アルミ合金桁の終局強度に関する研究
Ⅲ アルミ合金桁の曲げ強度について（2）
三 宮 和 彦 Ⅰ ま え が き AluminumAssociation（1）ではアルミ合金桁のウェブの曲げ座屈に対し1小85の安全率を考慮しているが，一L般にウ ェブの座屈計静ではフランジ及び垂直補剛材の拘束を無視することヤ，ウェブの座屈が直接構造物の危険を意慄しな いことをどから，安全率をやや低目に考え例えば15の安全率をもたしめるとすると，アルミ合金材A5083では垂 直補剛材の取付けを前提とし．てウ，エブの幅膵比はほぼ120程度を限度とすることが試算される．著者はこの限度前後 の幅厚比に注目して−・達の座屈試験を行った．前報（2）ではその内のウェブ縦横比1，幅悍比130なるA5083材パネル の曲げ強度につき考察を加えた．今回り、‡．ブの縦横比1，幅犀比100なるA5083材パネルの曲げ強度に考察を加え， 合せて鋼材SS41との比較を試みた．なお前報（2）ではウェブの座屈計終に当・つて，弾性座屈強皮の限界として材料の げy／2（♂y：降伏点応力皮）をとった．材の初期変形ヤ残留応力等の影響を勘案すると，この程皮が安全性と経済性の 両面からみて実際上安当ではないかと思われる。然しながらこれに就いては不確定要素が少くないので，ここでは理 想的な材と仮定し，弾性限界として材料の比例限度をとることにした．前報（2）での座屈強庶についても再計算を行っ たので，これを含めて結果を−・括報告する． 本研究の大要は昭和50年度農業土木学会中国四国支部講演会で発表した血 ⅠⅠ理 論 強 度 1．ウェブの非弾性曲げ座屈強庶 鋼材或はアルミ合金材に対し，弾性座屈強度の限界を実際上どの程度にとる可きかは難しい問題であるがモ ここで は前述の如く材料の比例限度（グp）をとることにする．弾性座屈式（3） げcγ＝ゐ品（与）2 （1） から ♂ぐγ＝かたス￣2 ス＝∂／才 （2） ここで 如2β 12（1−㍉） βた＝ （2）式の任意の点の接線の勾配♂ほ β＝恕＝−れγユー1 ♂。r＝αpの位置における接線の勾配及び幅停比をそれぞれ♂β，スβとおくと， ♂β＝−2♂p電1＝一2ぞ♂y電1 ∈＝αp／げy ここで また（2）式よりぞαy＝か々ス義2香川大学農学部学術報告 （3） 156 ‥−ニ・・−
非弾性座屈強度が（2）式で与えられる強度曲線にα￠γ＝♂pで接するようを直線的変化をなすものと仮定すると，〃￠γ
＝グ甘における幅厚比スAは次式から与えられる・ ♂γ−ぞαy＝2如
呈 ＿＿ Jミノけy −スA ∴ん＝ ー（4） 従ってAB区間の非弾性座屈強度は，グヰト2摘畿・舘γ
（5） A）A5083の場合 a）ATG−1（Table4参照） Table8（t＝2mm）から， ∈＝ヱ旦＝0…98 ♂y かた＝品＝653肋
蛙＝生聖聖、／∂と Jム
これらを（5）式に代人すると げ￠γ＝3954−118・4 い（6）板座屈係数ゑに対し前轍（2）のFig巾1でプロットした値を用いると，りふプの座屈強皮はウェブが上7■フランジに沿
って， i）単純支持のとき げ。γ＝3954−23・・42スβ論＝113
ん＝憲圭＝112
（7） ii）圧縮側単純支持，引張側固定支持のとき ♂eγ＝3954−23・24− ん＝114，ん＝112 （8） iii）固定支持のとき ♂。γ瑚5巨18・80・ ん＝140，んニ139 （9）（7），（幻，（9）式を図示したものがFig．1である． またBleich（4）の次式を用いると 昔＝鬼面㌫（与）2 （10） ここで Eし＿（♂y−♂。）グ￠ （11） E （げy− ♂p）♂p Table8と（11）式から次表を得る． Tablel巾 DeterminationofCliticalStress（7。 ♂。（Kg／cm2） 丁 げ￠，／J㌻（Kg／cm2） 1323 1．．000 1323 1328 0J76 1329 0い731 み／才＝130のとき（10）式の右辺は， i）単純支持のとき，右辺＝990kg／cm2＜♂p ii）圧縮側単純支持，引張側固定支持のとき，右辺＝1006kg／cm2＜ぴp iii）固定支持のとき，右辺＝1536kg／cmB＞げp 従ってiii）の場合のみ補正すればよい．補正座屈強度（愕Odl）はTablelから噌Odi＝1329kg／cm2とをる．この値 をFig．1にプロットしてある． b）ATG−2 Table8（t＝2．5mm）から ぞ＝0。77 かた＝672656ゐ
香川大学虚学部学術報告 158 ルカ 旦迎些 ヽハ・＝＼人・ ∴♂e7＝3326一弧1（ （12） i）単純支持のとき αeγ＝3326−17小飢 ん＝125，ん＝106 ii）圧縮側単純支持，引張側固定支持のとき ♂￠ナ＝3326−17・67 ん＝126，ん＝107 iii）固定支持のとき げ￠ケ＝3326−14・30一 スβ＝155，ん＝132 （13），（14），（15）式を図示したものがFig・2である． …（13） （14） 川・（15） 3 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 2 1 0 ︵︶U 6 4 2 1 1 1 へN∈U＼払望むbl ，−−−−−−−ゝムJ Fig．2．グ￠，VS．招（ATG−2）・ あ／f＝100のとき（10）式の右辺は i）単純支持のとき，右辺＝1722kg／cm2＞αp ii）圧縮側単純支持，引張側固定支持のとき右辺＝1749kg／cm2＞♂p iii）固定支持のとき，右辺＝2670kg／cm2＞グp （11）式，Table8から次表を得る． 従ってi）のとき噌Odl＝1283kg／cm8，ii）のとき噌Odl＝1287kg／cm2，iii）のとき愕Odi＝1370kg／cm2となる・こ れらの値をFigl．2にプロットしてある．
Table2．DcterminationofCriticalStrcss（7。 ♂。（Kg／cm2） r ♂。γ／斤（Kg／cm2） 1113 1い000 1113 1282 0√557 1718 1283 0．553 1725 1286 0．544 1743 1287 0．541 1750 1369 0い267 2649 1370 0．263 B）SS41の場合 STG−2（Table4参照） Table8（t＝3．，2mm）から ∈＝0．．75 かた＝2049569彪 Jげy＿0．0386 、／βたノた ∴♂￠γ＝6885−153・44 （16） i）単純支持のとき げ￠γ＝6885一肌33− ん＝151，ん＝126 ・（17） 0 0 0 0 0 0 8 6 4 222 ︵箋U＼茸︶L。bl J〟＝2291 2200 2000 1800 0 40 801（》120 160 200 240 ・・・・一一・・−−ゝ∼．J Fig」・3．6。，VSnb／t（STG−2）．
香川大学農学部学術報儀 160 ii）圧縮側単純支持，引張側固定支持のとき， げ￠？＝6885−弧09 スβ＝152，ん＝127 iii）固定支持のとき αcγ＝6885−2435・ ん＝188，ん＝157 （17），（18），（19）式を図示したものがFig．．3である． あ／f＝100のとき（10）式の右辺は i）単純支持のとき，右辺＝5247kg／cm2＞αp ii）圧縮側単純支持，引張側固定支持のとき，右辺＝5329kg／cm2．＞αp iii）固定支持のとき，右辺＝8137kg／cm9＞αp （11）式，Table8から次表を得る． Tablc3一DcterminationofCriticalStrcss（7。 （18） ‥・（19） 0。（Kg／cm2） T O・。ケ／／手（Kg／cm2） 2291 1‖000 2291 2876 0．300 2881 O 293 2882 0．291 2980 0．135 0134 8154 従ってi）のとき昭？dl＝2876kg／cm2，ii）のときorg；Odi＝2881kg／cm2，iii）のとき膵Odi＝2981kg／cm2となる． これらの値をFigい3にプロットしてある 2．桁の曲げ強度 7ランジの垂直座屈については，ウェブの幅膵比が極めて大をる時にのみ支配的となり得るものであるから，ここ では考慮の対象外となる． 1）非弾性横倒れ座屈強度 ここでは簡単のためにSt．Venantの携り抵抗を無視した所の，次の弾性横倒れ座屈式（5） （20） ♂cγ＝♂yα−2 ここで，
α＝‡J砺・去へ倍
にげ。γ＝げ♪＝∈♂γで接するような直線分布を考えてみるい これは（2）式と同形であるから，げpにおける接線の勾配及 びαを♂β，αβとおくと， ββ＝−2ぞ♂〃α云1・い ♂￠γ＝ぴyにおけるαをαAとおくと， αA＝ 従ってAB区間の座屈強度は， ♂。γ＝［3ト2糾官・α］α〟 a）ATG−1 Table8（t＝9mm）からE＝qp／6y＝0．81となり， ♂。，＝4321−2592α αβ＝＝1・11 αA＝＝Ou98 桁両端取付工材の最短リベット中心間距離をJと考えると
α＝‡J頑・去ノ吾＝0…14
b）ATG−2 Table8（f＝9mm）からぞ＝0い75 げ。，＝3202−1849（γ αβ＝1．．15，αA＝0い96，α＝0．12 （21） （22） （23） 000 7y） lSTG・2 u Eq…￠粛 00 アヤ）u
00 7y） 00
】 p）一 ‡′E i＝ l ＼ ＼ 凹 けTG・2 卯 8 ＼ ＼ ＼ Eq耶｛ ーーーートー1 ¶ ‡ l 【 ＼一 ＼ P＼、 ＼ ＼ 1 ＼：二 ーー＼、 0 04 08 1．2 1．6 2。0 2小
2
06︵箋U＼澄︶8b・11
1
一α＝三曙序
香川大学農学部学術報告 162 C）STG−2 Table8（∠一＝9mm）からぞ＝077 ぴ。？＝6701−3920α αガ＝1．．14，αA＝0．97 桁の両側端坂内面間距離をJと考えると， α＝0．12 （22），（23），（24）式を図示したものがFig4である．図中に各試験桁をプロットしてある． 2）非弾性振り座屈強度 圧縮フランジがウェブに沿って単純支持されると仮定し，次の弾性携り座屈式 （24） 車座 ♂￠γ＝か二 市了豆汀巧 ゐ＝0，425 （25） ここで g′，2み／：フランジ尽，幅 にげ。γ＝αpで接するような直線分布を考えると，（25）式は 〝。ケ＝βたスフ2 ここで， ス′＝ （2）式と同形であるから 1、∴万J ス′β＝
庁荷
ス・′d＝芸謹告 び￠γ中一2描法老］♂γ a）ATG−1 Table8（9mm厚）から ス。／β＝13．89 んA＝12．26 ♂。γ＝432ト207．39互 ／′ b）ATG−2 Table8（9mm膵）から んβ＝16．17 んA＝13．47♂。γ＝3202−132．．03生
f′ C）STG−2 川（26） （27） ・（28）Table8（12mm厚）から ス／β＝19小44 ス／A＝16．54
♂eγ＝6701−229．．軋払
方′ （27），（28），（29）式を図示したものがFigい5である巾 図中に供試体をプロットしてある小 （29） 15 20 25 5 10 ＼ム′／吉′Figl5lTorsionalbucklingstrengthcurvcs
3）横倒れ座屈強度と振り座屈強度の比較 前報（2）を参照し，振り座屈が発生しないためには次の不等式を満足しをければをらない小解≦鬼石終
点＝0い425，リ＝0リ3のとき上式から次の関係を得る． ⊥＞ 阜撃＿＿セ1 1▲⊥1．l，り 6A／ （30） ∂′￣ノ蒜 弾性限界に対応する占′／g′は，（25）式で♂。γの代りにαpと置けば求まり， ）ATG−1ではあ′／f′＝13．93 ）ATG−2では∂．／／f∫＝16L．21 ）STG−2ではb／／t′＝19．39 非弾性域において振り座屈が発生しをいためには，（21）式と（26）式から ［3ト2ぞ斤小γ≦［3ト2糾す裟告］♂y香川大学農学部学術報告 164 1 ∂ノ ∴ ′≧・確・ゎ （31） ⅠⅠⅠ実 験 内 容 1．試 験 桁 a）分 類 試験桁は便宜上次の如く分類した．載荷型式を合せ示す巾 Tablc4Classi6cationofTestGirders
Material Test GiIder CrossSection（rnm） Number Loading
b）材 質 用いた材料の機械的性質をTable8に示す．覆おA5083の化学成分については前報（2）を参照されたい． C）寸 法 2軸対称なⅠ形断面である．その寸法をFig‖6に示す．隣接パネルは，試験パネルの座屈発生以前に座屈するこ とを防ぐため剛（ATG−1：ウェブの縦横比a／b＝023，幅厚比b／t＝48，ATG−2：a／b＝0．24，b／t＝46，STG−2：a／b＝ 0∩26，み／∼＝44）としてある． 遷〓〓u周〓〓u ヨJ 二 ご∴ （a）ATG−1 （b）ATG−2
㌍ ＿＿ヱむし−】＿＿W
望 （c）STG−2」＿⊥建L＿」
FiS 6 Dimensionoftest girders
d）試験パネルウェブは溶接による残留応力の導入を避けるため，フランジとの連結，垂直補糊材の取り付けはリベット締めとL た．垂直補剛材は剛なるものを配置する意図で，フランジと同一・断面を使用した…試験パネルの寸法比は次表の如く である．
Table5小 Dimension Ratios of’Test Girders
Whcrc，a／b：aSPCCtratio b／t：Slendcrnessratio d∽：Webarea d／‥8angearea e）断面性質 断面性質をTable6，Table7に示す．Table7は引張試験の結果に基づき算出したものである．同表中ATG−1に 比べATG−2の〟y，怖が小と覆るのは，引張試験結果から後者のげyが前者に比べ小なることに基づくものであ る． Table6小 CrossSectionalPropertiesofTestGirders whcre，A ：areaOfcrosssection I”Iy：mOmCntOfincrtiaaboutX−aXisandユこaxisrcspectivcly Sガ）Sy：SCCtionmodulusaboutX−aXisandY−aXisrcspcctively r訂）ry：radiusofgyrationofarcaabout・X−aXisandY−aXisrespectively ）T ：St…Venanttorsionalconstant Cbd：WarplngtOrSionalconstant
香川大学遊学部学術報告 166 Table7… CrossSectionalPropertiesofTestGirders Where）My：yieldmomentaboutX−aXis） Mp：fhllplasticmomentaboutX−aXis， GJT：tOrSionalrigidity， ECba：WarPlngtOrSionalrigidity 2．実験方法 a）我荷方法 Figり7に示す如く載荷桁（箱形，SS41）に2点城荷し，試験桁の両端に等曲げモ−・メントを作用させたり 載荷に当 っては油圧ジャッキと載荷桁との間にロードセルをはさみ込み，荷重を専用のインジケータから読み取った．．但し STG−2についてはウェブ座屈後は戟荷フレーム自体の変形が大となり，試験磯能力の都合上崩壊までみるに至らな かった．．我荷桁の自重による曲げ・モーメントは，バランスウ．エイトを置くことにより消去してある… また載荷桁は載 荷点の位置で剛なる横支保装置により横支持されている． Fig‖7．Testsettlp． b）試験桁の支持条件 試験桁の両端は載荷桁に剛結され，載荷桁は漑荷点の位置で横支持されている・従って各試験桁は強紬まわりの曲げ に対してほ単純支持条件となり，弱軸まわりの曲げ並びに操りに対しては概ね固定支持条件に近いものと考えられる．． C）測定方法 フランジの重患，水平変位は，桁両端及び中央点につきダイヤルゲ・−ジを用いて測定した．水平変位の測定はアル ミ合金L材で構成した枠を基準とした… 基準枠は予め−・定長の垂子をつるして傾斜度を調べ，これらの測定値に及 ぼす影響については変位測定後補正する方法をとったい ウェブの水平変位の測定は上下フランジを基準とした．また 断面応力測定に当って，アルミ合金材では弾性係数Eが小さく，曲げに基づく歪が大きいので特に塑性ゲ・−ジを使 用した．桁中央段面の貼布位置はFig．6に示す如ぐである． ⅠⅤ 実 験 結 果 1．引張試験 試験桁のフランジ及びり．ェブを構成する各校より切り取って作成した引張試験片は，ATG−1，ATG−2に対しては ．JIS5号試験片，STG−2のそれはJISl号試験片である．これら試験片の引張試験結果をTable8に，応力ー歪曲 線をFig，8，Fig．9，Fig10に示す．．
Table8. Results of CouponTest 丘■ レ MateIial
Li（mm）l冨慧器1（kg翫）
（kg‰）（kg‰2）（kg／㌫2） No．．1 1420 1830 3262 7一．23×105 0．30 No…2 1407 1755 3193 7い21×105 0．30 9（Flar唱e） No．3 1469 1750 323，5 7．29×105 0．31 Average 1432 1778 3230 7h24×105 0．．30 ATG−1 No，．1 1364 1370 2988 、7、23×105 0．29 No…2 1314 1360 2942 7…28×105 0．30 2（Web） Noい3 1292 1305 2912 7．23×105 0い31 Average 1323 1345 2947 7．24×105 0．30 A5083 No．1 1067 1460 2987 7．21×105 0−30 No．．2 1055 1400 3024 7．24×10S O．32 9（Flange） No．．3 1064 1410 3010 7い35×105 0．32 AveI2唱e 1062 1423 3007 7‖27×105 0．31 ATG−2 No．1 1036 1460 3028 7．67×105 0“32 No一．2 1114 1440 3025 7巾36×105 0．．35 2小5（Web） Noい3 1188 1420 2894 7．32×105 0u31 AveIage 1113 1440 2982 7い45×105 0…33 No．．1 2166 2913 4461 2．11×106 0‖29 No…2 2180 2889 4432 2．05×106 0．30 12（Flar唱e） No∧3 2388 ／ 4429 2．44×106 0・32 Average 2245 2901 4441 2ひ20×106 0．30 SS41 STG−2 No．l ／ 3111 4489 2い21×106 0128 No．2 2280 3009 4408 2い23×106 029 3．2（Web） No．．3 2302 ／ 4458 2・36×106 0・29 AveIage 2291 3060 4452 2け27×106 0．29香川大学農学部学術報告 168 0 0 0 0 0 5 0 5 0 7 5 2 り︼ l l ■l 0 0 0 0 0 0 0 0 0 5 0 5 0 5 7 5 2 ∧U 7 5 2 1111 ㌃∈U＼切望SSダニ∽1 ー−；仁25mm（Coupon）Jo2） 0 0 0 0 0 5 0 5 0 ︻− ︼hJ り︼ l ︵N∈U＼響ニ∽S巴㌫1 1000 2000 3000 4000 5000 6000 −−■−一上Strain（×10￣‘） 1000 2000 3000 4000 5000 6000 −・▲−ゝStrain（×10￣8） Fig。8．Stressqstraincurves（ATG−1）． Fig9”Stress−StraincuIVCS（ATG−2）．． 3500 3000 2500 2000 ∈ U も1500 SS巴︺Sl 500 1000 1500 2000 2500 ＋＼Stlaill（×10￣6ノ Fig．10… Stress−StraincurveS（STG−2） 2．曲げ試験 a）断面歪分布 試験パネル中央断面につき，曲げモ・−メントの増大に伴う歪分布の変化の様子をFigい11，Fig．．12，FigL．13に示す。 これらの図において中立軸の位置はほほ変らず，この場合軸カの影響は殆んど受けないことが判断される．．
∂（×10￣‘） −50【）0・4000−3000−2000−1000 0 g（×10￣6） −5000−4000・3000−2000・10000 Ol∝D200〕∝の400）茨006∝0 乞（メIOイ） Fig．．12．Straindistributions（ATG−2）． ∈（ズ；0−一ノ Fig“11．Straindistributions（ATG−1）小 ∫いけ￣リ ・50刀・・40カー皿蔓∝に‖∝0 0 OJC00㌫00300）4刀〕幻刀 と（X10￣り Fig．13”Straindistributions（STG∼2）“ b）断面圧縮側歪 試験パネルF‡−央断面付近での，圧縮側歪発達の様子をFig．14，Fig15，Fig．16に示す．これらの図においてり．王． ブ歪の分岐については，曲げに基づく面内圧縮歪に加え，ウェブの面外座屈変形に基づく歪が速成し始める時点と考 えられる“ c）横 変 位 試験パネル中央断面付近につき，圧縮フランジ並びにウェブ（Fig．．6の○印点）の横変位が，曲げモーメントの増 大と共に発達する様子をFig17，Figい18，Fig−．19に示す。ここでフランジの横変位は，桁中央断面の横変位から桁 両端における横変位の相加平均を差し引いた借である． d）ウェブ座屈強度とパネル終局強度 Fig．17，Fig．18，Fig．19から判断される如く，ウェブの横変位は初期変形等の影響を包含して一億とをることをく， 低荷重の時点から変位が発達するものもみられる．．従ってこれらの図からウふプの座屈強度を把握することは困難で あるが，いま変位が急増する時点に注月すれば，Fig14，Fig小15，Fig‘16のり．‡．ブ盃の分岐状態を合せ勘案して，図 中に示す第1変向点（Fign17，Fig‖18，Fi各19の各①点）がそれに相当すると推測される．かかる強度の理論座屈強 度に対する増分を，ATG−1についてTable9に示す．なおこれらの図中に，ウェブが垂直補剛材の位置で単純支持
170 香川大学農学部学術報告 −4000−3000鵬2000−1000 0 1000 2000 3000 e（×10←6）ノ ーーーゝ∈（×10」6） Fig・14L・M／My（Carricdmomenttoyieldmoment）vs”e（strain） ・−4000叫3000−2000−1000 0 1000 2000 ど（×10【6トユ ・−・−−ユぞ（×10￣6） Fig・151・〟／〟y vs・・e小 ー4000−3000−・2000−1000 0 1000 2000 ∈（×10【6）∠− ・・・・一e（×10−6） Fig・16・〟／〟y vsle． されると仮定して，上下フランジとの接合辺に沿って，1）単純支持，2）圧縮側フランジで単純支持，引張倒フラン ジで固定支持，3）固定支持，の3通りの境界条件で簸出した座屈強度，並びに補正座屈強皮及び弾性座屈強度の限 界を合せ示した． またATG−1（み／才＝130）では第2変向点（Fig．17の⑧点）からはウェブの変位は急増して，応力の欠損部分を形 成するようで，Fig．．11を参照すれば，この変形を拘束する圧縮フランジに応力が移行し，更にパネルの耐荷カが上 昇する様子がうかがえるい−・方ATG−2，STG−2（共にb／i＝100）ではFig．18，Fig。19からも察知されるように，ウ ，工．ブがその座屈強度に達する以前にフランジは降状点応力皮に到達することになる．．ここでパネルの抵抗モーメント （M，）として，ATG−1ではウェブが座屈応力度に到達する時のモーメントを，ATG−2，STG−2は降状モーメント （脇）を考えることにすると，これら抵抗モ・−メントに対する実験終局強度（凡才訪ぎ）の増分はTable9に示す如く になる〃 またパネルの終局強度は結局フランジの座屈モードに支配されるが，この試験桁のウェブ幅厚比ではフランジの垂 直座屈は考慮外とをり，パネルフランジの振り座屈か或は桁の秩倒れ座屈に支配されよう．座屈モードを調べるため
甘aエ11ぴe，1．ヲ18 叫印・ 一＿一一■ A ヽ餌okl土喝S七ごe喝七b（S血ply一間pO＝七edonf・01ぽ edgesノ 0．bう1 用 け 月TG一丁 一1 0 】 2 3 4 5 6 −−・一
言（珊瑚．）
Fig117・M／My（CaIriedmomenttoyieldmoment） VS．∂（Horizontaldisplacement） yailuェe，1．291Hod血喝
以 ／′Elas七土。加。kl軸S七re吋血出血七。王ノWeb， ．2 ∽ 4 2 バ7G−2 ・ 0 0・＼∑＼∑1
1 0 】 2 3 4 5＋＼J■（珊瑚）
Figl・18・叫〟γVSい∂．香川大学虚学部学術報告 4 ′−Elsセエ。如ェ s七で。 0冊’0●928 ）．8 仁6 4 l2 ST】G−・2 0
言＼∑1
ー1 0 、 J（研m） Fig、19巾 叫〟yvs・∂u に（31）式を用い，式中のlとしてATG−1，ATG−2では桁両端取付L材間の最短ボルト中心間距離を，STG−2では 両端坂内両間距離を考えると，試験桁は何れも携り座屈発生領域に属することが計算される．実験結果，ATG−1， ATG−2では概ねパネル圧縮フランジの操り座屈で崩壊した．崩壊の様子をFig…20に示す。なおSTG−2は試験機 能力の都合で，ウェブ座屈後崩壊までみるに至らなかったが前者と同じ座屈モ・−ドであらうと推測される．これら操 り座屈強虔（＝理論終局強度，〟急‡t）に対する実験終局強度の増分は次表に示す如ぐである．Table9．IncrementsofExperimentalValuestoTheoreticalValues
TestGirder RestraintCondition 〟忍苦ぎ／〟志望IJ〝怠宅雲／〃譜1 昭紆／且弟 〟ミ守ど／〟詣
≡：
1．43 ′／ 2．02 ATG−1≡二
1．40 ノ／ 1．99 1．28≡二
1、0，5 1．06 1．ヰ9 ATG−2 1．29 1．25 STG■−2 ＞1．15 ＞1．12Fig」・20Buckledtestgirder（ATG−1） Ⅴ 考 察 り．＝ブの曲げ座屈強度については，A5083の場合，Table9から判断される如く，ウ、＝．ブの境界条件を上下フラン ジに沿って固定支持と仮定した座屈値が最も良く近似し，また非弾性座屈強度を直線分布と仮定してもBleichの補 正値と殆んど差は孜く，実用上差し支えないものと思われる．パネルの曲げ終局強度については，1）〝2あ／（g：圧縮 フランジの支持点間距離，2あ／：■フランジ幅）が比較的小で，桁が横倒れ座屈に支配されない場合，垂直補剛材の取 付けを前提としてウェブが限度前後の幅厚比を有するとき，パネルの終局強度は，理論終局強度或は断面の降状モー メントの2∼3割増し程度と思われるい こ．れほり．ェブ幅厚比が多少限度を越す場合でも，ウ，エブ座屈後フランジへ・の 応力移行が生じ，結局■フランジ剛性が寄与するためと思われる但しこの場合断面の抵抗モ1−メントほ小とをり，設 計断面としては極めて不利となろうい またウェブの座屈彼の挙動は，材質の特徴を表わして，SS41はA5083に比べ 座屈現象発生後は塑性流れが急速に生ずるようである小 2）この試験桁では〝2あ／≒51，46，5‖6 で，終局強度ほフ ランジの携り座屈に支配されたい 然しながら両端固定として試算した横側れ座屈強度は，振り座屈強度にかなり近い 倍を示すこのことば試験パネルのフランジの支持点間距離が，横構をどで支持される−・般の桁（〝2みノ＞5，6）に相 当するとき，パネルの終局強度は全体座屈としての横側れ座屈に支配されることを予測させる． ⅤⅠむ す び 本研究では1パネルをとらえり 隣接パネルとの関係，垂直補剛材の最小剛比，パネルの構成寸法比，作用外九 等 について条件を極めて単純化した．また強度計算に当って初期変形等の影響は全く加味せず，その影響の度合いもこ こでは定かでない小 これらの条件は桁の耐荷カを評価する上で大きな影響をもつものであるから，今後更に多くの条 件を加味した検討を加えて行きたいい 本研究に当って，神戸製鋼所建設工事開発本部，梶本政良民に多大の御協力を載いたことを記し，ここに謝意を表 する．． 引 用 文 献 （1）AluminumAssociation：Specifications for A−
1uminum Bridge and other Highway Struc−
tures，7，NewYork，（Apr‖1969） （2）三宮和彦：香大農学報，25，251−262（MaI 1974）． （3）TIMOSHENKO，S．P。，GERE，J．M：Theory of ElasticStability，2nd Edition，377，NewYork， McGraw−Hill（1961）
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香川大学農学部学術報告
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ULTIMATE STRENGTH OF ALUMINUM ALLOY BEAMS
IIrUltimateStrengthofAluminumAlloyBeamsinBending（2）
Kazuhiko SANNOMIYA
SⅦmmary
Thepurposeofthispaperistostudyontheultimatestrengthofaluminuma1loygirdersin
bending…In this paper，the theoreticalanalysisis負rstly carried out to discuss the ultimate
Strength ofaluminumalloygirdersin bending，and then the experimentalstudyis triedwith
testgirdershavingonetestpanel，materialofwhichareA5083（binaryalloyof−Al−MgSyStem）
and SS41
