【カテゴリーⅠ】

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日本建築学会構造系論文集 第87巻 第792号, 229-240，
2022年2月
J. Struct. Constr. Eng., AIJ, Vol. 87, No.792, 229-240, Feb., 2022
DOI https://doi.org/10.3130/aijs.87.229

金属工事におけるボルト接合部のすべり係数の評価とその適用
金属工事におけるボルト接合部のすべり係数の評価とその適用


SLIP COEFFICIENT OF BOLTED JOINT IN METAL WORK AND ITS APPLICATIONSSLIP金属工事におけるボルト接合部のすべり係数の評価とその適用
COEFFICIENT OF BOLTED JOINT IN METAL WORK AND ITS APPLICATIONS＊1＊3＊4
SLIP COEFFICIENT
OF來BOLTEDMETAL WORK
AND信
ITS
黒 澤 未
，吉 敷JOINT
祥 一＊2IN，佐
彦APPLICATIONS 藤 秋 雄 ，巽＊1
＊2
＊3Akio SATO ＊4
Miku KUROSAWA,KISHIKI,
黒澤未來，吉敷祥一Shoichi，佐藤秋雄，巽 信彦 andNobuhiko
TATSUMI
Miku KUROSAWA,
Shoichi
KISHIKI,
Akio SATO
黒澤未來＊1，吉敷祥一＊2，佐藤秋雄＊3，巽 信彦＊4

and Nobuhiko TATSUMI
Miku KUROSAWA, Shoichi KISHIKI, Akio SATO
and Nobuhiko TATSUMI

Metal work refers to a series of processes that manufactures and constructs various metal finishing materials. In this paper,
three steps of fundamental experiments of bolted joints in metal work were conducted. The test results show that the slotted
Metal work refers to a series of processes that manufactures and constructs various metal finishing materials. In this paper,
hole reduces slip coefficient by about 30% and the slip coefficient of the surface treatments for rust and corrosion prevention isthree steps of fundamental experiments of bolted joints in metal work were conducted. The test results show that the slottedabout half smaller than that of the surface in high strength bolted friction joints. Furthermore, from the experiments on thehole reduces slip coefficient by about 30% and the slip coefficient of the surface treatments for rust and corrosion prevention is
examples of metal finishing materials, the structural safety of the bolted joint against external forces was investigated.
about half smaller than that of the surface in high strength bolted friction joints. Furthermore, from the experiments on theexamples of metal finishing materials, the structural safety of the bolted joint against external forces was investigated.
Keywords: Metal work, Slotted hole, Bolted joint, Slip coefficient, Exterior finishing, Balustrade
金属工事，スロット孔，ボルト接合部，すべり係数，外装仕上げ材，手すりKeywords: Metal work, Slotted hole, Bolted joint, Slip coefficient, Exterior finishing, Balustrade
1. はじめに

金属工事，スロット孔，ボルト接合部，すべり係数，外装仕上げ材，手すり 建物の内外部において，各種の金属仕上げ類を施工することを金
1. はじめに
属工事という．具体的には，床，壁，天井，およびそれらの取り合い
 建物の内外部において，各種の金属仕上げ類を施工することを金部に対して化粧を目的とした表面仕上げ類(Fig.1 a )，空間の遮断や属工事という．具体的には，床，壁，天井，およびそれらの取り合い
人の転落防止のためのフェンス類や手すり類(Fig.1 b )，開口部にお部に対して化粧を目的とした表面仕上げ類(Fig.1 a )，空間の遮断やいて人の転落防止や光の調整を行う面格子類，および設備機器等の人の転落防止のためのフェンス類や手すり類(Fig.1 b )，開口部にお点検のために設けられるはしご・キャットウォーク類等がある1)．金
いて人の転落防止や光の調整を行う面格子類，および設備機器等の属仕上げ類は既製金物と製作金物(オーダー金物)に分類されるが，点検のために設けられるはしご・キャットウォーク類等がある1)．金
仕様対象としては既製金物が中心であり，製作金物に対する仕様や属仕上げ類は既製金物と製作金物(オーダー金物)に分類されるが，安全検証への言及は少ない．
仕様対象としては既製金物が中心であり，製作金物に対する仕様や
 金属仕上げ類を構造躯体に取り付ける際には，主としてボルトや安全検証への言及は少ない．
ねじによる機械的接合が用いられる．機械的接合には，構造躯体の施
 金属仕上げ類を構造躯体に取り付ける際には，主としてボルトや工誤差を吸収するためのスロット孔の使用が必須である．また，部材ねじによる機械的接合が用いられる．機械的接合には，構造躯体の施表面には錆や浸食を防ぐための塗装を施すのが通例である．現状で工誤差を吸収するためのスロット孔の使用が必須である．また，部材はボルト接合部にて位置決めを行い，固定には現場にて溶接を施し
表面には錆や浸食を防ぐための塗装を施すのが通例である．現状でている．しかし，溶接後に塗装し直す手間を省き，溶接による火災リはボルト接合部にて位置決めを行い，固定には現場にて溶接を施しスクを抑えるため，近年では非溶接化，すなわちボルト接合のみによている．しかし，溶接後に塗装し直す手間を省き，溶接による火災リる固定に対する要求が高まっている2)など．この場合，意匠性や機能性，スクを抑えるため，近年では非溶接化，すなわちボルト接合のみによ
および構造躯体に対する変形追従等の耐震性を保証する観点から接る固定に対する要求が高まっている2)など．この場合，意匠性や機能性，合部のすべりを防ぐことが重要となるが，金属工事におけるボルト
および構造躯体に対する変形追従等の耐震性を保証する観点から接接合部のすべり抵抗に関する定量的な検討はこれまでになされてい合部のすべりを防ぐことが重要となるが，金属工事におけるボルト
ない．
接合部のすべり抵抗に関する定量的な検討はこれまでになされていない．
1 日本学術振興会 特別研究員・修士(工学)
＊1

日本学術振興会 特別研究員・修士（工学）  (東京工業大学大学院 博士後期課程)
（東京工業大学大学院 博士後期課程）
2＊日本学術振興会
東京工業大学
科学技術創成研究院
未来産業技術研究所
2
1
特別研究員・修士(工学)
東京工業大学科学技術創成研究院未来産業技術研究所
教授・博士(工学)
  (東京工業大学大学院
教授・博士（工学） 博士後期課程)
3
3＊東京工業大学
菊川工業
2
科学技術創成研究院 未来産業技術研究所
菊川工業＊4
東京工業大学
科学技術創成研究院 未来産業技術研究所
東京工業大学科学技術創成研究院未来産業技術研究所
4
 教授・博士(工学)
助教・博士（工学）3
 助教・博士(工学)
菊川工業
4 東京工業大学 科学技術創成研究院 未来産業技術研究所
  助教・博士(工学)

a Exterior finishing(b) BalustradeFig.1 Examples of metal finishing materials
a Exterior finishing(b) BalustradeFig.1 Examples of metal finishing materials 建築・土木の分野では，高力ボルト摩擦接合部のすべり抵抗の指標としてすべり係数に関して多くの研究が行われている．ボルト孔に 建築・土木の分野では，高力ボルト摩擦接合部のすべり抵抗の指標
スロット孔や拡大孔を使用すると，正味断面における降伏耐力が低としてすべり係数に関して多くの研究が行われている．ボルト孔に下することで接合部のすべりが早期に発生することが分かっており
スロット孔や拡大孔を使用すると，正味断面における降伏耐力が低
3)~6)など，欧州の基準では，スロット孔および拡大孔に対してすべり係
下することで接合部のすべりが早期に発生することが分かっており7)．また，接合面の粗さとすべり係数の間数の低減係数を示している
3)~6)など，欧州の基準では，スロット孔および拡大孔に対してすべり係にも相関が認められている8)~11)など．特に，北後ら10)は中心線平均粗さ数の低減係数を示している7)．また，接合面の粗さとすべり係数の間Ra75を，森ら11)は算術平均粗さRaおよび平均長さRSmによるRa2/RSmを，にも相関が認められている8)~11)など．特に，北後ら10)は中心線平均粗さ
それぞれすべり係数の評価に適した粗さパラメータであると指摘しRa75を，森ら11)は算術平均粗さRaおよび平均長さRSmによるRa2/RSmを，ている．現在，建築分野では「建築工事標準仕様書JASS6鉄骨工事」
それぞれすべり係数の評価に適した粗さパラメータであると指摘し12)にてショットブラストまたはグリットブラストによる摩擦面の最ている．現在，建築分野では「建築工事標準仕様書JASS6鉄骨工事」
大高さ粗さに50mRz以上を求め，0.45以上のすべり係数の確保を期
12)にてショットブラストまたはグリットブラストによる摩擦面の最待している．
大高さ粗さに50mRz以上を求め，0.45以上のすべり係数の確保を期待している．
JSPS Research
Fellow, M. Eng.
JSPS Research Fellow, M.Eng. (Doctoral Student, Tokyo Institute of Technology)(Doctoral Student, Tokyo Institute of Technology)
Professor,
F.I.R.S.T.,
I.I.R.,
Tokyo Instituteof Technology,
JSPS
Research
Fellow,
M.InstituteEng.
Prof.,
F.I.R.S.T.,
I.I.R.,Tokyo
of Technology,
Dr.Eng. Dr. Eng.

(Doctoral Student, Tokyo Institute of Technology)
Kikukawa
Kogyo.
Kikukawa
Kogyo
Professor,
F.I.R.S.T.,
I.I.R., Tokyo Institute of Technology, Dr. Eng.
Assist.
Prof., Professor,
F.I.R.S.T., I.I.R.,
TokyoI.I.R.,
Instituteof Technology,
Dr.Eng.
Assistant
F.I.R.S.T.,
Tokyo
Institute of Technology,
Dr. Eng.
Kikukawa Kogyo.
Assistant Professor, F.I.R.S.T., I.I.R., Tokyo Institute of Technology, Dr. Eng.

— 229 —

 本研究では，金属工事において溶接工程を省略したボルト接合部

 ボルト孔形状は，Table1に示す6種類である．まず，(a Type1は｢鋼のすべり係数を把握するとともに，実際の金属仕上げ類に対する適構造接合部設計指針｣13)に記載の試験体と同形状であり，標準試験体用可能性を確認する．本論文ではまず，金属仕上げ類に特有なスロッとして全ての表面処理において用意し，すべり係数の基準値の算出

ト孔や防錆・防食塗料を使用したボルト接合部の実験から，高力ボル
ボルト接合部の具体的な適用例である外装仕上げ材(以下，外装材，

φ13

305030305030
65

ト摩擦接合部と比較したすべり係数の位置づけを確認する．次いで，

10

Exterior finishing)の取り付け部と手すり(Balustrade)の取り付け
6

部を対象とした構造実験を実施し，外装材に作用する風圧力と手す

12

730

Fig.2 Dimensions of standard specimen Type1 りに作用する人的外力に対するボルト接合部の安全性を検討する．

2. すべり係数評価試験の計画

Table2 Mechanical properties of specimensin chapter2 and 3
Thickness

 本章では，金属工事におけるボルト接合部のすべり係数を評価するための実験計画について述べる．

SS400

2.1 試験体の概要
 試験体の寸法をTable1およびFig.2に示す．試験体は，金属工事へ

SUS304

sy

[mm]
12
6
12
6

の採用を想定したボルト接合部である．ボルト接合部は，母材(Inner[N/mm2]
294
288
275
269

Y.R.

su

[%]
65
68
43
40

[N/mm2]
453
424
647
667

250

pl. と2枚の添板(Outer pl. ，および両者を締め付けるボルトによっ

eu

[%]
29
28
51
50

300

200

て構成される．母材の板厚は12mm，添板の板厚は6mmであり，幅は共通して65mmとしている．これらの寸法は，｢鋼構造接合部設計指L-shaped jig針｣13)におけるすべり係数評価試験を参考に，部材の正味断面に基づした．ただし，予測すべり荷重はすべり係数を0.6，初期導入張力を標

40

830

く降伏耐力に対する予測すべり荷重の比が1.0以下になるように決定

65 Screws to measure

the displacement

M12 F8Thigh strength bolts

準ボルト張力として算出している．母材と添板の材質は，非構造部材
200

L-shaped jigを想定して一般構造用鋼板(SS400 またはオーステナイト系ステン
レス鋼(SUS304 を用いる．試験体に使用した母材および添板について，JIS-1A号引張試験片より得られた材料特性をTable2に示す．なお，使用するボルトは溶融亜鉛めっき高力ボルト(M12 F8T ，首下

250

392

Fig.3 Setup of slip coefficient evaluation test

長さ50mm としている．
2.2 実験パラメータ

Washer-type
load cell 実験パラメータは，ボルト接合部の表面処理の種類とボルト孔形

8.7

状，およびボルトの導入張力とする．表面処理は，金属工事において一般的である(i 溶融亜鉛めっき2種40 HDZ ，(ii 溶融亜鉛めっき2種40とリン酸塩処理(HDZP ，(iii 電気亜鉛めっき3級の有色クロ

3.2

メート処理2級(EP ，(iv 電気亜鉛めっき3級の有色クロメート処理2

Washer x3

級と一液形変性エポキシ樹脂錆止めペイント(EPJP ，(v ステンレ
Fig.4 How to measure axial force of bolts

スの梨地(SUS の5種類とする．

Table1 Specimen list in chapter2 and 3
(a) Type1(b) Type2

The shape of bolt holes(c) Type3(d) Type4
30
30
40

(e) Type5(f) Type640

Surface treatment(i)

Hot dip galvanizing (HDZ)(ii) Hot dip galvanizing with phosphatecoating (HDZP)(iii) Electroplated zinc colored chromate
coating (EP)(iv) Electroplated zinc colored chromate
coating with rust resisting paint (EPJP)(v) Satin finished design coating of stainlesssteel (SUS)— 230 —

Outer pl. : round x2
Inner pl.: round x2

roundround

vertical slotround

horizontal slotround

vertical slot
horizontal slot

horizontal slot
vertical slot

5

5

5

5

5

5

5

－

－

－

5

5

5

－

－

－

5

5

5

－

－

－

5

5

5

－

－

－

5

5

40 P/2 [kN]
20kN, 40kN
10kN, 30kN, 50kN

30

Designed clearance

[mm]
0

0.1

0.2

0

20kN, 40kN

100

Designed clearance
50

10

[mm]
0

5

10

15

20

25

30

0

[mm]
0

0.1

0.2

150 P [kN]
Designed clearance

30

10kN, 30kN, 50kN
20kN, 40kN

100

Fracture of theedge of plates
▽

20
50

[mm]
0

0.1

0.2

40 P [kN]

0

0

0

5

10

15

20

25

30

0

10kN, 30kN, 50kN

20kN, 40kN

20

25

30

100
50

[mm]
0

0.1

0.2

0

[mm]
0

5

10

15

20

25

30

(d)Type4

Designed clearance
10kN, 30kN, 50kN

15

Designed clearance

P [kN]
Fracture of the 40edge of plates▽
30

150 P [kN]30

10

and around slotted holes
▽

10

[mm]

5

20kN, 40kN

30(c)Type3
40 P [kN]100

150 P [kN]

Fracture of theedge of plates▽

Designed clearance
10kN, 30kN, 50kN
20kN, 40kN

20

100

20
50

10
0

[mm]

20

10
0

0

(b)Type2
150 P [kN] Deformation of bolts(a)Type1
40 P [kN]

150 P [kN]
▽ Fracture of bolts

20

50

10

10kN, 30kN, 50kN

30

100

20

0

40 P [kN]

150 P/2 [kN]
▽ Fracture of bolts

[mm]
0

0.1

0.2

0

50

10

[mm]
0

5

10

15

20

25

30

0

[mm]
0

0.1

(e)Type5

0.2

0

[mm]
0

5

10

15

20

25

30

(f)Type6

Fig.5 Load and deformation relation of slip coefficient evaluation test (in case of HDZ)に用いる．これに対して，金属工事に用いるボルト接合部において先にすべりが生じないように設計する．また，上下の治具はそれぞれ

は，応力方向のボルト本数を1本とすることが多く，かつ応力方向お高力ボルト(M20(F10T))により試験機に引張接合している．

よび応力直交方向にスロット孔を設ける．ここで，応力方向にスロッ

試験体のセットアップは，まず2枚の母材をそれぞれスチフナ付き

ト孔長径を設けたものを縦スロット孔，応力直交方向にスロット孔

L字形治具に接合し，試験機に固定した後に実験対象であるボルト接長径を設けたものを横スロット孔と呼ぶ．スロット孔の長径は「鋼構合部の締め付けを行う．なお，本実験では計測機器等の制限からボル造接合部設計指針」13)において提示されている2.5d(dはボルトの呼びトのリラクセーションは考慮せず，締め付けから10分程度で載荷を径)よりさらに大きく，躯体の施工誤差を±15mm程度吸収できる3d開始した．実験は単調引張載荷とし，ボルト接合部がすべり出し，最以上となっている．上記の影響を検証するため，(b)Type2では応力方

大耐力後の耐力低下が確認できるまで行う．載荷速度はすべり量

向のボルト本数を1本とし，(c)Type3および(d)Type4では添板のボ0.2mmまでは0.1mm/minとし，それ以降は2.0mm/minとする．

ルト孔をスロット孔とする．最後に金属工事における実接合部の形

2.4 計測計画状を想定して，添板と母材に直交するスロット孔を設けた(e)Type52.4.1 表面粗さと(f)Type6を用意する．なお，Type2～Type4は溶融亜鉛めっき処理のみを用意する．
上述した表面処理とボルト孔形状の各組合せにつきボルトの初期実験に先立ち，まず試験体の表面粗さの測定を行った．表面粗さ
は，触針式粗さ測定器を用いて最大高さ粗さRzを測定する．測定は，母材の両面と添板の片面(母材との接触面)においてボルト孔周りの導入張力を10kN，20kN，30kN，40kN，50kNに設定した5種類の試

3箇所，1試験体当たり合計12箇所について行った．

験体を用意し，実験を行った．これは，金属工事におけるボルト接合

2.4.2 すべり係数

部では張力管理がほとんど行われていないことを勘案したものであ

実験中は，試験機に組み込まれたロードセルにより軸方向力Pを得る．すなわち，高力ボルト(M12(F8T))の標準ボルト張力50.4kNを上る．また，母材および添板の側面には，それぞれ試験体の中央から限として幅広く設定し，導入張力の違いによる影響を確認する．

20mmの位置に計測用ねじ棒を合計12箇所設置する(Fig.3)．設置し

2.3 載荷方法
試験体のセットアップをFig.3に示す．試験体は，上下それぞれをスたねじ棒に対して，母材側に変位計を，添板側にターゲットを取り付けて計測した母材と添板の相対変位の平均値からすべり量 を得る．

チフナ付きL字形治具(L-shaped jig)によって挟み込み，試験機に固また，母材と添板を接合する段階からボルトの導入張力をFig.4に示定する．スチフナ付きL字形治具と試験体は，試験体より高強度かつすワッシャー形ロードセルにより計測する．すべり係数 は，実験に太径の高力ボルト(M16(F10T))による摩擦接合とし，試験部分より

よって得られたすべり耐力Psを用いて次式により算出する．

— 231 —

 [-] Slip coefficient 0.45 required for high strength bolted friction joins12) ●：All data

0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

●：Average [-]●：Blasting●：Aluminum spraying

0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

Shape of bolt holes

HDZ

Surface treatment

HDZP

EP

EPJP

SUS
b Previous studies15)

a This study
Fig.6 Slip coefficient obtained from slip coefficient evaluation test / standard

Long slotted hole by ECCS7)

2.0●：All data●：Average / standard

2.0

1.0

1.0

0.0

0.0

●：Blasting●：Aluminum spraying

Shape of bolt holes

HDZ

Surface treatment

HDZP

EP

EPJP

SUS
b Previous studies15)

a This study
Fig.7 The value standardized by  of standard specimen Type1 [-]

●：Type 1 (Upper side)
○：Type 1 (Lower side)

0.8

●：Type 5 (Upper side)
○：Type 5 (Lower side)

●：Type 6 (Upper side)
○：Type 6 (Lower side)

0.6

0.4
0.2
0
0

10

20

30

40

50

0

10

a HDZ

20

30

40

50

0

10

b HDZP

20

30

40

c EP

50

0

10

20

30

40

d EPJP

50

0

10

20

30

40

50

Ni [kN]

e SUS

Fig.8 Slip coefficient and initial tensionPsm   Ni

1 

ルト孔形状が丸孔であり，かつ孔周りにめっきが付着しているため

ここで，すべり耐力Psは｢鋼構造接合部設計指針｣13)に倣って決定すれ，耐力が上昇し続けている．なお，溶融亜鉛めっきを施した試験体




=

にすべり量1mm以下でボルトが支圧状態に移行したことが推測さる．すなわち，すべり量が0.2mmに達するまでに明瞭な主すべりなど

HDZHDZP)のうち，すべり量0.2mm以下で支圧剛性を発揮したによって最大の荷重が得られた場合はその荷重とし，明瞭な主すべと考えられる試験体は，結果から除いている14)．これに対して，添板りが生じなかった場合はすべり量0.2mmに対応する荷重としていのみが縦スロット孔であるType3では，15mm程度のすべり量まで荷る．Ni i =12 はボルトの初期導入張力であり，締め付け終了時の計

重をほぼ一定に維持したまま変形が進み，その後支圧状態に移行し測値である．mは摩擦面の数であり，本実験では2である．

ている．また，添板のみが横スロット孔であるType4は，支圧状態に移行するまでのすべり量は丸孔のType1やType2とほとんど変わら3. すべり係数評価試験の結果

ないが，支圧状態に移行してから破断に至るまでの変形量が他と比3.1 荷重変形関係と最終破壊状況

較して大きい．横スロット孔と縦スロット孔を組み合わせたType5と

 ボルト孔形状ごとの荷重変形関係を，表面処理が溶融亜鉛めっき

Type6では，ボルトの支圧状態に移行するまではType3と，支圧状態HDZ)の場合を例にFig.5に示す．図の縦軸はボルト1本あたりの軸に移行した後はType4と同様の挙動を示している．最終的には，ボル

方向力P/n nは片側接合部の応力方向に配置されたボルト本数)であト孔形状が丸孔であるType1とType2はボルトのせん断破断に，縦ス

り，横軸はすべり量である．また，線種によってボルトの導入軸力

ロット孔を含むType3，Type5，Type6では縦スロット孔のはしぬけ

を区別している．各図の左側には，すべり耐力を評価するすべり量

破断に至った．一方，横スロット孔と丸孔を組み合わせたType4では，0.2mmまでの結果を示している．

横スロット孔の添板端部の著しい変形(はしぬけ)とボルトの曲げ変 標準試験体であるType1とボルト本数が1本であるType2では，ボ形が確認された．

— 232 —

3.2 すべり係数とボルト孔形状

期導入張力Niである．また，線の色によって試験体形状を区別してい 表面処理とボルト孔形状の組合せごとのすべり係数をFig.6に示

る．実験から得られたすべり係数は前述したようにばらつきが大きす．図には，(a 本実験結果と，(b スロット孔を用いた高力ボルト摩いことを考慮すると，本実験の範囲において初期導入張力によるす擦接合部における実験結果15)を示す．図の縦軸はすべり係数であり，べり係数への影響は小さいといえる．一方，ボルトの導入張力は，ボ

横軸はボルト孔形状である．また，表面処理ごとにすべり係数を標準

ルトの締め付け時から載荷開始時までに0～3%程度低下し，すべり

試験体のすべり係数で除して基準化した値をFig.7に示す．図には，文耐力の到達時までに0～40%程度低下している．本実験では安定させ

献7)に規定される，標準孔のすべり係数に対する長スロット孔(ボルていない締め付け直後からの導入張力の低下がすべり係数のばらつ

ト孔の長径が呼び径の2.5倍以下)のすべり係数の比率を黄色の範囲

きの一因として考えられる．

で示している．
 まず，(a 本実験結果について述べる．一般に，高力ボルト摩擦接

1.0

 [-]

合部において要求されるすべり係数は0.45以上12)であるのに対して，
実験結果のほとんどがその範囲を下回っている．溶融亜鉛めっき

0.8

HDZ においてボルト孔形状の違いを比較すると，標準試験体から

0.6

ボルト本数を1本にしたType2では，すべり係数が標準試験体に比べて2割程度低下している．添板あるいは添板と母材の両方にスロット孔を設けたボルト孔形状に関しては，すべり係数がさらに低下している．この傾向は，電気亜鉛めっき(EP)の一部の結果を除けば，表面処理の違いによらず同様である．なお，文献7)ではスロット孔を母材〇：This experiment Round holes ●：This experiment Slotted holes □：Previous experiment Round holes 

0.4

Eq. 3 Eq. 2  Hokugo et al.10) 

0.2

Eq. 4 0.0
0R [m]
Z

50

100

150

Fig.9 Slip coefficient and surface roughness

に設けた接合部が対象であり，本実験にて扱うType3～Type6は対象ではないが，一部の試験体では同等の低下率が得られた．
 次いで(b 既往の実験結果をみると，すべり係数はすべて0.5以上を確保しており，スロット孔におけるすべり係数は3割以上低下して+3s+2s+s e=pcal

e [-]

1s =0.291

0.8

− s

いることが分かる．(a)本実験結果と(b)既往の実験結果を比較すると，金属工事におけるボルト接合部のすべり係数はばらつきが大き
いが，平均値をみると高力ボルト摩擦接合部の半分程度である．一方，スロット孔におけるすべり係数の低下率は高力ボルト摩擦接合部と大差はないことが分かる．

0.6

s =0.279

0.8

− s

0.6

−2s

0.4
0.2
0

3.3 導入張力の影響+3s+2s+s e=rcal, scal

e [-]

1−3s 0.2

p cal

0

0.2

0.4

0.6

0.8

−2s

0.4

[-]
1

0

−3s

 , 

[-]

0.8

1

r cal s cal

0

0.2

0.4

0.6

 ボルトの導入張力とすべり係数の関係を表面処理ごとにFig.8に示

a Previous regression Eq. 2 

す．図の縦軸は，表面処理ごとの実験結果であり，横軸はボルトの初Fig.10 Comparison of experimental and calculated slip coefficient

Table 3 Previous studies on slip coefficient and surface roughness
Year
No.

Authors

Surface treatment

Evaluation index
Nominalof surface
diameter of bolt
roughness

1987 Wakiyama Grit blasting, Sand
R max , R a
M16 (F10T)
blasting, Sandpaper
9)
et al.
1996
KamuraGrinding, Grit blasting,R max , R z , R a
M20 (F10T)
10)
and Hokugo Shot blasting
2011
Mori
Blasting
R z , R a , R zjis
M22 (F10T)
11)
et al.
1990
Noguchi
Grinding, Grit blasting,R max , R z , R a
M20 (F10T)
16)
et al.
Shot blasting
1995
Tsujioka
Shot blasting
R max , R z , R a
M16 (F10T)
17)
1996
KamuraGrit blasting, Shot blasting R max , R z , R a
M20 (F10T)
18)
and Hokugo
1999
KohashiBlasting, Hot dip
M16, M20, M24
Ry
19)
and Satou galvanizing (phosphate(F8T, HDZ)
2008
Mori
Shot blasting, InorganicRa
M22 (F10T)
20)
et al.
zinc rich paint, Organic
2011 Kuwahara
M22 (S10T,
Grit blasting, Shot blasting R z , RS m
21)
et al.
S14T)
2014
Tamba
Blasting, Inorganic zincR z , R a , R zjis
M22 (F10T)
rich paint22)
et al.
2015
Yagihashi Grinding, Sand blasting,R z , R zjis , R q
M16 (F10T)
Belt sander
23)
et al.
2016
Ikeda
Grinding (Hot dip
M16, M20 (F8T,
R zjisgalvanizing)HDZ)
24)
et al.
The parameter shown in red were used to evaluate the maximum height roughness.
Rz in parentheses is obtained using the conversion formula in 11).

b Proposed Eq. 3 , 4 

cal P s /cal P y ※Rz(Upper row: minimum,
Lower row: maximum)
0.09 0.647
0.16SS41, SM50
23
0.2
96.6
0.50
37.9
0.37
SS400
30
0.8
92.6
0.63
0.54
8.6
0.17
SM490
98
0.47 157.1
0.76
29.9
0.34
SS41, SM50
60
0.8
100.6
0.76
29.2
0.29
SS400
24
0.85
108.5
0.71
50.1
0.45
SS400
18
0.8
99.4
0.56
0.74
21.4
0.50
SS400
18
0.88
95.7
0.68
(53.3)
0.34
SM490
44
0.58
(113.1)
0.68
Ultra high
0.29
29.1
0.42
34
0.67
84.4
0.71
strength steel,
6.3
0.19
SS400
30
0.54
162.9
0.67
(7)
0.15
SUS329J4L
24
0.5(100.9)0.76
0.58 (23.6)
0.30
SS400
6
0.72 (28.4)
0.43※Slip coefficient for design 0.45 is used12).
Type of steel

Numberof data— 233 —

3.4 表面粗さの影響

b の横軸は(3 式，(4 式によって評価したすべり係数rcal，scalであ すべり係数と表面粗さの関係をFig.9に示す．図の縦軸はすべり係

る．図には，すべり係数の計算値に対する実験値から求めた標準偏差数であり，横軸は最大高さ粗さRzである．〇は標準孔を用いた本実±s，±2s，±3sを破線で示す．(b における標準偏差は(a)と比較し験結果(Type1およびType2 であり，●はスロット孔を用いた本実験てやや小さくなっているものの，(a)，(b ともにばらつきが大きいこ

結果(Type3～Type6 である．また，標準孔を用いた高力ボルト摩擦とが分かる．特に本実験結果はボルト孔周りのめっきやボルトの導Table3 を入張力の低下のばらつきにより，既往の実験結果より比較的ばらつ

接合部のすべり係数に関する既往の実験結果9)~11),16)~24)□で示す．なお，既往の実験結果においては複数の粗さパラメータがきが大きくなっているものと考えられる．

混在しているが，各パラメータ間には高い相関がある11)ことから，

Table3中に赤文字にて示した粗さパラメータを最大高さ粗さRzに換

4. 外装材の取り付け部の実験算している．一般に鋼構造部材に求められるすべり係数0.45，および

 本章では，金属工事におけるボルト接合部の具体的な適用例の1つ

ブラスト処理面に期待される最大高さ粗さ50m12)を満たす範囲を目として外装材(Exterior finishing)の取り付け部(Fig.11)を対象と水色で示すと，本実験結果のほとんどがすべり係数と最大高さ粗さ

し，ボルト接合部の載荷実験を実施する．

のいずれにおいても上記の規定値の半分以下であることが分かる．

4.1 風圧力と必要すべり係数

ここで，北後ら10)により錆のない接合面に対して提案されているすべり係数pcalの回帰式((2 式 を青色の直線で図中に示す．

出する．風圧力Wに対してボルト接合部のすべりを生じさせないと2 

p cal =0.004Rz+0.260

 まず，外装材の取り付け部のボルト接合部に作用する風圧力を算き，(1)式よりすべり係数の必要値は次式で表せる．

2 式によると，最大高さ粗さが50mのときに0.46のすべり係数が確保されることになり，高力ボルト摩擦接合部のすべり耐力を評価



する上で有用である．ここで，本実験結果のほとんどが(2 式による

なお，ボルト接合部は応力方向のボルト本数が1本(ΣNi=N1)の1面摩すべり係数を大きく下回っていること，かつ既往研究におけるすべ擦(m=1)であり，風圧力の負担面積は1m2とする．Fig.12に示す中層り係数が最大高さ粗さ100mを越えた辺りから頭打ちになっている

建築物を想定すると，正圧時に2350N，負圧時に1710N程度の風圧力ことを考慮して，標準孔の試験体を対象に最小二乗法による2次多項が設計用風圧力として算出される(建物高さと軒の高さの平均，外壁式の近似を行った．算出した(3 式を黒色の実線で，さらに(3 式に対材の取り付け高さともに30mとした場合)．また，導入張力N1は普通



W
W
=
m   N i N1

5 

してすべり係数を3割低下させた(4 式を黒色の破線で図中に示す．

ボルト(M12(強度区分4.8))の降伏軸力の約7割である20kNとする

ただし，(3 式において最大高さ粗さが120mに達した時点で一定のと，必要なすべり係数Wは正圧時に0.12，負圧時に0.085となる．

値を保つように修正した．
-5 2
-2.98×10
Rz +7.14×10-3Rz+0.201 0≦Rz≦120 r cal =s cal = 0.7r cal0.629

120＜Rz 

Table4 Mechanical properties of specimens in chapter43 

Thickness

4 

SS400

 すべり係数の実験値と計算値の関係をFig.10に示す．図の縦軸は実SUS304験値eであり，(a の横軸は(2 式によって評価したすべり係数pcal，W

Surface roughnessclassification

Basic wind
speed
基準風速

Return period
再現期間

地表面祖度区分
[-]
Ⅲ

[m/s]
34

[year]
100

Furring strip

Vo

40

Fastener

Negative

H

30

Z

of building andeaves [m]Z : Height to attach
 the wall [m]

+
−
+
−

10.9

Z [m]
Positive

4.8

0-2000-1000 0

W [N]

SUS
5
5
5
5

110
Screws to measure
the displacement

1000 2000

Fig.12 Wind pressure
Furring strip：L-50x50x4
100

Load cellPin jig

Fixing jig20Eccentric distance =70 

Fig.13 Dimensions of specimen Fastener and furring strip — 234 —

[%]
35
40
60
62

Surface treatment
HDZ HDZP EP
EPJP
5
5
5
5
5
5
5
5
5
5
-

110

40
75

eu

[%]
67
74
45
43

10

35

27

Y.R.

150

Fastener：L-75x75x6
M12 10.9 or 4.8 

su[N/mm2]
441
490
669
661

Table5 The number of specimens in chapter4

391

Fig.11 Exterior finishingsy[N/mm2]
295
362
301
281

Strength Loadingof bolt direction

20

H : Average height

[mm]
6
4
6
4

70





220

180

340

Fig.14 Setup of experiment on exterior finishingEvaluation range ofslip strength Ps

P

Pmax

〇All data 10.9 〇All data 4.8●Average 10.9  ●Average 4.8 

iii 

Ps 

 [-] Slip coefficient evaluated by Eq. 3 and Eq. 4 

Bolt holes after loadingii i  Furring strip and fastener deform
elastically.

i 
0.2mm offset
stiffness

0.2 mm Clearance between
bolt and bolt holeii Slippage corresponding to theclearance between the bolt andthe bolt hole is observed.
iii The
load rises due to the bearing
pressure of the bolt.

a Overview of load and deformation relation
8 P [kN]

Designed clearance

4

▽

10

2

 [mm]
0

1

2

Suspensionof loadingWind pressure W+ [mm]

0

5

10

15

20

25

30

b Positive wind pressure
8 P [kN]▽Designed clearance

P

1

2

Slip strength Ps

5
0

+ 

+ 

HDZP

EP

EPJP

SUS

 試験体のセットアップをFig.14に示す．ファスナは固定治具を介して，胴縁はピン治具を介してそれぞれ試験機に固定する．ボルトの締め付けは，呼び径M12普通ボルト(強度区分4.8)の降伏軸力の約7割である20kNを目標とし，2章で示したワッシャー形ロードセルによする．

係の初期剛性の0.2mmオフセット直線と荷重変形曲線が交差する点

10

0

+ 

とファスナ自体の変形が含まれるため，実験で得られた荷重変形関

4

0

+ 

相対変位をボルト接合部のすべり量としている．ここで， には胴縁15

 [mm]

W−

0 実験中は，ピン治具下部の計測用ねじ棒位置と固定治具の上面の

20

2

W+

0.1

り管理する．実験は，圧縮(正圧)または引張(負圧)側への単調載荷とYield of the furring strip edge

P [kN]

25

6

0.2

4.3 載荷方法と計測計画

Slip strength Ps

5
0

0.3

Fig.16 Slip coefficient of exterior finishing

15

0

P

20

6

0.4

Loading + 
direction
SurfaceHDZtreatment

P [kN]

25

0.5

Wind pressure W− [mm]

0

5

10

15

20

25

30

までの最大荷重をすべり耐力としている．
4.4 表面粗さによるすべり係数の予測 3章では，金属工事におけるボルト接合部の表面粗さからすべり係
数の傾向を示した．本実験の試験体においても最大高さ粗さRzを測定

c Negative wind pressure

して(3)式，(4)式を適用すると，0.18～0.31程度のすべり係数が得ら

Fig.15 Load and deformation relation of experiment on exterior

れる．これは，4.1節にて算出した必要すべり係数を上回っており，風finishing in case of SUS 

圧力に対するボルト接合部のすべり抵抗は確保できるものと予想される．

4.2 試験体の概要と実験パラメータ

4.5 荷重変形関係

 試験体の寸法をFig.13に示す．試験体は，外装パネルを支持する胴 実験より得られた荷重変形関係を，ステンレスの場合を例にFig.15

縁(Furring strip，等辺山形鋼L50x50x4)，構造躯体に取り付くファに示す．図の縦軸は軸方向力Pであり，横軸は胴縁とファスナの相対

スナ(Fastener，等辺山形断面L75x75x6)，および両者を締め付ける

変位である．(a)は荷重変形関係の概要，(b)は圧縮載荷(正圧)時のボルトによって構成される．これらの寸法は，ボルト接合部のすべり結果，(c)は引張載荷(負圧)時の結果である．(b)，(c)の左側は載荷に先行して胴縁の有効断面における降伏が生じることのないように初期の結果であり，0.2mmオフセット剛性を黒色の破線で示してい決定した．ファスナおよび胴縁の材質は，すべり係数評価試験の試験

る．(b)，(c)の右側は載荷終了までの結果であり，4.1節にて算出した体と同様に一般構造用鋼板(SS400 またはオーステナイト系ステン

風圧力Wを赤色および青色の一点鎖線で示している．

レス鋼(SUS304 である．試験体に使用したファスナおよび胴縁につ 3章のすべり係数評価試験の結果と比較すると初期剛性は低く，

いて，JIS-12B引張試験片より得られた材料特性をTable4に示す．

0.2～1.0mm程度ですべりを伴って剛性が低下している．引張載荷時

 試験体の一覧をTable5に示す．実験パラメータはボルト接合部のには，おおよそ設計クリアランスまで接合部のすべりにより変形が表面処理の種類，ボルトの強度，および載荷方向である．表面処理は進行し，その後は支圧状態に移行して急激に耐力が上昇していると2.2節に示した5種類であり，ボルトは呼び径M12の高力ボルト相当考えられる．最終的には，胴縁の横スロット孔はしあき部分の局所的材(実験当時に高力ボルトの入手が困難であったことから強度区分

な降伏により耐力の低下がみられたため，載荷を終了した．なお，圧10.9の普通ボルトを代用)，普通ボルト(強度区分4.8)の2種類である．

縮載荷時には胴縁の一部が躯体を想定した固定治具と接触すること

なお，普通ボルト(強度区分4.8)には一般的なゆるみ留めであるスプで急激に耐力が上昇したため，実験を中断している．

リングワッシャーを介在させている．載荷方向は，外装材に作用する

4.6 すべり係数

風圧力の正圧時，負圧時を想定した2方向とする．

 載荷方向と表面処理ごとのすべり係数をFig.16に示す．黒色で示し— 235 —

た高力ボルト相当材と灰色で示した普通ボルトの結果はほとんど重Subject of experiment

P

なっており，ボルトの強度による違いはほとんど生じていないこと

Handrail

が分かる．すべり係数は，溶融亜鉛めっきの試験体を除けば圧縮載荷
1m

時に高い傾向にある．これは引張載荷時にはファスナが変形するこ1mBaluster

とで試験部分のボルト接合部に面外方向の力が作用し，圧縮載荷時よりもボルトの導入張力が低下するためであると考えられる．
Bracket 4.1節にて求めた必要すべり係数W+，W−をそれぞれ赤色および青色の実線で示し，4.4節にて表面粗さから求めたすべり係数の範囲を水色で示す．実験結果のほとんどが水色で示した範囲に収まっていFig.17 Balustrade

ることから，ボルト接合部を一面せん断としたことによるすべり係
数への影響は小さいことが分かる．また，すべり係数のばらつきを考Table6 The grades for strength of balustrade25)

慮しても設計風圧力を上回る結果が得られていることが分かる．

Load
[N/m]

Grade



5. 手すりの取り付け部の実験"Fence" that does not apply out-of-plane load
面外荷重が掛からない「柵」
Minimum load for handrails735
手すりの最低基準
General load
980
一般的な荷重Load related to evacuation
1225
避難行為にかかわる荷重
Load equivalent to "Evaluation Standard for1470 Quality Housing Component" for handrails
BL墜落防止手すり基準(1)相当
Load between (1) and (2)1960
BL基準の中間の値
Load equivalent to "Evaluation Standard for
2940 Quality Housing Component" for handrails
BL墜落防止手すり基準(2)相当
Larger load
2940≦
さらに大きな荷重が掛かる用途

0 本章では前章に引き続き，金属工事におけるボルト接合部の具体的 な 適 用 例 の 2 つ 目 と し て 手 す り (Balustrade) の 取 り 付 け 部

1

Fig.17)を対象とし，ボルト接合部の載荷実験を実施する．

2

5.1 手すりの強度グレード-3 真鍋ら25)は，人間の行動に基づいて手すりに生じる水平荷重を分析し，Table6に示す手すりの強度グレードを提案している．本実験で4は，手すりの持ち手(Handrail)の支持間隔距離を1mと仮定し，5Table6に示した数値をそのまま強度の比較対象とする．設計では，手すりの取り付け部であるボルト接合部は，反力に対してすべりが生6

じないようにする必要がある．
7

5.2 試験体の概要と実験パラメータ

Remarks

 試験体の詳細をFig.18に示す．試験体は，手すりの取り付け部を模

Table7 Mechanical properties of specimens in chapter5

したボルト接合部であり，現状の溶接による固定を前提としたディ

Thickness

テールを採用している．試験体は，手すり子(Baluster)，ささら等に取り付くブラケット(Bracket)，および両者を締め付けるボルトにSS400

よって構成される．手すり子は板厚9mm，幅65mm，材長1,330mm

SUS304の平鋼とし，ブラケットは板厚12mmの鋼板にささら等への接合を兼

[mm]
12
9
12
9

sy

[N/mm2]
307
296
288
294

su

[N/mm2]
457
419
648
652

Y.R.
[%]
67
71
44
45

eu

[%]
29
28
52
55

ねるエンドプレートを取り付けたT字形断面部材となっている．手すTable8 The number of specimens in chapter5
Strengthof bolt

様に一般構造用鋼板(SS400 またはオーステナイト系ステンレス鋼
SUS304 である．試験体に使用した手すり子およびブラケットにつ

10.9

いて，JIS-1A引張試験片より得られた材料特性をTable7に示す．

種類のうち，電気亜鉛めっき(EP)を除いた4種類である．ボルトの強

4.8

M12
10.9 or 4.8 

度は4.2節に示した2種類である．
5.3 載荷方法と計測計画

jig，断面：H200x200x8x12，長さ：1,530mm)を用いて試験部分となる接合部を張り出させている．試験体はブラケット側を反力治具の200

は，手すり子を90度回転させて水平に設置し，反力治具(Reaction

65

200

SUS
5
5
5
5

67

12
100

 試験体のセットアップを，計測計画を兼ねてFig.19に示す．試験体22

Surface treatment
HDZP
EPJP
5
5
5
5
5
5
5
5

150

表面処理の種類とボルトの強度である．表面処理は2.2節に示した5

1330
1150

 試験体の一覧をTable8に示す．実験パラメータはボルト接合部の

HDZ
5
5
5
5

40

9

40 100

り子およびブラケットの材質は，すべり係数評価試験の試験体と同106

Fig.18 Dimensions of specimen Balusterand bracket 

張り出し部分に固定し，手すり子側は人的外力等の作用点に仮定した位置に両端ピンの載荷治具(Loading jig)を接続している．試験体

り子が人的外力によって面外に変形する方向への単調載荷である．

は，ブラケットを反力治具に，手すり子を載荷治具にそれぞれ固定し 変位計は，絶対変位として加力点位置の鉛直変位do，ブラケットとた後に，実験対象であるボルト接合部の締め付けを行った．ボルトの反力治具の接合部分の鉛直変位du，dlを計測し，反力治具の変形を除

締め付けは，4章と同様に20kNを目標として管理する．実験は，手す

去した手すり子の変形を次式により算出する．なお，絶対変位は鉛— 236 —

P

Loading jigL

L =1250 ※du, dl are the averageof the displacement at
the front and back.

a =100 

Screws to measure
the displacement

a

P

Ru =

Lateral bracing
sdu

d o

L
P
a

a Reaction forceReaction jig

d u

100

Suspension of loading6 Ru [kN]

P [kN]


▽

5

2
1.5
1

Slip strength Ps [mm]
0

50

100

150

200

250

Rl [kN] 6

30

Slip strength Ps

5

25

20

4

20

3

15

3

15

2

10

1

5

0

0



2

0.5

Fig.20 Mechanical model of balustrade

4

s u

1
0
0

 [mm]s u

0.1

a Overall behavior

0.2

25



s l

10
5
0

 [mm] sl [mm]

s u

0

5



s l ≒0b After slippageRu [kN]
Designed clearance

30



s u

dl

Fig.19 Setup of experiment on balustrade

0

L−a
P
a

sdl



2.5

Rl =

10

15

20

-0.2

b Behavior of upper bolted joint

-0.1

0

-2

-1

Rl [kN] [mm]

s l

0

1

2

c Behavior of lower bolted jointFig.21 Load and deformation relation of experiment on balustrade in case of HDZ 〇All data 10.9 〇All data 4.8
Slip coefficient evaluated ●Average 10.9 ●Average 4.8 
 [-] by Eq. 3 and Eq. 4 

直上向きを正とする．


 = do −du + dl du − dl a− L + 
a
2
2


6 

ここで，Lは加力点から下部ボルトまでの距離，aはボルト間距離である．試験体の力学モデルをFig.20に示す．試験部分であるボルト接合
部がピン接合であると仮定すると，手すりの面外荷重Pから上部ボル

1

0.8
0.6
0.4
0.2

ト位置，下部ボルト位置における反力Ru，Rlは次式で求められる．





L
Ru = P
a

7 

L−a
Rl =
P
a

8 

Grade 4Grade 3Grade 2Grade 10
Position UpperLower UpperLower UpperLower UpperLower
Surfacetreatment

HDZ

HDZP

EPJP

SUS

Fig.22 Slip coefficient obtained from experiment on balustrade

上記の反力と，各ボルト位置における手すり子とブラケットの相対変位suおよびslより，ボルトのすべり挙動を確認する．

ディテールにて期待されるボルト接合部のすべり抵抗を上回るもの

5.4 表面粗さによるすべり係数の予測と必要すべり係数と考えられる．

7)式，(8)式より求めた反力に対してボルト接合部のすべりを生じさせないとき，すべり係数の必要値はそれぞれ次式で表せる．





L
1 L
u 
  PG1 =  PG1m   Ni a
N1 a

9 

L−a
1 L−a

 PG1 = 
 PG1
l 
m   Ni
a
N1
a

10 

1

1

5.5 荷重変形関係
 実験より得られた荷重変形関係を，溶融亜鉛めっき(HDZ)の試験体を例にFig.21に示す．図の縦軸は荷重，横軸は変形であり，(a)は手すりの面外荷重Pと手すり子の変形の関係，(b)は上部ボルト位置における反力Ruと相対変位suの関係，(c)は下部ボルト位置における反力Rlと相対変位slの関係である．(b)，(c)の左側には，すべり耐力

ここで，PG1はTable6に示すグレード1に相当する手すりの面外荷重を評価した載荷初期の範囲を示す．

である．Fig.19に示すL，aより，手すりの取り付け部がすべりに対し

 まず手すりの全体挙動をみると，変形が10mm程度，変形角にするて安全であるためには，上部ボルト接合部では0.46，下部ボルト接合と0.01 1/100 rad程度からすべりに起因する剛性の低下がみられ部では0.42のすべり係数を最低でも確保する必要がある．

る．その後緩やかに耐力が上昇して，変形が200～250mm程度からボ 一方，本実験の試験体において最大高さ粗さRzを測定して(3)式，ルトの支圧状態への移行に伴う急激な耐力の上昇が確認できる．し4)式を適用すると0.16～0.23程度のすべり係数が得られ，上述したかし，これは変形角にして0.17～0.22 1/6～1/5 radと非常に大きく，必要すべり係数を大きく下回っていることが分かる．したがって，手支圧状態における耐力の再上昇は設計上期待すべきではないといえすりの強度グレードから予想される人的外力は，本実験で採用する

る．

— 237 —

 次に，ボルト接合部の挙動に注目すると，上部ボルト位置の挙動

取り付け部において溶接工程を省略したボルト接合部を採用

は，本実験と同様に縦スロット孔と横スロット孔を組み合わせた3章

する場合には，手すりの支持間隔距離を狭めること，接合面をのType5，Type6とほぼ等しい履歴曲線を示していることが分かる．

2面とすること，ボルトピッチを広げて反力を低減すること等

また，上部ボルト位置の挙動と手すりの全体挙動が類似しているこの対策が必要である．

とから，手すりの力学挙動は上部ボルト位置の性能に支配されているといえる．一方，下部ボルト位置における相対変形は小さく，この謝辞

位置を回転中心として手すりが変形していると捉えられる．

 本研究は，日本学術振興会特別研究員奨励費(課題番号：21J12852

5.6 すべり係数

の助成を受けて実施しました．また，実験は日本金属工事業協同組合

 ボルト位置と表面処理ごとのすべり係数をFig.22に示す．黒色で示による実験・実用化試験事業の一環として行った成果です．ここに記した高力ボルト相当材と灰色で示した普通ボルトの結果はほとんどして関係各位に謝意を表します．

重なっており，ボルトの強度による違いはほとんど生じていないことが分かる．

参考文献
1) Architectural Institute of Japan：Japanese Architectural Standard Sp

 5.4節にて示した(9)式を用いて手すりの強度グレードをすべり係

ecification JASS13 Metal Work, 1998.11 (in Japanese)
日本建築学会：建築工事標準仕様書・同解説JASS13金属工事，第2版，1数に換算した値を赤色の実線で示し，表面粗さから求めたすべり係
数の範囲を水色で示す．実験結果は大きくばらつき，一部の結果は水色で示した範囲を上回っていることから，ボルト接合部を一面せん

2)

Architectural Institute of Japan, A-1, pp.193-194, 2008.7 (in Japanese)
林徹，平田延明，清水良平，山田浩光，神谷昭治：集合住宅における非構方で，実験結果の大半はグレード1に相当するすべり係数以下である．したがって，手すりの取り付け部において溶接工程を省略したボ

造壁のALC化に関する研究－その1 研究背景と無溶接工法の概要について－，日本建築学会大会学術講演梗概集，A-1分冊，pp.193-194，2008.7

ルト接合部を採用する場合には，手すりの支持間隔距離を狭めるこ
3)こと等の対策が必要であるといえる．

 本研究では，金属工事を想定したボルト接合部のすべり係数評価
試験を実施し，すべり係数と基本的な力学挙動を明らかにした．ま

集.構造系，pp.189-192，1977.7

4)

た結果をまとめる．
[1]

金属工事を想定したボルト接合部において，ボルト孔形状が丸孔であっても，応力方向に配置されるボルト本数を2本から1本

8.12 (in Japanese)
田中淳夫，増田浩志，脇山廣三，辻丘静雄，平井敬二，立山英二：過大孔・スロット孔を有する高力ボルト摩擦接合部の力学性状，鋼構造論文集，第5巻，第20号，pp.35-44，1998.125)に減らすとすべり係数は2割程度低下した．また，ボルト本数を程度低下した．
金属工事において採用される代表的な表面処理により確保される最大高さ粗さRzは5～25mの範囲であり，すべり係数は0.20程度であった．これらは，高力ボルト摩擦接合部に設計上

6)すべり係数と最大高さ粗さに関する既往の実験と本実験の結の表面粗さから予測する場合には，ばらつきの大きさから高い安全率を設定する必要があるといえる． [4]

7)

学論文集，Vol.67B，pp.351-356, 2021.3
ECCS：European Recommendations for bolted connections：in structu

8)

ral steelwork, 1985
Kimura, T. et al. : Research on High Tensile Bolt Friction Joint (2) Relating to Roughness of Plate Surface and Coefficient of Friction, Transactions of the Architectural Institute of Japan, No.69, pp.657-660, 1961.10

外装材の取り付け部を想定した実験では，中層建築物を想定し(in Japanese)
木村富夫，舟橋功男，木下勝弘，小林昌一：高張力ボルト摩擦接合部の研た設計用風圧力から外装材の取り付け部のボルト接合部に作用する外力を算出すると，すべり係数が低い負圧時においても究(2)(接触面の表面あらさと摩擦係数の関係について)，日本建築学会論文
報告集，第69号，pp.657-660，1961.10

十分なすべり耐力を有していることが分かった．
[5]

手すりの面外荷重における安全に関する強度グレード 25)と比較すると，本実験で採用したディテールでは手すりの最低基準として設けられたグレード1を下回った．したがって，手すりの— 238 —

Kuwahara, S. et al. : Factors Influencing Slip Coefficient of High Streng

合部のすべり係数に及ぼす諸変数の影響 すべり試験による検討，構造工

果を併せて，(3)式，(4)式によりすべり係数の傾向を示した．
ただし，金属工事におけるボルト接合部のすべり係数を接合面

94号，I-72，pp.157-169，2005.7
th Bolted Friction Joints with Slot Holes, Journal of Structural Enginee
ring, Vol.67B, pp.351-356, 2021.3 (in Japanese)
桑原進，安原慎吾，加藤あゆみ：スロット孔を使用した高力ボルト摩擦接要求される条件と比較するといずれも半分程度に相当する．
[3]

Mori, T. et al. : Slip and Yield Resistance of Friction Type of High Stren
gth Bolted Connections with Over-sized Holes, Journal of Japan Societ
y of Civil Engineers, Vol.2005, No.794, I-72, pp.157-169, 2005.7 (in Jap
anese)
森猛，山崎信宏，山口実浩：拡大孔を有する高力ボルト摩擦接合継手のすべり耐力と降伏耐力に関する実験的研究，土木学会論文集，第2005巻，71本として，3d以上のスロット孔を採用するとすべり係数は3割[2]

Tanaka, A. et al. : Experimental Study on High Strength Bolted Friction Joints with Oversized and Slotted Holes, Steel Construction Engineer
ing, Japanese Society of Steel Construction, Vol.5, No.20, pp.35-44, 199

た，外装材および手すりと構造躯体との接合部を想定した実験を行い，金属工事におけるボルト接合部の適用を検討した．以下に得られ

Fujimoto, M. and Tanaka, A. : Kadaikowoyusurukoryokuborutomasats
usetsugobunoseizyonitsuite, Proceeding of the architectural research meetings, Kanto Chapter, Architectural Institute of Japan, pp.189-192, 1
977.7 (in Japanese)
藤本盛久，田中淳夫：過大孔を有する高力ボルト摩擦接合部の性状について(その1 単純引張試験体による実験)，日本建築学会関東支部研究報告6. まとめHayashi, T. et al. : A Study on ALC Nonstructural Wall of Condominiu
m, Part 1Background of the Research and Outline of Engineering Met
hod by No Welding, Summaries of Technical Papers of Annual Meeting,

断としたことによるすべり係数への影響は小さいことが分かる．一と，接合面を2面とすること，ボルトピッチを広げて反力を低減する

998.11

9)

Wakiyama, K. et al. : A Study on the Influence of Surface Roughness up
on Slip Resistance of the High Strength Bolted Frictional Joint, Procee
ding of the architectural research meetings, Kinki Chapter, Architectur
al Institute of Japan, pp.369-372, 1987.5 (in Japanese)

99.3

脇山廣三，八木毅，山田義智：高力ボルト摩擦接合部のすべり係数に及ぼす表面粗さの影響に関する実験的研究，日本建築学会近畿支部研究報告集.
構造系，pp.369-372，1987.5

20) Mori, T. et al. : Slip Coefficient and Contact Surface Condition of Frictio
n Type of High Strength Bolted Connections, Journal of Japan Society o10) Kamura, T. and Hokugo, H. : The Effect of Surface Roughness of High S

f Civil Engineers, Series A, Vol.64, No.1, pp.48-59, 2008.1 (in Japanese)
森猛，南邦明，井口進，山口隆司：接合面処理方法と品質を考慮した高力

and Construction Engineering (Transactions of AIJ), No.485, pp.127-13

ボルト摩擦接合継手すべり係数の提案，土木学会論文集A，Vol.64，No.1，
pp.48-59，2008.1

trength Bolt Frictional Joints on Slip Resistance, Journal of Structural

4, 1996.7 (in Japanese)
加村隆志，北後寿：高力ボルト摩擦接合の接合面粗さがすべり耐力へ及ぼす影響，日本建築学会構造系論文集，第485号，pp.127-134，1996.7

21) Kuwahara, S. et al. : Slip Strength on Friction Joint of 1000N Class Ult
ra High Strength Steel with F14T Class High Strength Bolts : Investiga11) Mori, T. et al. : Surface Roughness Parameter and Slip Coefficient of Fr
iction Type of High Strength Bolted Connections, Journal of Japan Soci
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橋田知幸，沼田俊之，多賀謙蔵：F14T級高力ボルトを用いた1000N級鋼(9

森猛，田坂康介，一宮充，小笠原照夫：鋼材の表面粗さパラメータと高力
ボルト摩擦接合継手のすべり係数，土木学会論文集A1(構造・地震工学)，

Vol.67，No.2，pp.446-453，2011.8

12) Architectural Institute of Japan：Japanese Architectural Standard Sp

ings, Journal of Structural Engineering, Vol.57B, pp.421-429, 2011.3 (in Japanese)
桑原進，山本達也，佐々木正道，一戸康生，福田浩司，川畑友弥，西尾大，50N/mm2鋼)摩擦接合部のすべり耐力 1000N級鋼の建築構造物への適用性，構造工学論文集，Vol.57B，pp.421-429，2011.3
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日本建築学会：建築工事標準仕様書JASS6鉄骨工事，第11版，2018.1
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丹波寛夫，行藤晋也，木村聡，山口隆司，杉浦邦征：接合面が鋼材粗面とections in Steel Structures, 2012.3 (in Japanese)
日本建築学会：鋼構造接合部設計指針，第3版，2012.3

14) Funayama, M. et al. : The Report about Slip Test of Hot Dip Galvanized

無機ジンクリッチペイント面の高力ボルト摩擦接合継手のすべり係数の提案，土木学会論文集A1(構造・地震工学)，Vol.70，No.1，pp.137-149，2

High Strength Bolted Friction Joints with Oversized Holes. Part1 About Two Friction Surfaces, Summaries of Technical Papers of Annual Mee

23) Yagihashi, T. et al. : Experimental Study on Slip Strength at Bolted Fri

014.3

ting, Architectural Institute of Japan, Structure Ⅲ, pp.755-756, 2019.7

ction Joints in Duplex Stainless Steel Part 1 Study on Friction Surface
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ねじの呼び径+3mmを有する亜鉛めっき高力ボルト接合部のすべり試験結

果に関する報告その1 2面摩擦接合，日本建築学会大会学術講演梗概集，構造Ⅲ，pp.755-756，2019.7



鋼板の高力ボルト摩擦接合部におけるすべり性能に関する実験的研究 そ15) Kume, K. et al. : Slip Coefficient Test of High Strength Bolted Friction Jの1 摩擦面処理とすべり係数に関する検討，
日本建築学会大会学術講演梗
概集，構造Ⅲ分冊，pp.1019-1020，2015.7

oints with Slotted and Oversized Holes Part 1 Test Plan, Part 2 Test Re

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Institute of Japan, Structure Ⅲ, pp.933-936, 2018.7 (in Japanese)
久米健一，西谷隆之，石井大吾：スロット孔および過大孔を有する高力ボ
ルト摩擦接合部のすべり係数試験その1 試験計画，その2 試験結果，日本建築学会大会学術講演梗概集，構造Ⅲ，pp.933-936，2018.7
16) Noguchi, S. et al. : Experimental Studies on Friction Surface of High Stual Meeting, Architectural Institute of Japan, Structure Ⅲ, pp.1019-10
20, 2015.7 (in Japanese)
柳橋卓也，田川泰久，小田達彦，今村しおり，渡辺徳明：二相ステンレス24) Ikeda, Y. et al. : Slip Resistance of High Strength Bolted Frictional Joints with Spheroidal Graphite Cast Iron, Journal of Structural Engineeri

ng, A, Vol.62A, pp.705-714, 2016.3 (in Japanese)
池田裕哉，山口隆司，佐伯英一郎，飛永浩伸，日高哲郎：球状黒鉛鋳鉄板を用いた高力ボルト摩擦接合継手のすべり耐力，構造工学論文集，Vol.62
A，pp.705-714，2016.3

rength Bolted Friction Joints Part 1 Slip Capacity Tests, Part 2 Relatio
n between Surface Roughness and Slip Coefficient, Summaries of Tech25) Manabe, T. et al.Experimental Measurement of Lateral Load on Bal

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真鍋恒博，宇津野和俊，加藤正男，高橋正明，片桐恒介：各種の人間動作

ustrade Caused by Various Human Behaviors, AIJ Journal of Technolo

によって手摺に生ずる水平荷重の測定実験，日本建築学会技術報告集，第16巻，第33号，pp.649-654，2010.6の関係)，日本建築学会大会学術講演梗概集，C分冊，pp.1549-1552，199
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辻岡静雄：ショットブラスト摩擦面を有する高力ボルト接合のすべり荷重と履歴特性，日本建築学会構造系論文集，第471号，pp.173-179，1995.5
18) Kamura, T. and Hokugo, H. : Experimental Research Related to Chemi
cal Treatment of Frictional Surfaces of High Strength Bolt Frictional Jo
ints, Journal of Structural and Construction Engineering (Transactionsof AIJ), No.487, pp.131-140, 1996.9 (in Japanese)
加村隆志，北後寿：摩擦面に薬剤処理を施した高力ボルト摩擦接合に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集，第487号，pp.131-140，1996.
919) Kohashi, T. and Satou, M. : Study of Relaxation and Slip Tests after Ex
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ngineering, Japanese Society of Steel Construction, Vol.6, No.21, pp.4554, 1999.3 (in Japanese)
小端高行，佐藤正康：りん酸塩処理を施した摩擦接合部のリラクセーショ
ンと経年後のすべり試験，鋼構造論文集，第6巻，第21号，pp.45-54，19— 239 —SLIP COEFFICIENT OF BOLTED JOINT IN METAL WORK AND ITS APPLICATIONSSLIP COEFFICIENT OF BOLTED JOINT IN METAL WORK AND ITS APPLICATIONS＊2＊3
Miku KUROSAWA ＊1, Shoichi
 KISHIKI , Akio SATO
＊4＊2
1, Shoichi
and＊Nobuhiko
TATSUMI
Miku KUROSAWAKISHIKI, Akio SATO＊3
and Nobuhiko TATSUMI＊4＊1＊1

JSPS Research Fellow, M.Eng. (Doctoral Student, Tokyo Institute of Technology)＊2
JSPS Research
M. Eng.
Student,
Tokyo Instituteof Technology)
Prof.,Fellow,
F.I.R.S.T.,
I.I.R., (Doctoral
Tokyo Instituteof Technology,
Dr.Eng.
＊3＊2
Kikukawa
Kogyo of Technology, Dr. Eng.
Professor, F.I.R.S.T., I.I.R.,
Tokyo Institute＊4
Assist. Prof., F.I.R.S.T.,＊3 I.I.R., Tokyo Institute of Technology, Dr.Eng.
KIKUKAWA KOGYO.

＊4

Assistant Professor, F.I.R.S.T., I.I.R., Tokyo Institute of Technology, Dr. Eng.

Metal work refers to a series of processes that manufactures and constructs various metal finishing materials. When
metal finishing materials are bolted to the structural frame, it is common to use slotted holes to absorb construction
errors. In addition, the surfaces of the components are also painted to prevent rust and corrosion. In recent years,
there has been an increasing demand for abolishing the post-construction welding process because the repairing

process can be eliminated and the fire risk is reduced. On the other hand, previous studies of high strength bolted
friction joints in the field of architecture and civil engineering have pointed out that the slotted holes and oversizedholes reduce the yield strength of the joint section which causes the joints to slip early, and the roughness of joint
surfaces also affects the slip resistance.
In this paper, three series of experiments on bolted joints in metal work were conducted. First, from the fundamental
experiment reproducing slotted holes and surface treatments peculiar to metal finishing materials, it was found thatthe surface roughness Rz of 5 to 25 m and slip coefficient of about 0.20 were secured in bolted joints of metal finishingmaterials. Also, the slip coefficient of bolted joints with slotted holes is about 30% lower than that with standard holes.
Second, the results of the experiments of exterior finishing material have shown that the slip resistance of the bolted
joint is sufficient against the wind pressure expected for medium-rise buildings. In addition, it was observed that theslip coefficient of the tensile loading (negative wind pressure) was lower than that of the compressive loading (positive
wind pressure) because the bending moment generated in the specimens varies with the loading direction.

Third, the experiments of bolted joints in balustrade were conducted. Compared with the grades for strength ofbalustrade based on human behavior proposed by Manabe et al., it was found that the bolted joint details in this study
could not have enough slip resistance against external force. When using a bolted joint that eliminates the welding
process for the balustrade, it is essential to narrow the support interval distance of the handrail, use two joint surfaces
and provide a large bolt pitch to reduce the reaction force.
（2021 年 5 月 31 日原稿受理，2021 年 10 月 11 日採用決定）— 240 —