広島工業大学紀要研究編
第 56 巻（2022）77-81

論文梁継手塑性ヒンジの導入による幅厚比制限緩和の可能性について中村亮太＊ · 山西央朗＊＊・小松真吾＊＊＊・松田

頼征＊＊＊＊（令和 3 年11月 5 日受付）

A study on width-thickness-ratio for Beam-Joint-Plastic-Hinge.
Ryota NAKAMURA , Teruaki YAMANISHI , Shingo KOMATSU , Yoriyuki MATSUDA（Received Nov. 5, 2021）

Abstract
In practice, plastic-hinge is evaluated by perfect elastoplasticity type shown in Figure l. But infact, the stress increases while bearing gentle slope after expressing full plastic endurance. And if
we use FA rank members which satisfy limitation of width-thickness-ratio, local backling will occur
by accumulating plastic deformation. Under the circumstances, we propose Beam-Joint-Plastic-Hinge
and aim for improving the evaluation precision of plastic-hinge. In this study, we focus on keepingbase materials elastic when we introduce Beam-Joint-Plastic-Hinge and explain the possibility
loosens limitation of width-thickness-ratio. At first, we show the design method when Beam-JointPlastic-Hinge is introduced. Next, we compare FA rank test specimen and FC rank test specimen.
Key Words: high-strength-bolts, frciton joint, beam joint, width-thickness-ratio

形能力が保証されていないため、強度設計として扱うこと

１ ．はじめにとなり、二次設計での使用は限定的となる。

1 - 1．研究背景

上記のような実務設計での評価や扱い方に対して、実際実務設計において、塑性ヒンジは梁端部が生じる位置にの構造物では、以下の様に乖離のある性質を有している。

形成されるとみなし、図 1 に示す完全弾塑性型の履歴形状

全塑性耐力発現後も緩やかな二次勾配をもちながら耐力が1）で評価している 。また、柱梁耐力比や接合部係数を導入

上昇し、繰り返し塑性変形に対しては移動硬化則と等方硬することで、架構の崩壊機構の制御が試みられている。さ化則を合わせた履歴形状に模擬される耐力の上昇がみられらに、幅厚比に制限値を設け、局部座屈の詳細な検討をする。また、材料強度の実勢値が定め難く、全塑性耐力を正ることなく部材の塑性変形能力を評価している。構造関係

確に求めるにはロッド毎に素材試験を実施する必要があ

技術基準では、部材の保有する塑性変形能力に応じて、部る。さらに、部材の塑性化によって実際の構造物に形成さ

材種別 FA、FB、FC、FD とそれぞれに対応する幅厚比

れる塑性ヒンジは、存在応力が最大となる梁端部より部材制限値が規定されている。一般的な建築物では、部材に繰

中央側に形成され、具体的に形成位置を評価することは難り返し塑性変形能力を期待するため、塑性変形能力が 6

しい。そして、幅厚比制限を満足させた FA ランク部材を2）以上保証されている FA ランク部材を使用する 。一方、使用したとしても塑性変形の蓄積によっていずれかは局部FC ランク部材は全塑性耐力を期待できるものの、塑性変

座屈が発生し、劣化勾配があらわれる。

＊

広島工業大学大学院 建設工学専攻
広島工業大学 建築工学科 准教授＊＊＊
島根大学 建築デザイン学科 助教＊＊＊＊
工学院大学 建築学科 助教＊＊― 77 ―

中村亮太・山西央朗・小松真吾・松田頼征(3)

一般化塑性ヒンジに近い構造特性を期待できる。梁継手塑性ヒンジは、摩擦接合の滑りによって実現する回転機構であり、柱や梁、ブラケット全体に着目すれば一般化
塑性ヒンジがもつ剛塑体として回転する性質に近い特性を構造物に付与することを期待している。
(4)

塑性領域を含めて、構造物の強度、弾性剛性、変位量を高い精度で評価することができる。梁継手塑性ヒンジ
図1

形成時の継手負担モーメント（以下、塑性ヒンジモーメント

荷重 - 変形関係概念図と呼ぶ。）は後述する (3) 式で表現でき、ウェブおよび下このような背景のもと、著者らは継手部分の加工と工法

フランジのボルト配置位置とボルト軸力、滑り係数によりを工夫することで実現する梁継手塑性ヒンジを提案し、塑決定する。繰り返し滑り挙動による滑り係数の変動は、摩3）

擦面処理をショットブラスト加工とした場合小さくなるこ

性ヒンジの評価精度の向上を目指している 。

とを要素実験にて確認している。したがって、ショットブ
1 - 2 ．梁継手塑性ヒンジの特性

ラスト加工とすることで塑性ヒンジモーメントは簡便かつ本研究で提案する高力ボルト摩擦接合梁継手は、図 2（a）

高精度に制御することができる。また、弾性剛性は継手をに示すように配置ボルト本数を部分的に少なくすること無視した力学モデルにて算出することができる。さらに、

で、母材の降伏に先行して摩擦面で積極的に滑り挙動を発継手位置での回転量（以下、継手回転量と呼ぶ。
）を算出す生させる。そして、この滑り挙動を利用して継手位置に回ることによって塑性変形量を明確に定義することができる。

転機構（梁継手塑性ヒンジ）を形成させる（図 2 （b）参照）。

(5)

梁継手塑性ヒンジを導入することで、次のことが実現できる。

ができる。

(1)

塑性ヒンジ形成位置を継手位置で明確に定めること

実際の挙動を評価（完全弾塑性）に近づけることができる。梁継手塑性ヒンジを導入することで、繰り返し載荷

1 - 3 ．目的に対しても耐力の増減がなく二次勾配が一定となる bi-

本研究では、梁継手塑性ヒンジを導入することで母材はlinear 型の履歴形状となり、移動硬化則のみで評価すること

弾性域に留まることに着目し、幅厚比制限を緩和する可能ができる。

性について述べる。まず、本論文では梁継手塑性ヒンジを(2)

梁継手塑性ヒンジ形成時も母材は塑性化しないため、導入する場合の設計方法を示し、これを基に設計した FA

累積塑性変形による局部座屈を回避できる。したがって、

ランク試験体と、FC ランク試験体それぞれの構造的性能

局部座屈に対する検討は、弾性域のみで完了する。

を比較する。

（a）セットアップ（b）梁継手塑性ヒンジ（回転機構）
図2

図3

梁継手塑性ヒンジ

継手部分における梁材加工方法の工夫― 78 ―

1-3.
目的
本研究では、梁継手塑性ヒンジを導入することで母材は本研究では、梁継手塑性ヒンジを導入することで母材は弾性域に留まることに着目し、幅厚比制限を緩和する可能
弾性域に留まることに着目し、幅厚比制限を緩和する可能性について述べる。まず、本論文では梁継手塑性ヒンジをL

2B  M J u (2)LRL LJ MB Y
2  J u (2)ZB 
LR  LJ  B Y
ここに、L: 載荷点から柱梁節点までの距離、B: 柱幅(=200

ZB 

FA
性について述べる。まず、本論文では梁継手塑性ヒンジを導入する場合の設計方法を示し、これを基に設計した
梁継手塑性ヒンジの導入による幅厚比制限緩和の可能性について
mm)、L
ここに、L:
載荷点から柱梁節点までの距離、B: 柱幅(=200
R: 載荷点から継手回転中心位置までの距離、L
J: 最FA
導入する場合の設計方法を示し、これを基に設計したランク試験体と、FC
ランク試験体それぞれの構造的性能mm)、LR: 載荷点から継手回転中心位置までの距離、L
内ボルト間距離、B-Y: ブラケット降伏応力度である。J: 最ランク試験体と、FC ランク試験体それぞれの構造的性能 3 ．評価式を比較する。
2 ．設計方法
3.内ボルト間距離、
B-Y: ブラケット降伏応力度である。
評価式
を比較する。
3. 評価式
塑性ヒンジモーメント評価式
2 - 1 ．梁継手部分における母材形状
3 - 1 3-1.
．塑性ヒンジモーメント評価式
2. 設計方法
2(b) に示す、塑性ヒンジモーメントMJ-u
MJ-u
図 塑性ヒンジモーメント評価式
は次の式で
本研究では、梁継手塑性ヒンジを導入するにあたり継手
図 23-1.
（b）に示す、塑性ヒンジモーメントは次の式
2. 設計方法
2-1.
梁継手部分における母材形状
図 2(b) に示す、塑性ヒンジモーメント MJ-u は次の式であらわされる。
部分の加工方法を次のように工夫する。
であらわされる。
2-1.
梁継手部分における母材形状
本研究では、梁継手塑性ヒンジを導入するにあたり継手Mあらわされる。
(3)(1) 梁材のボルト孔を端まで抜くように加工することでJ  u  nw  m    T0  h1  n f  m    To  h （3）本研究では、梁継手塑性ヒンジを導入するにあたり継手部分の加工方法を次のように工夫する。
,n T
f:0 ウェブおよびフランジのボルト本数、
M Jここに、nmf：
wウェブおよびフランジのボルト本数、
h1  n f  m    To  h (3)施工性の向上を計った。通常のボルト孔としたブラケット
ここに、
 u  nw , n
(1)
部分の加工方法を次のように工夫する。
梁材のボルト孔を端まで抜くように加工することで施
m: ここに、nw、μ,nf:：滑り係数（シ摩擦面数 (=2)、ウェブおよびフランジのボルト本数、: 滑り係数 ( シ
材にあらかじめ添え板と高力ボルトを配置しておくこと
m：摩擦面数（=2）
ョョ
ッッ
トト
ブブ
ララ
スス
トト
処処 理
(1) 梁材のボルト孔を端まで抜くように加工することで施工性の向上を計った。通常のボルト孔としたブラケット
材にあらかじめ添え板と高力ボルトを配置しておくこと
m: 摩擦面数0.5
(=2)、
( )、T
 : 滑り係数、Tショトブラスト処理とするのでとして検討する
0:ッ
設計用ボルト張力、理とするので0.5として検討する）
が実現でき で、梁材を差し込むように取り付けられ、設置が容易とな
0：設計用ボルト張材にあらかじめ添え板と高力ボルトを配置しておくこと
工性の向上を計った。通常のボルト孔としたブラケットことが実現できで、梁材を差し込むように取り付けられ、設置が容易となる材にあらかじめ添え板と高力ボルトを配置しておくこと
0.5 として検討する )、T0: 設計用ボルト張力、2 とするので3 参照）。なお、
梁材のウェブおよび下フランジでは、力、hが実現でき る（図1 , h：上フランジ中心から各ボルトまでの距離である。
で、梁材を差し込むように取り付けられ、設置が容易となる(図 3 参照)。なお、梁材のウェブおよび下フランジでは、滑で、梁材を差し込むように取り付けられ、設置が容易となる
2
3 参照 )。なお、梁材のウェブおよび下フランジでは、滑り挙動によってボルト軸部とボルト孔内壁が接触しないようとができる。滑り挙動によってボルト軸部とボルト孔内壁が接触しない(図 )。なお、梁材のウェブおよび下フランジでは、滑(図 3 参照に十分注意する必要がある。
り挙動によってボルト軸部とボルト孔内壁が接触しないようけることができる。
材にあらかじめ添え板と高力ボルトを配置しておくこと
3 - 2 ．弾性剛性評価式
荷に対し ように十分注意する必要がある。
り挙動によってボルト軸部とボルト孔内壁が接触しないようとができる。
ることで、次のことが実現でき(2) 梁材の配置高力ボルト本数を少なくし、ブラケット材にに十分注意する必要がある。
で、梁材を差し込むように取り付けられ、設置が容易となるに十分注意する必要がある。
(2) 梁材の配置高力ボルト本数を少なくし、ブラケット
図 5（a）に示す継手を無視した片持ち梁モデルについて、返し載荷に対し- linear型
荷に対し(図 3 参照 )。なお、梁材のウェブおよび下フランジでは、滑(2) 梁材の配置高力ボルト本数を少なくし、ブラケット材に(2) 梁材の配置高力ボルト本数を少なくし、母材同士の干渉を防ぐための切欠きを設ける。塑性ヒンジ
ブラケット材に材に母材同士の干渉を防ぐための切欠きを設ける。塑性ヒ
弾性剛性 K は次の式であらわされる。
- linearbi- )linear
ことができ型に近づけることができる。
なる型
り挙動によってボルト軸部とボルト孔内壁が接触しないよう
全弾塑性
モーメントの大きさは、梁材に滑り挙動を発生させた場合
母材同士の干渉を防ぐための切欠きを設ける。塑性ヒンジ
母材同士の干渉を防ぐための切欠きを設ける。塑性ヒンジに十分注意する必要がある。
ンジモーメントの大きさは、梁材に滑り挙動を発生させたことができ 繰り返し載 荷に対しすることで、
価することができと、ブラケット材に滑り挙動を発生させた場合とで等しい
モーメントの大きさは、梁材に滑り挙動を発生させた場合(2) 梁材の配置高力ボルト本数を少なくし、ブラケット材にモーメントの大きさは、梁材に滑り挙動を発生させた場合いため、 累 場合と、ブラケット材に滑り挙動を発生させた場合とで等
bi- linear 型
次勾配が一定となる
ため、ブラケット材より載荷点に近い梁材に滑り挙動を発と、ブラケット材に滑り挙動を発生させた場合とで等しい
母材同士の干渉を防ぐための切欠きを設ける。塑性ヒンジと、ブラケット材に滑り挙動を発生させた場合とで等しい
がって、
局部
いため、
累 しいため、ブラケット材より載荷点に近い梁材に滑り挙動
硬化則のみで評価することができ化しないため、 累
生させる方が、梁継手塑性ヒンジが形成されるときの荷重ため、ブラケット材より載荷点に近い梁材に滑り挙動を発モーメントの大きさは、梁材に滑り挙動を発生させた場合ため、ブラケット材より載荷点に近い梁材に滑り挙動を発がって、局部 を発生させる方が、梁継手塑性ヒンジが形成されるときの(生させる方が、梁継手塑性ヒンジが形成されるときの荷重以下、崩壊荷重と呼ぶ。)
は大きくなる。また、塑性ヒンジモ。したがって、局部と、ブラケット材に滑り挙動を発生させた場合とで等しい
荷重（以下、崩壊荷重と呼ぶ。
）は大きくなる。また、塑性ヒ
生させる方が、梁継手塑性ヒンジが形成されるときの荷重る。梁継手
時も母材は塑性化しないため、
累ーメント発生位置を明確にするため、滑らせるボルト位置( 以下、崩壊荷重と呼ぶ。)
は大きくなる。また、塑性ヒンジモ
ため、ブラケット材より載荷点に近い梁材に滑り挙動を発する。
ンジモーメント発生位置を明確にするため、滑らせるボル
る回転機構
る。梁継手
( 以下、崩壊荷重と呼ぶ。)
は大きくなる。また、塑性ヒンジモ
屈を回避できる。
したがって、
局部をそろえた( 図 2(a) 生させる方が、梁継手塑性ヒンジが形成されるときの荷重参照 )。以上より、梁材に滑り挙動をーメント発生位置を明確にするため、滑らせるボルト位置
ト材軸方向の位置をそろえた（図2 （a）参照）。以上より、待できる。梁継手
一般化塑性
る回転機構
性域のみで完了する。
ーメント発生位置を明確にするため、滑らせるボルト位置発生させるように工夫し、切り欠きはブラケット材に加工
をそろえた
(
図
2(a)
参照
)。以上より、梁材に滑り挙動を(
以下、崩壊荷重と呼ぶ。)
は大きくなる。また、塑性ヒンジモ
梁材に滑り挙動を発生させるように工夫し、切り欠きはブ実現する回転機構
特性を 構
一般化塑性
い構造特性を期待できる。
梁継手
をそろえた
(
図
2(a)
参照
)。以上より、梁材に滑り挙動をした。
発生させるように工夫し、切り欠きはブラケット材に加工ーメント発生位置を明確にするため、滑らせるボルト位置
ラケット材に加工した。
すれば一般化塑性
特性を 構の滑りによって実現する回転機構
発生させるように工夫し、切り欠きはブラケット材に加工
2-2.
断面算定
した。
をそろえた ( 図 2(a) 参照 )。以上より、梁材に滑り挙動をに近い特性を構、変位量をット全体に着目すれば一般化塑性
図4に示す梁継手塑性ヒンジ形成時の存在応力に対して、母断面算定した。
発生させるように工夫し、切り欠きはブラケット材に加工
材にあらかじめ添え板と高力ボルトを配置しておくこと
2 - 2 2-2.
．断面算定
で、次のことが実現でき
ヒンジ形成
、変位量を
て回転する性質に近い特性を構で、梁材を差し込むように取り付けられ、設置が容易となる
図 4 中の d 点で塑性ヒ
図4に示す梁継手塑性ヒンジ形成時の存在応力に対して、母した。
2-2. 断面算定
図 材を弾性域に留めるように設計する。
4 に示す梁継手塑性ヒンジ形成時の存在応力に対し
3(図参照)。なお、梁材のウェブおよび下フランジでは、滑
メントと
呼
ヒンジ形成
待している。
性剛性、変位量を
d 点で塑性ヒ
ンジモーメント発現時存在応力に対して弾性を保つ梁の材を弾性域に留めるように設計する。
2-2. 断面算定 図 4 中のて、母材を弾性域に留めるように設計する。図4 中のd点
図4り挙動によってボルト軸部とボルト孔内壁が接触しないように示す梁継手塑性ヒンジ形成時の存在応力に対して、母) に近づけることができる。
図 4 梁継手塑性ヒンジ形成時における梁曲げ応力分布
よび下フラメントと 呼造物の強度、弾性剛性、変位量を手塑性ヒンジ形成
断面係数は次の条件式を満たすものである。
ンジモーメント発現時存在応力に対して弾性を保つ梁のに十分注意する必要がある。
図4に示す梁継手塑性ヒンジ形成時の存在応力に対して、母で塑性ヒンジモーメント発現時存在応力に対して弾性を保で、繰り返し載 荷に対し 材を弾性域に留めるように設計する。図 4 中の d 点で塑性ヒ
により決定
よび下フラ
ができる。梁継手塑性ヒンジ形成(2) 梁材の配置高力ボルト本数を少なくし、ブラケット材にM J uジモーメントと呼断面係数は次の条件式を満たすものである。
つ梁の断面係数は次の条件式を満たすものである。
材を弾性域に留めるように設計する。図 4 中の d 点で塑性ヒ
linear一定となる bi型 ンジモーメント発現時存在応力に対して弾性を
Z

(1)
保つ梁の
G
は、摩擦面
により決定
以下、塑性ヒンジモーメントと呼母材同士の干渉を防ぐための切欠きを設ける。塑性ヒンジGYM J uンジモーメント発現時存在応力に対して弾性を保つ梁の
ェブおよび下フラみで評価することができ
ZG 
(1)
（1）
なる こと
は、摩擦面
で表現でき、ウェブおよび下フラモーメントの大きさは、梁材に滑り挙動を発生させた場合
 G Y 断面係数は次の条件式を満たすものである。
断面係数は次の条件式を満たすものである。
J-u:
り係数により決定 ここに、 : ボルト欠損を考慮した梁有効断面係数、M
ョットブラ
なる こと
Mと、ブラケット材に滑り挙動を発生させた場合とで等しい
ボルト軸力、滑り係数により決定
J u
ここに、
：
ボルト欠損を考慮した梁有効断面係数、(1) MG-Y
ここに、
J-u:
塑性ヒンジモーメント、材は塑性化しないため、
累Z G  :ボルト欠損を考慮した梁有効断面係数、Mの変動は、摩擦面
Z G  J :u 梁降伏応力度である。
(1)
簡便 かつ
ョットブラ
による滑り係数の変動は、摩擦面
G Y
ため、ブラケット材より載荷点に近い梁材に滑り挙動を発 GG-YM J-u：塑性ヒンジモーメント、Y ：梁降伏応力度である。
(1)
塑性ヒンジモーメント、
G-Y: 梁降伏応力度である。
式を満足し、なおかつできるだけ梁材の降伏モーメン
できる。したがって、
局部
小さくなる
性は継手を
簡便 かつ こと加工とした場合小さくなる
こと生させる方が、梁継手塑性ヒンジが形成されるときの荷重（1）式を満足し、かつできるだけ梁材の降伏モーメント: ボルト欠損を考慮した梁有効断面係数、
MJ-u:
ここに、
(1) 式を満足し、トの大きさに近い塑性ヒンジモーメントを発揮できるよ
なおかつできるだけ梁材の降伏モーメン
ここに、 : ボルト欠損を考慮した梁有効断面係数、MJ-u:で完了する。
て、ショットブラ。さらに、 の大きさに近い塑性ヒンジモーメントを発揮できるよう性は継手をいる。したがって、ショットブラ
( 以下、崩壊荷重と呼ぶ。) は大きくなる。また、塑性ヒンジモ
G-Y: 梁降伏応力度である。
うに設計する。したがって、ブラケット材を梁材と同一断トの大きさに近い塑性ヒンジモーメントを発揮できるよ塑性ヒンジモーメント、
G-Y: 梁降伏応力度である。
特性を期待できる。
梁継手 塑性ヒンジモーメント、呼ぶ。
) を算 に設計する。したがって、ブラケット材を梁材と同一断。さらに、（a）弾性域
ントは簡便
かつ性ヒンジモーメントは簡便
かつーメント発生位置を明確にするため、滑らせるボルト位置
4 中の c (1)面とすると、図点でブラケット材の降伏モーメン
うに設計する。したがって、ブラケット材を梁材と同一断式を満足し、
なおかつできるだけ梁材の降伏モーメン(1) 式を満足し、よって実現する回転機構
なおかつできるだけ梁材の降伏モーメン
ることが 面とすると、図 4 中の呼ぶ。
) を算できる。また、弾性剛性は継手ををそろえた( 図 2(a) 参照 )。以上より、梁材に滑り挙動を
弾性剛性は継手を
f 点でブラケット材の降伏モーメン
4 中のトの大きさに近い塑性ヒンジモーメントを発揮できる
c 点でブラケット材の降伏モーメン
トを超えることが予想される。よって、ブラケット材の幅面とすると、図よに着目すれば一般化塑性
トの大きさに近い塑性ヒンジモーメントを発揮できるよること が トを超えることが予想される。よって、ブラケット材の算出することができる。さらに、発生させるように工夫し、切り欠きはブラケット材に加工できる。さらに、を調整することによって、弾性を保持させる。崩壊荷重作
トを超えることが予想される。よって、ブラケット材の幅うに設計する。したがって、ブラケット材を梁材と同一断る性質に近い特性を 構 うに設計する。したがって、ブラケット材を梁材と同一断
ることが
、継手回
転量と呼ぶ。) を算した。
転量と呼ぶ。
) 幅を調整することによって、弾性を保持させる。崩壊荷を算用下での必要な断面係数は、次の条件式を満たすものであを調整することによって、弾性を保持させる。崩壊荷重作面とすると、図 4 中の c 点でブラケット材の降伏モーメン
る。
ることが4 中の c 点でブラケット材の降伏モーメン
面とすると、図変形量を明確に定義することが2-2. 断面算定
重作用下での必要な断面係数は、次の条件式を満たすも定義することがる。
用下での必要な断面係数は、次の条件式を満たすものであトを超えることが予想される。よって、ブラケット材の幅
度、弾性剛性、変位量を図4に示す梁継手塑性ヒンジ形成時の存在応力に対して、母のである。 トを超えることが予想される。よって、ブラケット材の幅Bる。
を調整することによって、弾性を保持させる。崩壊荷重作。梁継手塑性ヒンジ形成とで母材はL  を調整することによって、弾性を保持させる。崩壊荷重作
継手位置で明確に定めることが図 4 中の d 点で塑性ヒ
M材を弾性域に留めるように設計する。
J  u （2）2(2) 用下での必要な断面係数は、次の条件式を満たすものであに定めることがZ B  呼 B 塑性ヒンジモーメントと
和する可能
とで母材は
ンジモーメント発現時存在応力に対して弾性を 保つ梁のLLR  用下での必要な断面係数は、次の条件式を満たすものであ
LJ 
2  MBJYu (2) る。
ZB き、ウェブおよび下フラ
性ヒンジを
和する可能
ここに、L：載荷点から柱梁節点までの距離、B：柱幅LR  LJ  B断面係数は次の条件式を満たすものである。
Y
ここに、L:
柱幅(=200る。 載荷点から柱梁節点までの距離、B:
B
力、滑り係数により決定
FA
計した
性ヒンジを
性ヒンジを導入することで母材は（=200mm）、LR：載荷点から継手回転中心位置までの距離、L
M J umm)、L
R: 載荷点から継手回転中心位置までの距離、L
J: 最Z載荷点から柱梁節点までの距離、B:
ここに、L:
柱幅(=200
2  M J u (2)G  B Z (1)（b）継手塑性ヒンジ形成時
り係数の変動は、摩擦面
B
FA L：することで母材は構造的性能計した
L   B-Y
目し、幅厚比制限を緩和する可能G Y：ブラケット降伏応力度である。
J 最内ボルト間距離、


L
L
J
B Y
: ブラケット降伏応力度である。
mm)、LR: 載荷点から継手回転中心位置までの距離、L
内ボルト間距離、
J: 最J u R2
B-YM
図 5 力学モデル(2)

Z
た場合小さくなる こと B
構造的性能
、本論文では梁継手塑性ヒンジを限を緩和する可能LR ここに、L
J-u:
J B-Y
Bここに、L:Y: ボルト欠損を考慮した梁有効断面係数、M3.
: ブラケット降伏応力度である。
評価式
内ボルト間距離、

載荷点から柱梁節点までの距離、B: 柱幅(=200
たがって、ショットブラ
― 79 ―
FAを示し、これを基に設計した継手塑性ヒンジを塑性ヒンジモーメント、
G-Y: 梁降伏応力度である。
3. 評価式3-1.
塑性ヒンジモーメント評価式mm)、L:R 載荷点から継手回転中心位置までの距離、L
L:
B: 柱幅 (=200 J: 最ここに、載荷点から柱梁節点までの距離、モーメントは簡便 かつ
ンク試験体それぞれの構造的性能
FA基に設計した(1) 式を満足し、なおかつできるだけ梁材の降伏モーメン
2(b) に示す、塑性ヒンジモーメント
MJ-u
3-1.
図 塑性ヒンジモーメント評価式
は次の式で: ブラケット降伏応力度である。
内ボルト間距離、
B-Y
また、弾性剛性は継手を mm)、LR: 載荷点から継手回転中心位置までの距離、
LJ: 最

h1,h:上フランジ中心から各ボルトまでの距離である。

性を発揮することが確認できた。今後、載荷実験を実施

3-2. 弾性剛性評価式

し、梁継手塑性ヒンジを導入することで FC ランク部材を使
図 5(a) に示す継手を無視した片持ち梁モデルについて、
中村亮太・山西央朗・小松真吾・松田頼征
用することができ、軽量で高剛性の構造物を実現できること

h1,h:上フランジ中心から各ボルトまでの距離である。

性を発揮することが確認できた。今後、載荷実験を実施

弾性剛性 K は次の式であらわされる。

を示す。
3
E

図
4 ．試験体(4)
K 5(a)
 に示す継手を無視した片持ち梁モデルについて、用することができ、軽量で高剛性の構造物を実現できること
3
3
L
L




3
J
J
弾性剛性K
文献
LRは次の式であらわされる。
 L   LR   （4）
を示す。
2 
2 
部材重量を基準とし、異なる部材ランクによる構造特性
3 E 
[1] 日本建築学会 ･ 塑性設計指針 第 3 版 第 1 刷 ･2017.2
K
I3G
I3B (4)の比較をする。したがって、同一スパンに対して FA ラン
LJ 
LJ 


3
文献
 
LG: 梁断面二次モーメント、ILR  
[2] 一般財団法人 建築行政情報センター ･2015 版 建 築物
B: ブラケット断面
 LRここに、I
2 G：梁断面二次モーメント、I2 
ク部材の梁断面積と同等となるように幅厚比を工夫してここに、I
B：ブラケット断[1]
日本建築学会･ 塑性設計指針 第 3 版 第 1 ･2015.10
刷 ･2017.2の構造関係技術基準解説書
IG
IB
二次モーメントである。
FC ランク部材の梁を設計した。（1）式および（2）式を満足面二次モーメントである。
[2] 一般財団法人 建築行政情報センター ･2015 版 建 築物
ここに、I
G: 梁断面二次モーメント、IB: ブラケット断面[3] 中 村 亮 太 ･ 高力ボルト摩擦接合の滑り挙動を利用した
3-3. 継手回転量評価式
するように設計した試験体断面形状および断面諸量をそれの構造関係技術基準解説書 ･2015.10
二次モーメントである。
塑性ヒンジ形成工法の抵抗機構について ･ 日本建築学
図 5(b) に示すように、梁継手塑性ヒンジが形成されたぞれ図1 に示す。また、（3）式および（4）式によって
3 3-3.
- 3 ．継手回転量評価式[3] 中 村亮 太 6･ 、表高力ボルト摩擦接合の滑り挙動を利用した継手回転量評価式
44
会中国支部研究報告集
第
巻
･2021
後
の
鉛
直
変
位

は、母材の弾性曲げ変形による鉛直変位
4 梁継手塑性ヒンジ形成時における梁曲げ応力分布算出した塑性ヒンジモーメント、弾性剛性を表
図 5図（b）に示すように、梁継手塑性ヒンジが形成され5(b)塑性ヒンジ形成工法の抵抗機構について･ 日本建築学 1 に併記
3-2. 弾性剛性評価式

図

し、梁継手塑性ヒンジを導入することで FC ランク部材を使に示すように、梁継手塑性ヒンジが形成された

G と継手回転量による鉛直変位R の累加である。したがって、 する。また、図 7 に理論曲線を示す。表1 より、FC ラン
た後の鉛直変位δは、母材の弾性曲げ変形による鉛直変位会中国支部研究報告集 第 44 巻･2021
後 の 鉛 直 変 位  は、母材の弾性曲げ変形による鉛直変位
継手位置で剛塑体として回転すると仮定した場合、継手回
ク試験体は梁断面二次モーメントが1. 84倍となり、梁断面δG と継手回転量による鉛直変位δ
の累加である。
したがっと継手回転量による鉛直変位R の累加である。
したがって、
G

R

転量と部材角の関係式は次の式となる。
継手位置で剛塑体として回転すると仮定した場合、継手回て、継手位置で剛塑体として回転すると仮定した場合、継3転量と部材角の関係式は次の式となる。

手回転量と部材角の関係式は次の式となる。
L 

係数は1. 41倍大きくなることがわかる。また、崩壊荷重おL  L3  3 LR  J    L3 R  J L
M J u  
2 
2  
L 
L  
R
J 
L  J
L3  L  J
3M EJ u LR   LR  LRJ  2  I G  R 2   I B
L LR

R


J 
 （5） 3  E  LR   LR  LJ  
LR
IG 
I
B







(5)
(5)
ここに、R
：部材角である。
ここに、R: 部材角である。
3

よび弾性剛性は、FC ランク試験体のほうが、それぞれ1. 27
倍、1. 65倍大きくなった。
FC ランク部材を使用することで、剛性、耐力共に大きくなることが確認できた。これは、FC ランク部材の方が要求性能を基準としたとき、より小さな断面積の部材で設

ここに、R: 部材角である。

4. 試験体4. 試験体部材重量を基準とし、異なる部材ランクによる構造特性
部材重量を基準とし、異なる部材ランクによる構造特性の比較をする。したがって、同一スパンに対してFA ラン FA ランの比較をする。したがって、同一スパンに対してク部材の梁断面積と同等となるように幅厚比を工夫してク部材の梁断面積と同等となるように幅厚比を工夫してFC ランク部材の梁を設計した。
(1) 式および(2) 式を満足
FC ランク部材の梁を設計した。
(1) 式および(2) 式を満足するように設計した試験体断面形状および断面諸量をそするように設計した試験体断面形状および断面諸量をそ
6、表6、表1 に示す。また、(3)(4) 式によっ
れぞれ図
式および式および
1 に示す。また、(3)(4) 式によっれぞれ図て算出した塑性ヒンジモーメント、弾性剛性を表 1
記に併て算出した塑性ヒンジモーメント、弾性剛性を表 1に併記する。また、図 7 に理論曲線を示す。表 1 より、FC ラン
ランク
1 より、FC ラン
する。また、図 7（a）FAに理論曲線を示す。表ク試験体は梁断面二次モーメントが1.84倍となり、梁断図 6 試験体形状
ク試験体は梁断面二次モーメントが
1.84
倍となり、
梁断
面係数は
1.41 倍大きくなることがわかる。また、崩壊荷重
図 5 力学モデル（b）FC ランク

面係数は 1.41 倍大きくなることがわかる。また、崩壊荷重
および弾性剛性は、FC
ランク試験体のほうが、それぞれ
表 1 断面諸量および構造特性
表 1 断面諸量および構造特性1.27 および弾性剛性は、FC倍、1.65 倍大きくなった。ランク試験体のほうが、それぞれ
FC1.27
ランク部材を使用することで、剛性、耐力共に大き倍、1.65 倍大きくなった。
くなることが確認できた。これは、FC
ランク部材の方がFC ランク部材を使用することで、剛性、耐力共に大き要求性能を基準としたとき、より小さな断面積の部材で設くなることが確認できた。これは、FC ランク部材の方が計可能であることを意味し、軽量で高剛性の構造物を実現

要求性能を基準としたとき、より小さな断面積の部材で設することができる。したがって、FC ランク部材を使用す計可能であることを意味し、軽量で高剛性の構造物を実現

る優位性を示すことができた。

することができる。したがって、FC ランク部材を使用す

5. まとめる優位性を示すことができた。
本論文では、梁継手塑性ヒンジを導入することで幅厚比5. まとめ制限を緩和し、FC
ランク部材を使用する優位性について
本論文では、梁継手塑性ヒンジを導入することで幅厚比検討した。
通常使用される FA ランク部材と比較して、FC ラ
ンク部材を使用した場合、1.27
倍の耐力、1.65 倍の弾性剛制限を緩和し、FC ランク部材を使用する優位性について53検討した。通常使用される FA ランク部材と比較して、FC ラ

ンク部材を使用した場合、1.27 倍の耐力、1.65 倍の弾性剛（a）荷重 - 鉛直変位関係3（b）継手モーメント - 部材角関係
図7

理論曲線

― 80 ―（c）継手回転量 - 部材角関係

梁継手塑性ヒンジの導入による幅厚比制限緩和の可能性について計可能であることを意味し、軽量で高剛性の構造物を実現

導入することで FC ランク部材を使用することができ、軽することができる。したがって、FC ランク部材を使用す

量で高剛性の構造物実現について継続的に研究を行っている優位性を示すことができた。

く。

5 ．まとめ文献

本論文では、梁継手塑性ヒンジを導入することで幅厚比制限を緩和し、FC ランク部材を使用する優位性につい[1] 日本建築学会・塑性設計指針 第 3 版 第 1 刷・2017. 2[2] 一般財団法人 建築行政情報センター・2015版 建築物のて検討した。試設計の一事例ではあるが、通常使用される構造関係技術基準解説書・2015.10

FA ランク部材と比較して、FC ランク部材を使用した場[3] 中 村 亮 太・高力ボルト摩擦接合の滑り挙動を利用した

合、1. 27倍の耐力、1. 65倍の弾性剛性を発揮することが確塑性ヒンジ形成工法の抵抗機構について・日本建築学認できた。今後、載荷実験を実施し、梁継手塑性ヒンジを会中国支部研究報告集 第44巻・2021― 81 ―