【論 文
l
UDC ：624．
078．
014．
27 ：624．
04 日本 建築学会構 造系 論 文 報 告 集 第 362 号・
昭和 61 年 4 月支 管
よ り
曲 げ
を う け
る
角
形 鋼 管 分 岐
継手
の
局
部
耐 力推 定 式
角形 鋼
管
T
形 分岐継 手
に関
する研究
3
正 会 員 正 会 員田
金
渕
谷
基
嗣
＊弘
＊＊1．
序角 形 鋼管の無補強
T
形 分 岐 継 手 （Fig，
1
）が支管か ら 曲 げモー
メ ン トを受け る場 合の挙 動 を調べ るた め，
文献 1 ）で は主管・
支 管の部 材 寸 法 比お よび溶 接継目詳 細が 継 手 性 能に与え る影 響につ い て検 討し た。
その結果，
主 管 と支 管の 断面 寸 法比に応 じ てFig．
2に示 す 4つ の特 徴的な破壊モー
ドが観 察 され た。
す な わ ち，Mode
1：主管フランジ曲げ崩 壊Mode
2：主 管ウェ ブク リッ プリング Mode 3：支管局部座 屈 Mode 4：溶 接 継目破 断 で あ る。
ま た，
すみ肉 溶 接継目の寸法が継 手の耐 力に影 響を与える ことを明ら か に し た。 文 献2）では主管あ る い は支 管 が 長 方形鋼管の場 合につ い て継 手 耐 力に与え る せい と幅の比の影 響 を明らか にし た。
本 報 告で は，
こ れ ら の実 験 結 果を基に， 各 破 壊モー
ド を対 象に し た耐 力式 を 提 案す る。
角 形 鋼管T
形 分 岐継 手 の モー
メ ン トコ ネク シ ョ ンの耐 力式につ い てはこれ まで に もい くつかの 提 案が ある．
Korel・
El−Zanaty・
Brady3｝は不 等幅継 手 （
b
／B
＜1）の実 験 結 果の回帰分析に よ り 耐 力 式 を誘導して いる が，
限 られ た部 材 寸 法 比の実 験結 果に基づ いて い る た め一
般 的な耐 力式とは なら ない 。 主 管フ ラ ン ジ曲げ崩壊 （Mode 1） を対 象 とし た 研究は ，Jubb
・
Redwood4
）が
Yield
Line
Theory に よる解 析が耐 力 評 価に有 効で あ ること を示 して以 来，
多く の研究者に よっ て行わ れ て いる．
文 献 5）に は Loo お よびMouty
の耐 力 式が紹 介さ れ て お り，Wardenier6
） も独 自の耐 力 式 を提 案して い る。Wardenier61
はまた，
主 管ウェ ブ を 柱に置 換え， 柱の座 屈耐力よ り主 管 ウェ ブ クリップリン グ （Mode 2）破 壊す る等幅 継手 （b
／B ＝
1）の耐 力 を求 め る式を提 案し て い る．
しか し，b
／B ＞0．
85の不 等 幅 継 手 につ い て は耐力式は示さ れ て お らずb
／B ＝
0．
85とb
／B −
1の時の値 を直線補間す ることにより耐 力 を求め て い る。Szlendak・
Br6dka
η は すべ て の b／B につ い て 適 用 可 能な耐 力 式 をYield
L
三ne Theory に よ り誘 導し て い るが 式の 形 がや や複雑であ る。
Wardenier お よびSzlendak・
Br6dka
と も 計算 値は実 験 降 伏 耐 力と最 大耐 力の間に ありb
／B
〈1の継 手では結 果 とし て か な り大 きい 塑 性 変 形 を 許 容す るこ とに な る。一
方，Mang ・
Bucak・
Wolfmtiller5〕は 多 くの実 験 結 果に基づ き， 降伏 耐 力 を対 象とし た計算図表を提 案して いる が，−L一
般 的な 耐力式は示さ れて い な い。
本報告で は
，
各破 壊モー
ドにつ いて解 析 的に耐 力 式 を 誘 導 し た後，
実 験 結 果と比較し，
統 計学 的 な立 場 より修 正 を加え，
使 用 限 界 状 態に対応す る降 伏 耐 力の評価 式 を 提案する。
また，
b／B の比 が 大 きい継 手を対 象と して， 既報S）の角 形 鋼 管 柱ラー
メ ン接 合 部の局 部 破 壊 耐 力 式 を 基 に し た最 大 耐 力 評 価 式 を提案す る。TO
⊥ 下 m ⊥TIo
」
巳
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昌 謁 ： 絽 亠 吐 トー一一一一一一
1300Fd →〔
〕］
A 本 論 文は 昭 和 57年，
58年の 日本 建 築 学 会 大会 学 術 講演 梗 概 集お よ び 1984年の国 際 溶 接 会 議年 次 大 会で発表し た論文 （IIW Doc．
IV−
563−
84） を基に新た に検 討を加え た もの であ る。
＊ 神 戸 大 学 助手・
工修輯
神 戸 大 学 教授・
工博 〔昭和60年10月8日原 槁 受理）圃
Fig
，
1 Test specimen歯
MODE1
喞
亠
MODE2
亠
MODE 5亠
MODE 4 Fig．
2 Typlcal faiLure modes
2．
主管フラン ジ曲げ崩 壊 型 （Mode1
）の耐 力評 価 角形鋼 管分岐継手の主 管フ ランジ が曲 げ崩 壊 する場 合，
主 管フ ラン ジ を平 面 板とし て取り扱い， Yield LineTheory
に基づ く平 面板の崩壊 荷 重が継 手の耐 力を評 価 す るの に有効であること がい くつ か の研究4圃 で報告さ れ てい る。
こ こ で は，Jubb
・
Redwood4
） と同様Fig．
3に示す崩壊 機 構 を 仮 定し，
主 管フランジ板の崩 壊 荷 重を求め た後，
正 方 形 支 管 をもつ既 報1｝の実 験 結果 と 比 較検討 し，
統 計 学 的 立 場より修 正を加え降伏 耐力の評 価 式を提 案す る。 さ らに， 提 案し た耐 力 式が長 方 形 支 管 をもつ 継 手1〕お よ び諸 外 国の実 験 結 果3）・
5｝・
7）に も適用 可 能 で あ るこ と を示 す。
2．
1 崩 壊 荷 重崩 壊 機 構を
Fig．
3に示 す。
図の破 線 は Yield Line を示す
。
支 管よ り加え られ る曲 げモー
メ ン トM
に よっ て 支 管 圧 縮 側および引 張 側フランジ近 傍のYield
Line
位 置で A だ け変 形し た状 態 を考え る。
外 力のな す 仕事は 2A・
・
・
・
…一 ………・
…・
・
…・
・
（1）Wout’
＝M
θ＝M
de 内 力の なす仕 事は 吼．＝
Σ］M
ρ嶇 ‘一
・呻 悲
・i
，）
＋ 2詈
註
1
詳
）｝
…
（・） こ こ で， Mp は単 位 長さ当り の板の 全 塑性モー
メ ン ト （＝
1／4σ製。Ti），1
‘お よ び θ，はヒ ンジ長さ とヒ ンジの回 転角で ある。
外 力の なす仕 事と内 力の なす仕 事を等 置し，
パ ラ メー
タ x をM が最 小に な るよ うに選べ ば （3） 式の崩 壊 荷 重が得られ る。
illll
−
1＋ ・β（
β ＋2VFff
1−
a）
・
・
・
・
・
・
・
・
……・
……
（・） こ こで，
α＝be
／Be
β＝dε
／Be
Mo ニ2BeM
ρ 支管が正 方 形 鋼 管の場 合は笥
一1
＋・・（
α＋2vr
＝ff
1−
a）
…・
………・
…・
…
（・・be
，Be
お よびde
はYield Line の長さ（以 下，
有 効 幅 ） で，
これら の値には す み肉 溶 接 継 目の寸法 お よ び 主管のπ
置
F
マワベ ：冫弓’
甚
口
i
ビ ゐ扉 乙 こゴ網
Fig．
3 MechanisrnL
bL
鵬
調
曙
b
・2L
ト
ー−
Be
＝
B
−
2T
→Fig
．
4 Effective width for Mode l type failureア
ー
ル部が影 響す る。
こ こ で は主 管の有 効 幅 Be は文 献 4） と 同 様 主 管 内の り寸 法 （＝B −
2T ） と し，
支 管 有 効 幅be
と してFig．
4に示 す 次の 3種 類 を考え る。 bf：支 管 幅 （＝
b）bS
：すみ肉 溶 接 継 目の重 心 間 距 離 （＝b
＋2／3 L） 埓 ：すみ肉 溶 接 継 目の止 端 間 距 離 （− b
＋2L ） こ こ で，
L は すみ肉 溶 接 継 目の脚 長であ る。 文 献4）で はbf
と δξを用い て崩 壊 荷重の計 算が行わ れて いる が，b
ξを使用す る 場合， 支 管幅が主管 幅に近 づ く と計算値は継手耐力を か な り過大評価す るこ と を報 告 して い る。 ま た，
文 献5
）で紹 介さ れてい るMouty の式も有 効幅と して 醵 を用いている。
2．
2 有効幅の決定 すみ 肉溶 接 継 目寸 法 を考 慮し た崩 壊 荷 重と実 験 結 果 を 比 較 する た め，
主 管と支管の組み合わ せ は同じです み肉 溶 接 継 目の 寸法の み を変化さ せ た文献 1）の実験結果を Table 1に示す。 Table 1に示し た グルー
プA，
C ，
D，
L，
お よびM
の供試体は す み肉寸法に関係な く すべ てMode
1で破 壊 して いる。Table
1中My
は降 伏 耐 力で，
支 管 端の荷重一
変形 関係にお け る接線剛性が初 期剛性の 1／3 に な る時の荷 重と定 義 し てい る。
M 。
i，M 。
2 お よびM 。
3 は有効 幅be
と してbf，
b
；お よびbS
を 用い た時の値で ある。
計算に際し て は， 鋼 管の降 伏 点 σsc お よび すみ肉 溶接 継目の脚 長L
に実 測 値 を 用いた以 外はすべ て公 称 寸 法に よっ ている。
Figs．
5 （a）〜
（e）は各グルー
プ ご とに M，2， M。3 お よ びMy
とすみ肉 脚 長L
との関 係 を 示して い る。 縦 軸は各 Table l Effect Qf weld size （Mode 1＞〔］rOUpSp
。
dme囗
MyM 。 1 M。
2 Mc、
tf
・
m〕 〔tf・
m， AS20−
33／0，
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D／4 SZO−
35／0．
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Q／6 SZD−
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560．
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720．
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750、
BOO、
83o 渇 7LOOl．
13 匸 SZD−
∬ ／0．
65−
LO ／4 5ZO−
35〆0．
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上．
0／6 S2D−
35〆0．
65−
LO ノ 0，
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5LL44Lb81．
go DS20−
55〆0，
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LO ／ SZD一
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LO 〆 1．
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42／0．
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4Z 〆0．
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｝ 〔c ｝ （d） Fig．
5 Relationships between strength and leg length of 正illet weld2
．
OM 1b ／B
胃
α632．
OMM 則 1．
b／BiO75 20M 20b ／B＝
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1ρ グルー
プにおい て， すみ 肉溶 接 継 目寸 法が最 小 （の ど厚 a＝ 4mm ）の供 試 体の降 伏 耐 力 ある い は計 算 値 M（a−
4］で 除し無次元化して い る。
図より M，3 は支 管 幅と主 管 幅 の比が大き く， すみ肉 溶 接 継 目寸 法が大きい場 合，
耐 力 を過大 評 価する こ と が分る。一
方，
M、：は支 管 幅と主 管 幅の比に よ らず，
実 験 結 果の傾 向を 良 く評 価して いる。
実験 値と計算 値の相 関係数 γ はMb − M
。t，My− M
。2お よ びMy − Mcs
で それ ぞれ γ・O．
969 ， 0．
984お よ び0．
971 で， M。
2 を使 用し た場 合が最 も相関が高い。
以 上の こと より，
主 管フランジが 曲 げ崩 壊 する場 合の 降 伏 耐 力の評 価に，
有 効 幅と してBe ＝B −
2T
，be＝
b ＋2／3L を用い る の が有 効で あ る と判断で き る。
2．
3 耐 力 評 価 式Table
2 は文 献 1）に お い てMode
lで破 壊 した正 方 形 支 管を もつ 供 試 体34体につ い て， 実 験 値My， M 、 と計 算 値 Me2 を示して いる。 Fig．
6に My とM ，2 の関 係 を示す。
すべ て の供試体に おい て計算 値 M。 、は降 伏耐 力My
よ り高い が，
両者の 間には 高い相 関 関 係が あ り，
相関係数 γ＝O．
98
で あ る。
Fig．
7はMma）
、
と’
M
，，の関係 を示して いる。
数体の供 試 体を除き最 大 耐 力は計 算 値よ り大き く，
両 者の相関 係 Ta厨e 2Comparison
between test a皿d predicted爬sults for Mode l type failureα
60657a
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0 ／ ノ 7
71
1
・
．
002
2S
5 6 ！ 6
4
h
9 0
〆 〆
〜 ！
．
OD
O
口
4 匸匚
IL フ一
．
．
．
67
8
呂
ε
OOO
O O 〆 〆 ノ 〆 〆 5
2
2
2 Z Z
4
4
4 4
T
一
一
一
一
55
5
S
5 L
2
2
2
Z S
sS
5
S 6
5
4
6
9 ！
〆 〆
〆
ピ O
O
O
O
Ω l
l
1
1
犀
一
一
一
．
幽
S7
5
5
ヨ 568
8
8 0
0
0
0
0 ノ ！ 〆 〆 〆 OOO
O
O 〜 55
5
5
一
一
．
一
■
OOOO
O 3 三
き
3
3 S S
S
S
S b
6 〆 〆 7
76
5D
O
一
匿
875
6D
O 〆 〆 5
55
5
．
．
OU5
5S
5
曾
Noし measuved」
n匸
LL川
ax塵
…剛
IP・
ld
carrylng capa：
1し
y9 12 15 卻DりPM L佃 湘 （e） 数は γ
＝
0，
79でMe − Me2
の場 合よ り悪い。 これ は，
本 研 究で の解 析に は主 管フ ラ ンジの面内力および材の ひず み硬 化が考 慮さ れて いない た めであ る。 Table 2 に各 供 試 体の 鰯 とM
。 ：の比を示す。My
／M
。2 の比は O．
46−
O．
88の間にあり，
平 均値＝
0．
64，
変動係 数＝
O．
14で あ る。 そこで，
（3 ＞式にMs
／M
。t の平 均値 を乗じ た （5
）式を 砥 の耐 力 式と す る。‘
IIXa
−
・．
64［
1・ ・β（
β ＋2VFff
1一
α）
ト
・
…一
（・）b
十2
／3L
こ こ で，
a・
：
：
B−
2Td
十2
／3L
β
＝
B
＿
2T（
B − 2T
）T
’ σ ycM
。＝
2
Table
2
に計 算 値M
，yi お よびMy
／M 。
y，の 値 を 示 す。
6
4
（
忌
←
）
、 Σ2
oO oOo 。げ
◎01
一
0
2
4
6
8
Mc2
〔t
↑m ）Fig
．
6 Comparisonbetween
My and Me2Ese
吾圭
6
4
2
0
2
4
6
8
Mc2
（ttm
）Fig
．
7 Co皿parison between Mmax and MetFig
．
8はTable
2に示す34
体につ い て実 験 値 と 計 算 値 の関 係を示す。
図の縦 軸は （5 ）式の左辺の分 母 M。で 除 した無 次 元 耐 力，横 軸は a で あ る。 図 中の 実線は （4） 式を，
1点 鎖 線は （5）式の耐 力 式を示して い る。
同 図 に は文 献 1 ）で報 告し た供 試体の う ち，
MQde 1以 外で 破 壊した不 等 幅 継 手 （b
／B
く1）の結果 もプロ ッ トし て い る。 そ の中に は （5 ）式で は計算 不 可 能な a ≧1．
0の 供試 体の結 果も含ま れ て い る。
図 より Mode lで破 壊し た継 手の降 伏 耐 力は （5 ）式に よ り十 分な精 度で推 定さ れて い るこ と が分る。 ただし，
α≦0．
6
の場 合の耐 力は や や安全側で，
α≧0．
85の場 合はや や危険側で評価 され るもの が多い。 0．
6〈α＜0．
85の 19 体につ い ては，My
／Mey
，の平 均 値；
1．
OO，
変 動 係 数＝0，
079
で推定精度は良 好で あ る。 α≧O．
9の供 試 体は主 管フラン ジ が曲げ崩 壊 す る 以 前に他の 破 壊 形 式で耐 力が決 定し
た た め，
降伏 耐 力は計算値より低い。 2．
4 既往の実験 結 果との比 較Table 3に支 管が長 方 形 鋼 管で
Mode
1で破壊し た供 試体の実 験 結 果2 〕と （5）式の計 算 値 を 示す。Fig．
9
に 実 験 値と計 算 値の 関 係 を 示す。
図の 縦軸お よ．
び横軸は （5 ｝式の分 母 M。で無 次元化 し てい る。
5体の 砥／ Mcyiの平 均 値一
〇．
90， 変 動 係 数＝0．070
で （5
）式は支 管のせい と幅の比が 1，
0〜
2．
3の もの に適 用 可 能である。
Tables
4，
5お よ び6にKorol
（カナダ ）3），
Mang
（ド ィッ）5 ）お よ び Szlendak （ポー
ラン ド｝7）の 実 験の う ちMode
l
で破 壊し た供 試 体の諸 元およ び実 験 結 果，
計算 値 を 示す。
実験値と計 算 値の比 較 をFig．
9に示 す。
計 算に際し，
すみ肉 溶 接 継 目の脚 長L
は実 測 寸 法が与え ら れて いない の で，
の ど厚 α が支 管 厚t
に等しい と し，
L ＝
厘 tと仮 定し た。
Sziendak およ びMang
の実 験に は筆 者らの 実 験に使 用し た角 形 鋼 管よ り小さい断 面も使 用さ れ てい る が，
実験 値は （5） 式に よりα が大きい 範 囲では 過大 評価，
α が小さい範 囲で は過 小 評 価さ れ るTable 3 Compalison between test and pTedicted results for specimens with d／b＞1
．
0 （Mode l）S ρ 軋
皿
en Ny にf 門oy1皿
〕 彑 MG Lα
R20−
33／0，
5−
O．
75／2．
O孟
．
1監L130，
980．
57 R20−
33／O，
5−
L．
D〆2，
0o．
951．
09o．
970．
5E R20−
3コ／D．
75−
1，
0／L．
32．
152、
2ら0、
95o．
83 艮20−
33〆O、
75−
1．
O／L72．
643．
ユ50．
84o．
83 R20−
33 D 75−
1．
02．
34．
375．
170．
950．
B3Table 4 Comparison between Korol test results and predicted results for specimens with Mode l type failure
巳 XDXT b
涯
d 穐 σyC 凹y 酬yo1 国Oy2 SpeG茜
men 〔珊
GhllK5 ⊥〕 lk↓ 工nch ， α ⊥Mc 1 虹Mじ
2 No．
1No．
3No，
55x6x3 〆1610ズ
LOx3〆85苫
邸1μ 5冗
冗
5×
1／46 6℃／155 巧 x1／457．
558．
853．
61772732521522023629 巳・
16ε O．
870．
620，
日71，
161．
350．
701．
81｝
1，
52 Table 5 ComparisQn between Mang test results and predictedresults ｛or specimens wlth Mode 1しype failuie
B
＝
DIT bXqXt M Mcyl 2 σ c轟
轟
SpeCLmen CNノ） 工
， CKN
m ｝
己
己
2720Mt20Dx6 160x160x4 100t10Dx］ 6口x60x474 嚊 133147179717100 92 0 741磊驪
゜LBETable 6
CQ
parison between Szlendak test results and prE．
dicted resul ヒs 正or speclmens wi重h Mode
l
type failure日
KDXT脅
bκ
d頁
びσ
o駈
yL門
G2 ⊥
且
SFeoi
岡
e口
〔
〕 匸N／
〕 iKN
鵬
〕敬閭
匸
乙Mr2
Aloo
−
o．
5−
L5 とD3x100
丶
450x75K4 544L，
51．
67一
D．
57L．
08一
ALDO
−
O、
了
5−
L．
」 L口2凩
10Lκ
475×
77同
4 3i3z．
5 ヨ．
262．
69o．
B5o．
η 0．
91汽
田 ロー
o．
乃一
し
5LO4xg ∋K475と
n4頁
‘．
ユ 3364．
35．
ユ34．
5且o．
日2o、
8LD、
，
5 A100−
O，
75−
2、
OPlxggx475M52xq 3ユBa．
D8，
245．
6Lo，
巳3o．
97L．
21 AL50−
0．
5−
L．
5L49κ
．
49阿
4、
1 乃匡
u4閏，
2 29B2、
22．
20’
o．
551，
00■
A150
−
0．
75−
1．
0L52臠
L49叫．
LLO7κ
：
L4て
4．
1 2BB2，
43．
ユ
9一
o．
77o．
75一
《
150−
D．
乃一
し5LqgZ回
3精．
U1其
乙7 乙xく
．
1 29］ 5．
0 臥955．
5日o．
82囗．
7z0，
90 A150−
D．
75−
2．
ロ L4ヨKL50 囘．
UIK22 ヨ褐
L 3017 210 斗132 フ082069o 邑7鴨
；
H拿
菖
5a「
，
e口
dよ
皿
eに
5L口
n
傾 向に あり， 筆 者らの実 験 結果 と 同様の傾 向を示し て い る。
い ずれ の場合も推 定 精 度は良好で，
（5 ）式 は 主管 フ ランジ曲 げ崩 壊 型の継 手の耐 力式と し て有効で あ る。3．
主 管 ウェ ブ クリップリング型 （Mode2
）の耐力評 価・
3．1
耐 荷モ デ ル 主 管ウェ ブ ク リップリン グ型 （Mode
2）、
の 破 壊は等 幅 継 手の場合だ けで は無 く，
不等幅 継 手 で もb
／B
∫1−
O．
9の場 合に生じ る】〕。
・
こ こ で，’
／B
ノは主 管フ ランジの 平 板 部の幅 （＝
B−
4T ）である。
Mode 2で破 壊す る不 等 幅 継
手
の耐 力 評 価に際し，
支Fig
．
8 Relatbnship between tesしand predicted resu ［ts for all unequaL widthjQmts
Fig
．
9 Compalison between Ms and MeyiP
！2
P
！2
；
§
1
．
T
ケ
ロ ー⊥
『
トー・
B
−T −一
｛Fig
．
10 Analytical mode 亶forMode 2 Iype failure
le
−
Be
一
姻
一一
→ X6
砧
qxFig
．
11 Effective width of chQrd web 管圧縮側フ ラ ンジ直下の主 管フランジ お よ びウェ ブを厚 さT
， 有 効幅B
。の断 面を もつ は りお
よ び柱と考え ，Fig．10
に示すフ レー
ム モデル を考える。
こ の モデル に お け る仮 定は次の とお り で あ る。1） 有 効幅
B
。 ：文 献2 ）で主 管ウェ ブを弾性基 盤，
主 管 上フランジを弾性 基 盤 上の はりと考え， 支管か ら う ける曲 げモー
メ ン トを偶 力置換し た集 中荷 重が は り に加 わ るものとし， そのた わみ曲線よ り主 管 ウェ ブの管周方 向平 均ひずみの 管軸方向分布を求めた。E
・
一 、（会
宅
筈
）h （・ ・s ・・・・・… ）・
………一
（・） ここ で，
λ＿
・6
の一
T｝（B− T
）Tt
弓 男
・ ・ヤ・ グ係 数 （7
＞式のひずみ分 布より応力 分 布を求め （ax＝
Eεx），Fig．11
に示す方 法に よ り有 効 幅 を 求め る。・・
一
纛
μ
・・一
・’ （B −
『
） 272・
・
……・
（・ ） （8＞ 式 を 誘導す るに際し， 主管が長 方 形 鋼 管の場 合 D＝B
と仮 定 し た。 これ は，
主 管が長 方 形 鋼 管の場合 ， 主管 下 部は ほと ん ど変 形し て お らず，
主 管せ いD
が継 手 耐 力に関 与して いないとい う文献2
）の実 験結果に基 づ いてい る。
2
） は り お よ び柱 長さ：はり長さは主管フラン ジ の管 厚中心間 距 離 （B −
T）と す る。 柱 長さ は主 管ウェ ブの 管厚中心間 距 離と す る。 た だ し，
長 方形鋼 管の場合はD ＝B
と仮定 する。
した がっ て柱 長 さ は主管の形 状にか か わ らず （B −
T ）と な る。 柱脚は ピン支 持と す る。
3） 荷重 ：荷 重は支管か らの曲げモ
ー
メン トの うち 支 管フ ランジの み が負 担する分を 支管フ ラ ンジ中心 間 距 離 で除し偶力置 換した文献2）の修正局 部 荷 重 を考え る。
P
一浩 髪
・
・
…一 ・
・
…・
・
……・
……．．
．
．
（，） ここで，
Z ：支 管の断 面 係 数Z
ノ：支 管フ ラン ジの みの断面 係 数 さ らに支管フランジコー
ナー
部に応 力が集 中す るこ と を 考慮し，
柱 位置より距 離 e の点に P〆2の集 中 荷 重が加 わ る もの とす る。
Fig
．
12 Loading point3
．
2 耐 力式の誘導は り位置よ り 2／3T だ け下っ た主 管コ
ー
ナー
の アー
ル部 端部に相当する位 置が （10） 式の条 件 式 を 満た す時 を柱の耐力 と考え る脚 注n。
A
（
M
，M
．）
＋（
叢
）
2− 1− 一 ………・
……・
・
…
（10＞ こ こで，M
． ：柱の全塑性モー
メ ン ト（＝1
／4B
。T
： ayc）Ny
：柱の降伏軸 力 （＝
B．Tay
。）M
，：柱の曲 げモー
メン トN
：柱軸 力 （＝P
／2）（10）式中の 第1 項の係数
A
は， 面 内 力に関して求め ら れ た有効 幅Be
を曲 げ材につ い ても適 用す ることに対 する補 正の意味をもっ てい る。ヒ ンジ 発生 位 置にお ける柱の曲げモ
ー
メ ン トは次 式で 与え ら れ る。
・・
− 31B
− 3
器
（B −
e）θP …・
…………・
・1
・） ここ で，B
；B − 7¶
文献1）で報告し たよ うに
，Mode
2で破 壊す る不等 幅継 手の耐 力には すみ肉 溶 接 継 目の寸 法が影 響 する。 そ こ で，
不 等 幅継 手の場 合の フ レー
ムモ デル の荷重位置と してFig．
12に示す3
種 類 を考え る。el ：支 管 厚 中心位置 （； （
B
−
E
｝〆2）el ：すみ肉溶接継 目重 心 位置 （
＝
（万一b
）／2− L
／3
）e3 ：すみ肉 溶 接継目の脚 長 中央位置
（
；
（B −
b
）／2−
L／2） （11＞式 を （10） 式に代入 し，
3種類の 荷 重 点位置につ い て．
Table
7
に示す7
体の 不 等 幅 継手の 実 験 値Pi
」y （＝
1鴫Z
ノ〆（d −
t）Z
） と計算値 P の相 関が最 も高く な る ように （10
）式の係 数A
を決 定す る。
その結 果，Mode
1の場合と同様に荷 重 位 置と してすみ肉溶接 継目重心位 置 （et＞と仮 定し た場 合が実験 値と計算値の相 関が最も 咼 い。
この時A
＝O．
372で ， 耐力式は （12
）式と な る。
舞
・・
952・恥
・・T…．
372）一 ・・…
・12 ・ 脚 注1
）塑 性ヒ ンジ発 生 位 置をコ
ー
ナー
端 部 とし たのは，
対 象と し た 角 形鋼 管の コー
ナー
部は冷 間成 形に よる加 工 硬 化の ため 降伏 点 が 高く，
コー
ナー
部で は降 伏し ないと 考え た か ら である。
一 97 一
こ こ で
，B ＝B − T
T。＝TIB
η；
1．
2 （1−
3／2To
）（1−
eo）eoB −
（b
十2／3L ）・
eo＝
＝
−
2B（12）式 を誘 導す るに際し， 主 管 素 材の 降 伏 点 σyc お よびすみ肉 溶 接 継 目の脚 長
L
に実 測 値を用いた 以外は すべ て公 称 寸 法に よっ てい る。
（12｝式を支 管 端の モー
メン ト表 示に改た め る と一
M… 一 。．
9S2Al ，・＋（T。／・．
372） ・ β2（d −
t）σy，一
・E
易
…………・
…・
・
………
（13）等 幅 継 手 （
b
／B ；
1 ）の場 合は， 軸 方 向の み に よ り柱 が降伏する時 を継 手の耐力と考え る。
すな わ ち，
（12
） 式および （13）式に おいて eo＝O
と置く と （14
）式およ び （15）式が得られ る。
』
・ 一 2．
56Tl ・・，
＿＿．
．
．
＿＿・
…・
・
……・
・
…
（14
＞ B2σyc諸
、」
J
．一
・・
5
・・・f22
・
・
………・
・
……’
（15） 3．
3 実 験 結 果との比較Table
7に正 方 形支管を も ちMode 2で破 壊 し た文 献 1）， 2）の供 試 体の実験 結 果と （12）式一
（15
）式による 計算値を示す。
Fig
，
13に不等 幅継手の実 験 値P，dV と （12 ）式の計 算 値Pcy
の関係を示す。
図 中の破 線は誤 差が対数 正 規 分 布 す る と仮 定 し た 場合の 95％ 信 頼で PLry／P
。y＝
O．
84〜
1．
19であ る。Pv
，／P
。y の変 動 係 数＝
O．
074で耐 力 式は 実 験 値を精 度良く推 定して いる。Fig
．
14は等幅 継 手の実 験 値と （14
）式の計 算 値の 関 係を示す。 耐力 式は実 験 値を や や 過小評価する傾 向にあ る が，
正 方 形 主 管および長方 形主 管の供 試 体 11体につ い てのPuy
／P ，
y の平 均 値；
L14，
変 動 係 数＝
o．
085でTable 7 Comparison between test and predicted results
for specimens with Mode 2 type
failure
晦 PcyZfMc γ z 並 Speci皿en 〔tf
・
n〕 〔tf〕 z 〔tf・
阻〕 阨y2 S20−
35〆0．
89−
LO 〆62．
8213．
10．
7aZ，
840，
99 S20−
3310．
88−
1，
0／95．
48 ユ4．
20．
783，
Q8Ll5 S35−
59／0，
86−
LO／910．
4226．
60．
77LO．
05Lo4一
R35−
15−
5610．
83−
LO 廊5−
k5−
45／0．
83−
1．
OL922．
9615，
820，
90，
790，
502．
ll 玉．
110．
9hO．
95一
R35−
15−
5〃O．
83−
LD4 』029．
40．
814．
260，
94R5D
−
ZO−
4区／0．
88−
LO3．
6816．
50，
783．
631．
Ol s20−
33／1．
0−
Lo ／4 S20．
35／1，
0−
1．
0〆9 Sl〜−
25／1．
O−
1．
0／6 S25−
42 ／1．
O−
1．
0／6 S50−
50〆LO−
LO ／6 S50−
50／1，
0−
1．
0／9一
略 5．
15・
56／1．
0−
LO 5．
496．
853，
378，
84L2．
89 紅Z．
004．
40 zo．
420．
418．
122，
930．
030．
ol9．
ア 0，
770．
770．
780．
770．
770，
770，
78 5．
上45．
145．
537．
2611．
451L．
453．
68 LO71．
33LO21．
221．
12L．
05 鼠．
ZOR55
−
L5−
45 〆LD−
LO5．
6126，
8O．
794．
呂9L．
15 亘55−
15−
5ア〆1・
o−
Lo R50−
20−
48 〆LO−
LO−
R15−
10−
4〃LO一
ユ．
06．
797．
240．
8054．
623．
6 6．
50．
800．
〃 o．
776．
166．
ρ30、
791．
lol，
201．
02一
98
一
Table 8 Comparison between test and predicted results for speci皿ens with d／b＞1
．
0 （Mode 2）HyPcy Mcy2 Specimen 〔tf
・
m） 〔tf） Zf7 （tf『
m） 彑 Mc γ Z R20−
∬／L．
0・
LO／1・
5一
郎5−
i5−
56／1．
O−
1．
O！1．
7 亘55−
15・
56／1・
0一
上・
。／2・
5 R55−
15−
57ハ．
0−
LO ／L7−
R35−
L5−
5〃1．
0−
LO ／2，
3 u．
989．
601 ア，
6016．
9129、
85 20，
519．
819．
854，
634．
6 D．
7〜 o．
670，
580，
680．
59 呂．
187，
36U．
9512．
5020．
40 1．
461．
30L ヰ81．
551．
46TabSe g Comparison between Szlendak results and predicted
results for specimens with Mode 2 type
failure
馬PECLm
ビ
R5X 酷κ
P レ瓦
d凪
い
0γ
C 町 Pし
γ ；f τ 堕 lK匿¶
｝ L 閏c｝’
z 〔｝ 〔即
旧
剛
：
〔K閃薗
〕〔KN 〕 へ10D・
1．
o．
L、
Pハ へLoo．
且．
D・
1Pμ A100
−
LO・
L．
5∫5 ALoo・
L、
囗一
三．
o／2酎
50一
ユ．
o．
L．
o∫z昌
L5ロ
・
LO−
L5／2 院150．
監
．
o．
z．
o ’L 104メ
LOOス
d田
聖xLoo
じ
舶糾
．
LIo5Uu 匚D5x10Px4150瓦
1〜PA4．
邑 匸5D瓦
LsL14．
LL4 雛L5監匹
41 99xlD三畑 四翼
lo且AolO1 刈53糾 99xLgs】
匹
4．
LL501 5D見
4．
LL521325x4150x5DOx4 54454451q54229B凸
4279 77．
5LZ 澗 5L430曝
7 70．
電565、
64 喝o．
9B65．
5巳 ア0 9567、
5［ 65．
7L o．
7冨 D、
75D．
690．
6卍
D．
770．
690、
61 印．
9L 縋 22L5．
ZB20 5玉 L5．
45 ：L．
78 〜且．
75 o．
1
ヨ o．
即 0 9LLJgL．
04L．
59L．
4巳
喞
He己
3Uied dlmen5］DD 丁。bl。10 C。即 。 ，i、 。 。b・tw・・n M・ngt ・・t・e・・lt
… dp・edi・t・dresults for specime 皿s with Mode2type 正ailure
BKD×T bKdXt σ cM 盟 2
＿
聖＿
Speoi皿en 〔 工 〔四／ 2 ） lK層両 闘c 2 1己
1e3ユ
4a64 工20Xi20×3．
6 ユ00xユoox32Qox200x6160x160x4160Nao ×4 L2DXLzox3．
6 100x100乂
］ 180×180×
6L40x140K4140x140×
4 ユ32314367320356ユ32 5．
53L58，
58，
9 9．
421．
4Q5．
03 1．
10 32」O O、
987．
96 0，
95 臼、
日6 0．
95 推 定 精 度は良 好で あ る。
Table
8 は既 報の 長 方 形主 管を もつ 等 幅継手z〕の うち 支 管が長 方 形 鋼 管の場合の実 験 結 果と （14＞，
（15）式の 計 算 結 果を示 して い る。
5
体の実 験 値と計算 値の比M
，／ M。y、は 1．
30〜
L48 の間にあり，
長方形支 管の場 合，
耐・
“ b・
x・
“（
甲
m）
遣
あ
o；Pcy
／
6
）℃（B
−
T
） 2 ｛xiO’
2）Fig
．
13Comparison
between
p，ts and pcy for unequalwidth
joints
羣
5
窟
4
罍
：
0
1
2
3
4
5
PcY6rc
（Br
「ヂ
ぐx1σ2）Fig
．
14 Compalison between Puv and Pcシ
正or equal widthjoints
Fig
．
15
Relationshipbetween
test and predicted results forjoints
with Mode l and Mode 2 type failure 力式は実験 結 果 を過 小 評価する
。
Table gお よび
Table
lOにSzlendak7
）および
Mang5
｝ の実 験の う ちMode
2で破壊 し た供試体の諸 元お よ び実 験 結 果，
計 算 値を 示 す。 Szlendak の実験の う ち鋼管断 面 が 筆 者らの実験よ り小さいもの （ロー
100
×100×4）に つ い ては，
耐 力 式は実 験結果を過 大評 価 して い る （後述） が，
そ の 他の 供諌
体に つ い て は筆 者らの 実 験 結 果（
Tables
7，
8） と 同程度の精 度で耐 力 を評価して い る。
ただし，Mang
の不 等 幅継手の耐 力 算 定に際して は，
す み肉 溶 接 継目の脚 長をL−
・vii
’
tと仮 定し た。
3
。
4不等 幅継 手の耐 力 評価
Fig．15
はMode
1 あ るい はMode
2で破 壊し た 正方形 支 管を もつ 不 等 幅継手の実 験 結果と耐 力式の関係を示 し てい る。 図 中の 1点 鎖 線は
Mode
l
の耐 力式，
数本の 実線は主管の 幅 厚 比B
／T をパ ラメー
タ と するMode
2
の 耐 力の 近 似 式雛 2｝である。
同図 よ り，
Mode1
の耐 力 式で は過大 評 価と なっ て いたMode
Z
の実 験 結 果が良く 推 定で きて い ること，Mode
2の耐 力式は横 軸a÷0．
8
でMode
lの耐 力 式と ほ ぼ一
致しており，
Mode
2
か ら Mode 1へ の破 壊モー
ドの移 行が良く説 明で きて い るこ と が分る。
ま た，
Mode 2の影 響が あ る た めMode lの 耐力式で は過 大 評 価となっ て い た a＝
O．
85〜
O．
9の供 試 体の耐 力は （5 ）式の Mode1
の耐 力 式よ り も （13）式 の Mode 2の 耐力 式に よ る方が推 定 精 度が高い。
Table
l1
はMode
1で破壊し た供試体の う ち α≧0．
85の もの にっ い て （5 ｝式の M。i お よ び （13） 式のM
。， と実 験 値My
の比 較 を示し たもの である。
My／M
，yi の平 均 値＝ o．
84，
変 動係数＝
o，
12に対し，
M。／M。suの平 均 値＝
o．
97，
変 動 係 数＝
O．
10であ る。
脚 注2）〔13）式 をM
。
y／M。−
a軸 上に表 示す るに際し，
Zr／Z＝
0
．
78，
2／3L ＋t・
・
2T と近 似し た。
対 象と し た供試体に つ い て は こ の近似による誤差 は小さい。
Table
4，
Table 5 お よ び Table6
のKoro13
｝ ，Mang5
，，
お よびSzlendak
η の 実 験 結 果に お い て，
α≧0．
85
の 供試 体につ い てM 。
s2 の 値を示 し て い る。Szlendak
お よびMang
の実 験 結 果で は （13
）式のMcy
，の方 が α聿0．
85
の場 合の 降 伏耐力を良く評 価 し て い る。
し か し な が ら ，Korol
の実 験 結 果で は （13 ）式は α＞0．
85の 耐 力を かなり過 小 評 価し ている （後 述 ）。
4．
溶接継目破 断 型 （Mode4
）の耐 力評価溶 接継目の破 断 （
Mode
4
）は BIT 〈 25 でb
／Bノ＞0．9
の場 合，
あるい は B／T ＞25 で もす み肉 溶 接継 目の 寸 法が小さい場 合に生 じ る％一
方，Mode
2の破 壊はB
／T
≧25
でb
／B
ノ＞O，
9
の場 合に生じ，Mode
2が 生じ る かMode
4が生 じる か は主と してB
／T の値に よっ て い る。
し たがって，
Mode 4の場合の支 管か ら主管へ の応 力の伝 達は基本的に はMode
2
の場 合と同じで ある と考 え ることができ る。 そ こで，Mode
4で破 壊し た供試 体 の耐 力推 定に （13）式お よび （15）式 を適 用す ること を 試み る。
Table l2に既報P
・
2｝の実 験で Mode 4で破壊 し た供 試 体の実 験 値My
お よ び計 算 値Mcy
，を 示す。
正 方 形 支 管 （S
シリー
ズ）の場 合，
BIT ≧22
の もの につ い て は，
等幅継 手およ び不等 幅継 手の 8体の My／M 。y 、の平 均 値＝
0．
95，
変動 係 数＝
0．
054
で （13） 式 ， （ユ5）式で精 度 良く耐力を評 価で き る。一
方，BIT
＜22
の場 合，
計 算 値は実験値を過 大 評 価して い る が，
5体の 脇 ／M 。sc の平 均 値＝0．
69，
変 動 係 数＝ 0．
081で実 験値と計 算 値の 相 関Tabte l l Comparison between Mtv
、
and Mcscfor
specimens wit ］1 a≧0．
85 Spe巳lmc皿 My Mcy・
Mcγz 〔tf・
m〕 MyMcyL⊥ Mcy2 α 520−
22／0，
75−
0．
67／b S25−
4Z／0，
8−
1．
0〆4 S25−
42／σ．
8−
1．
0／6 S25−
42／0．
B−
1、
0 ／9 S5D−
50／0．
85−
1．
0 ／4 邸0−
50／0．
83一
聖．
O／6 S30−
50／0．
83−
1．
0／9 2．
832．
002，
002，
402．
802．
803，
60 3．
382，
Zユ 2 2ε Z．
415、
855、
9Z4，
31 5．
20L96L992．
艮75．
205．
z43．
45 0．
840．
910．
88LOOo．
ア50．
7zO、
83 0．
88Lo2L じ11．
110．
880，
861．
04 0．
850．
島60．
860，
870．
890，
890．
go Table 12Comparison between test and predicted results
for specimens with Mode 4 type failure
Spec 洫en 図y 晩y2
