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2019年度日本建築学会
2019年度日本建築学会

2021-05-10T10:33:11.225西沢淳

関 東関東支部研究報告集Ⅰ
支部研究報告集2020 年 3 月

2020年3月

柱と梁が平面的・立面的に斜めに接合される柱梁接合部の力学挙動
その１ 平面的に斜めに接合されるフランジ要素の実験
2．構造-10．鉄骨構造-f．柱-梁接合部

正会員 ○ 劉 雨辰*1   正会員 吉敷祥一*2 〃   仲田章太郎*3  〃   西澤 淳*4

柱梁接合部



平面斜め接合 梁フランジ塑性変形能力 最大耐力

ひずみ分布はじめに 建築物の柱梁接合部において,柱と梁が直交するように平面計画を行うのが一般的である。しかしながら，実際

の建築物では，大空間の確保や意匠上の理由等から,柱と梁が平面的あるいは立面的に取付角度  図1をもって接a)

合される場合がある(以下，平面斜め接合，立面斜め接合b)と呼ぶ 。「建築鉄骨標準ディティール」1)では,平面斜め接合を採用する際に,H形鋼梁を斜めに加工する方法(図1(a))とダイアフラムを斜めに加工する方法(図1(b))が例示されている。しかしながら,柱梁接合部の平面・立面斜め接

合に関する研究は少なく,必ずしも加工方法と力学特性の関係は明らかでない。例えば，平面斜め接合においてH形鋼梁を斜めに加工する方法で製作された柱梁接合部(図1$  平面斜め接合(a))では，梁フランジの危険断面位置が不明確であり，そ%  立面斜め接合

一般のダイアフラムの破壊機構についての検討が必要である。

斜めダイアフラム 本研究では,まず平面斜め接合された柱梁接合部を対象斜め梁端部とし，梁フランジ要素の引張載荷実験を行い，その塑性変形能力を把握する。

≥25b)斜めダイアフラム
a) 斜め梁フランジ
図１ 斜め接合の分類

0LVHV降伏条件による検討
 ここでは，Mises降伏条件を用いて，文献2)を参考に平t方向の仮想破断線

面斜め接合された梁フランジの破壊機構について検討する。引張力が作用する鋼板の応力状態を図2に示す。ここPで鋼板の幅方向をu 断面，斜め方向をt 断面とし，u 断面BPえる。なお，以後は式展開の都合上，取付角度とは異な

du

る角度θf (=90°-)を定義して用いる (図2)。応力の降伏条
222    n  3 nt  u  0             1     1.2

また，微小変形を仮定した場合，t 断面に垂直なσn方向のθfduu方向の仮想破断線

du cosθf Pt / P u

1.1

斜め断面の耐力が上昇

2 u 断面1

塑性歪法線則よりζを非負の比例定数として次式が成り立つ。

t θf f  2 n , du cos f  6 nt
du sin n ntdtt断面

ひ ず み は dusinθf u 断 面に 平 行 な τnt方 向 の ひずみはt

図 Mises降伏条件(tの破断を仮定する)

件は次式で表される。

Win ( n sin  f   nt cos  f )du

σt=0σnτnt
du sinθfに直交する引張力が作用した際のt断面の破断について考ducosθfであり，応力仕事は 2 式で表される。

一般の梁端部03 045u

θf
60tu75

θf90

図  u 断面に対するt 断面の引張耐力の比Yuchen LIU, Shoichi KISHIKI, Shotaro NAKADA,Jun NISHIZAWA

Structural behavior of horizontal and vertical oblique beamcolumn connections (Part 1 Tensile test of beam-flange component with horizontal oblique joint )

1

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130

130

PL12

PL12 片側フランジ

Pu/Pt を角度 θf との関係として図3に示す。この図より，t完全溶込溶接

断面とu 断面のなす角が小さくなるほど，つまりは取付角80(6)式によって求めたu 断面に対するt 断面の引張耐力の比度  が大きくなるほど，斜めの t 断面は元断面より引張25

片側フランジ

耐力が大きくなることが分かる。すなわち，平面斜め接合

θf＝75,60,45完全溶込溶接250

において，斜めのt 断面が危険断面になることはないと考えられる。 PL36
θf＝90,75,60,45

ダイアフラム 治具 

 実験計画%  6シリーズ
35°

PL36

 試験体の概要
 前章の検討結果の検証を含め，斜め接合を対象としたフ7

ダイアフラム 治具 $ 

ランジ要素の引張実験を行う。試験体の概要を図4に，使Ｃ）溶接詳細

/シリーズ

図  試験体の概要

用した材料の機械的性質を表1に示す。実験は，H形鋼梁

表 材料の機械的性質

RH400x200x8x13)がダイアフラムに平面斜め接合された柱梁接合部において，曲げ引張力が作用する梁フランジを

σy [N/mm]

σu [N/mm]

EL[％]

母材

試験体
SS400 PL1231642528

想 定 し て 行 う。試 験 体 はPL12(SS400)とPL36(SS400)に よ冶具SS400 PL3629645033り,それぞれH形鋼梁のフランジとダイアフラムを再現し溶着金属

YGW 1846756528ている。なお，本実験では梁フランジ要素の破壊機構を確 認す るため，ダイアフ ラムに は十分に 厚いPL36を 用い
表  実験結果の一覧た。梁フランジ要素とダイアフラムの接合部は，ルート間

角度 平行部 計測区間
剛性 降伏耐力 最大耐力 終局変位 破壊
θf l [mm] L0[mm] k[kN/mm] Py[kN] Pmax[kN] δu[mm] モード隔7mm，開先角度35°のレ形開先を設け，裏当金FB-9x25L909021725739874.6Bを取り付けて完全溶け込み溶接とした。なお，溶接ワイ

L757520925839972.4

B

ヤーにはYGW18を使用した。

L6060

21025539963.0BL4545211257395

42.0

AS757542217

266424

14.6

BS606055120

200

254

417

16.8

AS454572137208

26041212.7

A250315107

 実験のパラメータは梁フランジ要素のダイアフラムに対する角度θf(以下,平面角度)であり,平面角度θf=45,60,75,90°と な る4体 の 試 験 体 (Lシ リ ー ズ ) を 製 作 し た。ま た，θf=45,60,75°については，梁フランジ要素の溶接部近傍の破壊を促すための試験体として，Lシリーズの1/10の平行部

P
計測区間

 載荷方法と計測計画 u 実験は，アムスラー型万能試験機を用い，試験体の中心

θf

L0

平行部長さl

長さを有する3体の試験体(Sシリーズ)も用意した。

G10G9G8G7G6t

G5G4
G3G2
G1と加力方向の作用線が一致するように設置し，試験体の両端から170mm程度をチャックで固定して行う。載荷は,単調引張載荷とし，試験体の破断による耐力低下が確認できPるまで行った。

$  相対変位 計測計画を図5に示す。実験中は計測区間の上端と下端% 歪ゲージ

図  計測計画

(1)~(3)式より，次式が得られる。
3 tan  f1n  u , nt
u22
3(3tan
1)3(3tan f  1)f
に設置された変位計により計測された相対変位を用いて両者の差分から軸変形δを得る。また,梁フランジ要素とダイアフラムの溶接部近傍において，幅方向(u断面)と斜め方4 向(t断面)にひずみゲージを貼付している。なお,θf =15,30°

ま た，(4)式を(2)式に 代入す れば応 力仕事 は次式 で表せの試験体のように両方向のひずみゲージの位置が重なる場

udu5 

3鋼 板 の 厚 さ をd とし，応 力 仕 事 と 変 形 の 関 係 に基づい

合には,一枚のひずみゲージを両方向のひずみゲージとして，t断面と u 断面の引張耐力 Pt，Puは次式で表せる。

 実験結果と考察

る。

W
in

(1  2sin 2  f )Pu u Bd , Pt

Win Bddu sin  f(1  2sin 2  f ) u Bd
3 sin  fて併用している。
 荷重‐平均ひずみ関係と破壊状況

6 

 荷重と平均ひずみの関係をシリーズ毎に図6に，試験体2― 434 ―

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P k
500

P(A) 接合部破断の破壊状況を写真1 に示す。また，実験結果の概要を表2B)部材破断にまとめる。図の縦軸は荷重Pであり，横軸は軸変形δを400

平行部長さl で除した平均ひずみave である。また，線種に計測区間

300より平面角度θf を区別し，試験体の終局状態であると判断θf = 90°θf = 75°θf = 60°θf = 45°

200
100
010020合部破断（破壊モードA），青色を母材破断（破壊モードPB）とする。破壊モードAは斜め接合の端点（写真1,赤破ave [%]30

$ /シリーズP k
500

した点にマーカーを付けている。マーカーは，赤色を接線の丸）から亀裂が生じて破断に至った場合，破壊モー40

ドBは平行部の中央付近から破壊に至った場合である。
 実験より得られた履歴挙動を見ると，いずれの試験体P(A) 接合部破断

も載荷初期の荷重は，ほぼ等しい初期剛性を維持したま
ま直線的に増加し，260kN付近で降伏した。その後，ひず400

み硬化によって緩やかに耐力が上昇している。最終的に

計測区間

300
200

θf = 60°θf = 45°

100

θf = 75°Pave [%]0010203040% 6シリーズ
図 荷重‐平均ひずみ関係
Pu / Pt

1.2 / u(L90,L75)
1.2 u

1.0

1.0

L45

S75

S45

S60

$ 破壊モード$(接合部破断)

6シリーズ

/シリーズ
0.8

0.8

6シリーズ

/シリーズ

0.6

破壊モードA
破壊モードB

00

45

60

75

0.6

θf

9000

図 最大耐力の比較

[%]

45

60

75

θf

L90

90

[%]

/シリーズ

[%]

u205ave [%]10

20

15080

1055x [mm]40

θf 90°

55

70 80

51015

20

5010

xt75

f = 90

u

15

u

1060

0

1025x [mm]201502540

55

70 80

u

15u
t

101545

ave [%]20u

f = 90

50102540

θf 60°図 ave = 8% 時のひずみ分布

― 435 ―

x [mm]
55

70 80

0t

0

1025xt10

f = 90

θf 75°3

50xt0u

ave [%]5t005t

図 θf 45°におけるひずみ履歴uu10255015u106シリーズ

10

ave [%]x15

u5t0u1510105020L60

4510906シリーズ

15450

写真試験体の破壊状況
[%]

t/シリーズ 2015150L75

% 破壊モード% 母材破断)

図 塑性変形能力の比較

t20

破壊モードA
破壊モードB

2540

θf 45°

55x [mm]
70 80

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 平均ひずみに対する溶接部近傍のひずみ履歴(図9)を見は，試験体L45を除くLシリーズは破壊モードA，Sシリー
ズと試験体L45は破壊モードBの破断に至った。

ると，u 断面，t断面ともに両者の交差位置，つまりt断 最大耐力と塑性変形能力

面の先端に行くほど，ひずみが大きくなっていることが ここでは，実験より得られた最大耐力と塑性変形能力分かる。ひずみ分布(図10)において平面角度の違いを比を考察する。最大耐力と塑性変形能力を試験体L90に対す較すると，平面斜め接合されるとu断面とt断面の交差部

る 比 と し て 整 理 し，平 面 角 度 と の 関 係 を 図7，図8に 示におけるひずみの増大がより顕著に表れており，その程す。なお，塑性変形能力は，図6において終局状態である

度は平面角度が小さいほど大きい。したがって，平面角と 判断とした点の軸 変形と 定 義し てい る。図 中のマー度が小さいほど梁フランジ要素の変形能力が低下した要カーは，種類によって試験体のシリーズを，また黒塗り

因は，上記のひずみの増大が原因であると考えられる。と白抜きの違いによって破壊モードを区別している。

 ひずみの増大と塑性変形能力の関係

 最 大 耐 力(図7)は，い ず れ の 試 験 体 も 平 面 角 度によら 前節におけるひずみ増大を定量的に評価し，塑性変形ず，ほぼ一定値である。Sシリーズは，平行部が短いため能力との関係を考察する。ここで図9中における平均ひに塑性化部の拘束が強く，平行部の長いLシリーズよりもずみが4～8%の範囲の勾配をひずみ増加率Kとして用い最大耐力は大きいが，平面角度の違いによる影響は小さる(図11(a))。また，平面斜め接合とした試験体においてい。一方，塑性変形能力(図8)は，平面角度が小さくなる

最もひずみの大きかったG5のひずみ増加率Kを用い，試に従って低下している。平面角度45°では，試験体L90の験体L90におけるひずみ増加率の平均値K90に対する比おおよそ半分程度の変形で破断に至っており，平面斜めを，平面斜め接合によるひずみ増加係数と定義する(図11

接合の影響が顕著に表れている。(b))。  溶接部近傍のひずみ履歴とその分布 ひずみ増加係数の逆数と塑性変形能力の比(図8)を，平 次いで，溶接部近傍のひずみに着目して分析を行う。

面角度との関係として表し，図12に示す。ひずみ増加係

平均ひずみ ave と溶接部近傍におけるひずみの関係を図9

数の逆数と塑性変形能力を比較すると，両方の傾向は概に，また，平均ひずみ8%時のu断面とt断面のひずみ分布を図ね一致しており，平面斜め接合における塑性変形能力の10に示す。なお，図9では最も塑性変形の低下が著しかった

低下は，u断面とt断面の交差部におけるひずみの増大が平面角度45°の試験体について示している。

原因であると言える。


Kf,G5 θf

ave [%]4

 本報では，柱梁接合部における平面斜め接合される梁G5

Kf, Gi 0 まとめ

G5位置の局所ひずみを取る

安定の段階を取る

8a) ひずみ増加率の定義

フランジ要素の引張載荷実験を行った。以下に得られた結果を示す。

Ave (G1-G5)
90[1]梁フランジに斜め切断してダイアフラムに平面斜め接    K合する場合，斜め方向のt断面では耐力が上昇するたE 比較方法

め，幅方向のu断面が危険断面となることを示した。
[2]平面斜め接合された梁フランジ要素は，u断面とt断面の交差部におけるひずみが最も大きくなった。また，平面角度が小さいほど，つまりは柱と梁取付角度 が大きいほど，この点のひずみの増大が顕著となり，その程度に応じて塑性変形能力が低下することが分かった。

図 ひずみ増加率の定義と比較方法
1.2
1.0
0.8

靭性低下率

u / u-L90 

参考文献
ひずみ増加係数[ K90,G5/ Kf,G5 ]

0.6
00

 鉄骨建設業協会：建築鉄骨標準ディテール 2016年版，p.35
2016.4 吹田 啓一郎，李 相周，井上 一郎：有孔鋼板の引張強さと変形

θf
45

607590

能力(その1 破壊基準と最大耐力)，日本建築学会大会学術講演
梗概集，pp.977-978，2001.9

図 ひずみ増加率と塑性変形能力の比較

*1 東京工業大学 環境・社会理工学院 修士課程
*2 東京工業大学 准教授・博士(工学)
*3 東京工業大学 環境・社会理工学院 博士後期課程
*4 株式会社角藤*1 Graduate Student, Tokyo Institute of Technology
*2 Associate Professor, Tokyo Institute of Technology, Dr. Eng.
*3 Doctoral Student, Tokyo Institute of Technology*4 KAKUTO CORP

4

― 436 ―