耐力低下の大きな要因だと考えられる．また，2 方向対 称加力時は直交梁側では1 方向加力時よりも鋼管角部で 大きな値を示しており，解析結果の耐力値が1 方向加力 時を上回っている要因だと考えられる．これらの挙動は， 梁降伏型で設計されたNo.9 でも見受けられ，2 方向逆対 称加力による耐力低下の影響を避けるためには，接合部 強度に余裕をもたせた設計が必要だと考えられる． 図 10 外ダイアフラム 垂直応力測定位置 測定位置 始点 終点 外 側 直 交 梁 側 s 図9 に構面外梁に変位比を与え解析を行った結果 （No.1）を示す．図 9(a) は構面内梁の梁端モーメント－ 梁回転角関係を，図9(b) は構面外梁の構面内梁に対する 荷重比Pout/Pinと梁回転角の関係をそれぞれ示している． 図9(a) より，変位比が小さくなるにつれて耐力が大き くなっていることがわかる．No.9 のモデルでも同様の傾 向が見られた． 表3 に解析モデルごとの構面内梁の降伏耐力時，全塑 性耐力時における荷重比と1 方向加力モデルの各耐力値 Py1dir，Pp1dirとの比較をまとめて示す．表より，接合部が 先行して降伏するよう設計されたNo.1 は荷重比が 75% 以上の場合，降伏耐力・全塑性耐力がともに1 方向加力 モデルと比べて10 数 % 低下しているが，荷重比が 0 ～ 50% 程度のモデルでは，2 方向逆対称加力による耐力低 下は数% 程度におさまっている．一方，梁降伏型で設計 されたNo.9 も No.1 と同様の耐力低下が見られるが，降 伏耐力，全塑性耐力ともに２方向逆対称加力による耐力 低下の度合いは緩和されていることがわかる． 5.2 外ダイアフラムの応力分布状況 図11 に図 10 に示す測定位置における降伏耐力時の外 ダイアフラムの応力分布を示す．凡例は図9 に準ずるも のとする．図より，加力条件・接合部と梁の強度比に関 係なく鋼管角部に応力集中する傾向が見られる．外側の 引張応力負担領域に大きな差は見られない．直交梁側で vout=1.00vin vout=0.00vin vout=-1.00vin vout=0.75vin vout=0.50vin vout=0.25vin
