(57)【要約】【課題】ボルト孔の穿設加工数を減らし、補修コストを削減および補修設計の自由度を高めることができ、しかも高力ボルトの遅れ破壊を防止することができる鋼構造物の補修補強工法鋼構造物の補修補強工法を提供する。【解決手段】鋼構造物１２の鋼板１３，１４に補修補強用の鋼板１５を重ねるように配設すると共に、これらの鋼板に渡って挿通された打込式高力ボルト９により支圧接合することにより、鋼構造物１２を補修補強する鋼構造物の補修補強工法において、前記打込式高力ボルト９のボルト引張り強さが、１２００Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に調質されている打込式高力ボルト９を使用し、かつ前記打込式高力ボルト９に負荷される張力を、Ｂ１０Ｔの標準ボルト張力以下の応力に低下させた支圧接合とされている。【選択図】  図１
2004176253.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
鋼構造物の鋼板に補修補強用の鋼板を重ねるように配設すると共に、これらの鋼板に渡って挿通された打込式高力ボルトにより支圧接合することにより、鋼構造物を補修補強する鋼構造物の補修補強工法において、前記打込式高力ボルトのボルト引張り強さが、１２００Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に調質されている打込式高力ボルトを使用し、かつ前記打込式高力ボルトに負荷される張力を、Ｂ１０Ｔの標準的な高力ボルト張力と同じかそれ以下の応力に低下させた支圧接合とされていることを特徴とする鋼構造物の補修補強工法。
【請求項２】
前記打込式高力ボルトが、Ｂ１０Ｔの標準的な高力ボルト張力で破断されるピンテール部を有するトルシア型とされていることを特徴とする請求項１に記載の鋼構造物の補修補強工法。
【請求項３】
請求項１または請求項２の鋼構造物の補修補強工法に使用される打込式高力ボルトであって、前記高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と焼戻温度Ｔ（℃）の関係が下記（１）式を満足し、かつ、前記高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）とその高力ボルト用の鋼材の化学成分から計算される炭素当量Ｃｅｑ（％）の関係が下記（２）式を満足し、焼入れ，焼戻しによりボルト引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に調質されている高力ボルトであることを特徴とする。
ＴＳ≦（１．１Ｔ＋８５０）              （１）
ＴＳ≦（５５０Ｃｅｑ＋１０００）              （２）
ＴＳ：高力ボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
Ｔ  ：焼戻温度（℃）
Ｃｅｑ：炭素当量（％）
ここで、Ｃｅｑ＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、鋼構造物の補修補強工法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
通常、図１１に示すような溶接Ｗによって製作された鋼桁３３の溶接部Ｗが疲労亀裂３４によって劣化を生じた場合、図１２に示すように、その疲労亀裂３４近傍について補強用鋼板１５ａを高力ボルト３５により添接し、補修補強を行なう場合、既存の鋼構造物１２における鋼製ウエブ３６に複数の補強用鋼板１５ａ，１５ｂをあてがい、既設側の鋼製ウエブ３６と補強用鋼板１５ａ，１５ｂに設けられる多数のボルト挿通孔に、Ｂ１０Ｔのボルト１６を挿通し、力の流れを円滑にし応力集中を低減させ、損傷部の断面積を増加して発生応力そのものも低減させる既存の鋼構造物１２の補修補強を行なっている。ここで、図１１、１２は道路橋の鋼桁３３で代表的な疲労損傷の例である桁端切り欠き部の図であるが、箱桁、鋼床版を含む鋼桁のそれ以外の部分でも同様の方式で補修補強を行っている。
また鋼製橋脚については、図４に示すような断面が矩形状の鋼製ボックス柱１０と、断面が矩形状の鋼製ボックス梁１１の当接部は、鋼製ボックス柱１０における前面板２７と鋼製ボックス梁１１の側面板１４および上面鋼板２８および下面鋼板２９の端部周縁部を溶接Ｗにより固定されており、これらの溶接接合部Ｗが疲労亀裂などにより劣化して、鋼製橋梁等の鋼構造物１２を補修補強を行なう場合、図１０に示すように、既存の鋼構造物１２における柱１０の鋼製側面板１３と梁１１における鋼製側面板１４にわたって補強用鋼板１５をあてがい、既設側の側面板１３，１４と補強用鋼板１５に設けられる多数のボルト挿通孔に、Ｂ１０Ｔのボルト１６を挿通し、既存の鋼構造物１２の補修補強を行なっている。
【０００３】
前記のように補修補強する場合、既存の鋼構造物１２の表面が、新設時の平滑な表面と異なり、凹凸面あるいは湾曲した表面となっており、また余盛り部を持つ溶接ビードなどがあるために、既存の鋼構造物１２と補修補強用にあてがわれる補強鋼板（スプライスプレート）１５との間に、間隙が生じ、これらの鋼板相互の密着が期待できないため、摩擦接合することができず、ボルト１６は、摩擦接合用ボルトではなく、支圧接合用ボルトが用いられている。また、このような添接板の取り付けに溶接が通常は用いられないのは、溶接時の有害な変形を避けるため、また、疲労亀裂が主に溶接部を起点に生じることから、疲労損傷を起こした構造に関しては、それ以上の疲労的弱点を抱え込まないようにとの配慮からである。
【０００４】
このような補修補強工法を採用する時は、既存の鋼構造物１２の側面板１３，１４に穴（ボルト孔）をあけていかなければボルトを挿入できないが、そのボルト孔の数は非常に膨大な数（数百本）となり、作業工数および所要時間が多大にかかり、コスト高になる上に、ボルト孔を設けることによる断面欠損も多くなって、耐力的にも有利にすることが難しい。したがって、ボルトの本数を極力少なくすることが、施工上およびコスト上、並びに設計の自由度からして、極めて有利になる。
【０００５】
これらの問題点を解決するために、すでに開発されているＦ１５Ｔの超高張力ボルトを、従来のＢ１０Ｔに代えて使用することで、ボルト孔の数を減らせることが考えられるが、そのときに高力ボルトの軸力も従来よりも高めると、高力ボルトの遅れ破壊が発生する恐れがある。
【０００６】
本発明者は、種々検討した結果、Ｆ１０Ｔを超える高力ボルト（例えば、Ｆ１５Ｔ）では、これに負荷させる軸力が遅れ破壊の発生特性に大きな影響を持つ点、および支圧接合時に設計に用いる、高力ボルトのせん断耐力は、負荷される軸力がそのボルトが引張接合時に用いられる値よりも小さくても、増加することはあっても低下することはないという点に着目すると共に、本出願人の先に出願した特願平２００１−８２３２５に記載されている遅れ破壊特性に優れた高力ボルトおよび鋼材を有利に利用して、しかもその形状を打ち込み式高力ボルト（支圧接合用高力ボルト）に変化させ、これら巧みに組み合わせた上で、さらに、高力ボルトの軸力をＢ１０Ｔ程度に管理して軸力を低く抑えながら、せん断耐力を最大に活用することにより、比較的経済的に、構造耐力的に有利な補修補強工法を完成させた。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、鋼構造物における補修補強工法でのボルト孔の穿設加工数を減らし、補修コストを削減および補修設計の自由度を高めることができ、しかも高力ボルトの遅れ破壊を防止することができる鋼構造物の補修補強工法を提供することを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
請求項１の鋼構造物の補修補強工法においては、鋼構造物の鋼板に補修補強用の鋼板を重ねるように配設すると共に、これらの鋼板に渡って挿通された打込式高力ボルトにより支圧接合することにより、鋼構造物を補修補強する鋼構造物の補修補強工法において、前記打込式高力ボルトのボルト引張り強さが、１２００Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に調質されている打込式高力ボルトを使用し、かつ前記打込式高力ボルトに負荷される張力を、Ｂ１０Ｔの標準的な高力ボルト張力と同じかそれ以下の応力に低下させた支圧接合とされていることを特徴とする。
【０００９】
また、請求項２の発明においては、請求項１に記載の鋼構造物の補修補強工法において、前記打込式高力ボルトが、Ｂ１０Ｔの標準的な高力ボルト張力で破断されるピンテール部を有するトルシア型とされていることを特徴とする。
【００１０】
さらに請求項３の発明においては、請求項１または請求項２の鋼構造物の補修補強工法に使用される打込式高力ボルトであって、前記高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と焼戻温度Ｔ（℃）の関係が下記（１）式を満足し、かつ、前記高力ボルトの引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）とその高力ボルト用の鋼材の化学成分から計算される炭素当量Ｃｅｑ（％）の関係が下記（２）式を満足し、焼入れ，焼戻しによりボルト引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に調質されている高力ボルトであることを特徴とする。
ＴＳ≦（１．１Ｔ＋８５０）              （１）
ＴＳ≦（５５０Ｃｅｑ＋１０００）              （２）
ＴＳ：高力ボルト引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）
Ｔ  ：焼戻温度（℃）
Ｃｅｑ：炭素当量（％）
ここで、Ｃｅｑ＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
【００１１】
【発明の実施の形態】
次に、本発明を鋼製橋脚に適用した既設鋼構造物の補修補強工法の一実施形態を図によって詳細に説明する。
【００１２】
図１および図２は、図３に示す打込式高力ボルト９を使用して、図４に示す既設の鋼構造物１２を補修補強した状態を示している。本発明において使用する図４に示す打込式高力ボルト９（材質およびねじ形状については、本出願人の先に出願した特願平２００１−８２３２５に記載されている遅れ破壊特性に優れた高力ボルトおよび鋼材を有利に利用している。詳細説明は、後記する）を使用して、補修補強している。
【００１３】
まず、橋脚等の既存の鋼構造物１２における構成ボックス柱１０と、鋼製ボックス梁１１との溶接接合部Ｗが老朽化した場合の補修補強する場合について説明すると、鋼製ボックス柱１０における鋼製側面板１３および鋼製ボックス梁１１における鋼製側面板１４に、現場において、間隔をおいて、打込式高力ボルト９を打ち込み挿通するためのボルト孔３０を間隔を置いて設ける。また、孔は補修補強用鋼板１５をあてがった状態で共にあける場合もある。
【００１４】
また、工場または現場において、前記ボルト孔間隔と同じボルト孔間隔で、多数のボルト孔３１を所定の位置に設けた台形状の補修補強用鋼板１５を準備しておく。もしくは、補修補強用鋼板１５のボルト孔３１は現場で、あてがった状態で側面板と共に孔あけすることもある。そして前記補修補強用鋼板１５を吊り上げ搬送して、前記鋼製側面板１３と鋼製側面板１４に渡ってあてがう。この場合、補修補強用鋼板１５と前記鋼製側面板１３との間、または補修補強用鋼板１５と鋼製側面板１４との間に、図示を省略するが、調整用のフィラープレートを介在させることができる。なお、図中３２は、補修補強用鋼板１５に設けられている手作業用の透孔である。
【００１５】
次いで、前記補修補強用鋼板１５と鋼製側面板１３または鋼製側面板１４との各ボルト孔に渡って、打込式高力ボルト９を打ち込み挿通させると共に、前記打込式高力ボルト９の先端部にナット１７を螺合させて、仮締めした後、図２の上部に示すように、ピンテール部１８の前部の最小断面軸部１９を有する断面Ｖ字状の円環状溝部２０で破断するために（図２の下部の打込式高力ボルト９を参照）、図２の上部に示すように、ピンテール破断用インナーソケット部２１およびナット係合用アウターソケット部２２を備えたナット電動締付工具２３を用いて、打込式高力ボルト９を所定のトルク管理して本締めを行うとともに、インナーソケット部２１により、打込式高力ボルト９のピンテール１８を破断除去する。
【００１６】
前記のトルク管理は、高力ボルトとしてＢ１０Ｔを超える、Ｂ１１Ｔ〜Ｂ１５Ｔ等の本発明において使用する打込式高力ボルト９に導入される張力（軸力）を、Ｂ１０Ｔ以下に抑える点で重要な点であり、また、前記の最小断面軸部１９の断面積Ａは、打込式高力ボルト９のねじ軸部に導入される応力を、最大応力でも、Ｂ１０Ｔの場合に採用される設計ボルト張力Ｔ（設計ボルト張力Ｔ＝０．７５×耐力Ｙ、ただし、Ｂ１０Ｔの打込式高力ボルトの耐力Ｙは、９００Ｎ／ｍｍ２）または標準ボルト張力Ｔ（設計ボルト張力×１．１）程度の応力状態で、最小断面軸部１９の応力が破断応力に達して、この最小断面軸部１９を確実に破断させるために、前記ねじ軸部２の断面積Ａと、前記最小断面軸部１９の断面積Ｂの比を正確に設定しておく必要がある。
【００１７】
前記のように、最小断面軸部１９を破断させない場合には、正確にトルク管理して、前記ねじ軸部に必要以上の応力が作用しないように、管理する必要がある。その場合は従来のボルト張力管理手法である、トルク法、ナット回転法などを用いるべきである。ただし耐力点法は、与える軸力をこの高力ボルトの持つ耐荷能力に比べて低いレベルとするため、使いにくくなると考えられる。このように、打込式高力ボルト９のねじ軸部２に負荷される応力を、低い張力で使用するようにすることにより、打込式高力ボルト９の遅れ破壊を確実に防止することができる。
【００１８】
このようにする理由は、例えば、Ｆ１０Ｔを超える高力ボルト（例えば、Ｆ１５Ｔ）では、これに負荷させる軸力による遅れ破壊に大きな影響がある点、（本発明では、遅れ破壊が改善されている打込式高力ボルト９を使用するが、）および高力ボルトのせん断耐力は、負荷される軸力がそのボルトが引張接合時に用いられる値よりも小さくても、増加することはあっても低下することはないという点に着目し、Ｆ１０Ｔを超える高張力の打込式高力ボルト９の軸力（張力）をＦ１０Ｔ程度に低く管理して軸力（打込式高力ボルト９の軸部の応力）を低く抑えながら、せん断耐力を最大に活用することにより、打込式高力ボルト９のボルト本数を極力少なくし、施工を容易に、しかも経済的に、さらにボルト孔が設けられる各鋼板１３，１４，１５の断面欠損を少なくして、構造耐力的に有利に、また設計の自由度を高めるためである。
また、軸力をＦ１０Ｔ程度に入れることの利点は、打込式高力ボルト９の使用性を従来から用いられている支圧接合用ボルトと同等とする必要があるからである。もちろん、遅れ破壊の面からだけ言えば軸力はゼロなことが最も好ましいわけであるが、支圧接合とは言え実際には、軸力によって得られた摩擦力によって担保されている耐力分もあるわけであり、その分を従来のボルトよりも減らすことは好ましいことではない。そのため、なるべく軸力を目標値に近くなるように管理することが望ましいと言える。
【００１９】
また、前記の鋼製側面板１３，１４のボルト孔３０は、支圧接合するために、打込式高力ボルト９の支圧接合軸部と、例えば、ほぼ同径等の許容される寸法公差のボルト孔３０としておく。
【００２０】
また、前記高力ボルトが、打込式高力ボルトとされ、ボルト引張り強さが１２００Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に調質されている打込式高力ボルトを使用し、かつ前記打込式高力ボルトに負荷される軸力を、標準ボルト張力以下に軸力を低下させた支圧接合とされているとよい。
【００２１】
ここで、本発明において使用される打込式高力ボルト９について、図３を参照しながら説明すると、打込式高力ボルト９の頭部１に続く多数の凸部２４を有する支圧接合用軸部２５と、これに一体に連設されている雄ねじ軸部２と、その先端部に、最小断面軸部１９を有する断面Ｖ字状の円環状溝部２０を介して、外周面にローレット加工２６が施された小径軸部のピンテール１８を一体に有するトルシア形の打込式高力ボルト９である。
【００２２】
そして、本発明においては、Ｆ１０Ｔを超えるＦ１１Ｔ〜Ｆ１５Ｔの高力ボルトと同等の引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）を有する、例えばＢ１１Ｔ〜Ｂ１５Ｔの打込式高力ボルト９で、また、Ｂ１０Ｔ標準ボルト張力以下で破断される最小断面軸部１９を有するトルシア型の打込式高力ボルト９である。
【００２３】
前記の場合は、橋脚を補修補強する工法について説明したが、本発明はこの形態に限定されることなく、橋梁あるいは鋼構造の建築物の鋼板を補修補強する場合にも、ボルトの長さを適宜設定することにより、補修補強することができる。
【００２４】
次に、本発明において使用する前記のトルシア型打込式高力ボルト９の材質および特性について、特に、１２００Ｎ／ｍｍ２以上のボルト引張強さを有する耐遅れ破壊特性に優れた打込式高力ボルト９及びその鋼材について説明する。
【００２５】
一般的に、高力ボルトは、図８に示すように、頭部１と軸部２とが鋼材で一体形成されているものであるが、遅れ破壊を引き起こす部位は、主として、軸部２に螺刻されるねじ部３であり、このようなねじ部３は、応力の集中が大きく、しかも、高軸力でのボルト軸心Ｘ−Ｘ方向の締め付けに対しては塑性歪も大きくなるため、その部位を起点として遅れ破壊が発生することは、多くの研究によって知られている。そして、従来の高力ボルト、例えば、日本工業規格  ＪＩＳ  Ｂ１１８６に規定されているＭ２２ボルト（Ｆ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボルト）のねじ部３は、図９に示すように、通常、等間隔ピッチＬ（２．５ｍｍ）で刻設されるねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂが、例えば、６０°の角度θを有し、軸部２のねじ山４のとがり山５の高さをＨ（Ｈ＝２．１６５ｍｍ）とし、このとがり山５の頂点からＨ／８を切断してなる台形の形態を有するとともに、相対するフランク面４ａ，４ｂと谷底４ｃとの移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａからＨ／３に設定してなる一方、それぞれのフランク面４ａ，４ｂの移行点Ｑ１，Ｑ２に当接する半径Ｒ１がＨ／６の内接円６を描き、その内接円６の中心点Ｏが移行点Ｑ１，Ｑ２の位置からＨ／１２の高さに設定されるようにして、ねじ山４の谷底４ｃを円弧状曲線に形成している。これにより、ねじ部３に作用する応力集中の低減化を図っているものであるが、このような形態であっても、ねじ山４の谷底４ｃの中心部Ｍに作用する応力集中は、２．５４あり、１２００Ｎ／ｍｍ２以上の引張強さに対応する標準ボルト張力でボルト軸心Ｘ−Ｘ方向に一様に引張ったとき、ねじ谷部にはまだ大きな塑性歪が生じ、１２００Ｎ／ｍｍ２以上の引張強さに対する遅れ破壊に対処するまでには至っていない。
【００２６】
そして、先願明細書には、上記の事情に鑑みて種々研究した結果、ボルト引張強さと焼戻温度の関係式、及び、ボルト引張強さと鋼材の化学成分から計算される炭素当量の関係式が導き出されることを知見し、これら両式を満足するように鋼材の化学成分を設定して、焼入れ及び焼戻し処理することにより、ボルト引張強さが１２００Ｎ／ｍｍ２以上に調質可能な耐遅れ破壊特性に優れた高力ボルト及びその鋼材を完成するに至った旨記載されている。
【００２７】
また、先願の明細書には、上記のような成分、焼き戻し温度に限定した理由について、下記のように記載されている。
（Ａ）鋼の化学成分
Ｃ：Ｃは鋼に容易に強度を付与させるのに有効な元素であるが、その含有量が０．３０％未満では強度を確保することができず、また０．４５％を超えて添加すると靭性が劣化する。従ってその成分範囲を０．３０〜０．４５％以下とするとよい。
【００２８】
Ｓｉ：Ｓｉは鋼の脱酸に必要な元素であり鋼の強度向上に有効であるが、その含有量が０．１％以上であると靭性が劣化し、鋼の脆性が著しくなる。また、フェライトの固溶強化作用の大きい元素であるために、球状化焼鈍を行っても冷間鍛造が困難となる。更に熱処理時に粒界酸化が起き易くなり、その切欠効果によってボルトの耐遅れ破壊特性を劣化させる元素であるため極力低減すべきである。従ってその成分範囲を０．１０％未満に制限するとよい。
【００２９】
Ｍｎ：Ｍｎは焼入性を向上させるのに有効な元素であるが、その添加量が０．４０％以下では所望の効果を得ることができず、また１．００％以上添加すると焼戻し脆化を生じ、耐遅れ破壊特性が劣化するのでその成分範囲を０．４０％超１．００％未満と定めるとよい。
【００３０】
Ｐ：Ｐは粒界に偏析し、粒界強度を低下させ耐遅れ破壊特性を劣化させる元素である。また厳しい腐食環境である塩酸中において鋼材表面での水素発生を促進する効果を通じて鋼の腐食量を増加させる元素であり、極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％以上であると鋼材中に侵入する水素量が著しく増大するため０．０１０％未満とした。
【００３１】
Ｓ：Ｓは粒界に偏析して鋼の脆化を促進する元素であるため、Ｓの含有量を極力低減すべきである。その含有量が０．０１０％を超えると脆化が著しくなるため、上限を０．０１０％以下と定めた。
【００３２】
Ｃｒ：Ｃｒは鋼の焼入性を向上させるのに有効な元素であり、かつ鋼に焼戻し軟化抵抗を付与する効果があるが、その添加量が０．５％未満では前記作用に効果が得られず、他方経済性を考慮しその添加量を０．５〜１．５％未満とした。
【００３３】
Ｍｏ：Ｍｏは顕著な二次硬化を起こす元素であり、高温焼戻しを可能とすることによって耐遅れ破壊特性を向上させる元素であるが、その添加量が０．３５％未満では所望の効果を得ることができず、１．５％を超えて添加すると焼入れ時に未溶解炭化物が母相に固溶し難くなり、延性を損なうためその添加量を０．３５％超〜１．５％未満と定めた。
【００３４】
Ａｌ：Ａｌは鋼の脱酸に必要な元素であり、窒化物を形成して旧オーステナイト粒を微細化させる効果がある。しかし０．０１０％未満ではその効果が小さく、また０．１００％を超えるとアルミナ系介在物が増大し、靭性を阻害することから、含有させる場合には、その成分範囲を０．０１０〜０．１００％と定めるとよい。
【００３５】
Ｖ：Ｖは焼戻し時に微細な窒化物、炭化物として析出して鋼の強度を向上させ、高温焼戻しを可能とする元素であり、かつ旧オーステナイト粒を微細化させる効果がある。更に焼戻し時に粒内に析出した炭窒化物は水素のトラップサイトとなり、粒界に集積する水素を低減することによって耐遅れ破壊特性を大幅に向上させる効果を持つ。しかしその添加量が０．３％以下では旧オーステナイト粒度Ｎｏ．１０を達成できず、耐遅れ破壊特性を向上させるまでには至らない。また１．０％を超えて添加するとボルトの冷鍛性を損なう。またＶは高価な元素であるため経済性も考慮してその含有量を０．３％超１．０％以下と定めた。
【００３６】
Ｎｂ：Ｎｂは旧オーステナイト粒を微細化させ、更に析出硬化して鋼の強度を向上させる作用がある。しかしその添加量が０．００５％未満ではその効果を得ることはできず、一方０．０３０％を超えて含有させてもその効果は飽和してしまうため、含有させる場合には、その含有量を０．００５〜０．０３０％とするとよい。
【００３７】
Ｔｉ：Ｔｉは旧オーステナイト粒を微細化させ、更に析出硬化して鋼の強度を向上させる作用がある。しかしその添加量が０．００５％未満ではその効果を得ることはできず、一方０．０３０％を超えて含有させてもその効果は飽和してしまうため、含有させる場合には、その含有量を０．００５〜０．０３０％とするとよい。
【００３８】
（Ｂ）焼戻し温度
遅れ破壊は旧オーステナイト粒界割れを呈することから、ボルトの耐遅れ破壊特性の向上には２５０〜４００℃の低温焼戻し脆性温度領域を避けるとよく、更に旧オーステナイト粒界へのフイルム状セメンタイトの析出を抑制するため、焼戻し温度上昇による炭化物の形態の制御が有効であること、及び水素のトラップサイトとなるＶ炭窒化物を析出させ、粒界に集積する水素を低減することが有効であるので、焼戻し温度を４５０℃以上とすることも可能であるが、これに限定されることなく、実験の結果、高力ボルトの引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と焼き戻し温度Ｔ（℃）との後記の関係式、および高力ボルトの引張り強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と炭素当量Ｃｅｑとの後記の関係式を満足する焼き戻し温度値にしておけば、実験結果から充分であることが判明した。
【００３９】
また、先願明細書に記載の高力ボルト９の要部の形状については、下記のように記載されている。図８に示す従来構造と同様に、鋼材からなる頭部１と軸部２とで一体形成されている。そして、図５に示すように、軸部２に等間隔ピッチＬで刻設されるねじ部３のねじ山４，４の相対するフランク面４ａ，４ｂが、例えば、６０°の角度θを有する。また、ねじ山４，４の谷底４ｃは、上述した３円弧合成法によって構成される弧状曲線の形態に形成されている。
【００４０】
すなわち、上記高力ボルト９のねじ部３は、軸部２のねじ山４のとがり山５の高さをＨ（例えば、Ｈ＝２．１６５ｍｍ）とし、このとがり山５の頂点からＨ／８を切断してなる台形の形態を有する。そして、ねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂと谷底４ｃとの移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａから［（９±１）／２０］・Ｈ、例えば、０．４５Ｈの高さに設定する。さらに、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２において、とがり山５の底辺５ａから（７／１２）・Ｈの高さに中心Ｏ１を有する半径ｒがＨ／６のねじ山４，４のフランク面４ａ，４ｂに当接する当接小円６Ａ，６Ｂを描く一方、ねじ山４の相対するフランク面４ａ，４ｂの延長線がなす鋭角の２等分線上に中心Ｏ２を有する半径Ｒが２Ｈ／３以上の当接小円６Ａ，６Ｂの外接円７を描き、この外接円７と当接小円６Ａ，６Ｂとを重畳することにより、ねじ山４，４の谷底４ｃを目的とする弧状曲線８に形成してなるものである。
【００４１】
そして、先願発明に係る高力ボルトのねじ部３において、移行点Ｑ１，Ｑ２をとがり山５の底辺５ａから［（９±１）／２０］・Ｈ、例えば、０．４５Ｈの高さに設定してなる理由は、ねじ山４，４の谷底４ｃを上述したような目的とする満足な弧状曲線８に形成するにあたり、ボルトの抜けを防止する適切な引っ掛かり率を保持するためである。すなわち、移行点Ｑ１，Ｑ２の高さが下限の［８／２０］・Ｈ以下では、目的とする満足な弧状曲線８を形成することができず、一方、上限の（１０／２０）・Ｈ以上では、適切な引っ掛かり率を保持することが困難になるためである。
【００４２】
また、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２において、半径ｒがＨ／６のねじ山４，４のフランク面４ａ，４ｂに当接する当接小円６Ａ，６Ｂを描く理由は、応力集中の比較的少ないねじ山４，４の谷底４ｃの弧状曲線８を得るため、それぞれの移行点Ｑ１，Ｑ２につき、それぞれ異なった径を有する種々の当接小円について、多くの位置を中心として数多くの弧状曲線をシュミレーションして応力計算を行うとともに、その中の最も応力集中の度合が低い当接小円を選定することにより得られた経験値である。
【００４３】
さらに、ねじ山４，４の相対するフランク面４ａ，４ｂの延長線がなす鋭角の２等分線上に中心Ｏ２を有する半径Ｒが（２／３）・Ｈ以上の当接小円６Ａ，６Ｂの外接円７を描き、この外接円７と当接小円６Ａ，６Ｂとを重畳することにより、弧状曲線８を形成する理由は、当接小円６Ａ，６Ｂの谷底４ｃ側円弧と最も円滑に接続する弧状曲線８を得るためであり、これも多くのシュミレーションによって得られた経験値である。
【００４４】
このように、先願発明に係る高力ボルトは、ねじ山４，４の谷底４ｃを上述したような３円弧合成法によって特定の弧状曲線８の形態に形成することにより、谷底４ｃの中心部Ｍでの応力集中係数が１．６６に低減でき、日本建築学会建築工事標準仕様書ＪＡＳＳ６に規定する標準ボルト張力（２２．５ｔｏｎ）でボルト軸心Ｘ−Ｘ方向に一様に引っ張ったとき、図９に示す従来のＭ２２ボルト（Ｆ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボルト）と比較して、ねじ谷底の応力と歪を大幅に低減させることが可能になる。これにより、高力ボルトの耐遅れ破壊特性の向上が図れる。
【００４５】
一方、高力ボルトとしての重要な問題は、高強度化したとき、如何に遅れ破壊性能をボルトに付与するかに係っている。Ｆ１１ＴのＪＩＳメートル並目ねじの高力ボルトは、強度の範囲で１１００Ｎ／ｍｍ２〜１３００Ｎ／ｍｍ２の範囲で使用されるものであるが、遅れ破壊の危険性があるため、現在では製作されておらず、手に入れることが不可能になっている。そのため、現状では、１０００Ｎ／ｍｍ２〜１２００Ｎ／ｍｍ２の範囲のＦ１０ＴのＪＩＳメートル並目ボルトが広く使用されている。このように、高力ボルトに強度の上限規定が設定されている理由は、ひとえに、強度を上げると遅れ破壊が発生し易いことによる。
【００４６】
そこで、先願の発明者等は、下記実施例に示すように、数多くの実験を重ね、鋼材の引張強さを焼戻温度、及び、炭素当量の尺度から整理し、下記の表１に示す化学成分組成を有する供試鋼を用いて得られた多くの具体的実験データから遅れ破壊の発生の有無を図６及び図７に示す×印（遅れ破壊発生）及び○印（遅れ破壊発生せず）を用いてプロットし、以下の施例例について具体的に説明している。
【００４７】
【実施例】
下記表１に示す化学成分組成を有する供試鋼を用い、線径φ２１．５ｍｍの線材に熱間圧延し、得られた各種線材を用い、Ｍ２２の従来形状および本発明形状のねじ部２種類のボルトを作成した。次に、焼き入れ焼き戻しによりボルトの引っ張り強度１２００ＭＰａ〜１７００ＭＰａまで調整した。この場合、引張り強度は成分と焼き戻し温度で調整され、焼き戻し温度は３００℃〜６５０℃の範囲で行なった。この時の焼き戻し温度と引張り強度を表２に示す。
【００４８】
【表１】
2004176253.tif 000003
【００４９】
【表２】
2004176253.tif 000004
【００５０】
これらのボルトの遅れ破壊特性は、以下の（Ａ）および（Ｂ）の二種類を用いた。
（Ａ）最初に鋼材成分と焼き戻し温度の影響についての評価方法を示す。
現在、高応力ボルト用鋼として一般に使用されている１１００Ｎ／ｍｍ２級に調質したＪＩＳＧ４１０５で規定されているＳＣＭ４４０は、きわめて多くの量が自動車用として使用されているが遅れ破壊は発生していない。しかし、このＳＣＭ４４０に腐食で侵入する拡散性水素量を増大させていくと、ついには遅れ破壊を生じるようになる。今回の遅れ破壊特性の基準はこの時の拡散性水素量を用いた。すなわち、通常、引張強度を上げていくと、鋼材毎に絶対値は異なるものの、遅れ破壊を起こさない限界の拡散性水素量が低下する。特に、１４００Ｎ／ｍｍ２レベル以上のきわめて高い強度になると、少ない拡散性水素量でも遅れ破壊に至るようになる。
【００５１】
遅れ破壊試験はＶノッチ付き試験片を切削加工により製作し、この試験片を所定時間３６％塩酸に浸漬し、矯正的に水素を急増させた後、大気中で３０分放置し、定荷重負荷装置によってノッチ強度×０．７の引張応力を負荷した。
【００５２】
この時、鋼中に侵入した拡散性水素量を熱的分析法により測定し、併せて、鋼種毎に拡散性水素量と破断時間との関係を調査した。試験片が１００時間以上破断しない時の拡散性水素量を鋼種毎の限界拡散性水素量とした。
【００５３】
現行の高応力ボルトのＳＣＭ４４０を１１００Ｎ／ｍｍ２級（ＴＳは１２００Ｎ／ｍｍ２）とした時の限界拡散性水素量は０．５５ｐｐｍと求められた。高強度材の耐遅れ破壊特性は限界拡散性水素量を判断指標とし、高強度となっても、現行の１１００Ｎ／ｍｍ２級のＳＣＭ４４０の限界拡散性水素量０．５５ｐｐｍ以上の限界拡散性水素量を有する鋼材は、遅れ破壊が発生しないという評価を用いた。
【００５４】
（Ｂ）次に、耐遅れ破壊特性に及ぼすボルト形状については、従来形状のボルトおよび本発明形状のねじ部のボルトともに同一の軸力を付与し、観覧車方式による３．５％ＮａＣｌの湿潤＋乾燥の繰り返しにより、試験期間１２ヶ月間での破断有無により評価した。
【００５５】
その結果を下記表３に示すが、本発明の実施例は比較例に比べ耐遅れ破壊特性に優れていることが明らかである
【００５６】
【表３】
2004176253.tif 000005
【００５７】
その結果、図６に示すように、鋼材の引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）と焼戻温度Ｔ（℃）との関係において、ある直線を境として、例えば、焼戻温度Ｔが約５５０℃の場合、鋼材の引張強さＴＳが約１４６０Ｎ／ｍｍ２以上では、遅れ破壊が発生するが、それ以下では遅れ破壊が発生しない境界があることを見い出し、下記の関係式を得た。
ＴＳ＝１．１Ｔ＋８５０        ・・・・・・・・・（１）
【００５８】
一方、図３に示すように、鋼材の引張強さＴＳと炭素当量Ｃｅｑ（％）との関係において、ある直線を境として、例えば、炭素当量Ｃｅｑが約０．８５％の場合、鋼材の引張強さが約１４６０Ｎ／ｍｍ２以上では、遅れ破壊が発生するが、それ以下では遅れ破壊が発生しないことを見い出し、下記の関係式を得た。
ＴＳ＝５５０Ｃｅｑ＋１０００        ・・・・・・・・・・（２）
この場合、鋼材の炭素当量Ｃｅｑそのものは、下記のようなＪＩＳの定義式、
Ｃｅｑ＝Ｃ＋（Ｍｎ／６）＋（Ｓｉ／２４）＋（Ｎｉ／４０）＋（Ｃｒ／５）＋（Ｍｏ／４）＋（Ｖ／１４）
で表わされる。
【００５９】
したがって、鋼材の焼戻温度Ｔと化学成分から計算される炭素当量Ｃｅｑとの二つの要素で引張強さＴＳ（Ｎ／ｍｍ２）の範囲を遅れ破壊が発生しないように、すなわち、上記した式（１），（２）の下限範囲
ＴＳ≦１．１Ｔ＋８５０        ・・・・・・・・・（３）
ＴＳ≦５５０Ｃｅｑ＋１０００        ・・・・・・・・・（４）
に設定し、これらの両式（３），（４）を満足するように制御すれば、鋼材の引張強さＴＳを１２００Ｎ／ｍｍ２以上で、１６００Ｎ／ｍｍ２以下の範囲に容易に調質することが可能になる。
【００６０】
また、上記した鋼材の化学成分は、例えば、本出願人が先に出願し公開された特開平７−２７８７３５号公報に開示してなるように、少なくとも質量％で、
Ｃ  ：０．３０〜０．４５％、
Ｓｉ：０．１０％未満、
Ｍｎ：０．４０％超１．００％未満、
Ｐ  ：０．０１０％未満、
Ｓ  ：０．０１０％以下、
Ｃｒ：０．５〜１．５％未満、
Ｍｏ：０．３５％超１．５％未満、
Ｖ  ：０．３０％超１．０％以下、
を含有し、残部がＦｅ及び付加的組成物からなる鋼材が好適に用いられる。
【００６１】
この場合、上記した鋼材には、必要に応じて、質量％で、
Ａｌ：０．０１０〜０．１００％
を含有させたり、更には、質量％で、
Ｎｂ：０．００５〜０．０３０％、
Ｔｉ：０．００５〜０．０３０％、
の１種または２種を含有させてもよい。
【００６２】
このように、先願の発明によって得られた高力ボルトは、１２００Ｎ／ｍｍ２以上１６００Ｎ／ｍｍ２以下の強度範囲において、優れた耐遅れ破壊特性を有しており、従って、従来の１０００Ｎ／ｍｍ２〜１１００Ｎ／ｍｍ２級の高力ボルトに比べて、（１）部材の接合に必要なボルト本数を低減でき、接合部をよりコンパクトかつ軽量にすることができる。（２）ボルト本数の低減により、ボルト孔による断面欠損が減少し、補修補強の効率が改善する。（３）ボルト本数の低減より、施工時間を減少させることができる。（４）より高強度かつ厚肉鋼板のボルト接合が可能になり、設計の自由度が増す。（５）ボルトの小径化が可能になり、ボルトの持ち運びや締付けの作業性が向上する。（６）以上の効果により、トータルの補修補強の建設コストの低減が可能になる。
【００６３】
なお、炭素当量Ｃｅｑとしては、１．４％以下にするとよく、この値より高いと、ボルト成形前の硬度が高すぎて、型寿命の著しい低下とボルトの加工割れを生じ、工業的に安定的な生産が困難になる。
【００６４】
本発明においては、前記の先願の高力ボルトおよび鋼材を有効に利用し、また先願に開示されている高力ボルトを、打込式の高力ボルトに、その形状を変化させると共に、さらに打ち込み式高力ボルトに、図３に示すように、最小断面軸部１９とピンテール部１８を一体に有する打込式高力ボルト９とすることにより、打込式高力ボルト９に負荷される軸力（張力）の管理を容易にし、１２００Ｎ／ｍｍ２以上１６００Ｎ／ｍｍ２以下の強度範囲において、優れた遅れ破壊特性を有する打込式高力ボルト９を使用する。このように、１２００Ｎ／ｍｍ２以上１６００Ｎ／ｍｍ２以下の強度範囲の高い高張力の打込式高力ボルトを利用することにより、当然、せん断耐力も高く使用できるため、打込式高力ボルト９のせん断耐力は、従来のＢ１０Ｔの場合より高めて使用することができ、その分、打込式高力ボルト９の本数を低減でき、また、打込式高力ボルト９をＭ２２あるいはＭ２４等の軸径寸法の大きい打込式高力ボルトを使用することにより、補修補強する場合に、さらに打込式高力ボルトの本数を低減することができる。
【００６５】
このように、鋼材をボルト引張強さと焼戻温度、及びその化学成分から計算される炭素当量との間の各々の関係式を満足するように、焼入れ及び焼戻しによりボルト引張強さの範囲を調質し、これにより、１２００Ｎ／ｍｍ２以上のボルト引張強さを有する耐遅れ破壊特性に優れていると共に、トルク管理が容易で、導入される軸応力を低減することのできる打込式高力ボルト９も提供することができる。
【００６６】
【発明の効果】
本発明によると、既存の鋼構造物を補修補強する場合、軸径の大きな打込式高力ボルトを使用して、打込式高力ボルトのせん断耐力を最大に利用することができるので、補修補強工法でのボルト孔を設ける数を著しく少なくすることができ、鋼構造物の補修補強の施工コストを著しく削減することができ、また補修設計の自由度を高めることができる。
【００６７】
また、打込式高力ボルトを低い軸方向応力が負荷される状態で使用するので、Ｂ１０Ｔを超える打込式高力ボルトの遅れ破壊を確実に防止することができ、Ｂ１０Ｔを超えるせん断耐力の高い打込式高力ボルトを有効に利用することもでき、せん断耐力の高い打込式高力ボルトも提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の補修補強工法を説明するための斜視図で、打ち込み式支圧高力ボルトを使用して鋼構造物を補修補強した状態を示斜視図ですある。
【図２】打ち込み式支圧高力ボルトを使用して鋼構造物を補修補強した図１に示す状態の一部を拡大して示す縦断側面図である。
【図３】本発明において使用する打ち込み式支圧高力ボルトを示す側面図である。
【図４】既設の鋼構造物を示す斜視図である。
【図５】本発明に係る高力ボルトの一実施形態を示すねじ部の要部拡大説明図である。
【図６】鋼材の焼戻温度と引張強さとの関係を示す説明図である。
【図７】鋼材の炭素当量と引張強さとの関係を示す説明図である。
【図８】従来の高力ボルトの説明図である。
【図９】図８のＡ部における要部拡大説明図である。
【図１０】従来の補修補強構造を示す斜視図である。
【図１１】鋼桁の溶接部が疲労亀裂によって劣化を生じた場合を示す側面図である。
【図１２】図１１に示す疲労亀裂近傍を従来の方法により補修補強した場合を示す側面図である。
【符号の説明】
１    頭部
２    軸部
３    ねじ山
４ａ    クランク面
４ｂ    クランク面
４ｃ    谷底
５    とがり山
５ａ    とがり山の底辺
６Ａ    当接小円
６Ｂ    当接小円
７    外接円
８    弧状曲線
１０  鋼製ボックス柱
１１  鋼製ボックス梁
１２  鋼構造物
１３  鋼製側面板
１４  鋼製側面板
１５  補強用鋼板
１５ａ  補強用鋼板
１５ｂ  補強用鋼板
１６  ボルト１６
１７  ナット
１８  ピンテール部
１９  最小断面軸部
２０  円環状軸部
２１  ピンテール破断用インナーソケット
２２  ナット係合用アウターソケット
２３  ナット電動締付け工具
２４  凸部
２５  軸部
２６  ローレット加工
２７  前面板
２８  上面板
２９  下面板
３０  ボルト孔
３１  ボルト孔
３２  手作業用の透孔
３３  鋼桁
３４  疲労亀裂
３５  高力ボルト
３６  鋼製ウエブ
Ｈ    とがり山の高さ
Ｌ    ねじ山のピッチ
Ｍ    中心部
Ｏ１    当接小円の中心
Ｏ２    外接円の中心
Ｑ１    移行点
Ｑ２    移行点
ｒ    当接小円の半径
Ｒ    外接円の半径
Ｘ−Ｘ    ボルト軸心
θ    クランク面の角度
【図１】
2004176253.tif 000006
【図２】
2004176253.tif 000007
【図３】
2004176253.tif 000008
【図４】
2004176253.tif 000009
【図５】
2004176253.tif 000010
【図６】
2004176253.tif 000011
【図７】
2004176253.tif 000012
【図８】
2004176253.tif 000013
【図９】
2004176253.tif 000014
【図１０】
2004176253.tif 000015
【図１１】
2004176253.tif 000016
【図１２】
2004176253.tif 000017