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角形鋼管通し柱・H形鋼梁接合部の新構法に関する研究 [ PDF

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Academic year: 2021

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(1)角形鋼管通し柱・H 形鋼梁接合部の新構法に関する研究. 崎野研究室 張 淳祚. 1. 序. い接合部の構造特性をを明らかにする. .  日本では,建築鋼構造骨組において,角形鋼管を柱と. 2. 実験計画. して用いる構造が主流になっている. この角形鋼管柱と. 2.1試験体概要. H形鋼梁の接合部においては,通しダイアフラム形式・.  試験体の基本形状は図2に示す十字形であり,柱材に. 内ダイアフラム形式・外ダイアフラム形式の三つの形式. はBCR295の角形鋼管□-200×200×9,梁材にはSS400. があるが, 現在通しダイアフラム形式が圧倒的に多く用. の圧延H形鋼H -250× 125× 6× 9を用いている.鉛直. いられており,その割合は80%以上にも達している.し. スチフナ, ダイアフラムならびにフランジ添え板材には. かしこの形式では,溶接部分が多く加工に手間がかか. 9mm厚の SN400B 鋼板を,ウェブ板,ウェブ添え板材に. り,構造物の安全に関する信頼性、施工性とも悪くな. は 6mm厚の SN400B 鋼板を使用している.高力ボルト. る. 実際に兵庫県南部地震でも溶接部の破断など接合部. は M16(F10T)を使用している.. における被害が多く出た.そこで本研究では製作・加工.  試験体総数は表 1 に示す 8 体である.No.1 と No.2 は. が容易で構造安全性の高い新しい接合方法として,図1. 鉛直スチフナ形式接合部の基本的な構造性能を調べる試. (a)に示す鉛直スチフナを用いた形式と図1(b)に示す現場. 験体であり,No.1と No.2の相違点は,柱フランジとダ. 溶接型外ダイアフラム形式の二種類の柱通し型接合部を. イアフラムのすみ肉溶接の有無である.No.3と No.4は. 提案する.一般に通しダイアフラム形式に比べ,外ダイ. 直交梁を考慮してモデル化したもので,H形鋼梁方向の. アフラム形式の方が柱通し型にできるため製作加工工程. 鉛直スチフナは直交方向の鉛直スチフナにすみ肉溶接接. が減り,省力化構法となる.. 合している.No.3と No.4の相違点は,柱フランジとダ.  これら二種類の構法の特徴は,. イアフラムのすみ肉溶接の有無である.No.5と No.6は.  (1)柱通し型にできることから製作工程と溶接量を少. 井形に鉛直スチフナを製作し, 柱をそれに通してすみ肉.  なくすることができる.. 溶接したものである.この場合も,No.3と No.4と同様.  (2)欠陥が出にくく容易に接合できるすみ肉溶接と高. に,H形鋼梁方向の鉛直スチフナは直交方向の鉛直スチ.  力ボルトで製作・施工できることから構造安全性も高. フナにすみ肉溶接接合している.No.5と No.6の相違点.  くなる.. は, 柱のフランジとダイアフラムのすみ肉溶接の有無で.  (3)ブラケット長を小さくできることから運搬効率に. ある.No.7は,前述した現場溶接型外ダイアフラム形式.  優れるといった利点がある.. の試験体である.No.8 は側柱を想定した鉛直スチフナ.  本論文では十字形骨組の繰り返し載荷実験による構造. 形式接合部である. 試験体に用いた鋼材の機械的性質を. 性能の検討とともに, 有限要素法による数値解析で新し. 表 2 に示す.. 上ダイアフラム 鉛直スチフナ. 水平ダイアフラム. 下ダイアフラム. (a) 鉛直スチフナを用いた外ダイアフラム形式. (b) 現場溶接型外ダイアフラム形式. 図 1 角形鋼管柱・H 形鋼梁接合部. 55-1.

(2)  試験体の鉛直スチフナとダイアフラムは引張力 T(=.  各試験体ごとの実験結果は以下のとおりである. No.1. 梁の全塑性モーメント/梁せい) に対して降伏しないよ. は R=+6% で引張側鉛直スチフナに亀裂が生じたがそれ. うに設計している. 試験体各部の耐力を梁端荷重に換算. 以下の部材角では紡錘型の安定した挙動を示す.No.2. し,表 3に示す.これらの計算法については文献 1),2). はR=3%の1回目からダイアフラム位置の高力ボルトに. を参照されたい.. 滑りが生じ,R=6%では鉛直スチフナの溶接始端部から. 2.2 加力方法. 亀裂が生じた.No.3,No.4,No.6は R=2∼ 4% の間は紡.  図 3に加力条件を示す.試験体の柱に軸力比 0.2の一. 錘形の履歴を示したが, それ以降では高力ボルトの滑り. 定軸力を作用させた状態で, 梁の両側の自由端に左右逆. が生じ,若干のピンチング現象を呈するようになった.. 対称に鉛直方向荷重Pを繰返し載荷する.載荷プログラ. 実験は装置の測定限界で終了した.No.5はR=6%でスチ. ムを図 4に示す.縦軸の R は梁の部材角(図 3参照)で. フナの溶接部に破断が生じた.No.7 は紡錘形の履歴を. ある.柱の軸力Nは圧縮専用油圧ジャッキからピンを介. 示し,R=6% 以上で柱に局部座屈を生じたが,R=8% 以. して試験体の柱に作用させ,試験中一定に保った.梁の. 上の変形まで安定した挙動を示した.No.8 は片持ち梁. 両端には油圧ジャッキで左右逆対称の鉛直方向繰返し荷. であるためパネルの変形の全体変形に占める割合が少な. 重Pを作用させた.梁は中間部をテフロンシートを介し. く,相対的に梁の変形が大きくなり,R=6% で鉛直スチ. て 2 本の H 形鋼で挟み,横座屈変形を拘束している.. フナに亀裂が生じた.. 3.実験結果. 3.2 初期剛性. 3.1 梁端荷重 - 変形関係および破壊形式.   図6に各試験体の初期剛性を示す.図中に点線と一点.  図 5に梁端荷重 Pと層間変形角 R の関係を示す.荷重. 鎖線で示す実験値は荷重 - 変形関係の 1サイクル目の立. Pの値は左右の梁荷重の平均値であり,層間変形角 R の. ち上がり部を拡大して描いたもので, 実線で示す計算値. 値も左右の平均値である. 図中の破線は梁の全塑性耐力. は接合部パネル領域を無視して柱と梁を線材に置換し,. (bPp)を表す.試験体は全て梁の全塑性耐力を上回ってい. 曲げとせん断の影響を考慮した弾性解析により算出した. ることから十分な耐力を発揮している.また,柱フラン. ものである. (a)図の No.1と No.2ならびに(b)図の No.3と. ジとダイアフラムの溶接の有無は耐力増減には大きくは. No.4 の実験結果はそれぞれほぼ同じ初期剛性を示し,. 影響していないことが分かる.. 柱とダイアフラムの溶接の有無の影響は見られない. 図. 表 1 試験体の構成. ト字型. 650. 鉛直スチフナ. 1300. 十字型. A. A. H.T.B-M16. ウェブ板. H形鋼梁. 650. No.1 No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7 No.8. 角形鋼管柱. 鉛直スチフナ ダイアフラム の形式 と柱の溶接 無 一方向形式 すみ肉溶接 無 鉛直スチフナ形式 すみ肉溶接 直交方向形式 無 すみ肉溶接 外ダイアフラム形式 すみ肉溶接 鉛直スチフナ形式 一方向形式 無 形式. 試験体. 表 2 試験体の機械的性質 降伏応力 鋼管 フランジ 梁 ウェブ PL-9 NO.1-7 PL-6 NO.8. σy (N/mm2) 385 243 306 272 309 321. 引張強さ σu (N/mm2) 450 409 437 422 441 447. 降伏比 Y. 0.86 0.59 0.70 0.64 0.70 0.72. 伸び εu(%) 19 12 15 13 15 16. No.1 No.2 No.3 No.4 No.5 No.6 No.7 No.8. 柱 cPy 194 194 194 194 194 194 194 194. 梁 cPp 228 228 228 228 228 228 228 228. bPy 90 89 91 89 91 90 91 91. 梁端荷重(kN) パネル bPp pPy pPu 102 94 150 101 93 149 103 93 149 101 93 149 104 94 150 102 94 150 103 93 149 103 94 151. 900. 2,000 鉛直スチフナ ダイアフラム. 正面図. A-A 断面図. 図 2 試験体の基本形状. 表 3 試験体各部の強度に対する梁端荷重 試験体名. 100 100. 900. N=0.2N. 鉛直スチフナ vPy vPp 97 126 97 126 97 127 97 127 100 130 99 129 97 127. 55-2. P R P.  図 3 加力条件. R (%) 4 2 0 -2 -4. Cycles.  図 4 載荷プログラム.

(3) 示していないが,No.5とNo.6の関係も同様であった.図.  解析対象とした試験体は第2章の実験で用いた十字形. (c)の No.2と No.4の関係で見られるように,鉛直スチフ. 柱・梁接合部の試験体の中で No.1,No.2,No.3,No.4,. ナを一方向のみに取り付けた接合形式では弾性解析直線. No.7 とト字形の柱・梁接合部の試験体 No.8 を用いる.. より低い初期剛性を示し, 直交方向にも取り付けた接合. No.5,No.6の試験体には No.3,No.4 と同様直交梁形式. 形式では若干高い初期剛性を示す傾向にあった.図(d). でほぼ同じ挙動を示すことから解析は省略した. 解析の. のNo.7は No.1より若干ではあるがさらに低い初期剛性. パラメーターは実験と同様にする.表 1 を参照する.. を示す結果となった.しかし,これらの実験結果は解析. 4.2解析モデル . 直線と概ね一致していると見なせることから, 本論文で.  解析には,汎用有限要素法解析プログラムANSIS ver-. 提示した接合部は剛接合部を形成するといえる.. sion5.5.1 を用い,解析モデルはシェル要素を使用した.. 3.3変形性能. ここでは板厚が薄く, ひずみが大きくなる部材を解析す.   一例として示す図7(a)の骨格曲線から得られる正載荷. るのに適する Shell43を採択し,4接点の3次元要素でモ. 側の塑性率μmaxを図7(b)示す.塑性率は試験体の最大耐. デル化した.また,要素は細かく分割し,解析の精度を. 力時変形を降伏変形で除した値で定義した. いずれの試. 上げるために h-Methodを使用する.試験体のモデリン. 験体も 10を越える大きな変形性能を有していることが. グは見かけ上は面で構成されているが, 実際は厚さが考. 分かる.また,柱フランジとダイアフラムを溶接してい. 慮されている. すべての試験体は梁が柱に偏心せず取り. る方が塑性率は大きくなっている.. 付くことから対称性を考慮して全体の1/2を解析対象と. 4. 有限要素法による数値解析. した.境界条件は,柱の上下の軸に X,Y および Z 方向. 4.1解析試験体概要. を拘束し,さらに 1/2切断面に垂直方向(Y 方向)を拘. P (kN) 200. P (kN) 200. P(kN) 50. P(kN) 50. 100. 100. 40. 40. 0. 0. 30. 30. -100. -100. 20. -200 -8 -6 -4 -2 0 2. -200. P (kN) 200. bPp. (a) No.1. 4 6 8 R (%). -8 -6 -4 -2 0 2 (b) No.2 P (kN) 200. 100. 100. 0. 0. -100. -100. -200 -8 -6 -4 -2 0 2 (c) No.3 P (kN) 200. 4. 6 8 R (%). 6 8 10 R (%) 0. 0. 0.1. 0.2. 0.3. 0.4. 2. (d) No.4. 4. 0. -100. -100. -200 -8 -6 -4 -2 0. -200 -8 -6 -4 -2 0. P (kN) 200. 2. 4. 6 8 R (%). P (kN) 200. 30. 2. 4. (f) No.6. 0.4. 0.5. 20 NO2 NO4 計算値. 0. 0.1. 0.2. 0.3. 0.4 0.5 R (%). μmax+ 20. 6 8 R (%) P (kN) 200. 0. 100. -100. -100. (g) No.7. 0.3. NO1. 10. NO7 計算値. 0. 0. 0.1. 0.2. 0.3. 0.4 0.5 R (%). (d) No.1,No.7. 図 6 初期剛性. 0. 6 8 R (%). 0.2. (b) No.3,No.4 R (%).   (c) No.2,No.4. 150. 4. 0.1. 30 6 8 R (%) 20. 100. 2. 0. 40. 100. -200 -8 -6 -4 -2 0. 0.5. 40. 0. (e) No.5. 計算値. 0. P(kN) 50. 100. 0. NO4. P(kN) 50. 10. 100. NO3. 10.  (a) No.1,No.2 R (%). -200 -8 -6 -4 -2 0 P (kN) 200. 4. 20 NO1 NO2 計算値. 15. -200 -8 -6 -4 -2 0. 2. (h) No.8. 4. 6 8 R (%). 図 5 梁端荷重 - 変形関係. 11.1. 11.1. 14.0. 12.6. 10 μmax+=13.8 5. 10. 15. 20 R/Rp. (a) No.4 の骨格曲線. 5 0 1. 2 3 4 5 6 7 8 試験体 (b) 塑性率. 図 7 塑性率. 55-3. 15.1 13.8 11.7. 50 0 0. 17.4.

(4) 束し,他の 2方向に自由とした.しかし,ねじれを防ぐ. ある.No.3,No.4,No.8に関しても部材角 2% に達する. ために,X,Z方向の曲げは拘束した.材料の定数は,ヤ. まではよく対応している. 降伏以降の実験値が解析値を. ング係数を E=210kN/mm2,ポアソン比 ν=0.3とした.材. 上回っているが, これは高力ボルト接合部の有限要素法. 料のモデル化については,鋼材の応力 - ひずみ関係をバ. によるモデル化が正確ではなく, 接合部の剛性を低めに. イリニア形のモデルとして, 第二勾配は一般的に用いら. 評価しているためと考えられる(図10(c), (d), (f)).No.7. れている E の 1/100とした.また鋼材の降伏応力 σy に関 (図 10(e))は解析値と実験値がほぼ一致した. しては表 2に示す値を用いた.図 8に鋼材の応力ひずみ. 4.3.2実験パラメータによる比較. 関係を示す.解析における載荷は図3に示す加力条件と.  図 11 にそれぞれの接合形式の比較を示している.. 同じで,柱に一定軸力 Nを,梁端に鉛直荷重 Pを漸増荷. No.1と No.2(図 11(a)) ,No.3と No.4(図 11(b))は初期. 重として加えた.. 剛性はほぼ一致しているが,No.2,No.4の降伏が若干早. 4.3解析結果. く,降伏後の耐力も上がっている.従って柱とダイアフ. 4.3.1荷重 - 変形関係. ラムのすみ肉溶接は初期剛性には影響を及ばないが, 降.  図 10に解析結果を示す.図中実線は解析結果で,破. 伏後の耐力上昇を大きくすることが分かった.図 11(c). 線は 3節の実験結果,一点鎖線は梁の全塑性耐力(bPp)を. に示すように,No.3と No.7では No.7が降伏が若干高い. 表す.図10の(a), (b)のようにNo.1とNo.2は部材角が2%. 値を示しているが,降伏後には No.3 の耐力方が徐々に. に達するまでは良く対応している. それ以降は実験値が. 高くなっている. これは柱を覆っている鉛直スチフナが. 解析値を若干上回っているが, 解析精度としては十分で. パネルを補強する効果を有するためと思われる.. 応力(σ). E1. σy. P(kN) 250. P(kN) 250. P(kN) 250. 200. 200. 200. 150. 150. 150. 100. 100. 100. 50 E. 0 0. ひずみ(ε). No1 No2. 5. 10. 50. 15 20 R(%). 図 8 材料の応力 - ひずみ関係. b. Pp. 100. 0. 0. -100. -100. -200 -8 -6 -4 -2 0 2 P (kN) (a) No.1 200. 4. 100. 0. 0. -100. -100. -200 -8 -6 -4 -2 0 2 (c) No.3 P (kN) 200. 4. 15 20 R(%). No3 No7. 5. 10. 15. (c) No.3,No.7. 20 25 R(%). 5. 結論  鉛直スチフナを用いた外ダイアフラム形式および現場 溶接型外ダイアフラム形式の十字形骨組の接合部の繰り 返し載荷実験および有限要素法を用いた数値解析によっ て構造性能を調べた結果,以下のことが分かった.. -200-8 -6 -4 -2 0 2 6 8 R (%) P (kN) (b) No.2 200. 100. 10. 0 0. 図 11 実験パラメータによる比較. P (kN) 200. 100. 5. 50. (b) No.3,No.4. (a) No.1,No.2 P (kN) 200. No3 No4. 0 0. 4 6 8 (1)試験体はすべて梁の全塑性耐力を上回る十分な耐力 R (%)  を発揮した.. (2)柱フランジとダイアフラムの溶接の有無は初期剛性  には影響しないが塑性率を大きくする効果がある. (3)鉛直スチフナ形式と現場溶接型形式の接合部はほぼ  剛接合部を形成する.. -200 (4)解析結果と実験結果はほぼ一致し,  解析結果の信頼 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 6 8 R (%) R (%) P (kN) (d) No.4 性は高い.また,鉛直スチフナを用いた外ダイアフラム 200. 形式および現場溶接型外ダイアフラム形式の接合部は十. 100. 100. 0. 0. -100. -100. 分な構造性能を有していることがわかった. 参考文献 1] 日本建築学会:鋼管構造設計施工指針・同解 説,1990. 2] 張 淳祚,松井 千秋,木村 潤一,鄭 眞安,執行 . -200 -8 -6 -4 -2 0. 2. (g) No.7. 4. 6 8 R (%). -200 -8 -6 -4 -2 0. 2. (h) No.8 図 10 解析結果(荷重 - 変形関係). 4. 6 8 R (%). 有美子:角形鋼管柱・H 形鋼梁接合部の新構法に関する実 験的研究,日本建築学会九州支部研究報告書,Vol.40, pp417-420,2001.3.. 55-4.

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