広島工業大学紀要研究編
第 57 巻（2023）87-95

論文

複半月充填ボルトの形状と初期剛性に関する実験的研究
山西央朗＊（令和 4 年10月28日受付）

EXPERIMENTAL STUDY ON SHAPED & INITIAL STIFFNESS OF
HALF-MOON-SHAPED-BOLT.
Teruaki YAMANISHI（Received Oct. 28, 2022）

Abstract
The author present the shear joint using half-moon-shaped-bolt. The half-moon-shaped-bolts always
penetrate the connected steel plate so as to fill up a hole. The bolt resists a sharing force as thebearing bolt. Moreover, the present shear joint maintains constant stiffness during a large number ofpulsating cyclic loadings.
An experimental study was carried out to clarify the stiffness of the bolted joint. The slip of thehalf-moon-shaped bearing bolt occurred in the case of all parameter. The stiffness of the half-moonshaped-bolts was depended on half-moon-shaped bearing bolt cutting slope, set up angle.
Key Words: bearing joint, half-moon-shaped-bolts, stiffness & bolt cutting slopeの初期軸力導入が必要である．また母材と添え板の貫通孔

1 ．序論

間に平面的な位置ずれが存在する場合は，せん断力作用時

高強度鋼材における乾式接合形式の一手法として玉井に1-4）に位置ずれの解消が成される時点で，再度，自己充填機能が進められた“複半月充填ボルト（図を発揮する必要がある．これらを実現する為に，皿バネを中表記＝ HMS-bolt）”は，支圧接合により継手の応力伝播複数枚重ねて初期軸力の導入，そして復元力の確保によりを実現する工法である．具体的にはボルト軸部と貫通孔内複半月充填ボルトの自己充填機能を継続的に維持しなけれ壁間の隙間を充填する機能（以後，自己充填機能と記す）ばならない．これについては，引き続きより合理的なディを有するため，高力ボルトによる摩擦接合にて実用されてテールを追跡する必要がある．

より提案，研究いるボルト貫通孔径（M24まではボルト軸径の 2 mm 増を更に，自己充填機能は機械的な機構（後述する図 1 ，図直径とする形状）を採用しても，隙間による抵抗力のス8 を参照）により実現されるため，スリップを完全に解消リップ（ボルトのせん断抵抗が 0 の領域）が極小さくなすることは現在も実現できていない．そして，これまでのる．このため，理想的には初期張力導入の工程を省略でき研究では，冒頭に述べたように高強度鋼材における乾式接ると共に，ボルト軸径に対して拡大された貫通孔のディ合形式を意識した終局耐力検討の研究がなされていた1-4）．

テールを有しながらも支圧接合が実現できるものである．

このような背景に対して，著者は一般的に利用することこのように，施工性の確保と共に支圧接合による構造性を目標に，特に施工性と弾性剛性に着目して研究を再開す能が期待できるが，自己充填機能を得るためにはある程度る．具体的には，支圧接合として期待すべき機能を確保す＊

広島工業大学建築工学科 准教授― 87 ―

山西央朗

る為にどの程度のせん断剛性を得るべきかを検討し，実現る．また，この度は，切断代による影響を排除する為にボに向けた改善を行わなければならない．そのためには，

ルトヘッド側に 1 本のボルト，ネジ部側に 1 本のボルトをｉ．梁断面形状を考慮した必要せん断剛性の精査用い， 1 組のボルトセットを作成するために，計 2 本のボⅱ．繰返し載荷下にて現われるスリップの抑制

ルトを使用している．また，切断面を合致させるために切を追跡する必要がある．

断面を機械仕上げとしている．

本論文では，改めて複半月充填ボルトの動作と機能を確

図 4 より，複半月充填ボルトは切断したボルト間の相対認する．また，より簡便に初期軸力と継続的に自己充填機位置の移動により隙間を充填する．このため，充填時には能を維持する為に必要な復元力を，皿バネに変わり圧縮コ切断始終位置近傍において断面が不連続となる．これを考イルバネを用いて実現する．更に，複半月充填ボルトの形

慮しなければ（a）に示すように，添え板との接触不良が状や配置条件を変数とした要素実験により繰返し載荷下に発生する．このため，（b）に示すように座金等を用いてて得られる弾性領域のせん断剛性を検討する．

ボルト軸方向位置を調整して表裏の添え板との接触不良が発生しない位置を確保しなければならない．ここでは，

2 ．複半月充填ボルト（a）の条件となるものを 1 変数として採用し，その影響

図 1 に母材と添え板のボルト貫通孔の平面的な配置と複も検討する．

半月充填ボルトの動作を示す．（a）に示すように，母材と図 5 より，複半月充填ボルトの充填効果は，切断面垂直添え板のボルト貫通孔が一致している場合，複半月充填ボ方向（充填方向）にしか発揮されたない．このため，載荷ルトを通して，ナットを締め付けることにより隙間を充填方向に対して充填方向の設置角度が重要な因子となる．こするので載荷方向（作用するせん断力）の正負に関係無く

こでは，充填方向の設置角度を 0 度，45度，90度を採用す抵抗可能である．一方，（b）に示すように母材と添え板る．のボルト貫通孔が一致していない場合，設置時の隙間は

表 1 より，上記 3 項目の変数と共に，図 1 の母材と添え（a）と同じく充填できるが，正負どちらか（図 1（b）に板のボルト貫通孔の平面的な配置，図 2 のバネの設置の有おいては圧縮方向）に対して隙間が生じることになる．こ無を変数として，更に，勾配 7 のボルトのみ弾塑性載荷実のような貫通孔の不一致は実施行時には必ず発生するが，験を行い，計25種類の実験変数を採用する．
尚，図 1 の条件は，（b）においては最も隙間が大きく設置時の自己充填機能のみでは補うことはできない．
そこで，図 2 に示すように長ナットによりネジ部を延長なる状態を確保する．具体的には，複半月充填ボルトを通しここに圧縮コイルバネを設置する．また，延長したネジした後に，貫通孔内壁とボルト軸部が接触するように母材部に圧縮コイルバネを押さえつけるための鋼板（springと添え板を移動している（ボルトの充填のための移動が生counter），追加ナット（add. nut）を用いて圧縮コイルバじない設置）．

ネを密着長まで縮める．これにより，簡便に張力導入（バ3. 2

図 6 ，表 2 に母材と添え板の形状と素材特性を，図 7 にネの圧縮最大荷重）を制御可能であり，かつ自由長 - 密着長は皿バネに比較して確保し易いので単位変位あたりの復試験体セットアップと実験装置を示す．
図 6 より，要素実験は継手の片側（セットアップでは下元力の低下を抑制できる．

側）にのみ複半月充填ボルトによる支圧接合を実施し，も3 ．載荷実験
3. 1セットアップと実験装置

う一方はこの構造性能抽出の妨げにならないように作用荷

実験変数重に対して弾性的な挙動を得る M16の高力ボルト 3 本に

表 1 に実験変数を，図 3 に複半月充填ボルトの形状，図よる摩擦接合を採用している．図 3 の影響を確実に得る為

4 にボルト設置時の貫通孔内壁とボルト軸部の設置状況に，母材の板厚はボルト径に対する標準的な板厚よりも 1を，図 5 に載荷方向と複半月充填ボルトの切断面設置角度サイズ厚いもの（t ＝19mm）を採用している
図 7 より，載荷は油圧ジャッキにより静的に加力を行の関係を示す．尚，表 1 中には変数と図の対応を明記してう．また，継手の剛性を検討する為に上下母材の端部に変いる．
図 3 より，複半月充填ボルトには高力ボルト（M16,位計および測定子カウンターを設置し，母材間の相対変位F10.9）を用い，切断勾配 5 ，7 ，10を確保できる軸部長をを計測している．次に，ロードセルにより計測した荷重値採用し，軸部一杯を切断する．これは，貫通孔内壁との接を制御値として，この度は完全に弾性範囲に収まる領域の触度合いを変数とするためであり図 9（b），10（b），11（b）

剛性を追跡するため，10，20，40kN を 2 サイクルづつ正中より，勾配 5 は添え板とは板厚の半分以下の接触状態，負交番に載荷する．また，弾塑性領域の挙動を検討するた

勾配 7 は板厚の半分以上，勾配10は板厚全域で接触していめ，パイロット試験として，勾配 7 のボルトに対して，― 88 ―

複半月充填ボルトの形状と初期剛性に関する実験的研究（a）slope 5（a）Type A：HMS-bolt set up（b）slope 7（b）Type B：HMS-bolt set up for not agreement of bolt holeFig.1

Bolt hole arrangement（c）slope 10
Fig.2

Fig.3

Coiled spring setup

Fig.4

Bolt setup― 89 ―

HMS-bolt detail

山西央朗

Fig.5

Fig.6

Fig.7

Bolt setup angle

Main plate & splice plate

Apparatus & specimen setup― 90 ―

複半月充填ボルトの形状と初期剛性に関する実験的研究
Tabel 1

Specimen code & parameter±40kN 載荷した後に引張方向に弾性限界の 2 倍程度の荷充填機能が確保されている場合の動作と機能を示してい重に達するまで載荷を行い，その後，再度±40kN の載荷る．
図 9 ～13に実験結果として，継手のせん断力，母材間のを行っている．
Tabel 2

Material properties for plate

相対変位関係，弾塑性実験の後のボルトの写真を示す．
尚，図 9 ～11の（i）には代表的な変数を重ねて示すと共に，自己充填機能発揮後の弾性剛性（正負40kN 間の割線剛性）を併記している．
尚，実験において，ボルトのスリップバック（接触力により充填方向と逆にネジ側のボルトが移動する現象）は見

4 ．実験結果と考察られなかった．
4. 1

自己充填機能図 8 に載荷時に母材と添え板の貫通孔の相対的な位置変

図 8 より，母材と添え板のボルト貫通孔が平面的に一致化が生じる条件下で，圧縮コイルバネの復元力により自己していない場合，一方向に加力すると隙間が生じる（step― 91 ―

山西央朗

20202000-20-20-40-40-5-2.5 (mm)02.5

Q (kN)

40 (c) 5 - B - non - 0

Q (kN)

40 (b) 5 - A - non - 0-7.5-7.5

slip range :0.90 mm

0-20-40-5-2.5 (mm)02.5-7.5-5-2.5

 (mm)

40 (d) 5 - B - set - 0
Stiffness define line

40 (e) 5 - A - non - 45

40 (f) 5 - B - set - 45

2020200slip range :1.25 mm-20-40-7.5-5-2.5

 (mm)

02.5Q (kN)

Q (kN)

Concept & function of HMS-bolt

40 (a) 5 - falling out

Q (kN)Q (kN)

Fig.8

0-20-40-40-5-2.5

 (mm)

02.5

2.50

2.5

64.6
02.50-20-7.50-7.5-5-2.5

 (mm)

40 (h) 5 - B - set - 90

4020202000-20-20-40-40-7.5-5-2.5

 (mm)Q (kN)

40 (g) 5 - A - non - 90

Q (kN)Q (kN)(i) comparison

0-20-40Stiffness (kN/mm) : 24.2 21.2 47.6
2.5-7.5-5-2.50

2.5

Fig.9

Shearing force Q ‒ displacement d relationship for slope 5-7.5

5-A-non-0
5-B-set-0
5-B-set-45
5-B-set-90-5-2.5

 (mm)0 (mm)ii-1＆2）．このときに，圧縮コイルバネの復元力によりネ（b）は図 1（a）の状態であり，理想的な条件下の性能を示

ジ側のボルトが移動し，隙間を充填する（step ii-3）．このしている．完全にスリップを 0 にすることはできないが，結果，載荷方向に関係無くスリップが生じることなく支圧ボルト軸径とボルト貫通孔の直径差により生じるスリップ接合が得られる．

量＝4.0mm 超（（c）より，この度の試験体では 5 mm 程

図 9 ～11中の（b），（c），（d），（i）を検討する．先ず，生じている）を十分に小さくできている．但し，勾配 5 の― 92 ―

40 (c) 7 - B - non - 02020200-20-40-40-5-2.5

 (mm)

02.5-7.5

slip range :0.34 mm

0-20-40-5-2.50 (mm)2.5-7.5-5-2.5

 (mm)

40 (d) 7 - B - set - 040 (e) 7 - A - non - 4540 (f) 7 - B - set - 45

2020200slip range :0.23 mm-20-40-7.5-5-2.5

 (mm)

02.5Q (kN)

Q (kN)

0-20-7.5

Q (kN)

40 (b) 7 - A - non - 0

Q (kN)

40 (a) 7 - falling out

Q (kN)Q (kN)

複半月充填ボルトの形状と初期剛性に関する実験的研究

0-20-40-40-5-2.50

 (mm)

2.50

2.50-20-7.5

0

2.5-7.5-5-2.5

 (mm)

4020202000-20-20-40-40-7.5-5-2.5

 (mm)

0Fig.10

2.5Q (kN)

40 (h) 7 - B - set - 90

Q (kN)Q (kN)(i) comparison
40 (g) 7 - A - non - 90

-7.5

7-A-non-0
7-B-set-0
7-B-set-45
7-B-set-90

0-20-40
Stiffness (kN/mm) : 34.5 32.5 117.3-5-2.50 (mm)

2.5-7.5-5-2.5

 (mm)

128.6
02.5

Shearing force Q ‒ displacement d relationship for slope 7

場合は図 9（b）中に形状を示しているようにボルト軸部と剛性が低下していることが読み取れる．切断勾配 5 ， 7 ，添え板の貫通孔内壁の接触幅が小さく，これに起因してス10，また設置角度45°，90°間で低下度合いの差異はあるもリップ量＝0.9mm と比較的大きい値を示したと考えていのの，いずれも半分以下であり構造性能としては致命的でる．

ある．このため，設置角度は 0 °とすることが重要である

これに対して，（d）は載荷時に圧縮コイルバネによる自己充填機能を経験している．
（i）から，（b）と（d）の弾性ことが分かる．
4. 3

接触不良による脱落

剛性は0.74～0.91の比率で（d）が低い結果となっている．

図 9 ～11中の（a），（b）より，軸方向の位置を十分にこれは，ネジ側ボルトに作用する引抜き力の差（設置時に考慮せず，片側の添え板とボルト部とが接触せずに脱落す

ある程度のトルクを掛けておりかつ復元力の差（圧縮コイる場合，スリップ量が大きくなる．脱落の度合いによりスルバネは伸びる程復元力が低下する）が生じる）によるもリップ量も変化し，特に，図11（a）では，ボルト軸径とボのと考えている．

ルト貫通孔の直径差により生じるスリップ量を超過してい最後に，図10，図11より，弾性剛性を確保する観点においては，添え板の貫通孔内壁とボルト軸部とがある程度以る．これは，偏心により継手，ボルトが回転したためである．

上接触していないとスリップ量が大きくなり，今度の条件

板厚が厚くなると，充填時のボルトの移動量が大きくな

では勾配 7 以上の接触領域が必要であることが分かる．

る．この場合，軸方向の位置を慎重に検討しなければ，脱4. 2

落の度合いが大きくなり，図11（a）に近い構造性能に低下

充填方向の設置角度

図 9 ～11中の（e），（f），（g），（h），（i）を検討する．先する可能性がある．

ず，設置角度が生じることで， 0 °に比較して著しく弾性― 93 ―

40 (b) 10 - A - non - 040 (c) 10 - B - non - 0202020-20-20-40-40-7.540-5-2.5 (mm)02.5-7.5(d) 10 - B - set - 0Q (kN)

20Q (kN)

00
slip range :0.28 mm-20-40-7.5-5-2.5

 (mm)

02.5

slip range :0.18 mm0-20-40-5-2.50

 (mm)

2.5-7.5-5-2.5

 (mm)

40 (e) 10 - A - non - 45

40 (f) 10 - B - set - 45

2020Q (kN)

0Q (kN)40 (a) 10 - falling out

Q (kN)Q (kN)

山西央朗

0-20

-40

-40-5-2.50

 (mm)

2.50

2.50-20-7.5

02.5-7.5-5-2.5

 (mm)

4020202000-20-20-40-40-7.5-5-2.5

 (mm)

02.5Fig.11

Q (kN)

40 (h) 10 - B - set - 90

Q (kN)

40 (g) 10 - A - non - 90

-7.5

10-A-non-0
10-B-set-0
10-B-set-45
10-B-set-90

0-20-40
Stiffness (kN/mm) : 32.7 35.6 114.3-5-2.50 (mm)

2.5-7.5

Shearing force Q ‒ displacement d relationship for slope 10150

7 - plastic

100

Q (kN)Q (kN)(i) comparison

elasitic region
plastic region
after plastic
calcu. strength

72.6 (kN)

500-50-7.5Fig. 12Fig. 13-5-2.5

 (mm)

02.5

 hearing force Q ‒ displacement d relationship
Sfor slope 7 in plasto/elastic region

Bolt & splice plate condition after experiment of 7 ‒ plastic― 94 ―-5-2.5

 (mm)

146.2
02.5

複半月充填ボルトの形状と初期剛性に関する実験的研究

4. 4

弾塑性領域して十分に小さい値に抑えることができる．この結果
より，皿バネの代替として圧縮コイルバネを用いるこ

図12，13より，弾性限界の荷重は72.6kN 近傍である．とが可能であることが分かる．

この値は，ボルト軸部と添え板貫通孔内壁の接触位置を実験後の変形状態から推定し，同接触面積から算出した添え3 ．充填方向は弾性剛性に支配的な影響を与えるため，載板の降伏荷重である．ここから，接触状態を考慮すること

荷方向に対して充填方向の設置角度が 0 °となるようで弾性限界荷重は比較的精度良く推定できることが分かに設置しなければならないことを確認した．

る．弾性限界荷重の 2 倍程度の荷重に到達した後に除荷し4 ．弾塑性載荷時の弾性限界荷重は，添え板内壁とボルトて，再度正負交番の弾性載荷を行っているが，弾塑性載荷軸部の接触面積より得られる降伏荷重により評価できによりボルト軸部もせん断変形し，自己充填機能が十分にる．また，弾塑性載荷後は，添え板のみではなくボルは発揮されなかったことに基因してスリップが 2 mm 程にトも塑性せん断変形する可能性がある．ボルトの塑性拡大している．弾塑性履歴を受ける場合は，自己充填機能変形により，本実験では自己充填機能の障害が発生が阻害される可能性があることが確認できた．

し，弾塑性載荷後にスリップの量が増大した．

5 ．結論

参考文献

複半月充填ボルトの弾性剛性に着目するため，いくつか1 ）玉井宏章，高松隆夫，山西央朗，高強度鋼用の複半月の変数を採用した要素実験を行い以下の知見を得た．

テーパ充填ボルト接合法の開発，広島工業大学紀要

1 ．自己充填機能が発揮されても，弾性域の繰返し載荷下研究編，第45巻，pp.127-136，2011.03.の軌跡から，支圧接合状態が得られるまでに多少のス

2 ）玉井宏章，桐山尚大，高松隆夫，高強度鋼用の複半月リップが生じる．また，添え板内壁と軸部が十分に接テーパ充填ボルト接合梁継手載荷実験，日本鋼構造協

触していない場合は，スリップの量が大きくなる．本会，鋼構造年次論文報告集，第21巻，pp.587-594，

実験の範囲においては，弾性剛性を得ると言う観点か

2013.11.

ら添え板厚の半分程度以上確保できていれば良いことが分かる．

3 ）山下祥平，玉井宏章，桐山尚大，高強度用の複半月テーパ充填ボルト支圧接合継手の載荷実験，日本鋼構

2 ．母材と添え板のボルト貫通孔の平面的な不一致を，圧縮コイルバネの復元力による継続的な自己充填機能に造協会，鋼構造年次論文報告集，第22巻，pp.13-19，
2014.11.

より補った場合，スリップの量が大きくなる傾向が見4 ）玉井宏章，桐山尚大，複半月充填ボルト支圧接合法にられた（勾配 7 では逆転していた）．しかし，貫通孔ついて―接合部の基本特性―，日本建築学会構造系論とボルト軸の直径差により生じるスリップの量に比較

文集，第80巻，第709号，pp.511-518，2015. 3.

― 95 ―