【論 文 】 日本 建 築 学 会構 造 系論 文 報 告 集
．
第 435 号・
1992 年 5 月Jeurnal of Struct
．
Constr．
Engng，
AIJ，
No．
435，
May，
1992接合部
パ
ネ
ル の
力学 的構 成
が
鋼
骨
組
の
耐 震 性 能
に
与
え る
影 響
に
つい
て
パ
ネ
ル崩
壊 型
H
形鋼
ラー
メ ン骨組
の耐 力
・
変形性 状
に関
する実 験 的
研究
ON
T
且E
EFFECT
OF
STRUCTURAL
COMPOSITION
OF
JOINT
PANEL
ON
ASEISMIC
BEHAVIOR
OF
STEEL
FRAME
Experimental
study of strength andductility
of rahmenframe
・
with wideflange
memberin
panel
−
collaPse composition河 野 昭 雄
＊Akio
KAVVINO
ヨ
The experimental study to clear the collapse
behavior
offrames
subjected to seismic 旦oad is car−
ried out．
The
main．
conclusions in this paper are surnmarized asfollows
，
（1）
The panel
・
collapse mode offrame
apP’
ears under the strength condition α≦0．
42，
in which α三sthe panel
・
member yield strength ratio．
（2 ）
In the panel
−
collapseframe，
the aseismic capacity is not seriously affectedby
b
／tvalue
Qfflange
of member section in the rangeb
／t≦15．
（3） Its strerigth and
ductility
desirably
increase
due
to the existence o．
f perpendicularbeam
con−
nected to thejoint
panel．
Kegwordy ：U
・
secti・n memberf
・ume，
jeint
Panel
，
ρの 朗 溜 α博 8α徽 coilaPse m ・de，
Panel
C・llaPse
，
local
buckling
H 形 鋼 骨 組，
接 合 部パ ネル， 直交梁， 崩 壊 形態，
パ ネル崩 壊；局 部 座 屈 §L
序 建 築 骨 組の終 局 耐 震 設 計では，
地 震入力エ ネルギー
に 対し 骨組に十 分 なエ ネル ギー
吸収 能 力を与え るこ とに よっ て安全性が一
応保 証さ れ るn。 エ ネル ギー
吸 収 能 力 は耐 力と変形 量の積で評 価さ れるので，
骨 組が大きい塑 性変形 能 力を肩
す る場 合には，
想定され る 地震入力エ ネ ル ギー
量た見合う分 終 局 耐 力を低 減で き る2｝ 。 し た がっ て，
塑 性変形 能 力を どの よ うに骨組に確保す る か は安全 牲の み な らず 経 済 性や 合 理 性の観点か ら も重要 であ る。
通 常の骨 組 構 成で は骨 組の 中の柱 梁 接 合 部パ ネル （以 下，
パ ネルゾー
ンとい う ） をせん断 補 強し て主に柱やは り部 材の塑 性 変 形 能 力を用い て骨 組の変 形 能 力を確 保す ることに して い る3 ｝が，
こ の ほ かに，
骨 組の塑 性 変 形を パ ネル ゾー
ン の一
般に優れ た塑性 変形能力に期待す る骨 組 構 成も可 能で あ る引・
％ 筆 者は， 終 局耐震設計にお け る骨組構成の一
つ の選択 肢と し て，H
形 鋼 強 軸 部 材で構 成す る中 低層 ラー
メン 骨 組 を対 象に し たパ ネル崩 壊 型 骨 組 を 既に提 示し た5） e パ ネル崩 壊 型 骨 組は，
柱 や梁 部 材の曲 げ強 度に対してパ ネル ゾー
ン の せん断 強 度 を相 対 的に小さく設 定し，
骨 組 の終 局 耐 力 時に柱や梁の応 力 をお よ そ降伏 応 力 度レベ ル に抑 制する ことに し て，
パ ネル ゾー
ン のせ ん断 耐 力に よっ て骨組の終 局 耐 力が決 定され る部 材 構 成と する もの である。
し たがっ て， こ の骨 組 構 成は，
耐 震 性 状の上で， パ ネル ゾー
ンの弾 塑 性せ ん断 復 元 力 特 性が直接 的に骨 組 の復 元 力 特 性に反 映夛るもの で も ある。 この パ ネル崩 壊 型 骨 組には，
骨 組の動 的 応 答上 および 部 材の静的設計上， 次の 二点にその企図 が あ る。
す な わ ち，
第一
に， 激 震 時に は層 と層との 間に存 在する パ ネル ゾー
ンの みを骨組の下 層 部か ら上 層 部ま で塑 性 化させ層 と層 との変 形 連 成 効 果 を促 進 することによっ て，
特 定 層 の み に過 度な変 形が生 じない良 好な応 答 性 状を得る こ と， 第二 に，
骨 組の塑 性 変 形をパ ネル ゾー
ン の塑 性 変 形 の みに依 存 することで柱 や梁 部 材の変 形 能 力 を 限 界づ け 本論文は，
文献22〕−
24〕 に加筆し てま とめ た ものであ る。
掌 国立 都城 工 業 高 等専門 学校 建築 学科 助 教 授
・
工 博Ass
。c，
Pref．
，
Dept，
of Architecture，
Mlyakonojo NationalCol
】ege ofTechnology
，
Dr．
Eng，
る局 部 座 屈や横 座 屈の発 生 を意 図 的に避け
，
これ らが関 係す る断面幅厚比や横補剛 間隔の設 計上の制約を通 常の 骨組 構 成の場 合か ら さ らに緩 和す ること に あ る。 既 往の 研 究では，
上 述の第一
の点に関して，
地 震外乱 を受け るパ ネル 崩壊型骨組の各層にお け るいわ ゆ る損 傷 は骨組高さ方 向に適 切に分散さ れ る良好なもの で，
損 傷 は 特 定 層に 集 中 し に く い こ と が明 ら か に さ れて い る5）−
9）。
し か し一
方， 第二 の点，
すな わち，
パ ネル崩 壊 型 骨組における部 材の断面 幅 厚 比や横 補 剛 間 隔は骨組の 耐 力，
変形 性 状に影 響を与えず，
通常の骨組に適用 さ れ る現 行 設 計 上のその制 限値を軽 減で き るか， にっ いて は ま だ明ら か に さ れて いない。
わずかに， 椋代， 松 尾 両 博 士が，
パ ネル崩 壊 型骨組と す る終 局 耐 震 設 計 法に注 目し，
パ ネル ゾー
ンの耐力上昇性 状を明らか にする 目的で行っ た実験に おいて， 部 材に対す るパ ネル ゾー
ン の相 対 強 度 が一
定 値 以 下の骨 組の部 材 断面 幅 厚 比は パ ネル ゾー
ン の 塑 性 変形 能力に余り影 響 を与えない こと を確 認して い る10｝ の み で あ る。
とこ ろで，
文 献2
）で は，
骨組を構成す るパ ネルゾー
ン， 部材ごとに そ れ ぞ れの 塑 性 変 形 能 力に応じた構 造 特 性 係 数Ds
値が定め ら れ て お り ， 結果と して パネル崩壊 型 （降 伏 型 ）骨組の実現 す る 可能 性が高い こ と が指摘さ れ て い る。
実 際に骨組がパ ネル崩壊型を明確に形 成す る た めに は，
パ ネル ゾー
ンと柱や梁 部 材との強 度 比 を具体 的に与え る必 要が あ る。
文 献5）では，
パ ネル ゾー
ン お よ び 部 材の断 面 強 度 を 用 い て これ らの強 度比 を表すパ ネ ル 部 材降伏比 a を定義し， α の 値を お よ そ 0．
42以 下に 設 定す ると，
骨 組はパ ネル崩 壊 型 を 形 成す ること が解析 的に示され てい る。
し か し，
こ の実現条件が妥当で あ る か ど うか は骨組が立体的構成であ る場 合も含め て，
実 験 的には まだ検討さ れ てい ない。 以上の諸 点を踏ま えて，
本 報 告は，
H 形 鋼 強 軸 部 材 を用い た ト字 型 部 分 骨 組の単 調 加 力実 験 を行い，
パ ネル 部 材 降 伏 比a ≦0．
42の骨 組は実 際に パネル崩壊型 と な り得る か，
パ ネル崩 壊 型 骨 組で は部材の断 面幅厚 比は骨 組の耐力，
変形性状に影 響を与え る か， を検 討し，
併せ て立体骨 組の部 材要素 とな る直 交 梁が パネル ゾー
ンを含 む骨組の耐 力 変 形 性 状に与え る影 響を明ら か に し たもの である。
§2．
実 験 2．
1 試 験体 試験体は多層 骨組の中の外柱部 を想 定し た ト字 形 部 分 骨 組であ る。 試 験 体の形状を 図一1
に示す。
試 験 体は柱 が ビル トアッ プH 形 鋼で，
梁はビル トアップH
形鋼も し く は圧 延 H 形 鋼で あ る。 パ ネル ゾー
ンは柱貫 通 形式 と し て お り，
パネル板の板 厚は柱の ウェ ブ厚に等しい。
また，
梁フ ラ ンジ厚に等し いダイヤフ ラム が梁フ ラン ジ一
152
一
劈
α3 C。・U・ ・ D飆 能臘
T ： … PERFモNDK 刀 しAR ヨBEAM PANEし BEAM5
昌 歸一
1．
謹 H1 目嘲
巳 LOAO 髯 卩 lb ≡ 図一
1 試 験 体の形 状 25R．
図一
2 接 合 部 詳 細 表一
1 試 験 体に用い た鋼 素 材の機 械 的 性 質 歟 翻 鰤 引張 り強さ 徽 儲 シ リー
ズ （公称 ） σy （t／c口2） 6u （t／c団2） σy〆σu ω PL−
162．
754．
31o．
6422、
8 シリー
ズ 童 Pレ 旦22．
70405o．
6724，
4 PL−
92．
774，
540．
612L8 PL鴫 5233 零 3．
080．
75 25．
Li PL→ 2．
754．
圏 0．
6428 」8 シリー
ズ 皿 PL絡 2．
894．
29o．
6732．
1 PL−
4．
53544．
40o．
802 耐 PL−
92．
894．
ooo．
72 樽 シ リー
ズ皿 PL−
6PL →，
54．
002．
96“ 4584200．
．
870 70茸
Pレ93．
164．
39o．
722 ＆9 シ リー
ズ四 匹一
63，
644．
590．
792L5 肌一
4．
52．
87ぴ 4．
410．
6530．
2 PL−
3．
21．
87ぴ 3．
120，
6D39，
0 PL→ 2．
974230．
702a1 シリー
ズVPL一
も 332 ↓470．
74272 PL−
453．
6L ↓270．
8520．
0 ｛注 ）40．
2％オフセッ ト値 “計測 ぜず 位置の柱 断 面 内に設け ら れて い る （図一
2）。 試 験 体 数は，
2．
2で述べ る実 験 変 数の値を組み合 わせ た総 計 16体であ る。 試験 体には焼鈍 を施してい ない。
試験 体の鋼材 質はSS
400
お よびSS
400
相 当で ， そ の機械 的性 質を表一
1に示す。
表 中の実 験シ リー
ズの分 類 （シ リー
ズ1 − V
）は，
使用 された鋼 素 材と試 験 体と の対応を示す た めの もの であ る。 2．
2 実験変数 試験体の実験 変数に は， パ ネル部 材 降 伏比 a，
柱フ ラ ンジ幅 厚 比b
／t，
直交梁，
を採 用し た。
これ らの う ち，
まず， パ ネル部 材 降 伏比 α の値は次の五種 類と し た。
試 験 体 設 計 時の崩 壊モー
ドの予 測）
） ＞ 123 ）
） 45 （
（ a
＝
0．
2・
……・
…
パネル崩 壊 型と な るもの a・
rO．
4………一
パ ネル崩壊型 と予想 さ れ る もの α＝
0．
5…・
・
……
パネル崩 壊 型 か否か不明の もの a＝
O．
6・
…・
……
パネル崩 壊 型が生じに くい もの a＝0．7…・
・
……
部材崩壊型 と な る も の ただし，
a は （1）式で定 義 さ れ る もの であ る5 ）。
bMyα
＝
Σ 〃。’
… ’
’
’
”… ’
”鹽
’
”… … ’
’
’
”9…
（1
） こ こ に，pMs
・
…・
・
降 伏パ ネル モー
メン ト （＝
t’
Db ’
De
”τ y）Σ
Mp……
梁の 全 塑 性モー
／
ン ト和と柱の全 塑 性モー
メ ン ト和のいずれか小さい方 （＝
mi ・，
』蝪 ＋ 、〃島、鵬 ＋、MX
）t……
パネル板の板 厚 D，……
梁せい （梁フ ラン ジ の中心問 距 離 ） De……
柱せ い （柱フ ランジの中心間 距 離） Ty−’
…
パ ネル板の降 伏せ ん断 応 力 度 （＝ σ y／ts
） 次にレ
柱フ ラ ンジ幅 厚比 b／tの値は凍
の 二種類と し た。 （1 ）b
／t−
10……
鋼 構 造 塑 性 設 計 指 針の制 限 値m （2
）b
／t ・15……
鋼 構 造 設 計 規 準の制 限 値tZ ） 最 後に，
直 交 梁につ い て は （1 ） 有……
立 体 的 骨 組 構 成 とす るもの （2
＞無……
上記の比 較 骨 組とする もの の 二種 類とし たe 上 述の よ うに 実 験 変 数 a の 値は0．
2 〜0．
7 ’
と して お り，
t
すべ て の試 験 体が基 本 的に は，
部材よ りパ ネル ゾー
ンが先 行 降伏する い わゆる弱パ ネル構 成で あ る。 これ ら の う ち，
a＝
0．
7の値は，
鋼 構 造 設 計 規 準の解 説lz） に示 さ れて い るパ ネル板 厚 算 定 式13 ）に基づい て，
パ ネル ゾー
ン と 部 材 との強 度 比 を 推定 し，
こ れを参 考と し た。
す な わ ち，
現行設計で は，
パ ネル ゾー
ンの必 要 板 厚 を，
bMl 十bMl ≦2・
丿態・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…．
・
・
・
・
…
一・
・
・
・
…
一・
（2 ）Ve
V
。……
パ ネル板 部分の体積 （t・
D
，・
D
。 ：H
形 鋼パ ネル の場 合）fs
……
許 容せ ん断応 力 （長 期 ） bMl，
bM ：・
・
一
…
左右梁端の作 用モー
メン ト に よっ て定め ら れて い る。 そ こ で （2）式へ bM1 十b脇 ≒b砥 1＋bMy ，＝ （，M
お＋，M 昌）／f
（f
＝
1，
15 ；形 状 係 数 ｝お よび2・
fs
＝
4Tv／3
を代入 し，
さ ら に （1 ）式を用いる と，
（2｝式は （3）、
式と なる。
・≧
赤
、．
晝
、5≒・・
65 ……・
t
．
t……・
…・
…・
・
（・・ これ よ り α の上 限値を0．7
と し た も ので あ る。 ま た，
0．
4の値は，
パ ネル崩 壊 型骨組の解 析 的 成 立 条 件の上 限 値 α＝
O．
425）の 近傍と し た もの で あ る。 な お，
’
a＝O．5
の値は，
許 容 応 力度 設 計さ れ た 通常の多層 骨組に おい て，
統 計 的 ばらつ き を有す る降伏応力度を 用い て評価し た α の ほぼ下 限 値に対 応す る15｝こ と を 付 記す る。
また， 設 定 さ れ た 五種 類の α の値どと もに，
骨 組 崩 壊モー
ドの予 測が記 述さ れ て い る。
’ 、
．
・
試 験 体の設 計では，
パ ネル ゾー
ン，
柱， 梁の順に降 伏 耐 力が大き く な るよ うに断 面 を 定 め，
特に試 験 体の最 大 耐 力まで梁 部 材を弾 性 範 囲にと どめ る こと とし た。
し た がっ て，
パ ネル崩 壊 型 骨 組の耐 力， 変 形 性 状に与え る影 響 を調べ るための 断面 幅 厚 比には，
降 伏 する可 能 性 が 高 い柱 部 材に お い て フランジ幅厚比b
／t
を実験変数と し た。 H 形 断 面 鋼 部 材の局 部 座屈挙 動は， 本来， フ ラン ジ幅
厚 比とウェ ブ幅 厚 比との相 関 関 係15 ）で議 論すべ きも の で はあるが， 柱 断 面で ウェ ブ幅厚 比 を同時に規 定する と せ ん断 補 強 を行わ ない柱 貫 通 形 式の パ ネル ゾー
ンでは 設 計 目標 値 α の値の実 現が極めて困 難とな る ため，
こ れ を考慮 しなか っ た。b
／t＝
lo，
15の値は，
指 針，
規 準で定め ら れ たSS400
（旧SS41
） 鋼 種 を 対 象とする 制限値で あ る。
な お，
昭 和55
年 建 設省告 示に か か わ る 規 定25 ｝ではb
／t＝ 10は FA ランクの制 限 値 （b
／・
志＝ 9．
5） に近いFB
ラン ク，b
／t・
＝
15はFC
ランクに相 当して いる。
．
実 際の骨組は 三 次元的に構成さ れ るの で，
試験 体の骨 組 構 成において も骨組構面と直交す る方 向に材軸が あ る 直交 梁が実 験 変 数に 選択さ れ た。
図一1
に示し た よ う に，
骨 組構 面 内にあ る梁と同一
断 面サイ ズの直 交 梁が，
ダ イ ヤフ ラム位 置で骨 組 構 面 外 方 向に溶 接 接 合され て いる。 直交 梁の接 合部詳細を 図一3
に示す。
直交梁の無 い試験 体は直 交梁の有る試験体の耐力 や変形性 状と 比較す る た めの もの で ある。
総 計16体の試 験 体と上 記の実 験 変 数 との関 係が表一
2 に表さ れ て い る。
表 中の α の値0，
ユ2−
O．
68は，
鋼 素 材 の引張 試 験に よっ て得ら れ た降伏 応 力 度と実 測し た断 面 寸 法を用い て計 算 し たもの で あ る。 こ の実 質 的なα の 値は，
試験 体の設 計 目標 値とは結 果 的に異な るが，
実 験 変 数 値と して適 切にば らつ い て いるの で，
以 後の記 述で はこ の実 質の a 値 を用い る。二
置
矗
琶
闘 闘 ■ 闘 目 言33
1
図一
3 直交 梁の接 合 部 詳細 50一
153
一
表
一3
に は実 験シ リー
ズに分類さ れ た試験体の名称と その α の値， 部材の 設 計断面サ イズ と その実 測寸法 を 示す。 同 表 中の試 験体の名 称は実 験 変 数を用いて次のよ うに表さ れてい る。
試 験 体の名 称 例 ：厂
m
柱フ ラ ン ジ幅 厚 上t
blt
IS− 6 −
15− 3 −
N 直 交 梁 無し ：N 刻矧
一
「
論
1
’
覊 パ ネ ル部材 降伏比α（設計 目標 値）×10 舞匸
＿
艦．
匸
艪づ
轍
」
嚇競
F瞞 E 、飜 轢 鑞韈灘覊 韃
撒 Lα の CEしL α 戴 圏ENτ1
CER 辷，
L酊ERALSUPR ）RT5PECIM 巨N HV匚欄 」凵C JACK REACTION REACTION FR胚 HVDRAULIC JACK霾
靆
FRA囲E 畷．
纓 3o陰 ■
● ，
：：「
凸
曾
■ ，
o LQ《D （五LL．
亠
．盆
FRムME 「孺
尓
渥
酬
袒
滝
．
▼
鬣艪．
．
飜 図一
4 加 力装 置 表一
3 2．
3 加 力 装 置お よび加 力 方 法 加 力装置の概 略 を図一
4に示す。
ト字 形 試 験 体は， 柱 の部 材 軸を水 平 方 向 とし梁の部 材 軸 を鉛 直 方 向と した状 態で，
加 力 装 置に据え置か れ た。 こ の と き柱の両 端のエ ン ドプレー
トに そ れ ぞ れ鋼ブロ ッ クを取 付け，
これら の う ち片 端 側では反 力 骨 組に設 けた別の鋼ブロ ックとの間 に回転ピンが挿 入さ れ，
他 端 側で は反 力 骨 組に接 合し た 反力フ レー
ム内で滑 動す る鋼ブロ ッ クとの問に同じ く回 表一
2 実 験 変 数と試 験体と の関 係 witmu 巴 階 pendにubrwi 量h〃
朕辛
・
10 1510 15 0．
12 α25 α41 α42 α43 α44 α45 α54 α6BOO △ ▲・
一
…
Specimens 試 験体の名 称，
部 材 断 面 サ イズ および断 面の実測寸法 孅 部材 断面寸 法 高 さ 幅 ウェブ 万 ∬ ハ’
福 は り 柱 直交は シ リー
ズ 試 験 体 名 称綴
：柱 ：は り （直 交） H （ ） B （吋 t” （m ） tf （副 t （c臼｝ lb （c口｝ 且C （c廨） りゆ （cロ） α lS−
7−
10−
3−
HH」
100・
90・
12・
4．
5 三〇1．
1189．
1511，
344，
421．
13 214．
2 o、
68 H−
140・
90・
g・
16t39．
01go．
99 ＆5915．
91 142．
5一
シリー
ズ1 【鈩7−
10−
3 卜10D・
90・
12・
↓5101．
4089．
5911，
2亘 4．
421，
12 214．
2 D．
68 卜140・
90・
9・
16139．
3489．
288．
6415．
91 142．
5 15 IS−
6−
15−
3一
阿 H80・
1359・
4．
5179．
15134．
22 ＆ 蛤 4．
510．
90 214，
0 D．
54 闘一
250・
135・
9・
9249．
goB5．
3D8，
908．
94 B＆4一
［S−
6−
15−
3 旺一
180・
B5・
9・
4．
5179，
25B4．
358．
904，
500．
90 214．
0 0．
54 H−
250・
135・
9・
9249，
8D 皇35．
068，
868．
94 B8．
3 艮5 シ リー
ズUlS−
5−
15−
3一
阿 H−
180・
135・
6・
4，
5177，
91134．
365，
624，
520．
56 213．
8 0．
44 H−
270・
125・
6・
9270．
！5126．
1D5，
54 ＆99 B8L2
一
［卜5−
15−
3 卜180−
135・
6・
4．
5179．
10134．
255，
624．
460．
56 213，
7 0，
44 ト270・
125・
6・
9269．
65125．
465．
62 ＆92 138」3 15 【S−
4一
廴03一
貿 卜200・
L20・
6・
6199．
70119．
305，
505，
66D．
55 214，
5 0．
42 旺一
250・
125・
6・
9265，
2寧 12ら606，
0014．
43宰 137，
8一
［S−
4一
ユ0−
3H−
200・
120・
6・
6199．
40119．
305，
505．
6B0．
55 214，
0 o、
42 卜250・
125・
6・
9265．
2寧 124．
ω 6．
0014，
43ぴ 137，
8 15 シリー
ズ皿 正鈩4−
：5−
3一
厨 H−
160・
B5・
4．
5・
4．
5160．
00134．
404．
4亘 4、
45D．
49 213．
9 0．
41 旺一
250・
125・
6・
9252．
10124，
606．
oo8，
89 139．
7一
［S−
4−
15弓 H−
160・
B5・
4．
545159．
70134．
604．
4L4．
42D．
49 213，
9 0，
41 旺一
250・
125・
6・
9252．
10124．
6D6．
00a89 139，
7 15 lS−
2−
10−
3−
HH−
200・
旦80・
4．
5・
919 ＆20180．
804．
B88，
65 臼．
45 213，
7 0．
25 H−
350・
175・
ア・
亘135 且．
30175．
706．
ア4lo．
84 L40．
4一
i52−
10−
3H−
200・
180・
4，
5・
919 ＆20180．
804．
88 ＆650．
45 2B．
5 0，
25 ト350・
175・
7・
11351．
301 ア5．
706．
7410．
84 140．
4 30 シ リー
ズrV152−
15−
3−
HH−
145・
180・
3，
2・
6143．
go181．
203．
D76，
100、
31 2B，
6 0．
12 H−
300・
L50・
6．
5・
9301．
50149．
606．
548，
go 140，
3一
IS−
2一
正5−
3H−
145・
BO・
3．
2・
6143．
90181．
203．
076．
皇00，
31 213．
7 0．
12 臣30駐・
150・
6．
5・
9301．
50L49，
606．
54 ＆90 140．
3 L5 llS5−
15−
3−
H ト185・
135・
6・
ξ，
51 册，
2DB4，
505，
754．
450．
58 213，
9 0．
45 H−
250・
L25・
6・
925 止．
7D124．
106．
009．
Ol 剖」2シ リ
ー
ズV1 【S440 づ 刑 日 80・
120・
6・
6179．
80120，
305．
705，
710，
57 213．
9 0，
43 卜250・
125・
6・
9251．
80124、
605．
999．
Ol 8ら5一
（注 ）＃は り端部フラ ン ジ に フィラー
プ レー
ト（Pレ6）を溶接補強，
一
154
一
転ピンが挿入 され た。 ま た試 験 体の 構 面 外 変 形 を拘 束 す る た め に柱部材に は
4
か所，
梁 部材に は2
か所にガイ ド が 設 け ら れ た。
試験 体へ の加力に は柱軸 力載荷用と梁 端 載 荷 用の 二 台、
の手 動 式 油圧 ジャ ッ キ が 用い ら れ た。
柱 軸 力載 荷 用の 油 圧 ジャ ッキの先 端に は球 座を介して ロー
ドセ ルが，
また 梁 端 載 荷 用の油 圧ジャ ッキの先 端に は球座との間にロー
ドセルが 挿 入さ れ，
これ ら か ら荷 重の大き さ が検出さ れ た。
試 験体へ の加 力では， 柱に降伏軸力Py
の30
％ の軸 力「
P
を 作 用さ せこれを一
定に保 持し た状態で，
梁の 自 由 端 部に単調増 加 荷 重H
を 加 え た。 この 場 合，
図一
4 上で パ ネル ゾー
ンを挾む左右の柱の う ち左 側の柱には柱 軸 力に梁端 荷 重H
が付 加さ れ るこ と に な る が，
骨 組の 最大 耐 力を低めに評価す る 理由
で．H
の加 力 過 程に お い て もそ の値に見合 う柱軸力 量 を減じ なか っ た。 な お，
柱の一
定 軸 力P
（＝
・
O．
3Py ）の大き さは，
パ ネル崩 壊型 が中 低 層 骨 組を対 象と し てい る の で，
ほ ぼ上限であ ろ う と推 定し，
これ を採 用し たもの である。
梁 端 荷 重 H の作 用に伴 う試 験 体 （以 下，
骨 組 とい う） の変形 δ 〔変位量）を，
摺動 型変位 計を用い て H の作 用 位 置で計 測し た。 ま た長 方 形パネル ゾー
ン の 対 角 方 向 の伸び，
縮み 量 を同じ く褶 動 型変位 計を用い て計 測し，
これ を も とに パ ネル ゾー ン の せん 断 変形 γ を計 算に よっ て求 めた。 §3．
実 験 結 果 お よ び 考 察3．
1
骨組の荷重変位関係と崩壊モー
ド 実 験結 果を図一5
以下に示す。
図一5
（a ）〜
（i
）は 荷 重H
と変位 δ との 関係で あ り ∫ ひ とつ の 図に は，
α お よ びb
／tの値が そ れ ぞ れ同一・
の も とで， 直交梁の有 る骨 組と無い骨 組のH 一
δ関係が そ れ ぞ れ破線と実 線で 示さ れて い る。
た だ し，
図一5
（h
）と 図一5
（i
）には そ れ ぞ れ直 交 梁の無いIIS−
5−
15−
3−N
（α＝
0．
45，
b
／t＝
15＞とIIS−4−10−3−N
（a ＝O．
’
43，
b
／t
＝10
｝の 骨組の H一
δ関 係 の み （実 線のみ）が示さ れてい る。
これ らに は対応する直交梁の有る骨組が存在し ない ためで ある。
いずれの図に お い て も， 直交 梁の有 無に よ り骨 組の初 期 弾 性 剛性に は差 異は な く骨 組が降 伏 し た後で は直 交 梁 が有る場 合に は無い場 合に比べ て耐 力がよ り上昇 し て い る，
こと が認め ら れ る。 直交梁の有る骨組で は ほと ん ど が，
最 大耐力 時の変形 〉 算 H ω 職O tS・
7−
1Pt3 、篇
髭
頃 LK．
．
重．
15LIPtVN
辱
1
写
」K−Ocdkink L漁 Gl tirk oO 50 図
一
5’
（a＞ too i騨 mo H一
δ関係 （a≡
O，
68，
b〆t＝
10＞ αQ 鴇 亀o ＆o4．
o2P 亭゜ Ct） 鼠O4．
o ？P o so loo lse MbTvn｝ s〜mo 図一
5 （d） H一
δ関 係 （a＝
o．
42，
b／t＝
10） 許D ‘1
］
。 λOoo
「
SO loo lse mo S〔mm 〕mo図
一
5 （g｝ H一
δ関 係 （α＝
o．
12，
b／t＝
15・
） EO 農， 40ze00 e ° 50 100 i5％riS mo 図一
5 （b）’
Hづ 関係 （a＝
0．
54，
b／t＝
15）纛
【S冒
6弓
154 ψ Is−
6一
黜5一
ユ咽＿
一
ユー
醒
頃「
H L民一
LoL
kin」 L
．
a．
．
・
LQcolb欧 50 1CO 150 mS （
｝mo 図
一
5 （e’
）H一
δ関 係・
（a＝
0．
41，
b／t＝
15） ｛誌 1q ρ aoaotO2 ρ eo co τco ISOSin ．“zo 図
一
5 （h） H一
δ関係 （a＝
0．
45，
b
／t＝
15） 60H ω．
婦 四 浄゜ tO6、
o ‘．
e2．
o oO 50 10D ISOtr 。n レSmo 図一
5 （c） H一
δ関 係 （α＝
0，
44，
b／t＝
15） 00 50 100 1聞 t｝2朔匪3r
「
「
’
rr
置
2
弩
R甌一
’
一
一
一
「 「 」K亥．
堕 P9．
1
〜．
ls ｝碍「
』
r十・
1 ‘ 1 順 践line 塁P
「 r「
LK・
弋ocdkhk 「「 ∫ 1■
P甌rR
瑚 幡，
8 「「
「o ％nd sm 図」5 （管） H一
δ関 係 （α＝
0、
12，
b／t＝
le）苗
laoao60 向0 00 50 図一
5（i） L」｛、
嬾 脈i胴
k 」巳惻 b3c尾 1：5酋 朔ひ3・
N 巴 噂 1co ISOSemo m H一
δ関 係 （α＝
0．
43，
b
／t＝
10）一
一
155
一
量は大き く
，
ま た最 大 耐 力 以 後の耐 力低 下がきわめて小 さい。
しか し直 交 梁の ある骨 組の うちIS−
6−
15−
3 （α＝
0．54
，b
／t＝
15） とIS−
5−
15−
3 （α＝
0．
44，
b
／t＝
15） で は，
最 大 耐 力 直後に急 激な耐 力 低 下が生じて いる。 直 交 梁の無い骨 組で は いず れ も，
最 大 耐力時の変形 量 は大きいが，
最 大 耐 力 以 後の耐 力 低 下が直 交 梁の有る骨 組に比べ てよ り顕 著で あ る。 特に，HS −5−15−3−N
（α＝
o．
45，b
／t＝
・
15）では，
最 大 耐 力以後の耐 力 低 下 が 大 き い。
以 上 より，
直 交 梁の有 無に か か わらずα≧O．
44か つb
／t＝
15では最 大 耐 力 以 後の耐 力 低 下が大きいとい え る。
図一
5に は，
梁 端へ の加 力過 程におい て，
柱フ ラ ンジ に局 部 座 屈が発 生し た荷重を ↓印，L ．
B ．，
パ ネル板に せ ん断座屈が 生 じ た荷重 を ↓ 印，
P．
B．
お よ びパ ネル ゾー
ン近 傍の柱フ ランジに局 部曲げ変形 （Local
kink
） が発 生 し た荷重を→ 印，L ．
K ．
で示さ れ てい る。
な お，
これ らの荷 重はい ずれ も 目視で座屈変 形 等 を確 認し た と きの もの である。
図一
6は座 屈 発 生 時の 変 位 量 比 δb／（δ，）N と a との関 係で あ る。
こ こ に δ，，
（δゆ）。は そ れ ぞ れ 直交 梁の有る骨 組， 無い骨 組の座 屈 発 生 時 変 位 量であ る。 パ ネル板にせ ん断 座 屈 が 発 生 し た骨 組 （α≦0．
42）で は， 直 交 梁の有 る方が無い もの よ り座屈発 生 時 変 位 量は大き い。
こ れ は 直交梁の ウェ ブがパネル板に対 して縦スチフナー
の役 割 を果た し て座屈補 剛している た め である。
こ の場 合には 図一
5に見 られ るよ うに最大 耐 力 時の骨組 変 位量 も直 交 梁の有る場 合が無い場 合より大きくなっ て い る。
一
方，
柱フ ラン ジに局 部 座 屈が発 生 し た骨 組 （a≧ O．
43）の う ち特に α がO．
54以 上の 骨 組に お け る 局部 座 屈 発 生 時の 変位は， パ ネル 板が せ ん断 座屈 する場合と は 逆に， 直交梁の有る方が直 交 梁の無い もの よ り小さい。
これ は， パネル ゾー
ンの せ ん断 剛性に対し直 交 梁ウ ェ ブ の面 外 板 曲 げ剛 性が協 力し て （図一
7）パ ネル板の せん 断座 屈 発 生 時 荷 重 をよ り高め，その分，柱の負 担 曲 げモー
メン トが大きくなっ てフランジ局 部 座 屈の発 生が早 まっ た もの と考え ら れ る。
しか し， 柱フランジに局 部 座 屈が 発 生し た骨 組のうちα＝0，44
の骨組で は， 座 屈発生時 変位量は，
直交梁の有る方が直交梁の 無い もの よ り大き かっ た。 た だ し，
図一
5 （c ）に み ら れ る よ うに，b
／t＝15
と大きい た め， 直交梁の有る骨組で は局 部 座 屈 が 発 生し た直後に骨 組が最 大 耐 力に達し，
局 部 座 屈 波 形が くの字 形に進 行して急 激な耐 力低 下が生じ た。
実 験 終 了後に全 骨 組の残 留 変 形 状 態を調査 し た結 果，
α≦0，
42 の骨 組ではい ず れもパ ネル板にせ ん断座屈が 認 め ら れた。
ま たa ≧0．
41の骨組で はすべ て柱フ ランジ に局 部 座 屈が 生 じてい た。 a・＝O，
41と 0．
42の骨組 4体 で は せ ん断 座 屈 と局 部 座 屈の両 方 が 観 察さ れ た。
これ ら 4体の う ち，
直 交 梁の無い 骨組で は有る もの に比べ てパ一 156
一
ネル板の せん 断 座 屈 波 形は顕 著であり，
ま たb
／t＝
15 の 骨組で は b／t＝
10の もの に比 較して柱フ ラ ンジの局 部 座 屈 波 形が より明 瞭で あっ た。
表一
4 に，
これ ら の座 屈 発 生 状 況および柱フランジ の局 部曲げ変形 発生状 況を ま とめ て示す。 な お，
いずれの 骨組も溶 接 接合部，
座 屈 発生箇 所な どに，
ク ラッ クは観 察 され なか っ たc 以上の結 果か ら，
αく0．41
の 骨組はパ ネル板の せ ん断 座屈に より崩壊 荷重 （最大耐力）に達 し，0．
41≦α≦ 0．
42の骨 組はパ ネル板の せ ん 断 座 屈 と 柱フ ランジの局 部 座 屈に よっ て，
ま たα≧0．
43の骨 組は柱フ ラン ジの 2．
G主
〔Sb
） N1．
0 0，
5 0 。 ・・
1 ・．
2 α3a ・q42 e．
5 ・．
6・ 。t・q・ 図一
6 座 屈 発 生 時 変位 量 比とα との関係 ● lI 旨1
旨 旨 o o ● Po憾 buckling OLo ζol buck1吋3
■ 表一
4 座屈 発生 状況 お よび崩 壊モー
ド 鶏 シ リー
ズ 黼 α L．
臥 P．
aLK．
崩 壊モー
ド 1駐7−
10−
3−
H0，
68 ◎ X ● 局音躔 屈 シ リー
ズi157−
lo−
30，
68 ● XX 局 部 座屈 lS−
6−
15−
｝−
H0，
54 ● × ● 局部蟶屈 匸S−
6−
15−
30，
54 x × 局 部 麈屈 シ リー
ズnlS 弓一
15−
3−
H0．
44 ● o ● 局 部壌囲 1シ5−
15−
30．
44 ● X ● 局 部 麈屈 IS一
弓一
10−
3−
Ho，
42 ● ● ● 局 部座屈と せ ん断座屈 lS−
4−
10−
30．
42 ● ● ■ 局 部座屈 とせ ん断 座屈 シ リー
ズ皿 1僚4−
15−
3−
Ho．
41o ● ● せ ん 断 座 剛 とPδ効果 lS−
4−
15−
3 叺41 ● ● ● 局 部座 屈と：せ ん断闘 1｝2−
lo−
3−
H0，
25X ● ● せ ん 断座屈 とPδ効 果 Is−
2−
lo−
30．
25 × ● ● せん断座屈 シリー
ズ四 IS−
2一
夏5−
3一
四 D．
12 × ● X せん断 座屈 とPδ効果 1島2−
15−
30．
12X ● ● せ ん断座 屈 1［S→−
15−
3一
肝 0．
45 ゆ XX 局 音隗 屈 シリー
ズVlls−
4−
10−
3−
Ho．
43 ● x ● 翩黜
（注 ）ヒ旨
：：：澎
享ジ
嫻 驪
me P，
B…
パ ネ ル板の せ ん断座 屈 Column要
：：：難
せず 図一
7 直 交 梁の断 面 変 形．
局 部 座 屈に よっ て崩 壊 荷重に達 し たもの と判 断さ れ る。
ただ し，
a≦0．
42で，
かつ 直 交 梁の無い骨 組で は， せ ん 断 座屈後パ ネル ゾー
ンの せ ん断 変 形が大き くなるに伴い 柱の部材軸が柱軸力 作 用線か らずれ る ため， 柱軸力とこ の ずれ量に よる PA 効 果 も重 合して崩 壊 荷 重に達 し た もの と考え ら、
れ る。
な お，
こ れらの骨組の H一
δ関 係の 図 （図一
5 （e ），
（f），
（9 ））に は，
骨 組がパ ネル崩 壊 機 構 を形 成した場 合の メカニ ズム ライン の計 算 値 （図一
8）が示されて おりiL），
計 算 値は最 大 耐 力以後の耐力低 下 挙 動に よ く一
致 し て い る。 し か し，
α≦0．
42で，
かつ 直交 梁の有る骨 組では，PA
モー
メン ト以 上に直交梁が パ ネル モー
メ ン トの上 昇に寄与す る た め，
最大 耐 力 以 後 の耐 力 低下は ほ と ん ど 生 じ な かっ た。
ま た，
図一
5に は， 骨 組の 降 伏 荷重の計算値H
葺が示さ れ てい る。H
；の値 は，IS−
7−
10−
3 （−
N ）（a＝
0．
68 ＞の骨組で は柱 部材が 降 伏す る と きの 荷重，
その他の 骨 組で は すべ て パ ネル ゾー
ンが降 伏 する と き （直 交 梁の効 果を無 視 ）の荷重で ある （付表一
1）。
H；の値と実験によ る初期弾性剛性の 低 下 時 荷重
と は多 少 相違 が あ る。
これ はパ ネル板やパ ネ ルゾー
ン近 傍の柱フ ランジ等に溶接に よ る残 留 応 力やパ ネル枠組の 剛性の 影 響などが存 在す る た めであろ う。
3．
2
骨 組の最 大耐 力図
一9
に骨組の 最大．
耐 力 比Hma
．／Hy
とパ ネル部材 降 伏 比 a との関 係 を表す。
こ こ に，Hy
（以下，
降 伏 耐 力 とい う）は，
図一
10に示す よ うに，
剛 性が初 期 弾 性剛 性の 1／3
に低 下し たときの耐 力である1ηb
すべ て の骨 組の最 大 耐 力 比は 1．
3〜
1．
6の 範 囲に あっ た。
こ のと き，
α の値が小さい骨組ほど最 大 耐 力比はや 州 → RP ・満
鍋
が
一一
齢
万8
1，
ワ 1．
6拙
Hy l．
4 1，
3 1．
2 1．
1 図一8
仮 定 した崩壊 機 構 （パネル 崩壊 〉 1．
O O O．
1 0，
2 a3 0．
4Q420．
5 1 ▲ △■
○ oi会
8w
鰍
t｝
隙臨
1
△ ▲ 坪 t＝
150 ● 厚t・
101
o・
6 （×o・
7．
図一
9 最 大耐 力 比 とα との関係 や大きいが，
そ の傾 向は特に顕 著で は ない。
同図に おい て，b
／t
の値の違いお よび 直交 梁の有無 が最大 耐 力 比に与え る影 響 をみ ると，
ま ず 幅厚比に つ い ては，b
／t
＝ 10 と15とで は明 確 な 差 異は認 め られ ない。
次に直交梁につ い て柱部 材よ りパ ネル ゾー
ンの降伏が先 行す る α≦0．
54
で は，
直 交 梁の有る骨 組の最 大 耐 力 比 は同一
の a の値 をもつ 直 交 梁の無い骨組の最 大 耐 力 比 よ り大きい。
図一
5か ら明らかな よ うに直 交 梁の存 在は， 明ら か に降 伏 耐 力，
最大 耐力の し、
、ずれ も上 昇させ る効 果 をもつ が，
α≦0．
54の 骨 組で は特に最大 耐 力の上 昇に相 対 的に大き く寄 与し てい ることを意 味す る。
た だ し，
柱 が降 伏 先 行す る α＝O．68
で は，
逆に 直 交 梁の有、
る方が 無い もの よ り最 大 耐 力 比が小さく な っ て い る。
こ れ は，
図一
5 （a ）のH 一
δ関係か ら わ か る ように，
直 交 梁 有 無の 二 つ の骨組
の最 大耐力の値は ほ ぼ同じ である が，
直 交 梁の無い場 合には降伏 耐 力の値 が直 交梁が有る場 合に 比べて小さいた めで あ る。 し た がっ て， α＝
0．
68で は直 交 梁の存在は降 伏耐力の上 昇に貢 献し た。
直 交 梁の存 在によ り最大耐 力が どの程 度 上 昇する かを み る た め に，
図一ll
に は最大 耐 力の比H ♂（Hmax＞N と α との関 係を示し た。
こ こに，
Hma．，
（H ルは，
α の値，
わ〃 の値が 同一
の も とで，
そ れ ぞ れ直 交 梁の有る骨組，
無い骨組の最大 耐 力 を 表 す。 直 交 梁によっ て3一
ユ6
％ の最 大 耐 力の上 昇があり，
a の値が小さい場合に はこの 上 昇 率が大き く，
大き い場合に は上昇率は小さい。
3、3
骨 組の変形 能 力 図一
12 は骨 組の塑 性 率 δm。 ．／δy と a との 関 係を示 し た もの である。
こ こ に，
’
δ藤 と δy は そ れ ぞれ最 大 耐 力Hmax
と 降 伏 耐 力Hy に対 応 するH一
δの 実 験曲線上の変 位である （付 表一
2）。 全 骨 組の塑 性率の値は3．
1〜16．6
1．
2Hrr ロxo 「・噛
1．
1 y ε εm 、Di ・P
・
5
図一
10 Hy，
δ，，
W』，
．
W の定 義 1．
oo
al
a2
q3
a40u2 a53Column
y陰【d ot first ● ； 11唱
30P
…卩
1幽
丶
●’
e・
60tO・
7 図一
11 直交梁に よ る耐 力 上 昇 比 とα との閧 係一
157
・
一
14 12
並
Sy
8 6 42 ° ・ Ql …．
3 ・．
・Q… Q・ ・．
・Ct．・V 図一
12 塑性 率と αとの関 係 ▲ △ △ ▲ b’皇＝
150
●b’凵 Oo 11 △ ▲蠍 劉
贈 ・・§
臨
3
●3
の範囲内で あっ た。
図で は α の値が小さく なる ほ ど 塑 性 率の値は大き く， その傾 向は顕 著であ る。 同じく 図一
12において，b
／tの値の違いお よび直交 梁の有無が塑性 率に与え る影 響をみ る と， ま ず，
幅 厚比 につ い て はb
／t＝
10と15とで は，
最 大 耐 力 比と同 様に，
明瞭な違い は認め ら れ ない。一
方，
直 交 梁の有 無は骨 組 の a の値が大きい か小さい か に よっ て塑 性 率に顕 著な 違いを 与え ている。
す な わち， a が 0．
42以 下の 骨 組で は直 交 梁が有る場 合の方が直交 梁が無い場 合よ り塑性 率 が大き い。
し か し，
α が0．
43以 上の 骨 組 で は，
直 交梁 が有る場 合の方が逆に，
塑性率が小さく な っ て い る。
こ れ は，3．
1
で既 に述べ た よ うに，
a の値が小さくパ ネル ゾー
ンが 早 期に降 伏する骨組の場合に は，
直 交 梁の ウェ ブが パ ネル板の せ ん断 座 屈の発 生を抑 制す る と と もに，
バネルゾー
ンがせん 断 塑 性 変 形 する と き直 交 梁 断 面が こ れ を補剛 してパ ネルゾー
ン の剛性 低 下を防ぐ た め塑性 変 形 能力が増 大し たもの であろ う。一
方，
α の値が大き く 柱 部材にも降 伏 が生じ る可 能 性がある骨 組の場 合には，
直交梁の補剛効果 がパ ネル ゾー
ンの剛 性 を高め過ぎる た め，
柱 部 材の降 伏を早め柱フランジ に局 部 座 屈が生 じ て 骨 組の変形能 力を 限界づ け た た めと考え られ る。
3．
4
骨 組のエ ネル ギー
吸収 能 力 骨組の無 次 元エ ネル ギー
吸 収量 WIW ． とa との 関係 を 図一
13に表す。
こ こ に，
W とWE
は，
図一
10に定 義 し た よ うに，
そ れぞ れ最大 耐 力Hma，
、
まで の全エ ネル ギー
吸 収量 と弾 性エ ネル ギー
量 （1・
O．
5・
Hy・
Oy）である （付表一3
＞。
同 図 中，
▲ と● 印は直交 梁の有る骨 組，
△ とO
印は直 交梁の無い骨組の結 果 を表す。
a の値が小さく な る ほど無 次 元エ ネル ギー
吸 収 量は大 き く なっ てい る。
特に，
直 交 梁の有る骨 組で は こ の傾 向 が顕 著で あ る。一
方， 直 交 梁の無い骨 組で は，
a の値が 小さ く な る ほ ど無次元エ ネルギー
吸収量は わずか に大き く なっ てはい る が、
明 瞭で は ない。
図に は，
パネル崩 壊 型 骨 組の解 析 的 成 立 条 件の 上限 値 α一
〇．
42 の ラインが 破 線で示 さ れ てい る。 こ の a＝
O．
42 を境界に して， α≦0．
42の骨 組では直交梁の有る方が無い もの よ り，
ま た a ＞0．
4Zの骨 組で は直交 梁の無い方が有る もの よ り， 無次元エ ネル ギー
吸収 量はい ずれ も大き い。
こ れ は，
既一 158 一
30w／
WE 10 00 0．
1 0．
2 （）．
3 0．
4aq as △ b’』15△ ▲ りt＝100 ● ○31
△ △ ▲Q
全
8
鷙
t｝
脚躑
3
「
● O・
SCtO・
7 図一
13 無次元エ ネル ギー
吸収量 とα との関係 30w／
WE20 10 o α誉Q42 訊》o．
42 1。15b／t1 。 15b／t 図
一
14 無 次 元エ ネルギー
吸 収 量と b／tとの関係 3．
O 地 pTy2．
O 1．
O O O．
1 02 a3 0Aa42 e．
5 0．
6 俣 α7 図一
15 耐 力 上 昇 比 とαとの関 係念
亀
談
：
；
1
念
8
燃
ut｝
階 圃旨
鷭
▲ 丶 、31Cdumn
y献1 αtfirst ● 丶 、 丶’
、
uo、
、
一
｝、
△、
、
△、
、
、
、
に示し た最大耐力 比あ るいは塑 性 率と a，
直 交 梁の有 無 との関 係が反 映し た もの であ る。
図一
14は，
無 次 元エ ネルギー
吸 収 量W
／W
，と柱フラ ンジ幅 厚 比b
／tとの関 係を示し た もの であ る。 図には，
a ≦O．
42の骨 組 （計8体 ）とα＞0．
42の骨 組 （計 8体 ） とで 区 別 して こ れ らの 関係が プロ ッ ト され て い る。 α≦o．
42の骨組では，b
／t＝
10と 15では無 次 元エ ネル ギー
量に顕 著な違い は認め ら れ ない。
ま た，
α＞0．
42 の 骨組で も， b／t＝
10の場 合に は値がか なりば らつ い て 判 断しに くいが，b
／t＝
10と15では無 次 元エ ネル ギー
量に大き な差 異は生 じない よ うである。一
方，
α≦0．
42 の骨 組で はb
／t＝
10と15の いずれの場 合も，
骨組に直 交 梁が有る と無 次 元エ ネルギー
量は顕著に増 大して い る。
しか し，
a ＞0．
42の骨 組で は，
直交梁が存在して も 無 次 元エ ネル ギー
吸 収量 は ほ と ん ど変 化 して い な い （b
／t＝
15の場 合 ）か，
あるい は直 交 粱が有る場 合は 無い 場合よ り小さ く なっ て い る （b
／t＝
10の場 合 ）。
3．
5 パ ネル ゾー
ン の最 大せん断 耐 力 図一15
は パネル ゾー
ン の耐 力 上 昇 比 rmax ／。’
ry とα と の関係 を 示した もの で ある。
こ こ に，
τmax は骨 組が最 大 耐 力 Hmax に達し た時の パ ネル ゾー
ン内の平 均せ ん断3
．
o 塾 Ty2．
0 1，
0 Colu yield otfir5t α勲6巳辮
u 量｝
・・剛臨
△ ▲bt＝
書5 0●b 亀＝
10 丸 i◎
一
τy α二
〇25 脇力 α54 窪 α45 q6α7
q8
芻
・藷
・α9 図一
16 耐力 上昇比 と降 伏比 と の関 係 応 力 度 （柱フ ラン ジ お よ びダ イヤフ ラム の板 厚 中心線で 囲ま れ た見 付け面 積に パ ネル板の板 厚を掛けて得られた 体 積 内 ），
ρTy は ミー
ゼス の 降 伏 条 件 式に柱 軸 力 比を考 慮 し た パ ネル板 鋼 素 材の 降伏せ ん断 応力度を表す。 図が示す よ うに，
α の値 が 小 さ く な る 程 Tm。
x／p τy の値 はおよそ大き く なっ て お り，
既往の実 験結果14）と同様の 傾 向にあっ た。
全 骨 組の Tmax ／。τy の 値は1．
1〜2．
2
の範 囲 （付 表一
4）にあり耐力 上昇比 は大きい が，
内 柱 部を 対 象と し た十 字 形 骨 組の耐 力上昇 比1．
5〜2．
5L4， に比べ ると，
や や小 さい。
これ は ト字 形 骨 組で は十字形 骨 組に 比べ て梁が一
部 材 分 少ない ため，
パネル ゾー
ンが降 伏し た後 梁が存 在し な い側の柱フ ラ ンジに板 曲げ変 形が生じ やすく なり これに対す る拘束 がないた め と考え ら れ る。
図一
16は Tma．／τy とパ ネル板 鋼素材の 降 伏 比 σノ内 （‘ τSi／ Tu｝との関 係を示す。 こ こ に， τy はパ ネル 板 鋼 素材 の降 伏せ ん断 応 力 度である。
図 中の実 線は降伏比 の逆 数 で， 鋼 素 材の最 大 応 力上昇 比 ru／ry を意 味す る。
α の 値 が0．
44以 上の ほ と ん どの 骨 組で は平均せ ん断応 力度 Tmax が τ。
の値まで に達して い ないが，
a の値が0．
43以 下の 多く の骨 組 では rmax ／ Ty の 値は τu／τ3 の値 よ り大き く なっ て い るe これ は，
パ ネルゾー
ン に お け る柱フラン ジ と ダ イ ヤフ ラム等に よるいわ ゆ る枠組効果に よ る もの で あ りIs ］−
2t ｝， 外柱部の パ ネル ゾー
ン でもH 形 鋼 柱の場 合に は， 内 柱 部の角 形 鋼 管 柱の場 合の耐 力上昇比 1．
1−
1．
3n）に 比 較すると，
こ の効 果は大きい。
なお， 図
一
15に お い て，
柱 部 材の 崩壊によ り最大 耐 力が決 定 され た α＝o，
68の 骨 組 （IS−
7−
10−
3−N
お よ び IS−
7−
10−
3 ）で は，
τmax は お よ そ 1．
8・
。τy と大きい。
こ の骨 組で はダイ ヤフ ラムの板厚 が16mm と厚く せ ん断 力を負 担で き るパネル ゾー
ンの実 質 的な体 積が大きい の に対し，
τ ． の計 算に用い たパ ネル ゾー
ン体 積がこ の 場 合には 小 さ く 評 価 され た ため，
見か け上，
平 均せん断 応力度が大き く なっ たもの であろう。
ところ で，
α の定 義 式 （1）は次の ように変 形さ れ る。、
，Mma ．
ρMmax
・
一一・
・
・
…
一・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
・
…
（4） ×α＝
ΣM
ρ ρMy
こ こ に， ρMmax
は最 大パ ネル モー
メン ト （最 大耐力 時の パ ネル モー
メ ン ト〉 を表 す。 本 骨 組で は すべ て，
梁 部 材 より柱 部 材の全 塑 性モー
メ ン トが小さい構 成になっ てい る の で，
上 式の ΣMρ には柱の全 塑 性モー
メ ン ト和が適 用さ れ る。
ΣM．を， 柱軸 力に よる低減 を考慮 し た 全 塑 性モー
メ ン ト ΣM
． を 用い て表 す と，
（4）式は （5 ） 式 とな る。
pMy
．
牆
周 ・・一
凱
・
・
…・
・
……一
（・） こ こに，
f
は柱 軸力との 相関を考 慮 し た全 塑 性モー
メ ン トにか か わ る 断 面定 数である。
同 様に して， Σ］M
。 を， 柱 軸 力との相 関を考 慮し た降 伏モー
メ ン ト和 Σ］yM 。を用い て表 すと，
（4 ）式は （6
｝・
式と なる。．
Mma
．’
f
’
ρMmax ．
……・
…・
・
……・
（6 ） Xα＝
Σ cMy 。嶋・
（1−
P／P。．
） こ こ に，
f
’
は形 状 係 数である。
（5）
，
（6）・
式に おい て， 左 辺の ρMma．／pMy を ρMma．／ppMy （
