(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
建築や土木の分野において摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理を施した高力ボルト摩擦接合部の設計方法であって、
応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｌｂ（ｍｍ）、
添板厚をｔｓ（ｍｍ）、
すべり係数をμとすると、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（１）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（２）式を満足することを特徴とする高力ボルト摩擦接合部の設計方法。
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｌｂ＋０．２４  （１）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（１．３５×２×ｒ０）＋０．２４  （２）
但し、
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎ
前記高力ボルトが六角ボルトの場合：ｒ０＝ｒ２
前記高力ボルトがトルシアボルトの場合：ｒ０＝ｒ１／２＋ｒ２／２
ｒ１（頭部側）＝Ｄｈ１／２＋ｔｓ
ｒ２（ナット側）＝Ｄｎ１／２＋ｔｗｓ／２＋ｔｓ
ｅ１：応力方向の縁端距離（ｍｍ）
ｐ：応力方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｎ：応力方向の高力ボルト本数
ｒ０：接触圧分布半径（ｍｍ）
Ｄｈ１：トルシアボルトの頭部側座面径（ｍｍ）
Ｄｎ１：ナットの座面径（ｍｍ）
ｔｗｓ：座金厚（ｍｍ）
とする。
【請求項２】
建築や土木の分野において摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理を施した高力ボルト摩擦接合部の設計方法であって、
応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｌｂ（ｍｍ）、
応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｗｂ（ｍｍ）、
添板厚をｔｓ（ｍｍ）、
すべり係数をμとすると、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０、ｗｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（３）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０、ｗｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（４）式を満足し、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０、ｗｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（５）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０、ｗｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（６）式を満足することを特徴とする高力ボルト摩擦接合部の設計方法。
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（ｌｂ＋ｗｂ−１．３５×２×ｒ０）＋０．２４  （３）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｗｂ＋０．２４  （４）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｌｂ＋０．２４  （５）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×１．３５×２×ｒ０＋０．２４  （６）
但し、
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎ
ｗｂ＝（２×ｅ２＋（ｍ−１）×ｇ）／ｍ
前記高力ボルトが六角ボルトの場合：ｒ０＝ｒ２
前記高力ボルトがトルシアボルトの場合：ｒ０＝ｒ１／２＋ｒ２／２
ｒ１（頭部側）＝Ｄｈ１／２＋ｔｓ
ｒ２（ナット側）＝Ｄｎ１／２＋ｔｗｓ／２＋ｔｓ
ｅ１：応力方向の縁端距離（ｍｍ）
ｐ：応力方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｎ：応力方向の高力ボルト本数
ｅ２：応力直交方向の縁端距離（ｍｍ）
ｇ：応力直交方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｍ：応力直交方向の高力ボルト本数
ｒ０：接触圧分布半径（ｍｍ）
Ｄｈ１：トルシアボルトの頭部側座面径（ｍｍ）
Ｄｎ１：ナットの座面径（ｍｍ）  ｔｗｓ：座金厚（ｍｍ）
とする。
【請求項３】
建築や土木の分野においてフランジどうしを添板によって接続している高力ボルト摩擦接合部であって、
応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｌｂ（ｍｍ）、
添板厚をｔｓ（ｍｍ）、
すべり係数をμとすると、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（１）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（２）式を満足することを特徴とする高力ボルト摩擦接合部。
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｌｂ＋０．２４  （１）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（１．３５×２×ｒ０）＋０．２４  （２）
但し、
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎ
前記高力ボルトが六角ボルトの場合：ｒ０＝ｒ２
前記高力ボルトがトルシアボルトの場合：ｒ０＝ｒ１／２＋ｒ２／２
ｒ１（頭部側）＝Ｄｈ１／２＋ｔｓ
ｒ２（ナット側）＝Ｄｎ１／２＋ｔｗｓ／２＋ｔｓ
ｅ１：応力方向の縁端距離（ｍｍ）
ｐ：応力方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｎ：応力方向の高力ボルト本数
ｒ０：接触圧分布半径（ｍｍ）
Ｄｈ１：トルシアボルトの頭部側座面径（ｍｍ）
Ｄｎ１：ナットの座面径（ｍｍ）
ｔｗｓ：座金厚（ｍｍ）
とする。
【請求項４】
建築や土木の分野においてフランジどうしを添板によって接続している高力ボルト摩擦接合部であって、
応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｌｂ（ｍｍ）、
応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｗｂ（ｍｍ）、
添板厚をｔｓ（ｍｍ）、
すべり係数をμとすると、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０、ｗｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（３）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０、ｗｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（４）式を満足し、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０、ｗｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（５）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０、ｗｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（６）式を満足することを特徴とする高力ボルト摩擦接合部。
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（ｌｂ＋ｗｂ−１．３５×２×ｒ０）＋０．２４  （３）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｗｂ＋０．２４  （４）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｌｂ＋０．２４  （５）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×１．３５×２×ｒ０＋０．２４  （６）
但し、
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎ
ｗｂ＝（２×ｅ２＋（ｍ−１）×ｇ）／ｍ
前記高力ボルトが六角ボルトの場合：ｒ０＝ｒ２
前記高力ボルトがトルシアボルトの場合：ｒ０＝ｒ１／２＋ｒ２／２
ｒ１（頭部側）＝Ｄｈ１／２＋ｔｓ
ｒ２（ナット側）＝Ｄｎ１／２＋ｔｗｓ／２＋ｔｓ
ｅ１：応力方向の縁端距離（ｍｍ）
ｐ：応力方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｎ：応力方向の高力ボルト本数
ｅ２：応力直交方向の縁端距離（ｍｍ）
ｇ：応力直交方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｍ：応力直交方向の高力ボルト本数
ｒ０：接触圧分布半径（ｍｍ）
Ｄｈ１：トルシアボルトの頭部側座面径（ｍｍ）
Ｄｎ１：ナットの座面径（ｍｍ）  ｔｗｓ：座金厚（ｍｍ）
とする。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理を施した高力ボルト摩擦接合部の設計方法および高力ボルト摩擦接合部に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、建築や土木の分野において、鋼構造物（建物や橋梁等）の骨組みを構成する鋼材どうしの接合構造として、高力ボルト等の締付け具で鋼材を締付け、この締め付けた圧縮力により生じる摩擦抵抗で鋼材どうしを接合する摩擦接合が一般的に利用されている。
一般的な摩擦接合では、母材（柱や梁、筋交いなど）や添板（スプライスプレート）、ガセットプレートなどの鋼材の接合面に以下のような加工を施して摩擦係数を確保している。すなわち、サンダーやグラインダーなどにより黒皮を除去した後に放置して赤錆を発生させるか、またはショットブラスト加工などにより接合面を粗くする方法が用いられている。
しかし、このような方法によって得られる接合面の摩擦係数は、比較的小さい上に安定した摩擦抵抗が確保し難いため、設計する上で安全側に捉えた低い値（例えば、浮き錆を除去した赤錆面の場合でμ＝０．４５、ブラスト処理面の場合でμ＝０．４５など）を採用せざるを得ず、部材断面が大きくなった場合には、合理的な設計が実現し難く、その解決が望まれている。
【０００３】
このような問題を解決するための一例として、特許文献１に記載の高力ボルト摩擦接合構造が知られている。この高力ボルト摩擦接合構造は、高力ボルトによって鋼材どうしを接合するに際し、接合部を構成する鋼材の接合面のうち少なくとも一方の接合面に複数の気孔を含むようにアルミ溶射処理等の金属溶射処理を施し、当該金属溶射層の気孔率を５％以上、３０％以下としたものである。
このような高力ボルト摩擦接合構造によれば、金属溶射層が形成された一方の接合面と、他方の接合面間の摩擦力が増大され、摩擦抵抗を確実に高めて合理的な設計を実現することができる。これにより、例えば、高力ボルト等の締付け具の数量を減らすことができ、また、接合面の面積を小さくすることができるので、摩擦接合構造のコンパクト化が図れる。
【０００４】
また、前記問題を解決するための他の例として、特許文献２に記載の高力ボルト摩擦接合用スプライスプレートが知られている。これは、摩擦接合面に金属溶射による溶射層を形成した高力ボルト摩擦接合用スプライスプレートにおいて、溶射層のうち表面側に位置する表面側溶射層の気孔率が、前記表面側溶射層よりもスプライスプレート母材との界面側に位置する界面側溶射層の気孔率が大きいものである。
このような高力ボルト摩擦接合用スプライスプレートによれば、高力ボルト摩擦接合において、高い摩擦抵抗、具体的にはすべり係数（摩擦係数）０．７以上を合理的に安定して得ることができ、高力ボルト摩擦接合の接合強度および寿命を高いレベルで安定させることができる。
【０００５】
また、上述したアルミ溶射処理のような、摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理を接合面に施した高力ボルト摩擦接合部では、接触圧が低いほど摩擦係数が高くなり、また添板厚が厚いほど、母材表面への接触圧分布領域が大きくなることが知られている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開２００９−１２１６０３号公報
【特許文献２】特開２０１２−１２２２２９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
ところで、上述したアルミ溶射処理のような、摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理を接合面に施した高力ボルト摩擦接合部では、すべり係数が高力ボルト径、高力ボルト強度、添板厚、溶射層厚に依存することが知られている。また、添板厚が小さくなると、すべり係数が小さくなり、十分な効果が得られない場合がある。
そこで、本発明者は、高力ボルト摩擦接合部におけるすべり係数について鋭意研究したところ、すべり係数が、上述した高力ボルト径、高力ボルト強度、添板厚、溶射層厚に加え、さらに、高力ボルト１本当たりの摩擦面長さにも依存することが実験的に明らかになった。
そして、この実験に基づいて、本発明者は、すべり係数μと高力ボルト１本当たりの摩擦面長さと、添板厚との関係を定式化した。これにより本発明者は、合理的な高力ボルト本数、高力ボルト配置ができるため、経済的な高力ボルト摩擦接合部を提供できるという知見を得るに至った。
【０００８】
本発明は、このような知見に基づいてなされたもので、合理的な高力ボルト本数、高力ボルト配置ができる高力ボルト摩擦接合部の設計方法およびそれに基づいて設計された高力ボルト摩擦接合部を提供することを目的としている。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
前記目的を達成するために、本発明の高力ボルト接合部の設計方法は、摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理を施した高力ボルト摩擦接合部の設計方法であって、
応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｌｂ（ｍｍ）、
添板厚をｔｓ（ｍｍ）、
すべり係数をμとすると、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（１）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（２）式を満足することを特徴とする。
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｌｂ＋０．２４  （１）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（１．３５×２×ｒ０）＋０．２４  （２）
但し、
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎ
前記高力ボルトが六角ボルトの場合：ｒ０＝ｒ２
前記高力ボルトがトルシアボルトの場合：ｒ０＝ｒ１／２＋ｒ２／２
ｒ１（頭部側）＝Ｄｈ１／２＋ｔｓ
ｒ２（ナット側）＝Ｄｎ１／２＋ｔｗｓ／２＋ｔｓ
ｅ１：応力方向の縁端距離（ｍｍ）
ｐ：応力方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｎ：応力方向の高力ボルト本数
ｒ０：接触圧分布半径（ｍｍ）
Ｄｈ１：トルシアボルトの頭部側座面径（ｍｍ）
Ｄｎ１：ナットの座面径（ｍｍ）
ｔｗｓ：座金厚（ｍｍ）
とする。
【００１０】
ここで、応力方向とは、母材どうしをその長手方向に添板を使用して接続した場合における母材の長手方向のことを意味している。
また、応力方向の縁端距離とは、応力方向に対する母材端部からそれに最も近いボルト孔中心までの距離、および、添板端部からそれに最も近いボルト孔中心までの距離を意味する。
【００１１】
本発明においては、例えば、母材の有効断面または全断面に対する降伏耐力を接合部の設計外力とした場合、添板幅を母材幅と設定することで必要最小限の添板厚ｔｓを算出することができる。また、使用する高力ボルト径・高力ボルト強度を選定し目標とするすべり係数μｔを設定することで、高力ボルトの許容摩擦力が決まり、設計外力と高力ボルトの許容摩擦力から必要な高力ボルト本数ｎを算出することができる。これらの条件と前記（１）、（２）式を用いることで、目標とする応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｌｂｔ）を設定することができる。
摩擦面長さ（ｌｂ）は、ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎで規定されるので、これによって、目標とする応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｌｂｔ）より、応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｌｂ）が大きくなるよう高力ボルトの応力方向の縁端距離（ｅ１）、および応力方向の高力ボルト間距離（ｐ）を決定する。ここで、２ｅ１≧ｐとするのが望ましい。
応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｌｂ）から、前記（１）、（２）式を用いてすべり係数μを求め、すべり係数μが目標とするすべり係数μｔより大きいことを確認する、または、高力ボルトの許容摩擦力が設計外力より大きいことを確認することで、合理的な高力ボルト本数、高力ボルト配置ができる高力ボルト摩擦接合部を設計できる。
高力ボルトの許容摩擦力が設計外力より大きくならない場合や、ｅ１およびｐが適切に設定できない場合は、再度、添板厚、高力ボルト径、高力ボルト強度等を選定し直し、高力ボルト摩擦接合部を設計する。
（１）、（２）式は、高力ボルト摩擦接合部の設計において必要となるすべり係数すべてに用いてもよいし、特定のすべり係数に用いてもよい。
【００１２】
前記高力ボルト摩擦接合部の設計方法では、応力方向に沿って高力ボルトを配置する場合のみについてのすべり係数について説明したが、実際の高力ボルト摩擦接合では、応力方向および応力方向と直交する応力直交方向に沿ってそれぞれ高力ボルトを配置する場合が多い。
そこでこの場合において、本発明の高力ボルト接合部の設計方法は、摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理を施した高力ボルト摩擦接合部の設計方法であって、
応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｌｂ（ｍｍ）、
応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｗｂ（ｍｍ）、
添板厚をｔｓ（ｍｍ）、
すべり係数をμとすると、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０、ｗｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（３）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０、ｗｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（４）式を満足し、
ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０、ｗｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（５）式を満足し、
ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０、ｗｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、以下の（６）式を満足することを特徴とする。
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（ｌｂ＋ｗｂ−１．３５×２×ｒ０）＋０．２４  （３）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｗｂ＋０．２４  （４）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｌｂ＋０．２４  （５）
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×１．３５×２×ｒ０＋０．２４  （６）
但し、
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎ
ｗｂ＝（２×ｅ２＋（ｍ−１）×ｇ）／ｍ
前記高力ボルトが六角ボルトの場合：ｒ０＝ｒ２
前記高力ボルトがトルシアボルトの場合：ｒ０＝ｒ１／２＋ｒ２／２
ｒ１（トルシアボルトの頭部側）＝Ｄｈ１／２＋ｔｓ
ｒ２（ナット側）＝Ｄｎ１／２＋ｔｗｓ／２＋ｔｓ
ｅ１：応力方向の縁端距離（ｍｍ）
ｐ：応力方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｎ：応力方向の高力ボルト本数
ｅ２：応力直交方向の縁端距離（ｍｍ）
ｇ：応力直交方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｍ：応力直交方向の高力ボルト本数
ｒ０：接触圧分布半径（ｍｍ）
Ｄｈ１：トルシアボルトの頭部側座面径（ｍｍ）
Ｄｎ１：ナットの座面径（ｍｍ）
ｔｗｓ：座金厚（ｍｍ）
とする。
【００１３】
ここで、応力直交方向とは、母材どうしをその長手方向に添板を使用して接続した場合における母材の長手方向と直交する方向のことを意味している。
また、応力直交方向の縁端距離とは、母材端部からそれに最も近いボルト孔の中心までの距離のことを意味する。
【００１４】
本発明においては、例えば、母材の有効断面または全断面に対する降伏耐力を接合部の設計外力とした場合、添板幅を母材幅と設定することで必要最小限の添板厚ｔｓを算出することができる。また、使用する高力ボルト径・高力ボルト強度を選定し目標とするすべり係数μｔを設定することで、高力ボルトの許容摩擦力が決まり、設計外力と高力ボルトの許容摩擦力から必要な高力ボルト本数を算出することができ、列数ｎ、行数ｍを設定することができる。
これらの条件と前記（３）式〜（６）式を用いることで、目標とする応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｌｂｔ）および応力直交方向における高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｗｂt）を設定することができる。
摩擦面長さ（ｌｂ）は、ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎで規定されるので、これによって、目標とする応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｌｂｔ）より、応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｌｂ）が大きくなるよう高力ボルトの応力方向の縁端距離（ｅ１）、および応力方向の高力ボルト間距離（ｐ）を決定する。ここで、２ｅ１≧ｐとするのが望ましい。
摩擦面長さ（Ｗｂ）は、Ｗｂ＝（２×ｅ２＋（ｍ−１）×ｇ）／ｍで規定されるので、これによって、目標とする応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（Ｗｂｔ）より応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（Ｗｂ）が大きくなるよう高力ボルトの応力直交方向の縁端距離（ｅ2）、および応力直交方向の高力ボルト間距離（ｇ）を決定する。ここで、２ｅ2≧ｇとするのが望ましい。
応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（ｌｂ）および設計に用いる応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さ（Ｗｂ）から、前記（３）〜（６）式を用いてすべり係数μを求め、すべり係数が目標とするすべり係数より大きいことを確認する、あるいは、高力ボルトの許容摩擦力が設計外力より大きいことを確認することで、合理的な高力ボルト本数、高力ボルト配置ができる高力ボルト摩擦接合部を設計できる。
高力ボルトの許容摩擦力が設計外力より大きくならない場合や、ｅ１およびｐ、ｅ2およびｇ、が適切に設定できない場合は、再度、添板厚、高力ボルト径、高力ボルト強度等を選定し直し、高力ボルト摩擦接合部を設計する。
（３）〜（５）式は、高力ボルト摩擦接合部の設計において必要となるすべり係数すべてに用いてもよいし、特定のすべり係数に用いてもよい。
【００１５】
また、本発明の高力ボルト摩擦接合部は、上述した設計方法により設計されたものである。
【発明の効果】
【００１６】
本発明による設計方法を用いることで、合理的な高力ボルト本数、高力ボルト配置とした高力ボルト摩擦接合部を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１７】
【図１】本発明に係る高力ボルト摩擦接合部の実施の形態を示すもので、その正面図である。
【図２】同、下面図である。
【図３】本発明に係る高力ボルト摩擦接合部に用いる高力ボルトとナットを示すもので、（ａ）は六角ボルトの側面図、（ｂ）はトルシアボルトの側面図、（ｃ）はナットの側面図である。
【図４】本発明に係る高力ボルト摩擦接合部において、添板厚ごとの、高力ボルト１本当たりの摩擦面長さｌｂとすべり係数μについての関係について示したグラフである。
【図５】本発明に係る高力ボルト摩擦接合部の他の実施の形態を示すもので、その下面図である。
【図６】本発明に係る高力ボルト摩擦接合構部をＨ形鋼どうしを接続する場合に適用した例を示す斜視図である。
【図７】本発明に係る高力ボルト摩擦接合部の設計方法によって設計した高力ボルト摩擦接合部と、通常の設計方法によって設計した高力ボルト摩擦接合部とを比較した図である。
【発明を実施するための形態】
【００１８】
以下、図面を参照しながら本発明の実施の形態について説明する。
（第１の実施の形態）
図１および図２は第１の実施の形態の高力ボルト摩擦接合部を示すもので、図１は正面図、図２は下面図である。
図１および図２において、符号１は被接合材、符号２は添板を示す。本実施の形態では、被接合材１はＨ形鋼のフランジである。なお、被接合材１はＨ形鋼のウエブであってもよいし、その他の鋼材等であってもよい。
本実施の形態では、Ｈ形鋼どうしをその長手方向に接続する際に、両Ｈ形鋼を所定の隙間をもって同軸に配置したうえで、片側フランジ（被接合材、母材）１，１どうしを添板２によって接続している。
【００１９】
この場合、片側フランジ（被接合材）１を挟んで上下一対の添板２，２を配置し、当該添板２，２を、隣り合う片側フランジ１，１に掛け渡すようにして、それぞれの片側フランジ１の上下面に当接したうえで、当該片側フランジ１，１に接合している。
片側フランジ１の添板２との接合面１ａは、表面粗さ（最大高さＲｚ）が５０μｍ以上となるように、ブラスト処理されている。または、片側フランジ１の接合面１ａは、酸化鉄（赤錆、黒皮など）により覆われていてもよい。
【００２０】
添板２の片側フランジ１との接合面２ａには摩擦面処理が施されている。この摩擦面処理は、溶射金属が定着する程度に下地処理された上に、低強度金属であるアルミが溶融した状態で吹き付けられ、アルミ溶射層が形成されたものとなっている。下地処理は、例えば、表面粗さ（最大高さＲｚ）が５０μｍ以上となるようにブラスト処理されている。
アルミ溶射層は、高力ボルト５が挿通されるボルト孔を中心にとした接合面上の円周内に形成されている。この円周の直径は、例えば高力ボルト５の軸径の３倍に設定されている。また、アルミ溶射層の厚さは、２００μｍ以上、５００μｍ以下の範囲内で設定され、例えば、３００μｍとなっている。
本実施の形態では、高力ボルト５はトルシアボルトであるが、六角ボルトであってもよい。また、高力ボルトの強度は引張強さで１４００ＭＰａであるが、８００〜１４００ＭＰａのいずれの強度でもよい。
【００２１】
アルミ溶射層中には、図示しない複数の気孔が、全体に亘って均一に分散して形成されており、アルミ溶射層の体積に対する複数の気孔の全容積の割合を示す気孔率は、５％以上、３０％以下の範囲内で設定され、例えば、２１％となっている。なお、アルミ溶射層は、アルミ成分が９９．５％のワイヤ形状の溶射材料を用いてアーク溶射法により形成される。
【００２２】
このようにして添板２の接合面２ａに形成されたアルミ溶射層は、接触圧（平均接触圧）が低いほど摩擦係数が高くなるような摩擦面処理を施したものとなっている。
このような添板２と片側フランジ１との接合部は、摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理を施した高力ボルト摩擦接合部となっている。言い換えれば、接触圧が低いほど摩擦係数が高くなるような摩擦面処理を施した高力ボルト摩擦接合部となっている。
なお、片側フランジ１および添板２，２に挿通された高力ボルト５には、座金７が外挿されるとともにナット８が螺合されて締め付けられている。この締め付けた圧縮力により生じる摩擦抵抗でフランジ１と添板２とが摩擦接合されている。
【００２３】
上述したように、高力ボルト摩擦接合部におけるすべり係数は、高力ボルトのボルト径、ボルト強度、添板厚、溶射層厚に加え、さらに、高力ボルト１本当たりの摩擦面長さにも依存することを、本発明者が実験的に明らかにしている。
そして、この実験に基づいて、以下のように、すべり係数μと、高力ボルト１本当たりの摩擦面長さと、添板厚との関係を定式化した。
【００２４】
すなわち、本実施の形態の高力ボルト摩擦接合部は、応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｌｂ（ｍｍ）、応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｗｂ（ｍｍ）、添板厚をｔｓ（ｍｍ）、すべり係数をμとすると、ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０、ｗｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合であり、以下の（３）式を満足している。
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（ｌｂ＋ｗｂ−１．３５×２×ｒ０）＋０．２４  （３）
【００２５】
但し、
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐ）／ｎ
ｗｂ＝（２×ｅ２＋（ｍ−１）×ｇ）／ｍ
高力ボルトが六角ボルトの場合：ｒ０＝ｒ２
高力ボルトがトルシアボルトの場合：ｒ０＝ｒ１／２＋ｒ２／２
ｒ１（頭部側）＝Ｄｈ１／２＋ｔｓ
ｒ２（ナット側）＝Ｄｎ１／２＋ｔｗｓ／２＋ｔｓ
ｅ１：応力方向の縁端距離（ｍｍ）
ｐ：応力方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｎ：応力方向の高力ボルト本数
ｅ２：応力直交方向の縁端距離（ｍｍ）
ｇ：応力直交方向の高力ボルト間距離（ｍｍ）
ｍ：応力直交方向の高力ボルト本数
ｒ０：接触圧分布半径（ｍｍ）
Ｄｈ１：トルシアボルトの頭部側座面径（ｍｍ）
Ｄｎ１：ナットの座面径（ｍｍ）
ｔｗｓ：座金厚（ｍｍ）
とする。
【００２６】
ここで、六角ボルトとは図３（ａ）に示すボルト頭形状を有するもので、トルシアボルトとは図３（ｂ）に示すボルト頭形状を有するものである。トルシアボルトのボルト頭側座面径Ｄｈ１は、図３（ｂ）に示すように、頭部５ａの下面と面一な円の径である。また、ナットの座面径Ｄｎ１とは図３（ｃ）に示すようにナット下面から突出して設けられている座面５ｂの径である。
【００２７】
また、応力方向とは、図１および図２に示すように、被接合材である母材（フランジ）１，１どうしをその長手方向に添板２を使用して接続した場合における母材（フランジ）１，１の長手方向（図１および図２において左右方向）のことを意味している。
応力直交方向とは、図１および図２に示すように、母材（フランジ）１，１どうしをその長手方向に添板２を使用して接続した場合における母材（フランジ）１，１の長手方向と直交する方向（図２において上下方向）のことを意味している。
【００２８】
応力方向の縁端距離（ｅ１）とは、母材（フランジ）１，１どうしをその長手方向に添板２を使用して接続した場合において、母材（フランジ）１，１の長手方向における添板２の一方の端部に位置する高力ボルト５と、添板２の一方の端との間の距離および添板２の他方の端部に位置する高力ボルト５と、母材（フランジ）１の接合端との間の距離のことを意味する。
また、応力直交方向の縁端距離（ｅ２）とは、母材（フランジ）１，１どうしをその長手方向に添板２を使用して接続した場合において、母材（フランジ）１，１の長手方向と直交する方向における添板２の端部に位置する高力ボルト５と、添板２の一方の端との間の距離のことを意味する。
【００２９】
また、前記（２）式のｌｂ≦１．３５×２×ｒ０は、応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さの最大値を意味しており、ｌｂがこれ以上になると（１）式において、すべり係数μが一定となる。これはｌｂが十分大きく隣り合う高力ボルト間で接触圧分布の重なりが生じない場合には、すべり係数μとｌｂとの相関が無くなるためである。
同様に、前記（３）式のｗｂ≦１．３５×２×ｒ０は、応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さの最大値を意味しており、ｗｂがこれ以上になると（１）式において、すべり係数μが一定となる。
【００３０】
ここで、前記実験に基づく、添板厚ごとの、高力ボルト１本当たりの摩擦面長さｌｂとすべり係数μとの関係について図４に示す。
図４に示すように、摩擦面長さｌｂが長くなるにしたがって、すべり係数は高くなっていき、摩擦面長さｌｂが所定の最大値を超えると一定となるのが分かる。
つまり、摩擦面長さｌｂがｌｂ＞１．３５×２×ｒ０となると、すべり係数μは、μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（１．３５×２×ｒ０）＋０．２４と一定となる。
また、図示は省略するが、高力ボルト１本当たりの摩擦面長さｗｂとすべり係数μについての関係も同様となり、摩擦面長さｗｂが長くなるにしたがって、すべり係数は高くなっていき、摩擦面長さｗｂが所定の最大値を超えると一定となる。
つまり、摩擦面長さｗｂがｗｂ＞１．３５×２×ｒ０となると、すべり係数μは、μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×１．３５×２×ｒ０＋０．２４と一定となる。
また、ｌｂ＞１．３５×２×ｒ０、ｗｂ≦１．３５×２×ｒ０の場合、μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｗｂ＋０．２４となり、ｌｂ≦１．３５×２×ｒ０、ｗｂ＞１．３５×２×ｒ０の場合、μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｌｂ＋０．２４  となる。
また、摩擦面長さ（継手長）ｌｂ、ｗｂが小さくなると、添板の長さが短くなり、鋼重量を減らすことができる。
さらに、すべり係数μが大きくなると、高力ボルト本数を減らすことができる。
【００３１】
また、すべり係数μと添板厚ｔｓとは正の相関関係にあることが分かる。これは、添板厚が大きくなると、接触圧分布半径ｒ０が大きくなり、その結果、ボルト張力が同じ場合には接触圧が相対的に小さくなり、すべり係数が大きくなるためである。
【００３２】
図１および図２を用いて、具体的な設計例を示す。前提として、母材幅Ｗｂ＝２００ｍｍ、母材厚ｔｂ＝３６ｍｍ、母材・添板とも降伏点が３２５ＭＰａの鋼材、高力ボルト５は１４００ＭＰａ級の径２４ｍｍのトルシアボルト、応力直交方向の高力ボルト本数はｍ＝２、としている。添板については、添板幅を母材と同じ２００ｍｍとし、母材と同等以上の降伏耐力を有するように添板厚を選定するとｔｓ＝１９ｍｍとなる。すべり係数を０．７に設定すると、必要な高力ボルト本数は、母材有効断面での降伏耐力ｂＰｅｙ＝（２００ｍｍ−２×２６ｍｍ）×３６ｍｍ×３２５ＭＰａ／１０００＝１７３２ｋＮを高力ボルト１本のすべり耐力Ｐｓ＝３４９ｋＮ×２面×０．７＝４８９ｋＮで除した数値３．５４以上必要となるので４本となる。すなわち、応力方向の高力ボルト本数はｎ＝２となる。ここで母材幅と添板幅が決定しているので、Ｗｂ＝２００ｍｍ／２＝１００ｍｍとなる。ｅ２とｇについては、２ｅ２≧ｇの関係を踏まえると、ｅ２＝５０ｍｍ、ｇ＝１００ｍｍと設定することができる。また。ｅ１とｐについては、上記の条件と（１）式より、ｌｂ＝５８．５３ｍｍとなる。ここで、ｒ１＝４３ｍｍ／２＋１９ｍｍ＝４０．５ｍｍ、ｒ２＝３８ｍｍ／２＋６ｍｍ／２＋１９ｍｍ＝４１ｍｍ、ｒ０＝４０．５ｍｍ／２＋４１ｍｍ／２＝４０．７５ｍｍを用いている。２ｅ１≧ｐの関係を踏まえつつ、ｅ１とｐを設定すれば、ｅ１＝３０ｍｍ、ｐ＝６０ｍｍとすることで、合理的な添板の長さを得ることができる。この例では、ボルト径、添板厚ｔｓ、応力直交方向の高力ボルト本数ｍ、すべり係数μを設定して高力ボルト本数および応力方向のｅ１とｐを設定したが、高力ボルト配置を先に決めてすべり係数と高力ボルト本数を決定してもよい。
【００３３】
なお、本実施の形態では、応力直交方向の高力ボルト本数ｍが２の場合を例にとって説明したが、ｍが１の場合でかつフランジ１の幅方向（応力直交方向）に十分な摩擦面長さ（ｗｂ）を確保できる場合には、前記（３）式において、摩擦面長さ（ｗｂ）が最大値である１．３５×２×ｒ０となるので、前記（１）式は、
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×ｌｂ＋０．２４となる。
したがって、この場合、この式に基づいて同様な設計を行うことで、合理的な高力ボルトの軸径、高力ボルト本数、高力ボルト配置をした高力ボルト摩擦接合部を設計することができる。
【００３４】
また、本実施の形態では、高力ボルト５を応力方向および応力直交方向に沿って一直線上に配置することで、２列２行の直列配置としたが、図５に示すように、フランジ１の幅方向の長さが長い場合、千鳥状に配置してもよい。図５は、千鳥状に配置して４列２行とした場合の例である。
この場合、応力方向における高力ボルト間距離は応力方向における距離ｐを採用するのではなく、応力方向と交差する斜め方向の距離ｐｍを採用するとともに、このような千鳥状の配置を１行とみなして、応力方向における高力ボルトの本数ｎ（ｎ＝４）とする。
また、１行の幅を同行で隣り合う高力ボルト間の距離ｇ１とし、当該方向において、隣り合う行間の距離を応力直交方向の高力ボルト間の距離ｇ２として、ｗｂ＝（２×ｅ２＋（ｍ−１）×ｇ２＋ｍ×ｇ１）／ｍとして設計すればよい。
【００３５】
したがって、応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さｌｂおよび応力直交方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さｗｂは以下のようになる。
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐｍ）／ｎ
ｗｂ＝（２×ｅ２＋ｍ×ｇ１＋（ｍ−１）×ｇ２）／ｍ
なお、高力ボルト５を千鳥状に配置した場合でも、第１の実施の形態と同様の効果を得ることができる。
【００３６】
本実施の形態の高力ボルト摩擦接合部は、例えば図６に示すように、Ｈ形鋼からなる鋼製梁１６,１６どうしを添板２２,２３によって接続する場合において、当該添板２２と鋼製梁１６のフランジ１６ｂとを摩擦接合する場合および添板２３とウエブ１６ａとを摩擦接合する場合に適用できる。
この場合、例えば、隣り合うフランジ１６ｂ,１６ｂの上下面に添板２２を掛け渡して当接したうえで、高力ボルト５を、座金７およびナット８によって締め付けることによって、添板２２とフランジ１６ｂを高力ボルト摩擦接合することができる。
また、隣り合うウエブ１６ａ,１６ａの両表面に添板２３を掛け渡して当接したうえで、高力ボルト５を座金７およびナット８によって締め付けることによって、添板２３とウエブ１６ａを高力ボルト摩擦接合することができる。
【００３７】
次に、図７を参照して、本発明に係る、摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理（アルミ溶射処理）を施した高力ボルト摩擦接合部の設計方法によって設計した高力ボルト摩擦接合部と、通常の設計方法によって設計した高力ボルト摩擦接合部とを比較して、本発明の効果を明確にする。
【００３８】
図７の左欄に示すように、通常のブラスト処理等が施された添板とフランジの摩擦面のすべり係数μはμ＝０．４５である。
これに対し、本発明では、添板は摩擦係数が接触圧に依存する摩擦面処理（アルミ溶射処理）が施されている。
なお、添板とウエブとの接合は、通常のブラスト処理等が施された添板を使用した。
【００３９】
そして、添板とフランジとの摩擦面において、応力方向の高力ボルト１本当たりの摩擦面長さをｌｂ（ｍｍ）、応力直交方向のボルト１本当たりの摩擦面長さをｗｂ（ｍｍ）、添板厚をｔｓ（ｍｍ）、すべり係数をμとし、上述した（１）式〜（３）式を満たすように高力ボルト摩擦接合部を設計した。
なお、添板厚は３６ｍｍ、フランジ厚は３７ｍｍである。
【００４０】
まず、図７の右欄に示すように、高力ボルトとしてトルシアボルトを使用した。
トルシアボルトの場合
ｒ０＝ｒ１／２＋ｒ２／２
頭側      ｒ１＝４１／２＋３６＝５６．５ｍｍ  
ナット側    ｒ２＝３８／２＋６／２＋３６＝５８ｍｍ
したがって、
ｒ０＝５６．５／２＋５８／２＝５７．２５ｍｍとなる。
【００４１】
また、摩擦面長さｌｂは、
ｌｂ＝（２×ｅ１＋（ｎ−１）×ｐｍ）／ｎ
＝（２×４０＋（４−１）×６０．２）／４＝６５．１５ｍｍ
ｌｂ≦１．３５×２×５７．２５＝１５４．５７５ｍｍとなる。
【００４２】
摩擦面長さｗｂは、
ｗｂ＝（２×ｅ２＋ｍ×ｇ１＋（ｍ−１）×ｇ２）／ｍ
＝（２×３３＋４０＋（１−１）×４０）／１＝１０６ｍｍ
ｗｂ≦１．３５×２×５７．２５＝１５４．５７５ｍｍとなる。
【００４３】
したがって、すべり係数μは、
μ＝１４×１０−３×ｔｓ＋４×１０−３×（ｌｂ＋ｗｂ−１．３５×２×ｒ０）＋０．２４
＝１４×１０−３×３６＋４×１０−３×（６５．１５＋１０６−１．３５×２×５７．２５）＋０．２４
＝０．５０４＋０．０６６３＋０．２４＝０．８１
ここで、計算上はすべり係数０．８１を採用できるが、安全側に０．７を採用した。
なお、高力ボルト本数ｎの算出式は周知のため省略している。
【００４４】
図７に示すように、本発明では、従来に比して、添板とフランジの摩擦面において、すべり係数が大きくなることで、高力ボルトの本数が少なくなり、さらにフランジ側の添板の長さが短くなっているのが分かる。
【符号の説明】
【００４５】
１  フランジ（被接合材）
２，２２，２３  添板
５  高力ボルト
７  座金
８  ナット
【図１】
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【図２】
0006579787.tif 000003
【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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