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日本建築学会大会学術講演梗概集（東海） 2012 年 9 月

ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造性能実験
その 4 薄鋼板構造部材の数値解析のモデル化
正会員 ○姿健一郎*4
同
揚原茂雄*3
ワンサイドボルト
有効幅

薄鋼板ブレース置換

同
同

津田達也*1
中西三和*5

同
同

藤井克紀*2
安達 洋*6

同

渡辺邦夫*3

断続溶接
支圧

ことがわかった。1.6mm では，図 b)d)で示されるように，
１. はじめに本報では，前報その 1〜31)で述べた実験結果に基づいて， 降伏に至るまで，ほぼ線形であり，シリーズ C のシェルシリーズ A，B の各試験体の剛性と耐力に及ぼすパネルの要素と接合方法及びパネル厚が同条件の図 d)の実験値
有効幅について検討し，シリーズ C の解析を行うために， （A2-B1.6）とバイリニア曲線とほぼ一致している。
部材のモデル化を行ったものである。
3. シリーズ B の実験結果の検討
2. シリーズ A の実験結果の検討
2.1 パネルの有効幅
BH 梁に薄鋼板パネルを取り付けた際の面外方向におけ

3.1 ブレース置換
パネルの面内性能を評価するために，シリーズ B の実る剛性を評価するために，パネルの有効幅を求めた。有から，全断面が効いたときのブレース断面積 AB，(4)式か効幅の算出には，図 1 の(1)式に，最大耐力の 1/3 を弾性域

ら，実験の剛性を用いたブレース断面積 AB を表 4 に示

験結果からパネルのブレース置換を行った。図 4 の(3)式と仮定した弾性時の荷重と変形を代入し，実験に適合すBる断面 2 次モーメントを求め，リブの BH 梁の断面 2 次モ

κpλ
23 pλ3
δ =+1296 EI 6GAwーメントを引いたものを，薄鋼板パネルの断面 2 次モー
メント I’とし，(2)式を用いて，パネルの有効幅を算出し12 I '

B =Hた。算出した結果を表 1 に示す。この結果から，3.2mmI3− h3800mm
300mm

(1)

H h(2)

200mm:パネルの断面 2 次モーメント[mm4]

パネルでは 300mm，1.6mm では，200mm の有効幅が見込 B:有効幅[mm]

δ:中央変位[mm]G:せん断係数[N/mm2]2

E:ヤング係数[N/mm ]めることがわかった。（図 2）

図 2 パネルの有効幅

図 1 有効幅の算出方法

2.2 薄板付き BH 梁の試験体の最大耐力の検討
断続溶接試験体は断続溶接間の距離を座屈長さとして，強度と鋼材の許容応力度との比を強度上昇率とし，その積をみかけのフランジ降伏点強度とする。この降伏点強[mm4]B[mm]B3.219588809

296

B1.67423966

228

W3.219851019

300

W1.66635387

204200

最終破壊が断続溶接試験と同じ局部座屈を起こすことか
荷重[kN]

A1A2A3A2-B3.2A2-B1.6
A2-W3.2
A2-W1.6

A2-B3.2A210050

実験からボルト接合は溶接接合に比べ，降伏耐力が約0計算値

100010203040500601020A2計算値

100

荷重−変形曲線と設定したバイリニアモデルを併せて示0した。同図 a)c)から，3.2mm の場合には，溶接接合は近似した結果であるのに対し，ボルト接合ではすべりによる

5060

A2-B1.6A2150

荷重[kN]

荷重[kN]

200

A2-B3.21505040b）試験体 A2‑W1.6(溶接接合)a）試験体 A2‑W3.2(溶接接合)性型のバイリニアモデルを作成した。図 3 に各試験体の30変位[mm]200を行うために，初期剛性と最大耐力で表される完全弾塑A2変位[mm]させている。
2.3 部材モデル
2.1 と 2.2 の結果から，シリーズ C の試験体の数値解析

A2-B1.650015%減少する傾向があり，計算値でも同様に，約 15%減少

A2-W1.6150

計算値

い耐力が得られる。なお，ボルト接合した梁の計算値は，理論値[kN]927777164108193128200

A2-W3.2150

実験値[kN]106.682.182.7160105.8180.8126.8

試験体

荷重[kN]度を用いて，計算上の耐力を算出した。薄板付き BH 梁は，実験値と計算値を表 2 に示した。溶接接合では，概ね近I'

試験体名

鋼構造設計基準から座屈応力度を算出し，材料の降伏点ら，耐力算出には断続溶接試験体と同様の方法で行った。

表 2 実験値と計算値

表 1 有効幅の算出結果

計算値

10050001020304050600102030405060

変位[mm]変位[mm]c）試験体 A2‑B3.2(ボルト接合)d）試験体 A2‑B1.6(ボルト接合)

剛性低下が生じ，バイリニア曲線で表すのは困難である

図 3 荷重−変形曲線とバイリニアモデル

Experiments on the Performance of Thin Steel Plate Structures Using One-side Bolt
Part.4 Research on numercal analysis Modeling of thin steel plate strucure’s elements― 1045 ―SUGATA Kenichiro et.al.

す。なお，AB は図 6 に示した荷重−ひずみ曲線から，ことが分かり，ボルトを増やすことにより，剛性と耐力初期の段階で，パネルの圧縮ひずみが高いため，圧縮ブが上昇することが確認できた。

レースは効かないものとし，引張ブレースのみが効いた

5）実験結果を用いて作成したトリリニアモデルとシリーものとして計算をしている。表 3 より，B1 では，約 40%， ズ C のシェル要素と接合方法及びパネル厚が同条件の試
B2，B3 は約 20%減少しており，B4 では，ほとんど減少

験体の実験値がほぼ一致することがわかった。

がなかったことから，パネルの引張が初期剛性において【参考文献】
次報その 5 にまとめて示す。

十分に効いていることが考えられる。

δQ

せん断パネルの耐力の検討

置換ブレース式(理論値)

図 5 の(5)，(6)，(7)式を用いて降伏耐力と支圧耐力およh

びボルトのせん断耐力を算出した。降伏耐力は置換した

降伏耐力

置換ブレース式(実験値)

支圧耐力

AB ' =

θl

ブレースの引張耐力とした。なお，実験での接合部の破壊状況から，せん断を受けたパネルの端部では，支持点

GAW l
2khE cos 3 θ

(3)

AB =

Ql
E cos 3 θδ

図 5 耐力計算式一覧
40020kN

300200剛性低下寸前の耐力とよく合うことがわかった。

60kN01500

10005000

引張側-10080kN02000

1500

B1B2200

40kN

60kN

01500

1000

5000-10080kN

20040kN

圧縮側
10002000

1500

1000

5000

ひずみ[μ]

B3

ので，実験で得られた最大耐力から算出した引張ブレー

図 6 荷重―ひずみ曲線数が同じである試験体 B2 の部材モデルを用いた。

試験体名

AB[mm2]

AB'[mm 2]

減少[%]

試験体名

B1B2
B3
B4

1860
930
930
930

1087745743
955

4220200B1B2
B3B4300

4. まとめ
荷重[kN]

ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造部材の数値解析の有効幅は 3.2mm で 300mm，1.6mm で 200mm ほど見込

B2(繰り返し)250

B2(包絡線)

200

モデル化

200モデル化

150100150
10050005101502052）実験結果から得た面外方向におけるパネルの有効幅をa)B1300

荷重[kN]

1015b)B2300

B3(繰り返し)

B4(繰り返し)250

B3（包絡線)250

B4(包絡線)

200

モデル化

200

モデル化

150100階でほとんど有効でないことが確認できた。

504）1.6mm パネルでの最終破壊は，パネル端部のボルト接020

変位[mm]

変位[mm]

素と接合方法及びパネル厚が同条件の試験体の実験値が支圧耐力 ボルト耐力
Q p[kN]Qs0[kN]
100645864586496107

B1(包絡線)0用いて作成したバイリニア曲線とシリーズ C のシェル要降伏耐力
Qy [kN]
301
240
239307300

B1(繰り返し)

50めることがわかった。

実験値
Ｑ[kN]
249.4
123.5
125.8
150.8

250

荷重[kN]

なお，シリーズ C の試験体の解析には，板厚とボルト本B4表 4 耐力の比較

表 3 置換ブレース断面積

スの剛性とし，第 2 降伏点は実験の最大耐力を用いた。

100kN-400

ひずみ[μ]りの影響を考慮した剛性低下を算出するのは困難である

80kN-300-400

レース断面積を用いた剛性とした。また，ボルトのすべ

60kN-100-200

引張側
100kN

-30020kN

300-200

引張側

支圧耐力とし，剛性は，実験の剛性に併せて算出したブ

100kN

40020kN

100200080kN-400400

圧縮側

60kN-100-300

ゲージ位置[mm]3.2 で得た B1 ではボルトのせん断耐力，B2，B3，B4 では，ゲージ位置[mm]トリリニアモデルを示した。このモデルの第一降伏点を0

ひずみ[μ]

300に実験の繰返し載荷履歴とその包絡線に併せて設定した

500-200

ひずみ[μ]

いて，部材モデル用のトリリニアモデルを作成した。図 71000

引張側-4003.1 から算出したブレースと 3.2 から把握した耐力を用

40kN

100100kN-3003）シリーズ B の実験から，パネルの圧縮抵抗は初期の段圧縮側-200

部材モデルほぼ一致することがわかった。

200100200020kN

30040kN

ゲージ位置[mm]ゲージ位置[mm]圧縮側のせん断耐力，B2，B3，B4 では，支圧耐力が最も低く，

1）シリーズ A の実験結果から，面外方向の薄鋼板パネル(6)400

せん断耐力の算出を行った。表 4 より，B1 では，ボルトのモデル化から以下の知見が得られた。

Q p = 1.875nσ ytd( 7)

k=1.5 E:ヤング係数[N/mm2]
G:せん断係数[N/mm2]
Qs:ボルトの短期せん断耐力[kN]
l:パネルの幅[mm] h:パネルの高さ[mm]

ブレース端部の有効幅として評価し支圧耐力とボルトの3.3

Qs 0 = nQs(5)

σy:許容応力度[N/mm2] t:板厚[mm]n:ボルト本数，ボルト孔数[本] d:ボルト径[mm]

図 4 引張ブレース置換付近のみに力が集中し 4)破壊が進展した。この破壊領域をボルトの耐力

Qy = ABσ y( 4)荷重[kN]

3.21501005000合部の支圧破壊とボルトのせん断破壊によって，きまる

510変位[mm]15200

51015変位[mm]c)B3d)B4
図 7 荷重−変形曲線とバイリニアモデル*1 株式会社小山工作所*1 Oyamakousakusyo Co. Ltd.

*2 株式会社ロブテックスファスニングシステム*2 Lobtex Fastening System Ltd.

*3 構造設計集団（SDG）*4 日本大学大学院理工学研究科博士課程前期*3 STRUCTURAL DESIGN GROUP*4 Graduate Student,Dept of Oceaninc Architecture & Eng.College of Science and Technology,Nihon Univ

*5 日本大学理工学部海洋建築工学科 教授・工博*5 Prof, Dept. of Oceanic Architecture & Engineering College of Science & Technology, Nihon Univ. Dr. Eng*6 日本大学理工学部海洋建築工学科 特任教授・工博*6 Prof, Dept. of Oceanic Architecture & Engineering College of Science & Technology, Nihon Univ. Dr. Eng― 1046 ―20