アルミニウム合金土木構造物
設計・製作指針（荷重抵抗係数設計法）
試案

ALST 研究レポート 61

2021 年 2 月

大倉一郎（工学博士）

著者は，本指針を用いることによってもたらされた被害・損失，さらには本 指針を用いることによってもたらされたいかなる特許権および実用新案権の侵害に対しても責任を負わない．

まえがき
ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 土 木 構 造 物 設 計 ・ 製 作 指 針 案 が 軽 金 属 協 会 か ら 1977 年に 発 刊 さ れ ， そ の 改 訂 版 が 1998 年 に 日本アルミニウム協会から出 版 さ れ た が ，改訂版の基本は初版からほとんど変わっていなかった．そこで，最新の研究
成 果 お よ び 知 見 を 取 り 入 れ た 新 し い 指 針 が 土 木 学 会 ・ 鋼 構 造 委 員 会 か ら 2015
年 3 月に出版された．この指針の主な特徴は摩擦撹拌接合を用いたアルミニ
ウ ム 構 造 物 の 設 計 法 に 関 し て 規 定 が 設 け ら れ た こ と で あ る ． AASHTO（ 米 国の 道 路 橋 設 計 基 準 ） の ア ル ミ ニ ウ ム 構 造 編 お よ び Eurocode 9（ 欧 州 の ア ル ミ
ニウム構造物設計基準）にはまだ摩擦撹拌接合に関する規定は設けられていない．
し か し ， 前 述 の 2015 年 3 月 に 出 版 さ れ た 指 針 では，溶接および摩擦撹拌接合によって製作された部材の許容軸方向圧縮応力度および許容曲げ圧縮応力度に関しては，十分なデータを揃えることができなかったので起草が見送られていた．そこで，この不備 を 補 う た め に 下 記 ALST 研 究 レ ポ ー ト で ， こ れ ら の 許 容 応 力 度 が 与 え ら れ た ． さ ら に ，
縦 補 剛 さ れ た A6061-T6 両 縁 支 持 板 の 許 容 圧 縮 応 力 度 お よ び ウ ェ ブ が 縦 補 剛 さ れ た
A6061-T6 桁 の 設 計 に つ い て も 起 草 さ れ ， A6061-T6 の 押 出 形 材 を 摩 擦 撹 拌 接 合 で 連 結 することによって部材を製作することが可能となった．
改 訂 試 案 1： ALST 研 究 レ ポ ー ト 55， 2019 年 5 月
改 訂 試 案 2： ALST 研 究 レ ポ ー ト 59， 2020 年 2 月
改 訂 試 案 3： ALST 研 究 レ ポ ー ト 60， 2021 年 1 月
以 上 が アルミニウム合金土木構造物設計・製作指針のこ れ ま で の 変 遷 で あ る が ，
指針は許容応力度設計法で記述されている．
道 路 橋 示 方 書 が 2017 年 に 許 容 応 力 度 設 計 法 か ら 限 界 状 態 設 計 法 に 変 更 され た ． AASHTO の ア ル ミ ニ ウ ム 構 造 編 は 荷 重 抵 抗 係 数 設 計 法 ， Eurocode 9 は
限 界 状 態 設 計 法 で 記 述 さ れ て い る ． こ の 様 な 状 況 で ， こ の ALST 研 究 レ ポ ー
ト で は ， 荷重抵抗係数設計法に従って指針を起草した．荷重抵抗係数設計法と限界状態設計法とでは限界状態に対する照査式の形式が多少異なっているが基本は同じである．
本指針では，設計荷重に対しては，設計対象とする土木構造物に関連する設計基準で規定される公称荷重とその組合せおよび荷重係数を使用する ことを前提としている．他
方，抵抗係数に関しては，部材の実際の強度が変動することを考慮して信頼性理論に基づいて抵抗係数の値が決められなければならないが，現在，アルミニウム合金部材の強度に関する確率・統計学的データは整備されていない．そこで， 本指針では，荷重抵抗係数設計法の安全性のレベルが従来の許容応力度設計法の安全性のレベルに等しくなる
ように抵抗係数の値を決める方法を紹介した．
荷重抵抗係数設計法で起草された本指針を用いることによって，次の構造
設 計 法 が 考 え ら れ る ． 現在，構造物全体の崩壊荷重を有限要素法解析で求めることは容易である．そこで，抵抗係数の値を変えていくつか構造設計 を行い，設計された構造物の崩壊荷重を有限要素法解析で算出し，構造物の崩壊荷重と抵抗係数の関係を求めiる．この関係に経済性など他の設計要因を考慮することによって構造物 の寸法を決定す
る．
アルミニウム合金材は軽量であるため，地震，津波，台風，豪雨などに対処する緊急
仮設構造物に適している．緊急仮設構造物の設計においては安全性のレベルをいくらに設定するかが問題となる．したがって，アルミニウム合金材で緊急仮設構造物を設計する際には前述の構造設計法が有効であると考えられる．
これからアルミニウム合金土木構造物 の導入を考えておられる方の設計基準書として，
本指針を活用していただければ幸いである．
最後に，最 新 の 研 究 成 果 お よ び 知 見 に 基 づ い て 本 指針が絶えることなく改訂され続けることを願う．

ii

謝辞
石 川 敏 之 氏 （ 関 西 大 学 ） お よ び 長 尾 隆 史 氏 ［ 日 本 軽 金 属 (株 )］ に 本 試 案 を 通 読 し て い
ただき，両氏から有益なコメントをいただいた．さらに両氏には原稿を整えていただいた．両氏に感謝の意を表す．
本試案は，著者が大阪大学に在職していたとき，同 大学 大学院工学研究科 地球総合
工 学 専 攻 社 会 基 盤 工 学 部 門 の 著 者 の 研 究 室 に 所 属 し た 学 生 が 著 し た ALST 研 究 レ ポ ー
ト （ http://www.aluminum.or.jp/doboku/index.html ） に 依 っ て い る ． 彼 ら の 協 力 な し に 本試案を起草することはできなかった．心から感謝したい．
さらに，日本アルミニウム協会のホームページに本試案を掲載する調整をとっていた
だい川畑達哉氏（一般社団法人 日本アルミニウム協会）に感謝の意を表す．

iii

目次
記 号 の 定 義 ..................................................................................................................................... ⅶ
１章

総 則 ..................................................................................................................................... 1

1.1

適 用 範 囲 ............................................................................................................................. 1

1.2

使 用 材 料 ............................................................................................................................. 1

1.3

設 計 計 算 に 用 い る 材 料 定 数 の 値 ....................................................................................... 31.4

供 用 中 の 限 界 温 度 .............................................................................................................. 41.5

防 食 ..................................................................................................................................... 4

参 考 文 献 ...................................................................................................................................... 5２章

設 計 の 基 本 ........................................................................................................................ 6

2.0

用 語 の 定 義 ......................................................................................................................... 6

2.1

限 界 状 態 の 照 査 .................................................................................................................. 7
2.1.1

終 局 限 界 状 態 の 照 査 .................................................................................................. 7

2.1.2

使 用 限 界 状 態 の 照 査 .................................................................................................. 92.1.3

疲 労 照 査 ..................................................................................................................... 92.2

腐 食 に よ る 断 面 減 少 .......................................................................................................... 92.3

部 材 を 構 成 す る 板 要 素 の 最 小 ・ 最 大 板 厚 ........................................................................ 92.4

部 材 の 連 結 ......................................................................................................................... 10

参 考 文 献 ...................................................................................................................................... 10３章

設 計 強 度 ............................................................................................................................ 11

3.1

母 材 の 設 計 引 張 強 度 と 設 計 せ ん 断 強 度 ............................................................................ 113.2

溶 接 部 の 設 計 引 張 強 度 と 設 計 せ ん 断 強 度 ........................................................................ 12

3.3

摩 擦 撹 拌 接 合 部 の 設 計 引 張 強 度 と 設 計 せ ん 断 強 度 ......................................................... 15

3.4

接 合 部 を 有 す る 部 材 の 設 計 引 張 強 度 と 設 計 せ ん 断 強 度 .................................................. 173.5

両 縁 支 持 板 の 設 計 圧 縮 強 度 ............................................................................................... 19

3.6

自 由 突 出 板 の 設 計 圧 縮 強 度 ............................................................................................... 23

3.7

縦 補 剛 さ れ た A6061 -T 6 両 縁 支 持 板 の 設 計 圧 縮 強 度 ....................................................... 27

参 考 文 献 ...................................................................................................................................... 29

４章

部 材 の 設 計 ........................................................................................................................ 31

4.1

圧 縮 部 材 の 設 計 軸 方 向 圧 縮 強 度 ....................................................................................... 31

4.2

ウ ェ ブ が 無 補 剛 の 桁 の 設 計 曲 げ 圧 縮 強 度 ........................................................................ 37

4.3

桁 の 設 計 せ ん 断 強 度 .......................................................................................................... 43

4.4

ウ ェ ブ が 縦 補 剛 さ れ た A6061 -T 6 桁 の 設 計 ...................................................................... 47

4.5

不 等 曲 げ モ ー メ ン ト が 作 用 す る 桁 の 応 力 照 査 ................................................................. 53

4.6

曲 げ と せ ん 断 の 組 合 せ 荷 重 が 作 用 す る 桁 の 応 力 照 査 ..................................................... 56

4.7

支 点 上 の 垂 直 補 剛 材 お よ び 中 間 垂 直 補 剛 材 の 設 計 ......................................................... 58
4.7.1

支 点 上 の 垂 直 補 剛 材 の 設 計 ...................................................................................... 58

4.7.2

中 間 垂 直 補 剛 材 の 設 計 .............................................................................................. 59

参 考 文 献 ...................................................................................................................................... 60

iv

５章

溶 接 継 手 ............................................................................................................................ 625.1

溶 接 材 料 の 選 定 お よ び 使 用 で き る 溶 接 継 手 ..................................................................... 62

5.2

完 全 溶 込 み 開 先 溶 接 継 手 の 部 分 増 厚 ................................................................................ 63

5.3

断 面 が 異 な る 完 全 溶 込 み 開 先 溶 接 継 手 ............................................................................ 645.4

溶 接 部 の 理 論 の ど 厚 と 有 効 長 ........................................................................................... 65

5.5

す み 肉 溶 接 の サ イ ズ と 最 小 有 効 長 .................................................................................... 66

5.6

軸 力 ま た は ／ お よ び せ ん 断 力 が 作 用 す る 溶 接 継 手 の 設 計 .............................................. 66

5.7

曲 げ モ ー メ ン ト が 作 用 す る 溶 接 継 手 の 設 計 ..................................................................... 70

参 考 文 献 ...................................................................................................................................... 71

６章

摩 擦 撹 拌 接 合 継 手 ............................................................................................................ 72

6.1

一 般 ..................................................................................................................................... 72

6.2

摩 擦 撹 拌 接 合 継 手 の 部 分 増 厚 ........................................................................................... 72

6.3

摩 擦 撹 拌 接 合 部 の 理 論 の ど 厚 と 有 効 長 ............................................................................ 72

6.4

軸 力 ま た は ／ お よ び せ ん 断 力 を 受 け る 摩 擦 撹 拌 接 合 継 手 の 設 計 ................................... 72７章

ボ ル ト 接 合 継 手 ................................................................................................................ 73

7.1

適 用 範 囲 ............................................................................................................................. 73

7.2

高 力 ボ ル ト 摩 擦 接 合 継 手 ................................................................................................... 73
7.2.1

一 般 ............................................................................................................................ 73

7.2.2

鋼 製 高 力 ボ ル ト ......................................................................................................... 73

7.2.3

最 小 板 厚 ..................................................................................................................... 74

7.2.4

摩 擦 接 合 用 鋼 製 高 力 ボ ル ト の 設 計 荷 重 伝 達 力 ........................................................ 76

7.2.5

高 力 ボ ル ト 摩 擦 接 合 継 手 の 摩 擦 荷 重 設 計 ................................................................ 79

7.2.6

高 力 ボ ル ト 摩 擦 接 合 継 手 の 破 壊 荷 重 設 計 ................................................................ 81

7.2.7

連 結 板 お よ び 継 手 の 母 材 の 設 計 ............................................................................... 82

7.2.8

純 断 面 積 の 計 算 ......................................................................................................... 83

7.2.9

ボ ル ト の 中 心 間 隔 お よ び 縁 端 距 離 ........................................................................... 84

7.2.1 0 ボ ル ト の 最 少 本 数 ...................................................................................................... 857.3

支 圧 接 合 継 手 ..................................................................................................................... 86
7.3.1

一 般 ............................................................................................................................ 867.3.2

支 圧 接 合 用 ボ ル ト の 設 計 荷 重 伝 達 力 ....................................................................... 867.3.3

支 圧 接 合 継 手 の 設 計 .................................................................................................. 88

7.3.4

連 結 板 お よ び 継 手 の 母 材 の 設 計 ............................................................................... 89

7.3.5

純 断 面 積 の 計 算 ......................................................................................................... 89

7.3.6

ボ ル ト の 中 心 間 隔 お よ び 縁 端 距 離 ........................................................................... 89

7.3.7

ボ ル ト の 最 少 本 数 ..................................................................................................... 89

参 考 文 献 ...................................................................................................................................... 89８章

疲 労 設 計 ............................................................................................................................ 91

8.1

適 用 範 囲 ............................................................................................................................. 91

8.2

安 全 係 数 ............................................................................................................................. 91

8.3

疲 労 照 査 の た め の 前 提 条 件 ............................................................................................... 91

8.4

疲 労 照 査 ............................................................................................................................. 93
8.4.1

疲 労 限 度 に 基 づ い た 疲 労 照 査 ................................................................................... 93

8.4.2

S-N 曲 線 に 基 づ い た 疲 労 照 査 ................................................................................... 93v

疲 労 強 度 ............................................................................................................................. 97

8.5

8.5.1

母 材 お よ び 摩 擦 撹 拌 接 合 継 手 の 疲 労 強 度 等 級 ........................................................ 978.5.2

溶 接 継 手 の 疲 労 強 度 等 級 .......................................................................................... 101

8.5.3

高 力 ボ ル ト 摩 擦 接 合 継 手 の 疲 労 強 度 等 級 ................................................................ 105

8.5.4

腐 食 影 響 係 数 ............................................................................................................. 107

8.5.5

板 厚 影 響 係 数 ............................................................................................................. 108

参 考 文 献 ...................................................................................................................................... 109

９章

製 作 ..................................................................................................................................... 110

9.1

部 材 加 工 ............................................................................................................................. 110
溶

接 ................................................................................................................................. 110

9.2.0

用 語 の 定 義 ................................................................................................................. 110

9.2.1

一 般 ............................................................................................................................ 111

9.2.2

溶 接 施 工 試 験 ............................................................................................................. 111

9.2.3

試 験 方 法 と 品 質 判 定 基 準 .......................................................................................... 113

9.2.4

材 片 の セ ッ テ ィ ン グ .................................................................................................. 115

9.2.5

仮 付 け 溶 接 ................................................................................................................. 115

9.2.6

溶 接 変 形 の 矯 正 ....................................................................................................... 116

9.2.7

製 作 .......................................................................................................................... 116

9.2.8

製 品 溶 接 部 検 査 ....................................................................................................... 117

9.2.9

補 修 .......................................................................................................................... 118

9.2

摩 擦 撹 拌 接 合 ................................................................................................................... 119

9.3

9.3.0

用 語 の 定 義 ............................................................................................................... 119

9.3.1

一 般 .......................................................................................................................... 121

9.3.2

溶 接 施 工 試 験 ........................................................................................................... 121

9.3.3

試 験 方 法 と 品 質 判 定 基 準 ........................................................................................ 122

9.3.4

製 作 .......................................................................................................................... 125

9.3.5

製 品 接 合 部 検 査 ....................................................................................................... 126

9.3.6

補 修 .......................................................................................................................... 126

高 力 ボ ル ト 摩 擦 接 合 ........................................................................................................ 127

9.4

9.4.1

一 般 .......................................................................................................................... 127

9.4.2

摩 擦 面 の 処 理 ........................................................................................................... 127

9.4.3

ボ ル ト の 締 付 け ....................................................................................................... 128

9.4.4

耐 久 性 と 防 食 ........................................................................................................... 129

9.5

部 材 の 精 度 ....................................................................................................................... 130

参 考 文 献 .................................................................................................................................... 130

付録 A

ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 板 摩 擦 接 合 継 手 の す べ り 試 験 方 法 ......................................... 132

A.1

適 用 範 囲 .......................................................................................................................... 132

A.2

試 験 片 .............................................................................................................................. 132

A.3

試 験 方 法 .......................................................................................................................... 134

A.4

す べ り 係 数 ....................................................................................................................... 135

参 考 文 献 .................................................................................................................................... 136vi

記号 の 定 義
記号

定義

節または項

A

部材の総断面積3.4

Af

圧縮フランジの断面積

4.2

Ai

圧縮部材を構成する板要素 i の断面積

4.1

Ar

縦補剛材 1 本の断面積

4.4

Aw

・溶接または摩擦撹拌接合による熱影響範囲の断面積

3.4

・ウェブの断面積

4.2

𝐴𝑤𝑟

Ar と Aw に よ っ て 与 え ら れ る 値

4.4

Bf

圧縮フランジの全幅

4.2

D・ボルト孔の直径

7.2.8

・累積疲労損傷比

8.4.2

フランジが桁のせん断耐荷力に及ぼす影響を考慮する

4.3

F

4.3

4.4

4.3

4.4

4.4
A.2

ための係数
I

・部材の断面二次モーメント

5.7

7.2.5

7.2.6

7.3.3
・部材の中立軸に関する，ボルト継手の連結板の総断7.2.7面に対する断面二次モーメントント
Ia

接合面における理論のど厚断面に対する断面二次モー

5.7

メント
Iv

中間垂直補剛材 1 個の断面二次モーメント

4.7.2

K

・圧縮部材の有効座屈長係数

4.1

・ 𝐴𝑤 ⁄𝐴𝑓 ま た は 𝐴𝑤𝑟 ⁄𝐴𝑓 に よ っ て 与 え ら れ る 係 数

4.2

・圧縮部材の支持点間の長さまたは片持ち部材に対し

4.1

L

4.4

てはその長さM・ 𝑀1 と 𝑀2 の 曲 げ モ ー メ ン ト が 作 用 す る 位 置 の 間 隔

4.5

作用曲げモーメント

5.7

7.2.6

7.2.7

7.3.3
M1， M2

それぞれ，大きい方と小さい方の作用曲げモーメント

4.5

NT

設計期間中の全繰返し回数

8.4.2

Ni

i ま た は i に 対 す る 疲 労 寿 命

8.4.2

N0

初期導入ボルト軸力

A.4

P， Pi

・作用力

7.2.5

・すべり荷重A.4

・ η i と Ai で 与 え ら れ る 係 数

4.1

・作用せん断力

5.6

Q

7.2.6

7.2.5

7.3.3

7.2.6

7.3.3
・変数

3.5

・曲げ金具の半径

9.2.3

R1， R2定数

3.5S

部材の断面一次モーメント

7.2.5

R

vii

3.6

3.7

4.3

9.3.3
3.6

4.3

7.2.6

7.3.3

4.4

T

溶接線方向に対して直角な方向に作用する軸力5.6V

支点上の垂直補剛材に作用させる軸方向圧縮力

4.7.1

W

試験片の板幅A.2

Yc1

S－ N 曲 線 に 対 す る 腐 食 影 響 係 数

8.4.2

8.5.4

Yc2

疲労限度に対する腐食影響係数

8.4.1

8.4.2

8.5.4

Yt

板厚影響係数

8.4.1

8.4.2

8.5.5

a

・隣接する中間垂直補剛材の間隔

4.3

4.7.2

・溶接継手または摩擦撹拌接合継手の理論のど厚

5.4

5.6

・山形断面の押出形材の断面寸法7.2.8

端補剛材間の距離

4.3

4.4

定数

4.1

4.2

4.3

・板幅

3.5

3.6

3.7

・山形の押出形材の断面寸法

7.2.8

・フランジ幅

9.5bf

片側の圧縮フランジの板幅

4.2

4.4

br

縦補剛材の板幅

3.7

4.4

bs

支点上の垂直補剛材の片側の板幅

4.7.1

bv

ウェブに関して片側の中間垂直補剛材の板幅

4.7.2

𝑏𝑤

ウェブの板幅

4.2

aL
𝑎0 , 𝑎1 , 𝑎2 , 𝑎3 , 𝑎4
b

4.7.1
b’

ウェブ間隔

9.5

c

・定数

3.5

・横突合せ溶接継手の余盛高さ

8.5.2

許容疲労抵抗

8.4.2

ca

4.3

6.3

4.4

4.5

4.7.2

3.6

4.1

4.2

8.5.1

8.5.2

7.2.4

7.3.2

8.5.3
d

ボルトの直径7.2.3
A.2・材片の偏心量または裏当金と材片の密着度

8.5.2・ボルト孔の中心から部材端までの距離

A.2

g

ボルトのゲージ

7.2.8

𝑔𝑤

局部座屈および横倒れ座屈が圧縮フランジに生じない

4.2

e

9.2.4

7.2.9
4.4

4.6

場合に対する桁の終局曲げモーメントを与える係数
h

ウェブ高

9.5

j

1 面 摩 擦 の と き 1， 2 面 摩 擦 の と き 2 を と る 係 数 ， ま

7.2.4

7.3.2

た は 1 面 せ ん 断 の と き 1， 2 面 せ ん 断 の と き 2 を と る
係数
・公称荷重の総数

2.1.1

・4 辺単純支持された長方形板のせん断座屈係数

4.3・応力範囲の頻度分布の区分けの総数

8.4.2

𝑘0 ， 𝑘1

定数

4.2

l

・圧縮部材の有効座屈長

4.1・圧縮フランジの固定点間距離

4.2・溶接の有効長

5.6

k

viii

4.4

4.3

・ガセットの長さ

8.5.2

・部材長

9.5

m

S－ N 曲 線 の 傾 き を 表 す 値

8.4.2

n

接合線の片側にあるボルトの全本数または曲げによる

7.2.5

せん断力を受ける板を水平方向に連結するボルト接合

A.4

7.2.6

7.3.3

継手において接合線直角方向のボルトの本数ni・一様に分布しない垂直応力が作用する高力ボルト摩7.2.5

擦接合継手において，i 行目の，接合線の片側にあるボルトの全本数p・ あ る 応 力 範 囲 成 分 i ま た は i の 頻 度

8.4.2

・定数

3.5

・ボルトのピッチ

4.2

4.3

7.2.5

7.2.6

7.2.8

7.2.9

7.3.3

A.2

q

垂直応力に対する累積疲労損傷

8.4.2

q

せん断応力に対する累積疲労損傷

8.4.2

r

・圧縮部材の断面二次半径

4.1

・板の縁およびフランジ縁に溶接された面内ガセット

8.5.2

3.6

溶接継手の曲率半径𝑟𝑖

公称荷重 i に対する荷重係数

2.1.1

s

すみ肉溶接のサイズ

5.4

t

板厚

3.1

3.2

3.5

3.6

4.1

4.2

4.3

4.7.1

5.2

5.6

7.2.4

3.7

7.2.8

7.2.9

8.5.2

8.5.5

9.2.3

9.2.4

9.2.7

9.3.3
tf

圧縮フランジの板厚4.2tj

増厚された板厚5.2tr

縦補剛材の板厚3.7ts

支点上の垂直補剛材の板厚

4.7.1

tv

中間垂直補剛材の板厚

4.7.2

tw

ウェブの板厚

4.2
4.7.1

t1

母材の板厚

7.2.3

4.4

4.4

4.3

4.4

4.7.2
7.2.4

8.5.3

A.2

t2

連結板の板厚

7.2.3

8.5.3

𝑡22

連結板の総厚

7.2.4

7.3.2

w

・千鳥にボルト締めされた板の純幅を算出する際に考7.2.8

慮するボルト孔の直径
・板の幅

8.5.2

・ウェブまたはリブの間隔

9.5

y

部材の中立軸から応力度を算出する位置までの距離

5.7

ya

接合面における理論のど厚断面に対する中立軸から応

5.7

ix

4.5

7.2.7

7.3.2

A.2

力度を算出する位置までの距離
yi

中立軸からボルトまでの距離

7.2.6

7.3.3

yn

中立軸から一番外にあるボルトまでの距離

7.2.6

7.3.3



垂直応力範囲8.3

a

垂直応力に対する許容応力範囲

8.4.2

b

板曲げ応力範囲

8.3

caf

垂直応力に関する，一定振幅応力に対する応力範囲の

8.4.1

打切り限界

8.5.3

e

垂直応力に対する等価応力範囲

8.4.2

i

垂直応力に関するある応力範囲成分

8.4.2

m

膜応力範囲

8.3

max

設計期間中に予測される最大の垂直応力範囲

8.4.1

vaf

垂直応力に関する，変動振幅応力に対する応力範囲の

8.4.2

打切り限界

8.5.3

20

垂 直 応 力 に 対 す る 20 万 回 疲 労 強 度

8.5.1

200

垂 直 応 力 に 対 す る 200 万 回 疲 労 強 度

8.5.2

a

せん断応力に対する許容応力範囲

8.4.2

caf

せん断応力に関する，一定振幅応力に対する応力範囲

8.4.1

8.5.1

8.5.2

8.5.1

8.5.2

8.5.3

8.5.2

の打切り限界e

せん断応力に対する等価応力範囲

8.4.2

i

せん断応力に関するある応力範囲成分

8.4.2

max

設計期間中に予測される最大のせん断応力範囲

8.4.1

vaf

せん断応力に関する，変動振幅応力に対する応力範囲

8.4.2

8.5.2

の打切り限界
200

せ ん 断 応 力 に 対 す る 200 万 回 疲 労 強 度

8.5.2



・溶接部の有効長に関して総和をとることを表す記号

5.6・接合線の片側にあるボルトに対して総和をとること

7.2.6

7.3.3

を表す記号
β0, β1, β2, β3

定数

4.2

γv

中間垂直補剛材の必要剛比

4.7.2

δ

板の平面度，フランジの直角度または圧縮部材の変形

9.5

η, η g , η i , η l , η s

耐荷力を与える係数

3.5

3.6

3.7

4.3

4.4

4.6

4.4

θ

横突合せ溶接継手の止端角

8.5.2

κ

𝑀2 ⁄𝑀1

4.5

λ

変数

4.1

4.2

λ1

定数

4.1

4.2

μ

すべり係数

A.4

ν

疲労照査における安全性のレベルを調整する安全係数8.2ξ

母材，摩擦撹拌接合継手，高力ボルト摩擦接合継手に

8.3

8.4.1

4.1

8.4.2

対 し て 1 ， 溶 接 継 手 に 対 し て 0.8
ρ, ρ H , ρ P , ρ P i , ρ Q , ρ n
𝜌𝐹

ボルト 1 本に作用する力7.2.5

摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の 1 摩擦面あたりの公

x

7.2.4

7.2.6

7.3.3

4.2

称摩擦荷重伝達力
𝜌𝑏𝐵𝐵𝑑

支圧接合用ボルト 1 本の設計支圧破壊荷重

7.3.2

𝜌𝑏𝐵0.2𝑑

支圧接合用ボルト 1 本の設計支圧降伏荷重

7.3.2

𝜌𝑏𝑆𝐵𝑑

支圧接合用ボルト 1 本の設計せん断破壊荷重

7.3.2

𝜌𝑏𝑆𝑌𝑑

支圧接合用ボルト 1 本の設計せん断降伏荷重

7.3.2

𝜌𝑏𝑈𝑑

支圧接合用ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力

7.3.2

7.3.3

𝜌𝑏𝑌𝑑

支圧接合用ボルト 1 本の設計降伏荷重伝達力

7.3.2

7.3.3

𝜌𝑓𝐵𝐵𝑑

摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計支圧破壊荷重

7.2.4

𝜌𝑓𝐹𝑑

摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計摩擦荷重伝達力

7.2.4

𝜌𝑓𝑆𝐵𝑑

摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計せん断破壊荷重

7.2.4

𝜌𝑓𝑈𝑑

摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力

7.2.4

σ

作用垂直応力度

5.6

5.7

7.2.7

B

アルミニウム合金材の引張強さ

3.1

3.5

3.6

4.3

4.6

7.2.4

7.2.5

7.2.6

4.1

4.2

7.3.2

𝜎𝐹𝑑

設計荷重に対して部材に生じる応力度

2.1.1

𝜎𝐹𝑛,𝑖

公称荷重 i に対して部材に生じる応力度

2.1.1

𝜎𝑅𝑑

部材の設計強度

2.1.1

𝜎𝑅𝑛

部材の公称強度

2.1.1

𝜎𝑆𝐵

ボルトの引張強さ

7.2.4

𝜎𝑆𝑌

ボ ル ト の 降 伏 応 力 ま た は 0.2% 耐 力

7.3.2

𝜎𝑐𝑢𝑑

板の耐荷力に対する設計圧縮強度，部材の耐荷力に対

3.5

3.6

3.7

4.1

する設計軸方向圧縮強度または桁の耐荷力に対する設

4.4

4 .5

4.6

7.2.7

3.5

3.6

7.3.2

4.2

計曲げ圧縮強度𝜎𝑑

設計引張強度または設計圧縮強度

7.2.7

𝜎𝑓𝐵

溶接材料の引張強さ

3.2

𝜎𝑓𝐵𝑑

溶接材料の引張強さに対する設計引張強度

3.2

𝜎𝑓𝑔𝑢

局部座屈の影響を考慮しない，圧縮フランジの横倒れ

4.2

耐荷力
𝜎𝑓𝑙𝑢

圧縮フランジの局部座屈に対する耐荷力

4.2

𝜎𝑓𝑢

局部座屈の影響を考慮した，圧縮フランジの横倒れ耐

4.2

荷力
𝜎𝑓0.2

溶 接 材 料 の 0.2 ％ 耐 力3.2

𝜎𝑓0.2𝑑

溶 接 材 料 の 0.2 ％ 耐 力 に 対 す る 設 計 引 張 強 度

3.2

𝜎ℎ𝐵

溶接による熱影響部の引張強さ

3.2

𝜎ℎ𝐵𝑑

溶接による熱影響部の引張強さに対する設計引張強度

3.2

𝜎ℎ0.2

溶 接 に よ る 熱 影 響 部 の 0.2 ％ 耐 力3.2

𝜎ℎ0.2𝑑

溶 接 に よ る 熱 影 響 部 の 0.2 ％ 耐 力 に 対 す る 設 計 引 張 強

3.2

3.3

3.3

度
𝜎𝑝𝑡𝐵𝑑

溶接または摩擦撹拌接合による接合部を有する部材の3.4

引張強さに対する設計引張強度
𝜎𝑝𝑡0.2𝑑

溶接または摩擦撹拌接合による接合部を有する部材の3.4

0.2 ％ 耐 力 に 対 す る 設 計 引 張 強 度
𝜎𝑡𝐵𝑑

アルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度

xi

3.1

3.4

3.7

4.1

4.2

4.4

4.5

3.1

3.4

7.2.7

板の圧縮耐荷力，部材の圧縮耐荷力または桁の曲げ耐

3.5

3.6

3.7

4.1

4.2

荷力

4.4

7.2.7

溶接または摩擦撹拌接合による熱影響範囲の引張強さ

3.2

3.3

3.4

5.6

5.7

3.2

3.3

3.4

5.6

5.7

3.1

3.5

3.6

4.1

4.2

4.3

4.6

7.2.7

4.5

4.6

7.2.7
𝜎𝑡0.2𝑑ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 材 の 0.2 ％ 耐 力 に 対 す る 設 計 引 張 強
度

𝜎𝑢
𝜎𝑤𝐵𝑑

に対する設計引張強度𝜎𝑤0.2𝑑溶 接 ま た は 摩 擦 撹 拌 接 合 に よ る 熱 影 響 範 囲 の 0.2 ％ 耐力に対する設計引張強度

 0. 2
𝜎1

ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 材 の 0.2 ％ 耐 力
大きい方の曲げモーメントが作用する位置のフランジ7.3.2

縁に作用する曲げ圧縮応力度𝜎1𝐵

母材のアルミニウム合金材の引張強さ

7.2.4

7.3.2

𝜎2𝐵

連結板のアルミニウム合金材の引張強さ

7.2.4

7.3.2

σ1cud

大きい方の設計曲げモーメントが作用する位置の設計

4.5

曲げ圧縮強度
𝜎1,0.2

母 材 の ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 材 の 0.2% 耐 力

7.3.2

𝜎2,0.2連 結 板 の ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 材 の 0.2% 耐 力

7.3.2

𝜏

作用せん断応力度

4.5

4.6

5.6

𝜏𝐵𝑑

アルミニウム合金材の引張強さに対する設計せん断強

3.1

4.3

4.4

4.7.1

度
τd

座屈がウェブに発生しない場合に対する設計せん断強

4.7.1

度
𝜏𝑓𝐵𝑑

溶接材料の引張強さに対する設計せん断強度3.2

𝜏𝑓0.2𝑑

溶 接 材 料 の 0.2 ％ 耐 力 に 対 す る 設 計 せ ん 断 強 度

3.2

𝜏ℎ𝐵𝑑

溶接による熱影響部の引張強さに対する設計せん断強

3.2

3.3

3.2

3.3

度
𝜏ℎ0.2𝑑

溶 接 に よ る 熱 影 響 部 の 0.2 ％ 耐 力 に 対 す る 設 計 せ ん 断
強度

𝜏𝑢

桁のせん断耐荷力

4.3

4.4

𝜏𝑢𝑑

桁の耐荷力に対する設計せん断強度

4.3

4.4

4.6

𝜏𝑤𝐵𝑑

溶接または摩擦撹拌接合による熱影響範囲の引張強さ

3.2

3.3

3.4

5.6

5.7

3.2

3.3

3.4

5.6

5.7

に対する設計せん断強度
𝜏𝑤0.2𝑑溶 接 ま た は 摩 擦 撹 拌 接 合 に よ る 熱 影 響 範 囲 の 0.2 ％ 耐力に対する設計せん断強度

𝜏∥

溶接線方向に平行な方向に作用するせん断力によっ

5.6て，溶接部に生じるせん断応力度
𝜏⊥

溶接線方向に対して直角な方向に作用する力によっ

5.6

5.7

3.1

4.7.1

て，すみ肉溶接継手の溶接部に生じるせん断応力度
𝜏0.2𝑑

ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 材 の 0.2 ％ 耐 力 に 対 す る 設 計 せ ん 断
強度

xii

𝜙

抵抗係数

2.1.1

𝜙𝐵

アルミニウム合金材，溶接による熱影響部または溶接

3.1

3.2

3.5

3.6

3.7

材料の引張強さに対する抵抗係数

4.1

4.2

4.3

4.4

4.6

4.1

4.2

7.2.4

7.3.2

𝜙𝐹

摩擦荷重伝達力に対する抵抗係数

7.2.4

𝜙𝑆𝐵

ボルトの引張強さに対する抵抗係数

7.2.4

𝜙𝑆𝑌

ボルトの降伏応力度に対する抵抗係数

7.3.2

𝜙𝑢

板の圧縮耐荷力に対する抵抗係数，部材の圧縮耐荷力

3.5

3.6

3.7

に対する抵抗係数ならびに桁の曲げ耐荷力に対する抵

4.3

4.4

4.6

3.1

3.2

7.3.2

7.3.2

抗係数または桁のせん断耐荷力に対する抵抗係数
𝜙0.2

アルミニウム合金材，溶接による熱影響部または溶接
材 料 の 0.2 ％ 耐 力 に 対 す る 抵 抗 係 数

ψ

板厚の増厚倍率

5.2

xiii

１章
1.1

総則

適用範囲

(1) 本指針は，一般のアルミニウム合金土木構造物の設計および製作法について規定する．
本指針の規定を変更して適用する場合，および本指針に規定されない事項を適用する場合には，当事者間で協議の上，その適用の可否を決める．
(2) 本指針では，設計対象とする土木構造物に関連する設計基準で規定される荷重を設計荷重として使用する．
(3) 設計対象とする土木構造物に関連する設計基準で規定される要求性能を満たしていることを十分検討しなければならない．

アルミニウム合金土木構造物に関連する設計基準として次のものが挙げられる．
1)

日本道路協会：道路橋示方書・同解説

Ⅰ共通編

Ⅱ鋼橋編，2012．

2)

日本道路協会：道路橋示方書・同解説

Ⅰ共通編

Ⅱ鋼橋・鋼部材編，2017．

3)

日本道路協会：立体横断施設技術基準・同解説，1979．

4)日本道路協会：防護柵の設置基準・同解説，2008．

5)

鉄道総合技術研究所：鉄道構造物等設計標準・同解説

6)

日本アルミニウム協会：道路橋用アルミニウム床版を用いた鋼桁橋

鋼・合成構造物，2009．
設計・製作・施工ガイドライン，

2011．
7)

日本アルミニウム協会：アルミニウム合金製橋梁検査車構造設計・製作指針案，1977．

8)日本アルミニウム協会：アルミニウム合金製水門設計製作指針（案），2016．

9)日本アルミニウム協会：アルミニウム合金製橋梁用外装板設計製作要領，2005．

10) 日本アルミニウム協会：アルミニウム合金製照明ポール設計・製作要領，2005．
11) 日本アルミニウム協会：アルミニウム合金製橋梁用防護柵設計要領，2010．

1.2

使用材料
土木構造物に使用できるアルミニウム合金材は，表-1.2.1 に示す日本産業規格（以下 JISという）に適合したものでなければならない．10%以上の伸びを有するアルミニウム合金材を使用する．A5083-H112 の押出形材に関しては，引張強さが 275N/mm2 以上，かつ 0.2％耐力が 120 N/mm2 以上あるものを使用する．
表-1.2.1

アルミニウム合金材

アルミニウム合金

JIS

A5083-H112，A5083-O，A6061-T6，A6061-T651

JIS H 4000 1)

押出形材

A5083-H112，A5083-O，A6061-T6，A6005C-T5，A6005C-T6

JIS H 4100 2)

溶接材料

A5183，A5356

JIS Z 3232 3)

板材

-1-

JIS H 4000 および JIS H 4100 に規定されるアルミニウム合金の機械的性質を表-解 1.2.1 に示す．本規定の伸びは 50mm の標点距離に対する伸び A50mm をいう．
JIS H 4100 が 2015 年に改正された際，押出形材の A5083-H112 の 0.2%耐力が「140N/mm 2 以上」から「110N/mm2 以上」に変更された．これは，この JIS 規格を 1999 年に改正する際，A5083-H112 の 0.2%耐力を「110N/mm 2 以上」とすべきところを，「140N/mm 2 以上」と誤記したことによる（JIS H 4100 の 2015
年改正版の p.39 参照）．したがって，押出形材の A5083-H112 の 0.2%耐力に対する JIS の下限値は，1999
年以前は 110N/mm 2 であり，1999 年から 2015 年の間は 140N/mm2 であった．
質別 O と H は，それぞれ焼きなましと加工硬化を表す．したがって，H 材の 0.2%耐力が O 材のそれを下回ることはない．しかし，JIS H 4100 の 2015 年改正版においては，押出形材の A5083-O の 0.2%耐力の下限値は，38mm 以下の板厚に対して 120N/mm 2 であり，A5083-H112 の下限値がこれを下回る．この様な状況で，国内のアルミニウム合金圧延メーカー5 社から材料検査証明書（ミルシート）が収集され，
A5083-H112 の押出形材の強度に関する統計調査が行われた 4) ．
調査された A5083-H112 の押出形材は，JIS における 0.2%耐力の下限値が 140N/mm 2 に対して製造されたものである．調査された A5083-H112 の押出形材の 0.2%耐力の最小値は 156N/mm2 であり，JIS の下限値
140N/mm2 を 上 回 っ て い た 4) ． A5083-H112 の 押 出 形 材 に 対 し て ， JIS に お け る 0.2% 耐 力 の 下 限 値 が110N/mm2 であった時期に実施された調査結果 5)においては，最小値は 133N/mm 2 であった．したがって，
本規定では，A5083-H112 の押出形材の 0.2%耐力の下限値を，押出形材の A5083-O の 0.2%耐力の下限値と同じに設定し，120N/mm 2 と規定している．
JIS H 4100 においては，押出形材の A5083-H112 の引張強さの下限値が 270N/mm2 であり，押出形材のA5083-O の引張強さの下限値 275N/mm2 より低い値となっている．調査された押出形材の A5083-H112 の引張強さの最小値は 280N/mm 2 であり 4)，過去の調査では 276N/mm 2 であった 5)．したがって，本規定では，
A5083-H112 の押出形材の引張強さの下限値を，押出形材の A5083-O の引張強さの下限値と同じに設定し，275N/mm2 と規定している．
表-解 1.2.1 に示すように，JIS には伸びに対する規定が 10％未満のアルミニウム合金がある．土木構造物に使用されるアルミニウム合金材に対して，脆性破壊防止の観点から 10％未満の伸びは低過ぎるので 6) ，JIS で伸びが 10％未満に規定されているアルミニウム合金材に対しては，10％以上の伸びを有するアルミニウム合金材を使用することを規定している．脆性破壊防止の観点からアルミニウム合金に要求される伸びの最小値をいくらにとるべきかについては今後の検討課題である．

-2-

表-解 1.2.1

アルミニウム合金の機械的性質 (JIS)

板厚 t
(mm)

アルミニウム合金

4≦t≦6.5
A5083-H112

6.5＜t≦40

板
材

275 以上A6061-T6

12 以上

10 以上
―

125 以上200 以下0.8＜t≦40

275 以上350 以下125 以上200 以下40＜t≦80

270 以上345 以下115 以上200 以下80＜t≦100

260 以上110 以上295 以上16 以上

13＜t≦25
25＜t≦50

12 以上

―

8 以上

245 以上10 以上

A5083-O
押
出形
材

A6061-T6
A6005C-T5

295 以上9 以上

245 以上8 以上
6 以上

270 以上110 以上

12 以上

12 以上

t≦38

120 以上14 以上―

38＜t≦130275 以上355 以下110 以上

14 以上

―

t≦6

265 以上245 以上8 以上

7 以上

265 以上245 以上

10 以上

―

6＜t
t≦6

245 以上205 以上8 以上―

6＜t≦12225 以上175 以上

8 以上

―

t≦6

265 以上235 以上

8 以上―

A50mm は 50mm の標点距離に対する伸びA は，S0 を引張試験片の平行部の断面積として， 5.65 S 0 の標点距離に対する伸び

1.3

―

t≦130

A6005C-T6
注：

―

10 以上

50＜t≦100
A5083-H112

14 以上
14 以上

6.5≦t≦13
A6061-T651

10 以上

120 以上275 以上350 以下0.5＜t≦6.5

A―

125 以上0.5≦t≦0.8

0.4≦t≦0.5

A50mm

125 以上40＜t≦75

A5083-O

伸 び (%)

0.2%耐力(N/mm2 )引張強さ(N/mm2 )設計計算に用いる材料定数の値
設計計算に用いるアルミニウム合金の材料定数の値を表-1.3.1 に示す．
表-1.3.1

アルミニウム合金の材料定数の値

材料定数の種類値
2.7×10密度

3(kg/m3 )26.5(kN/m3 ) ］

ヤング係数

7.0×10 4(N/mm2 )せん断弾性係数

2.7×10 4(N/mm2 )（単位体積重量）

［

ポアソン比

0.3

線膨張係数

24×10 -6

-3-

(1/℃)

1.4

供用中の限界温度
アルミニウム合金土木構造物の供用中の温度は 80℃を超えてはならない．

1.5

防食

(1) 通常の大気条件下においては，1.2 に記載されたアルミニウム合金材で製作された土木構造物は塗装を施さずに使用することができる．
(2) アルミニウム合金材を鋼材など異種金属と組合せて使用する場合には，異種金属接触腐食を防止しなければならない．
(3) モルタルあるいはコンクリートと接触するアルミニウム合金材の表面には塗装 が施されなければならない．
(4) 海 洋 環 境 に 置 か れ た 土 木 構 造 物 の 供 用 中 の 温 度 が 66 ℃ を 超 え る 場 合 に は ， A5083H112，A5083-O および溶接材料 A5183 と A5356 を使用してはならない．

(1) アルミニウムは本来活性な金属であるが，その表面に数 nm の極めて薄い自然酸化皮膜が形成されるため，多くの自然環境中で優れた耐食性を発揮する．沖縄県嘉弥真島で大気暴露されたアルミニウム合
金 A6005C-T5 の母材試験片および摩擦撹拌接合部を有する試験片の腐食の平均深さ（測定された 5 個の平均値）の経年変化を図-解 1.5.1 に示す 7),8) ．同図から分かるように，腐食深さは，大気暴露開始から
1 年以降大きくならない．他方，兵庫県芦有ドライブウェイに架かる金慶橋（支間長 20m のアルミニウ
ム合金製の活荷重合成桁橋）の主桁（5000 系アルミニウム合金）の腐食深さが，建設から 56 年経過後，0.1mm～0.2mm と浅く，2007 年から 2017 年の 10 年間で腐食はほとんど進行していないことが報告されている 9) ．このように，アルミニウム合金材に生じる腐食は軽微であり，アルミニウム合金製土木構造物に対しては，美観維持のために塗装が施されることはあるが，防食の意味での塗装は必要とされない．

図-解 1.5.1

腐食の平均深さの経年変化(2) 異種金属接触腐食を防止する方法として，犠牲陽極作用の利用や，異種金属同士の電気的な絶縁がある．
(3) 固化しないモルタルおよびコンクリートは強アルカリ性であるため，アルミニウム合金がこれに接触すると溶解するが，これらが固化すると，アルミニウム合金の溶解は止まる ．しかし，固化したモルタ-4-ルおよびコンクリートが湿潤状態に置かれる場合には，アルミニウム合金が，遊離アルカリ分を含む水に接触するために，アルミニウム合金の溶解は続く．これを防ぐために，モルタルあるいはコンクリー
トと接触するアルミニウム合金材の表面には塗装を施す必要がある 10)．
(4) 3％以上の Mg を含有する 5000 系アルミニウム合金は，温度が 66℃より高くなると応力腐食割れに対する感受性が高くなり，特に，海洋環境で感受性が高くなる 11) ～ 13)．

参考文献

1)

JIS H 4000：アルミニウム及びアルミニウム合金の板及び条，2014．

2)

JIS H 4100：アルミニウム及びアルミニウム合金の押出形材，2015．

3)

JIS Z 3232：アルミニウム及びアルミニウム合金の溶加棒及び溶接ワイヤ，2009．

4)

大倉一郎，川畑達哉：ア ルミニウム合金 材の 強度に関する統計調査， ALST 研究レポート，No.46，
2016．

5)

国枝明，中込忠男，橋本篤秀，緑川光正，山田丈富，原山浩一：金属系新素材・新材料の利用技術の開発（建設省総合プロジェクト・新素材）その 91「アルミニウム合金の機械的性質に関する統計調査」，日本建築学会大会学術講演梗概集．C，構造Ⅱ，pp.1211-1212，1993．

6)

Vigh, L.G. and Okura, I.: Fatigue behavior of friction stir welded aluminum bridge deck segment, Materials andDesign, Elsevier, Vol.44, pp.119-127, 2013.

7)

萩澤亘保，大倉一郎，花崎昌幸，大西弘志，佐藤正典：アルミニウム合金の母材と摩擦 撹拌接合部の疲労強度に腐食が与える影響，土木学会論文集 A，Vol.62，No.3，pp.478-488，2006．

8)

萩澤亘保，大倉一郎：アルミニウム合金 A6N01-T5 の母材および摩擦撹拌接合部の疲労強度に応力比と腐食が与える影響，ALST 研究レポート，No.2，2007．

9)伊藤義人，守屋進，長澤大介，兼子彬，川畑達哉：56 年経過したアルミニウム合金橋梁「金慶橋」の現状と耐久性，橋梁と基礎，建設図書，第 51 巻，第 9 号，pp.35-40，2017．

10) 佐藤正典，大西弘志，大倉一郎，萩澤亘保，花崎昌幸：アルミニウム合金のコンクリート中の腐食，
土木学会第 59 回年次学術講演会講演概要集，5-266，pp.529-530，2004．
11) Eurocode 9：Design of aluminium structures – Part1-1: General structural rules，2007．
12) Aluminum Association: Aluminum Design Manual, PART I, Specification for Aluminum Structures, 2010 ．
13) 軽金属溶接構造協会：アルミニウム合金構造物の溶接施工管理（第 4 版）I，材料，2009．

-5-

２章
2.0

設計の基本

用語の定義

( 1) 荷 重 係 数
実際の荷重に対する公称荷重の偏り，荷重を部材に生じる応力に変換する解析に含まれる不確実性および種々の荷重が同時に生起する確率を考慮するための係数．
(2) 荷重抵抗係数設計法
設計荷重に対して部材に生じる応力度を部材の設計強度以下になるように部材寸法を決める設計法．
( 3) 限 界 状 態
構造物または部材がその使用目的を満たすことができなくなった状態．
( 4) 公 称 荷 重設計基準で規定される荷重．
( 5) 公 称 強 度
本指針に従って算出された部材の抵抗強度．
( 6) 降 伏 荷 重 伝 達 限 界
支圧接合継手において，ボルトがせん断降伏応力度または板が支圧降伏応力度に達する限界．
( 7) 高 力 ボ ル ト 摩 擦 接 合 継 手
高力ボルトに軸力を導入して板どうしを締め付け，板と板との間に生じる摩擦力によって力の伝達が行われる接合継手．
( 8) 支 圧 接 合 継 手
ボルトと板とが互いに押し合う支圧抵抗とボルトに生じるせん断力によって力の伝達が行われる接合継手．
( 9) 使 用 限 界 状 態
構造物または部材が崩壊しないが，通常の使用に適さなくなる限界の状態．
( 10) 終 局 限 界 状 態
構造物または部材の崩壊または使用が不可能となる限界の状態．
( 11) 設 計 荷 重
公称荷重に荷重係数が乗ぜられた荷重の組合せ．
( 12) 設 計 強 度
公称強度に抵抗係数が乗ぜられた値．
( 13) 耐 荷 力
部材が圧縮力，曲げモーメントまたはせん断力を受けて崩壊するまで耐える
最大荷重．
( 14) 抵 抗 係 数
実際の強度に対する公称強度の偏りおよび破壊の様式（脆性破壊か延性破壊）と破壊の結果の重大性を考慮するための係数．
( 15) 破 壊 荷 重 伝 達 限 界
高力ボルト摩擦接合継手および支圧接合継手において，ボルトがせん断強さまたは板が支圧破壊強さに達する限界．

-6-

( 16) 摩 擦 荷 重 伝 達 限 界
高力ボルト摩擦接合継手において，板と板との間にすべりが発生する限界．

限界状態の照査

2.1

終局限界状態の照査

2.1.1
(1)

アルミニウム合金土木構造物の終局限界状態は，荷重抵抗係数設計法によって照査する．
次式に示すように，設計荷重に対して部材に生じる応力度が部材の設計強度以下になることを照査する．
············································································· (2.1.1a)

𝜎𝐹𝑑 ≤ 𝜎𝑅𝑑𝑘

𝜎𝐹𝑑 = ∑(𝑟𝑖 𝜎𝐹𝑛,𝑖 )············································································· (2.1.1b)𝑖=1𝜎𝑅𝑑 = 𝜙𝜎𝑅𝑛
ここに，𝜎𝐹𝑑
𝜎𝑅𝑑
𝑟𝑖
𝜎𝐹𝑛,𝑖

：設計荷重に対して部材に生じる応力度：部材の設計強度：公称荷重 i に対する荷重係数：公称荷重 i に対して部材に生じる応力度k：公称荷重の総数

𝜙

：抵抗係数

𝜎𝑅𝑛
(2)

············································································· (2.1.1c)：部材の公称強度

設計荷重に対しては，設計対象とする土木構造物に関連する設計基準で規定される公称荷重とその組合せおよび荷重係数を使用する．

(3)

引張部材に対しては，部材が 0.2％耐力に達した時および部材が引張強さに達した時に対して式(2.1.1)の照査を行う．圧縮部材と桁部材に対しては，部材が耐荷力に達した時に対して
式(2.1.1)の照査を行う．引張部材および圧縮部材と桁部材の設計強度は 3 章から 6 章で与え
られる．

(4)

高力ボルト摩擦接合継手に対しては，継手が摩擦荷重伝達限界に達した時および破壊荷重伝達限界に達した時に対して式(2.1.1)の照査を行う．支圧接合継手に対しては，継手が降伏
荷重伝達限界に達した時および破壊荷重伝達限界に達した時に対して 式(2.1.1)の照査を行う．高力ボルト摩擦接合継手と支圧接合継手の設計強度は 7 章で与えられる．

(5)抵抗係数の値は ，設計対象 とする土木構造物に求められる安全性のレベルに応じて 決 める．

抵抗係数は，部材の実際の強度が変動することを考慮して信頼性理論に基づいて決められる．しかし，現在，部材の強度に関する確率・統計学的データは整備されていない．これまで，我国のアルミニウム合金土木構造物設計・製作指針は許容応力度設計法に従って きた．そこで，荷重抵抗係数設計法の安全性のレベルを許容応力度設計法の安全性のレベルに等しくなるように荷重抵抗係数設計法の抵抗係数を決める
方法 1) を紹介する．
許容応力度設計法と荷重抵抗係数設計法の安全性の照査式は次のように与えられる．
許容応力度設計法：
荷重抵抗係数設計法：

𝜎𝐷 + 𝜎𝐿 =𝜎𝑅𝑛𝜈········································· (解 2.1.1)

𝛾𝐷 𝜎𝐷 + 𝛾𝐿 𝜎𝐿 = 𝜙𝜎𝑅𝑛-7-········································· (解 2.1.2)

ここに，𝜎𝐷 ，𝜎𝐿：それぞれ，公称死荷重と公称活荷重に対して部材に生じる応力

𝜎𝑅𝑛：部材の公称強度

𝜈：許容応力度設計法の安全率

𝛾𝐷 ，𝛾𝐿：それぞれ，荷重抵抗係数設計法における死荷重と活荷重に対する荷重係数𝜙：荷重抵抗係数設計法の抵抗係数式(解 2.1.1)と(解 2.1.2)から𝜎𝑅𝑛 を消去し，𝜙について整理して次式を得る．
𝜎𝐿
𝜎𝐷
𝜙=
𝜎
𝜈 (1 + 𝐿 )𝜎𝐷𝛾𝐷 + 𝛾𝐿············································································· (解 2.1.3)

抵抗係数𝜙は，公称活荷重と公称死荷重に対して部材に生じる応力の比𝜎𝐿 ⁄𝜎𝐷 によって変化する．
許容応力度設計法に従う 2015 年版のアルミニウム合金土木構造物設計・製作指針（案） 2)の許容応力度は次のように与えられる．
引張部材に対して，𝜎𝐵 𝜎0.2
𝜎𝑎 = min ( ,)2.2 1.85·············································································· (解 2.1.4)

圧縮部材に対して，𝜎𝐵 𝜎𝑢
𝜎𝑎 = min ( ,)2.2 1.85
ここに，············································································· (解 2.1.5)

𝜎𝑎：許容応力度𝜎𝐵：引張強さ

𝜎0.2 ：0.2％耐力
𝜎𝑢：圧縮部材の耐荷力式 ( 解 2 . 1. 4) と ( 解 2 .1 .5 ) に 示 す よ う に ， 2 015 年 版 の ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 土 木 構 造 物 設 計 ・ 製 作 指 針（案） 2) の許容応力度設計法の 0.2％耐力に対する安全率𝜈0.2と圧縮部材の耐荷力に対する安全率𝜈𝑢 はともに1.85 であり，引張強さに対する安全率𝜈𝐵 は 2.2 である．
他方，2017 年版の荷重抵抗係数設計法に従う道路橋示方書 3)の死荷重と活荷重に対する荷重係数は𝛾𝐷 =1.05，𝛾𝐿 = 1.25である．
以上の許容応力度設計法の安全率の値と荷重抵抗係数設計法の荷重係数の値を式(解 2.1.3)に代入して，
表-解 2.1.1 に示す，応力比𝜎𝐿 ⁄𝜎𝐷 と抵抗係数𝜙の関係を得る．
表-解 2.1.1𝜎𝐿 ⁄𝜎𝐷
𝜙0.2

応力比𝜎𝐿 ⁄𝜎𝐷 と抵抗係数𝜙の関係

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

0.57

0.59

0.60

0.61

0.62

0.62

0.63

063

063

0.48

0.49

0.50

0.51

0.52

0.52

0.53

053

0.53

𝜙𝑢
𝜙𝐵

𝜈0.2 = 1.85，𝜈𝑢 = 1.85，𝜈𝐵 = 2.2，𝛾𝐷 = 1.05，𝛾𝐿 = 1.25

許容応力度設計法の場合，式(解 2.1.3)において𝛾𝐷 = 1，𝛾𝐿 = 1とおいて，荷重抵抗係数設計法の荷重係数𝜙と許容応力度設計法の安全率 𝜈 の関係が次式で与えられる．
𝜙=1𝜈·······························································································(解 2.1.6)-8-

したがって，(解 2.1.2)において，𝛾𝐷 = 1，𝛾𝐿 = 1，𝜙0.2 = 0.54，𝜙𝑢 = 0.54，𝜙𝐵 = 0.45と設定することにより，許容応力度設計法に従う 2015 年版のアルミニウム合金土木構造物設計・製作指針（案） 2)と同じ結果を得ることができる．

使用限界状態の照査

2.1.2

使用限界状態の照査は，対象とする土木構造物に関連する設計基準で規定される，部材に対する許容たわみを満たすことによってなされる．

アルミニウム合金土木構造物に関連する設計基準が 1.1 の解説で挙げられている．

疲労照査

2.1.3

疲労に関しては，疲労亀裂が発生した場所あるいは発見された時の亀裂の大きさによって，終局限界状態または使用限界状態に分けられる．疲労亀裂の進展後発生する部材の脆性破壊は前者であり，補修可能な疲労亀裂は後者である．疲労に対する照査は 8 章で与えられ
る．

2.2

腐食による断面減少
アルミニウム合金土木構造物の設計 においては，腐食による断面減少を考慮する必要はな

い．

この規定は，1.5(1)に対する解説で述べるように，アルミニウム合金材に生じる腐食が軽微であること
による．

2.3

部材を構成する板要素の最小・最大板厚部材を構成する板要素の板厚は 3mm 以上，40mm 以下とする．ただし，接合部の板厚が部分的に増厚された箇所（5.2 と 6.3 参照）は，40mm 以下とする必要はない．

最小板厚は，米国で現在も使用されているアルミニウム合金製三角断面箱桁橋を構成する板の最小厚が2.3mm4) であることから 3mm としている．最大板厚は，これまでにアルミニウム合金土木構造物で使用された板厚の実績に基づいている．

-9-

2.4

部材の連結

(1) 主要部材の連結については， 設計荷重に対する断面力 および部材の全強［＝（ 設計強度）×（部材の総断面積）］の 75%の値のうち，大きい方の値に対して設計する．ただし，せん断力に対しては設計荷重に対する断面力を用いてよい．
(2) 2 次部材の連結については設計荷重に対する断面力に対して設計する．
(3) 部材の連結構造は，次の事項を満たすように設計する．
1) 応力の伝達が明確である．
2) 連結部が部材軸に対してできる限り偏心しないようにする．
3) 応力集中ができる限り生じないようにする．

参考文献

1)

Aluminum Association: Aluminum Design Manual, PART II, Specification for Aluminum Structures
Commentary, 2010.

2)

土木学会鋼構造委員会，アルミニウム合金土木構造物設計・製作指針作成検討小委員会：アルミニウ
ム合金土木構造物設計・製作指針（案）：2015．

3)

日本道路協会：道路橋示方書・同解説

Ⅰ共通編

4)

アルミ橋調査研究会：米国アルミニウム橋調査団報告書，2001．

- 10 -

Ⅱ鋼橋・鋼部材編，2017．

３章
3.1

設計強度

母材の設計引張強度と設計せん断強度
母材の設計引張強度は次式で与えられる．
0.2％耐力に対して，

𝜎𝑡0.2𝑑 = 𝜙0.2 𝜎0.2································· (3.1.1a)

引張強さに対して，

𝜎𝑡𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 𝜎𝐵································· (3.1.1b)

ここに，𝜎𝑡0.2𝑑：母材の 0.2％耐力に対する設計引張強度𝜎𝑡𝐵𝑑：母材の引張強さに対する設計引張強度

0.2：母材の 0.2％耐力

B：母材の引張強さ

𝜙0.2 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，母材の 0.2％耐力と引張強さに対する抵抗係数
母材の引張強さ B と 0.2％耐力 0.2 を表-3.1.1 に示す．
表-3.1.1

板厚 t(mm)

引張強さ  B(N/mm2 )0.2％耐力 0.2
(N/mm2 )A5083-H1124≦t≦40275

125A5083-O3≦t≦40275

125A6061-T6

3≦t≦6.5

295

245

A6061-T651

6.5≦t≦40

295

245

A5083-H1123≦t≦40275

120

A5083-O3≦t≦38275

120

A6061-T63≦t≦40

265

245

3≦t≦6

245

205

6＜t≦12

225

175

3≦t≦6

265

235

アルミニウム合金

板材

押出
形材

母材の引張強さ  B と 0.2％耐力 0.2

A6005C-T5
A6005C-T6

母材の設計せん断強度は次式で与えられる．
0.2％耐力に対して，

𝜏0.2𝑑 =

引張強さに対して，

𝜏𝐵𝑑 =𝜎𝑡0.2𝑑√3
𝜎𝑡𝐵𝑑√3································· (3.1.2a)································· (3.1.2b)

ここに， 𝜏0.2𝑑 ：母材の 0.2％耐力に対する設計せん断強度
𝜏𝐵𝑑 ：母材の引張強さに対する設計せん断強度表-3.1.1 の母材の引張強さ  B と 0.2％耐力  0.2 に対して，表-解 1.2.1 に示す JIS の下限値を使用している．ただし，押出形材の A5083-H112 の  B と  0.2 に対しては 1.2 の規定に従う．
欧州では，応力－ひずみ関係において明瞭な比例限度を示さない金属材料の比例限度として 0.01%耐力が用いられている 1)．一般に，アルミニウム合金材の応力－ひずみ関係は，次の Ramberg & Osgood 式によって与えられる．

- 11 -

=
ここに，

n

  
 ···················································································· (解 3.1.1)+ 0.002 E  0.2 



ε

：ひずみ

σ

：応力

E

：ヤング係数σ0.2 ：アルミニウム合金材の 0.2％耐力：ひずみ硬化パラメータn

したがって，0.01%耐力  0.01 と 0.2%耐力  0.2 の間には次の関係がある．
n0.0001 = 0.002  0.01  ··················································································· (解 3.1.2)
  0.2 

これより次式を得る．
𝜎0.2
𝜎0.01 = 𝑛√20············································································· (解 3.1.3)

ひずみ硬化パラメータ n の値は，A5083-O と 6000 系アルミニウム合金に対して，それぞれ 5.3 と 29.1
である 2) ．これらの値は，引張試験の結果に基づいて，非超過確率 5%に対する値である．これらの値を式(解 3.1.3)に代入して，次の関係を得る．
（A5083-O に対して）

0.568𝜎0.2
𝜎0.01 = {0.902𝜎0.2（6000 系アルミニウム合金に対して）··················· (解 3.1.4)

比例限度として 0.01%耐力  0.01 を採用すると，部材に塑性ひずみが生じないようにするためには，設計引張強度 𝜎𝑡0.2𝑑 が 0.01%耐力  0.01 以下であることが求められる．
設計せん断強度は，von Mises の降伏条件に従って設計引張強度の 1 / 3 倍としている．

3.2

溶接部の設計引張強度と設計せん断強度(1) 溶接による熱影響範囲（溶着金属と母材の熱影響部を合わせた部分） は，図-3.2.1 に示
すように，突合せ溶接の場合，溶接中心から各側 25mm の範囲，すみ肉溶接の場合，溶接

25mm

(a)

25mm

25mm

突合せ溶接

(b)
図-3.2.1

25mm

25mm

ルートから 25mm の範囲とする．

すみ肉溶接

溶接による熱影響範囲(2) 溶接による熱影響範囲の設計引張強度は，次式に示すように，熱影響部と 溶接材料の設計引張強度のうち小さい方の値とする．
0.2％耐力に対して，

𝜎𝑤0.2𝑑 = min(𝜎ℎ0.2𝑑 , 𝜎𝑓0.2𝑑 )···································· (3.2.1a)

引張強さに対して，

𝜎𝑤𝐵𝑑 = min(𝜎ℎ𝐵𝑑 , 𝜎𝑓𝐵𝑑 )···································· (3.2.1b)

ここに，𝜎𝑤0.2𝑑
𝜎ℎ0.2𝑑 ，𝜎𝑓0.2𝑑：溶接による熱影響範囲の 0.2％耐力に対する設計引張強度：それぞれ，0.2％耐力に対する，溶接による熱影響部と溶接材料の設- 12 -

計引張強度：溶接による熱影響範囲の引張強さに対する設計引張強度

𝜎𝑤𝐵𝑑
𝜎ℎ𝐵𝑑 ，𝜎𝑓𝐵𝑑：それぞれ，引張強さに対する，溶接による熱影響部と溶接材料の設計引張強度
溶接による熱影響範囲の設計せん断強度は，次式に示すように，熱影響部と溶接材料の設計せん断強度のうち小さい方の値とする．
0.2％耐力に対して，

𝜏𝑤0.2𝑑 = min(𝜏ℎ0.2𝑑 , 𝜏𝑓0.2𝑑 )···································· (3.2.2a)

引張強さに対して，

𝜏𝑤𝐵𝑑 = min(𝜏ℎ𝐵𝑑 , 𝜏𝑓𝐵𝑑 )···································· (3.2.2b)

ここに，：溶接による熱影響範囲の 0.2％耐力に対する設計せん断強度

𝜏𝑤0.2𝑑𝜏ℎ0.2𝑑 ，𝜏𝑓0.2𝑑：それぞれ，0.2％耐力に対する，溶接による熱影響部と溶接材料の設計せん断強度：溶接による熱影響範囲の引張強さに対する設計せん断強度

𝜏𝑤𝐵𝑑
𝜏ℎ𝐵𝑑 ，𝜏𝑓𝐵𝑑

：それぞれ，引張強さに対する ，溶接による熱影響部と溶接材料の設計せん断強度(3) 溶接による熱影響部の設計引張強度は次式で与えられる．
0.2％耐力に対して，··································· (3.2.3a)
𝜎ℎ0.2𝑑 = 𝜙0.2 𝜎ℎ0.2
引張強さに対して，··································· (3.2.3b)𝜎ℎ𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 𝜎ℎ𝐵

ここに， 𝜎ℎ0.2𝑑：溶接による熱影響部の 0.2％耐力に対する設計引張強度

𝜎ℎ𝐵𝑑：溶接による熱影響部の引張強さに対する設計引張強度𝜎ℎ0.2：溶接による熱影響部の 0.2％耐力

𝜎ℎ𝐵：溶接による熱影響部の引張強さ

𝜙0.2 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，溶接による熱影響部 の 0.2％耐力と引張強さに対する抵抗係数
溶接による熱影響部の引張強さ𝜎ℎ𝐵 と 0.2％耐力𝜎ℎ0.2 を表-3.2.1 に示す．表-3.2.1 に示す
値は，MIG 溶接および 1 層の TIG 溶接に適用できる．
表-3.2.1

板厚 t(mm)

引張強さ𝜎ℎ𝐵(N/mm2 )0.2％耐力𝜎ℎ0.2(N/mm2 )A5083-H1124≦t≦40275

125A5083-O3≦t≦40275

125A6061-T6

3≦t≦6.5

165

105

A6061-T651

6.5≦t≦40

165

105

A5083-H1123≦t≦40275

120

A5083-O3≦t≦38275

120

A6061-T63≦t≦40165

105

A6005C-T5

3≦t≦12165

105

A6005C-T6

3≦t≦6

165

105

アルミニウム合金

板材

押出
形材

溶接による熱影響部の引張強さ𝜎ℎ𝐵 と 0.2％耐力𝜎ℎ0.2

溶接による熱影響部の設計せん断強度は次式で与えられる．
0.2％耐力に対して，

𝜏ℎ0.2𝑑 =𝜎ℎ0.2𝑑√3- 13 -····································(3.2.4a)𝜏ℎ𝐵𝑑 =

引張強さに対して，

𝜎ℎ𝐵𝑑√3····································(3.2.4b)

ここに， 𝜏ℎ0.2𝑑：溶接による熱影響部の 0.2％耐力に対する設計せん断強度

𝜏ℎ𝐵𝑑：溶接による熱影響部の引張強さに対する設計せん断強度(4) 溶接材料の設計引張強度は次式で与えられる．
𝜎𝑓0.2𝑑 = 𝜙0.2 𝜎𝑓0.2
0.2％耐力に対して，引張強さに対して，

𝜎𝑓𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 𝜎𝑓𝐵··································· (3.2.5a)··································· (3.2.5b)

ここに， 𝜎𝑓0.2𝑑：溶接材料の 0.2％耐力に対する設計引張強度

𝜎𝑓𝐵𝑑：溶接材料の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑓0.2：溶接材料の 0.2％耐力

𝜎𝑓𝐵：溶接材料の引張強さ

𝜙0.2 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，溶接材料の 0.2％耐力と引張強さに対する抵抗係数
アルミニウム合金の溶接材料の引張強さ𝜎𝑓𝐵 と 0.2％耐力𝜎𝑓0.2 を表-3.2.2 に示す．
表-3.2.2

溶接材料の引張強さ𝜎𝑓𝐵 と 0.2％耐力𝜎𝑓0.2
引張強さ𝜎𝑓𝐵(N/mm2 )0.2％耐力𝜎𝑓0.2(N/mm2 )

A5183

275

125

A5356

265

120

溶接材料

溶接材料の設計せん断強度は次式で与えられる．

(1)

0.2％耐力に対して，

𝜏𝑓0.2𝑑 =引張強さに対して，

𝜏𝑓𝐵𝑑 =

𝜎𝑓0.2𝑑√3
𝜎𝑓𝐵𝑑··································· (3.2.6a)··································· (3.2.6b)√3

ここに， 𝜏𝑓0.2𝑑：溶接材料の 0.2％耐力に対する設計せん断強度

𝜏𝑓𝐵𝑑：溶接材料の引張強さに対する設計せん断強度

図-解 3.2.1 に示すように，溶着金属と熱影響部を合わせた部分を溶接による熱影響範囲と呼ぶ．熱処理によって強度が高められた 6000 系アルミニウム合金の，溶接による熱影響部は，母材と比べて強度が低下する．MIG 溶接に対する熱影響範囲が溶接中心から各側 20～25mm であることが示されているので 2) ，本指針では，溶接による熱影響範囲に対して 25mm を採用している．AA 3) では本指針と同様に溶接による熱影響範囲を溶接中心から各側 25mm，Eurocode 9 4) では板厚および溶接の種類に応じて 20～40mm として
いる．

熱影響範囲
熱影響部 溶着金属 熱影響部

図-解 3.2.1

溶接による熱影響範囲- 14 -

(3) 表-3.2.1 に示す，溶接による熱影響部の引張強さ𝜎ℎ𝐵 および 0.2％耐力𝜎ℎ0.2は，表-解 3.2.1(a)，(b)，(c)に示す海外の基準 3),4),5) を参考にして定めている．A6005C 以外の 6000 系アルミニウム合金に対しては，AA の値を採用し，A6005C については，類似の合金である A6005 と A6005A を参考にしている．溶接による熱影響部の設計せん断強度は，von Mises の降伏条件に従って設計引張強度の 1 / 3 倍としている．
表-解 3.2.1
指針

溶接による熱影響部の引張強さ𝜎ℎ𝐵 と 0.2％耐力𝜎ℎ0.2

アルミニウム合金

板材(a) Eurocode 9
押出形材

A5083-O
A5083-H111

板厚 t (mm)𝜎ℎ𝐵 (N/mm2 )𝜎ℎ0.2 (N/mm2 )

t≦50

275

125

50＜t≦80

270

115

A6061-T6
A6061-T651

t≦80

175

115

A5083-O
A5083-H111
A5083-H112

t≦200

270

110

A6061-T6

t≦20

175

115

t≦25
（オープン断面）

165

115

t≦10
（ホロー断面）

165

115

A5083-O
A5083-H116

6.3＜t≦80

270

115

A6061-T6
A6061-T651

0.25＜t≦100

165

105

A5083-O
A5083-H111

t≦130

270

110

A6061-T6

―

165

105

A6005A-T6

t≦25

165

105

A5083-H112

―

270

125

A6061-T6

―

195

120

A6005A-T5

―

170

105

A6005A-T6

板材(b) AA
押出形材

板材(c) ISO/TR 11069

押出形材

注：Eurocode 9 の 6000 系アルミニウム合金に対する値は，板厚 15mm までの MIG 溶接に対して適用され，板厚が 15mm を超える場合には表中の値に 0.8 が乗じられた値が用いられる．TIG 溶接に対しては，板厚が 6mmまでは表中の値に 0.8，6mm を超える場合には 0.64 が乗じられた値が用いられる．

(4) JIS Z 3232 6) に お い て ， 溶 接 材料 A5183 と A5356 が使 用 さ れ た 溶 接 継 手 の 引 張 強 さ は ，そ れ ぞ れ
275N/mm2 以上，265N/mm2 以上と規定されている．A5183 の溶接材料の 0.2％耐力は，表-3.1.1 に示す
板材の A5083-O 材の 0.2％耐力と同じ値とし，A5356 の溶接材料の 0.2％耐力は，A5083-O の 0.2％耐力
を 0.96（=265/275）倍した値としている．溶接材料の設計せん断強度は，von Mises の降伏条件に従って設計引張強度の 1 / 3 倍としている．

3.3

摩擦撹拌接合部の設計引張強度と設計せん断強度(1) 摩擦撹拌接合による熱影響範囲（摩擦撹拌接合による撹拌部と母材の熱影響部を合わせた部分）は，図-3.3.1 に示すように，接合中心から各側 25mm の範囲とする．

- 15 -

25mm

図-3.3.125mm

摩擦撹拌接合による熱影響範囲(2) 摩擦撹拌接合による熱影響範囲の設計引張強度は，溶接による熱影響部の設計引張強度の値と同じとして，次式で与えられる．
0.2％耐力に対して，

𝜎𝑤0.2𝑑 = 𝜎ℎ0.2𝑑································· (3.3.1a)

引張強さに対して，

𝜎𝑤𝐵𝑑 = 𝜎ℎ𝐵𝑑································· (3.3.1b)

ここに， 𝜎𝑤0.2𝑑 ：摩擦撹拌接合による熱影響範囲の 0.2％耐力に対する設計引張強度
𝜎ℎ0.2𝑑：溶接による熱影響部の 0.2％耐力に対する設計引張強度［式(3.2.3a)］𝜎𝑤𝐵𝑑：摩擦撹拌接合による熱影響範囲の引張強さに対する設計引張強度

𝜎ℎ𝐵𝑑：溶接による熱影響部の引張強さに対する設計引張強度［式(3.2.3b)］

摩擦撹拌接合による熱影響範囲の設計せん断強度は，溶接による熱影響部の設計せん断強度の値と同じとして，次式で与えられる．
0.2％耐力に対して，
𝜏𝑤0.2𝑑 = 𝜏ℎ0.2𝑑································ (3.3.2a)

引張強さに対して，································ (3.3.2b)

𝜏𝑤𝐵𝑑 = 𝜏ℎ𝐵𝑑

ここに， 𝜏𝑤0.2𝑑 ：摩擦撹拌接合による熱影響範囲の 0.2％耐力に対する設計せん断強度
𝜏ℎ0.2𝑑：溶接による熱影響部の 0.2％耐力に対する設計せん断強度［式(3.2.4a)］𝜏𝑤𝐵𝑑

：摩擦撹拌接合による熱影響範囲の引張強さに対する設計せん断強度

𝜏ℎ𝐵𝑑：溶接による熱影響部の引張強さに対する設計せん断強度［式(3.2.4b)］図-解 3.3.1 に示すように，摩擦撹拌接合部の撹拌部と熱影響部を合わせた部分を摩擦撹拌接合による熱影響範囲と呼ぶ．熱処理によって強度が高められた 6000 系アルミニウム合金の摩擦撹拌接合による熱影響部の強度は，母材および撹拌部の強度より低い．
摩擦撹拌接合による熱影響部の強度および熱影響範囲が文献 2)，7)，8)に示されている．摩擦撹拌接合
は溶接に比べて入熱量が少ないので，摩擦撹拌接合による熱影響部の強度低下および熱影響範囲は，溶接によるそれらより小さくなる．したがって，本指針では，摩擦撹拌接合部の強度と熱影響範囲を溶接部のそれらと同じとしている．

熱影響範囲
熱影響部

図-解 3.3.1

撹拌部

熱影響部

摩擦撹拌接合による熱影響範囲- 16 -

3.4

接合部を有する部材の設計引張強度と設計せん断強度(1) 図-3.4.1 に示すように，引張力またはせん断力を受ける部材に対して，断面の一部に溶接または摩擦撹拌接合による接合部が存在する場合の設計強度は次のように与えられる．
1) 接合線方向に引張力を受ける場合［図-3.4.1(a)参照］，
0.2％耐力に対して，

𝜎𝑝𝑡0.2𝑑 = 𝜎𝑡0.2𝑑 −𝐴𝑤(𝜎− 𝜎𝑤0.2𝑑 )𝐴 𝑡0.2𝑑·············· (3.4.1a)

引張強さに対して，

𝜎𝑝𝑡𝐵𝑑 = 𝜎𝑡𝐵𝑑 −𝐴𝑤(𝜎 − 𝜎𝑤𝐵𝑑 )𝐴 𝑡𝐵𝑑·············· (3.4.1b)2) 接合線に対して直角方向に引張力を受ける場合［図-3.4.1(b)参照］，
0.2％耐力に対して，𝜎𝑤0.2𝑑
引張強さに対して，𝜎𝑤𝐵𝑑3) せん断力を受ける場合［図-3.4.1(c)参照］，
0.2％耐力に対して，𝜏𝑤0.2𝑑
引張強さに対して，𝜏𝑤𝐵𝑑
ここに，𝜎𝑝𝑡0.2𝑑：溶接または摩擦撹拌接合による接合部を有する部材の 0.2％耐力に対する設計引張強度

𝜎𝑡0.2𝑑：母材の 0.2％耐力に対する設計引張強度𝜎𝑤0.2𝑑：溶接または摩擦撹拌接合による熱影響範囲の 0.2％耐力に対する設計

𝜎𝑝𝑡𝐵𝑑

引張強度
：溶接または摩擦撹拌接合による接合部を有する部材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑡𝐵𝑑：母材の引張強さに対する設計引張強度

𝜎𝑤𝐵𝑑：溶接または摩擦撹拌接合による熱影響範囲の引張強さに対する設計
引張強度

𝜏𝑤0.2𝑑：溶接または摩擦撹拌接合による熱影響範囲の 0.2％耐力に対する設計

𝜏𝑤𝐵𝑑

せん断強度
：溶接または摩擦撹拌接合による熱影響範囲の引張強さに対する設計
せん断強度

A

：部材の総断面積Aw：熱影響範囲の断面積
Q

P

P

P

P

Q

Q
接合部

接合部

接合部
Q

(a) 接合線方向に引張力を受ける場合図-3.4.1(b) 接合線に対して直角方向に引張力を受ける場合
接合部を有する部材に作用する力- 17 -(c) せん断力を受ける場合

(2) 接合部が強度低下を起こす場合，5.2 または 6.2 の規定に従って接合部の板厚が部分的に増厚された接合部の設計引張強度と設計せん断強度は，それぞれ，母材の設計引張強度と設計せん断強度と同じにとることができる．ただし，この場合，部分的に増厚された接合部の板厚は母材の板厚と同じとみなす．
(1) 図 -3.4.1(a) に 示 す ， 接 合 線 方 向 に 引 張 力 を 受 け る 場 合 に 対 す る 安 全 性 の 照 査 式(3.4.1a)は 次 式 を 変 形 す る こ と に よ っ て 与 え ら れ る ．
𝜎𝑝𝑡0.2𝑑 =𝜎𝑡0.2𝑑 (𝐴 − 𝐴𝑤 ) + 𝜎𝑤0.2𝑑 𝐴𝑤
𝐴

ここに， 𝜎𝑝𝑡0.2𝑑················································(解 3.4.1)：接合部を有する部材の 0.2%耐力に対する設計引張強度𝜎𝑡0.2𝑑：母材の 0.2%耐力に対する設計引張強度𝜎𝑤0.2𝑑：接合部の熱影響範囲の 0.2％耐力に対する設計引張強度

A：板の総断面積Aw：接合部の断面積- 18 -

3.5

両縁支持板の設計圧縮強度

一様圧縮応力を受ける両縁支持板の設計圧縮強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，

𝜎𝑐𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜎𝑢····································(3.5.1a)

引張強さに対して，

𝜎𝑡𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 𝜎𝐵····································(3.5.1b)

ここに，

𝜎𝑐𝑢𝑑 ：一様圧縮応力を受ける両縁支持板の耐荷力に対する設計圧縮強度
𝜎𝑡𝐵𝑑 ：アルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑢：一様圧縮応力を受ける両縁支持板の耐荷力

𝜎𝐵：アルミニウム合金材の引張強さ

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，一様圧縮応力を受ける両縁支持板の耐荷力とアルミニウム合金材の引張強さに対する抵抗係数
アルミニウム合金材の引張強さ𝜎𝐵 を表-3.5.1 に示す．
一様圧縮応力を受ける両縁支持板の耐荷力𝜎𝑢 は次式で与えられる．
𝜎𝑢 = 𝜂𝜎0.2··················································································· (3.5.2a)


1



R − R1 =  1 − 0.4
R2 − R1
p
 0.6  R2 
 R 





𝑅=𝑐

𝑏
𝑡

( R  R1 )( R1  R  R2 ) ····················································· (3.5.2b)( R2  R  2 )······················································································ (3.5.2c)

ここに， 𝜎0.2：表-3.5.1 に示すアルミニウム合金材の 0.2%耐力

R1, R2, p：表-3.5.2 に示す値を持つ定数c：表-3.5.1 に示す値を持つ定数b：板幅（図-3.5.1 参照）t：板厚（図-3.5.1 参照）

表-3.5.2 の部分増厚された接合板においては，5.2 または 6.2 の規定に従って接合部の板厚を部分的に増厚しなければならない．ただし，部分的に増厚された接合部の板厚は母材の板厚と同じとみなす．

- 19 -

表-3.5.1

アルミニウム合金材の引張強さ  B と 0.2％耐力 0.2 および c の値
板厚 t
(mm)

引張強さ  B

A5083-H112c(N/mm )

0.2％耐力 0.2
(N/mm2 )4≦t≦40275

125

2.22×10 -2

A5083-O3≦t≦40275

125

2.22×10 -2

A6061-T6

3≦t≦6.5

295

245

3.11×10 -2

A6061-T651

6.5≦t≦40

295

245

3.11×10 -2

A5083-H1123≦t≦40275

120

2.18×10 -2

A5083-O3≦t≦38275

120

2.18×10 -2

A6061-T63≦t≦40265

245

3.11×10 -2

3≦t≦6

245

205

2.85×10 -2

6＜t≦12225

175

2.63×10 -2

3≦t≦6

265

235

3.05×10 -2

アルミニウム合金

板材

押出
形材

2

A6005C-T5
A6005C-T6

表-3.5.2

R 1, R 2 , p の値

アルミニウム合金

非接合板

部分増厚された
接合板

接合板

5000 系

B-

C

6000 系

A

A

-

識別記号

R1

R2

p

A

0.52

1.26

0.67

B

0.44

1.05

0.64

C

0.42

0.98

0.67

箱型断面部材のフランジとウェブおよび I 型断面部材のウェブの板幅の取り方 を図-3.5.1に示す．

図-3.5.1

箱型断面部材のフランジとウェブおよび I 型断面部材のウェブ式(3.5.1a)が与える両縁支持板の耐荷力に対する設計圧縮強度𝜎𝑐𝑢𝑑 が，式(3.1.1b)が与えるアルミニウ
ム 合 金 材 の 引 張 強 さ に 対 す る 設 計 引 張 強 度 𝜎𝑡𝐵𝑑 を 超 え る こ と は な い の で ， 両 縁 支 持 板 に 対 し て も ， 式(3.1.1b)と同じ式が式(3.5.1b)として設けてある．
式(3.5.2c)の c は次式で与えられる．
𝑐=

1 12(1 − 𝜇2 ) 𝜎0.2
√
𝜋
4
𝐸

ここに，

········································································ (解 3.5.1)

𝜎0.2 ：アルミニウム合金材の 0.2％耐力
E：ヤング係数μ：ポアソン比- 20 -

一様圧縮応力を受ける両縁支持板の耐荷力𝜎𝑢 を与える係数 η は次式に基づいている 9) ．


1




R − R1 = u =  1 − 0.4
 0.2 R2 − R1
p 0.6  R2 
 

 R

R=

(

( R  R1 )( R1  R  R2 ) ························································ (解 3.5.2a)( R2  R  2 ))2
1 12 1 −   0.2 b··············································································· (解 3.5.2b)

4
E t

ここに，

R

：幅厚比パラメータ

R 1, R 2, p

：表-3.5.2 に示す値を持つ定数

b

：板幅

t

：板厚

式(解 3.5.2)が与える圧縮耐 荷力には，b/150 の最大初期面 外たわみが 考慮されて いる． 表-3.5.2 の5000 系アルミニウム合金の接合板に対しては，両縁に溶接が施された場合の溶接残留応力が考慮されている．
本 規 定 と Eurocode 9 4) の 耐 荷 力 曲 線 の 比 較 を 図- 解 3.5.1 に 示 す ．Eurocode 9 の 耐 荷 力 曲 線 を 式 (解3.5.3)に示す．本規定の耐荷力曲線が Eurocode 9 のそれより低い．これは，考慮された最大初期面外たわ
みの大きさが，本規定と Eurocode 9 との間で異なることによるものであることが文献 9)で指摘されている．

u
 0.2

u

1.0

 0.2

オイラー曲線1.0
オイラー曲線

0.8

0.8

0.6

0.6

0.4
0.2
0
0

(a)

0.4
本規定
Eurocode 9

0.5

本規定
Eurocode 9

0.2

1.0

1.5

2.0

0
0

R

5000 系アルミニウム合金（非接合板）
u
 0.2

(b)

0.5

1.0

オイラー曲線
0.8
0.6
0.4
本規定
Eurocode 9

0
0

(c)

0.5

1.0

1.5

2.0

R

6000 系アルミニウム合金（非接合板）

図-解 3.5.1

本規定と Eurocode 9 の耐荷力曲線の比較- 21 -

2.0

R

5000 系アルミニウム合金（接合板）

1.0

0.2

1.5

［ Eurocode 9］ u 
=
 0.2  Q1

 R

ここに，

( R  R1 )

1
−

Q2
R2

R 1, Q 1 , Q 2( R1  R )·········································································· (解 3.5.3)：表-解 3.5.1 に示す値を持つ定数表-解 3.5.1

R 1, Q 1 , Q 2 の値

アルミニウム合金

非接合板

接合板

5000 系

B

C

6000 系

A

B

識別記号

R1

Q1

Q2

A

0.691

1.006

0.217

B

0.566

0.911

0.196

C

0.471

0.786

0.148

- 22 -

3.6

自由突出板の設計圧縮強度

一様圧縮応力を受ける自由突出板の設計圧縮強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，

𝜎𝑐𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜎𝑢·································· (3.6.1a)

引張強さに対して，

𝜎𝑡𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 𝜎𝐵·································· (3.6.1b)

ここに，

𝜎𝑐𝑢𝑑 ：一様圧縮応力を受ける自由突出板の耐荷力に対する設計圧縮強度
𝜎𝑡𝐵𝑑 ：アルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑢：一様圧縮応力を受ける自由突出板の耐荷力

𝜎𝐵：アルミニウム合金材の引張強さ

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，一様圧縮応力を受ける自由突出板の耐荷力とアルミニウム合金材の引張強さに対する抵抗係数
アルミニウム合金材の引張強さ𝜎𝐵 を表-3.6.1 に示す．
一様圧縮応力を受ける自由突出板の耐荷力𝜎𝑢 は次式で与えられる．
··················································································· (3.6.2a)𝜎𝑢 = 𝜂𝜎0.2



1


2

 R − R1 
 =  1 − 0.35  R2 − R1 p
 R2 

0.65
 R 





𝑅=𝑐
ここに，

𝑏
𝑡

( R  R1 )( R1  R  R2 ) ··············································· (3.6.2b)( R2  R  2 )······················································································ (3.6.2c)
𝜎0.2：表-3.6.1 に示すアルミニウム合金材の 0.2%耐力

R1 , R2, p ：表-3.6.2 に示す値を持つ定数c：表-3.6.1 に示す値を持つ定数b：板幅（図-3.6.1 参照）t：板厚（図-3.6.1 参照）
表-3.6.2 の部分増厚された接合板においては，5.2 または 6.2 の規定に従って接合部の板厚を部分的に増厚しなければならない．ただし，部分的に増厚された接合部の板厚は母材の板厚と同じとみなす．

- 23 -

表-3.6.1

アルミニウム合金材の引張強さ  B と 0.2％耐力 0.2 および c の値
板厚 t

引張強さ  B

0.2％耐力 0.2(mm)

(N/mm2 )(N/mm2 )A5083-H1124≦t≦40275

125

6.82×10 -2

A5083-O3≦t≦40275

125

6.82×10 -2

A6061-T6

3≦t≦6.5

295

245

9.55×10 -2

A6061-T651

6.5≦t≦40

295

245

9.55×10 -2

A5083-H1123≦t≦40275

120

6.68×10 -2

A5083-O3≦t≦38275

120

6.68×10 -2

A6061-T63≦t≦40265

245

9.55×10 -2

3≦t≦6

245

205

8.73×10 -2

6＜t≦12225

175

8.07×10 -2

3≦t≦6

265

235

9.35×10 -2

アルミニウム合金

板材

押出
形材

c

A6005C-T5
A6005C-T6

表-3.6.2

R 1, R 2 , p の値

アルミニウム合金

非接合板

部分増厚された
接合板

接合板

5000 系

B-

B

6000 系

A

A

-

識別記号

R1

R2

p

A

0.60

1.24

0.16

B

0.40

1.02

0.20

I 型断面部材のフランジの板幅の取り方を図-3.6.1 に示す．

図-3.6.1

I 型断面部材のフランジ式(3.6.1a)が与える自由突出板の耐荷力に対する設計圧縮強度𝜎𝑐𝑢𝑑 が，式(3.1.1b)が与えるアルミニウ
ム 合 金 材 の 引 張 強 さ に 対 す る 設 計 引 張 強 度 𝜎𝑡𝐵𝑑 を 超 え る こ と は な い の で ， 自 由 突 出 板 に 対 し て も ， 式(3.1.1b)と同じ式が式(3.6.1b)として設けてある．
式(3.6.2c)の c は次式で与えられる．
𝑐=
ここに，

1 12(1 − 𝜇2 ) 𝜎0.2
√
𝜋
0.425
𝐸

·································································· (解 3.6.1)

𝜎0.2 ：アルミニウム合金材の 0.2％耐力
E：ヤング係数μ：ポアソン比一様圧縮応力を受ける自由突出板の耐荷力𝜎𝑢 を与える係数 η は次式に基づいている 10) ．

- 24 -



1


2
 R − R1  u 
==  1 − 0.35  0.2 
 R2 − R1 p
 R2 

0.65
 

 R

R=

ここに，

(

( R  R1 )( R1  R  R2 ) ···················································· (解 3.6.2a)( R2  R  2 ))

12 1 −  2 
0.2 b ············································································ (解 3.6.2b)
0.425
E t

1



R

：幅厚比パラメータ

R 1 , R 2, p ：表-3.6.2 に示す値を持つ定数
b

：板幅

t

：板厚

式(解 3.6.2)が与える圧縮耐荷力に は，b/100 の最大初期面 外たわみ が考慮さ れている ． 表-3.6.2 の5000 系アルミニウム合金の接合板に対しては，支持縁に溶接が施された場合の溶接残留応力が考慮されている．
本 規 定 と Eurocode 9 4) の 耐 荷 力 曲 線 の 比 較 を 図- 解 3.6.1 に 示 す ． Eurocode 9 の 耐 荷 力 曲 線 は 式 (解3.5.3)と同じ形式で与えられ，R 1 , Q 1 , Q 2 の値を表-解 3.6.1 に示す．本規定の耐荷力曲線は Eurocode 9 の
それよりかなり高い位置にある．
表-解 3.6.1

R 1, Q 1 , Q 2 の値

アルミニウム合金

非接合板

接合板

5000 系

B

C

6000 系

A

B

識別記号

R1

Q1

Q2

A

0.579

0.964

0.223

B

0.482

0.868

0.186

C

0.386

0.771

0.149

- 25 -

u
 0.2

u

1.0

 0.2

オイラー曲線1.0
オイラー曲線

0.8

0.8

0.6

0.6

0.4
0.2
0
0

(a)

0.4
本規定
Eurocode 9

0.5

本規定
Eurocode 9

0.2

1.0

1.5

2.0

0
0

R

5000 系アルミニウム合金（非接合板）
u
 0.2

(b)

0.5

1.0

オイラー曲線
0.8
0.6
0.4
本規定
Eurocode 9

0
0

(c)

0.5

1.0

1.5

2.0

R

6000 系アルミニウム合金（非接合板）

図-解 3.6.1

本規定と Eurocode 9 の耐荷力曲線の比較- 26 -

2.0

R

5000 系アルミニウム合金（接合板）

1.0

0.2

1.5

3.7

縦補剛された A6061-T6 両縁支持板の設計圧縮強度
図-3.7.1 に示す，1 本の縦補剛材を有する，アルミニウム合金 A6061-T6 の押出形材の両縁支持板が一様圧縮応力を受けている場合，その設計圧縮強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，···········································(3.7.1a)𝜎𝑐𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜎𝑢
引張強さに対して，
ここに，𝜎𝑡𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 × 265

N/mm2·························(3.7.1b)

𝜎𝑐𝑢𝑑 ：上記両縁支持板の耐荷力に対する設計圧縮強度
𝜎𝑡𝐵𝑑 ：押出形材の A6061-T6 材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑢：上記両縁支持板の耐荷力

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，上記両縁支持板の耐荷力と押出形材の A6061-T6 材の引張強さに対する抵抗係数
上記両縁支持板の耐荷力𝜎𝑢 は次式で与えられる．
𝜎𝑢 = 245𝜂

N/mm2························································· (3.7.2a)


1


=
 0.854 + 0.942 R − 1.771R 2 + 0.877 R 3 − 0.141R 4



R=
ここに，

b


19   26 t
 ················· (3.7.2b)b 26   129 tb····················································································· (3.7.2c)64.3tb：板幅（図-3.7.1 参照）t：板厚（図-3.7.1 参照）

耐荷力に対する式(3.7.1a)の設計圧縮強度を与える両縁支持板の断面形状は次式で与えら
れる．
tr
b
b


= 2.77  10−3 + 1.18 19   129  ··················································· (3.7.3a)
t
t
t


br
= 6.28 ····················································································· (3.7.3b)
tr

ここに，

br

：縦補剛材の板幅（図-3.7.1 参照）tr：縦補剛材の板厚（図-3.7.1 参照）
式(3.7.3)が与える断面形状は，一様圧縮応力を受ける，1 本の縦補剛材を有するアルミニウ
ム合金 A6061-T6 の長方形板の座屈強度を最大にするような形状である．
上記両縁支持板に作用する圧縮応力を算出する際には，縦補剛材の断面積を板の断面積に加える．

図-3.7.1

1 本の縦補剛材を有する両縁支持板- 27 -

式(3.7.1a)が与える縦補剛された両縁支持板 の耐荷力に対する設計圧縮強度𝜎𝑐𝑢𝑑 が，式(3.1.1b)が与えるアルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑡𝐵𝑑 を超えることはないので，縦補剛された両縁支持板に対しても，式(3.1.1b)と同じ式が式(3.7.1b)として設けてある．A6061-T6 材の引張強さ σ B は 265
N/mm2 である．
式(3.7.2)は文献 11)に与えられている．式(3.7.2)が与える耐荷力𝜎𝑢 ⁄𝜎0.2 と縦補剛された両縁支持板 の
幅厚比𝑏⁄𝑡の関係を図-解 3.7.1 に示す．𝜎0.2は 0.2%耐力であり，アルミニウム合金 A6061-T6 に対して 245
N/mm2 である．同図には，次式で与えられる無補剛の両縁支持板の関係も示してある．



1



 u b=  1.28 − 1.68  10−2
 0.2 
t


7.16


0.67
b




t


b

  17 
t


b


17   40  ························································ (解 3.7.1)
t


b


 40   64 t
式(解 3.7.1)は，アルミニウム合金 A6061-T6 の押出形材に対して，式(3.5.2)によって与えられる．
式(解 3.7.1)が与える耐荷力は，縦補剛材と長方形板とが一体となって座屈するときの耐荷力であり，縦補剛材で区切られた板要素が局部座屈するときの耐荷力ではない．
式(3.7.3b)は，圧縮応力を受ける縦補剛材が局部座屈を起こさないようにするための条件であり，縦補剛材の幅厚比を，次式で与えられる，自由突出板が 0.2%耐力を維持する限界の幅厚比に設定している．
𝑏𝑟 𝑅1
=
𝑡𝑟
𝑐

····························································· (解 3.7.2)式(解 3.7.2)は，式(3.6.2b)の最上段の式に基づき，アルミニウム合金 A6061-T6 の押出形材に対して，
𝑅1 = 0.60と𝑐 = 9.55 × 10−2（表-3.6.1 と 3.6.2 参照）である．
図-解 3.7.1 から分かるように，縦補剛された両縁支持板の耐荷力は，無補剛の両縁支持板の耐荷力よりかなり高い．
u
 0.2

1.0
0.8
0.6
0.4
縦補剛
無補剛

0.2
0
0

図-解 3.7.1

20

40

60

80

100

120

140
b/t

縦補剛された両縁支持板の耐荷力

縦補剛された両縁支持板の幅厚比𝑏⁄𝑡には縦補剛材の断面積が考慮されていない．そこで，次式で定義される，縦補剛材の断面積を含めた長方形板の全断面積と同じ大きさの断面積を有する無補剛の 両縁支持板の板厚，すなわち等価板厚を導入する．

- 28 -

te =
ここに，

A
···································································································· (解 3.7.3)
b
te

：等価板厚

A

：縦補剛材の断面積を含めた両縁支持板の全断面積

この等価板厚を用いて，幅等価厚比𝑏⁄𝑡𝑒 が次式で定義される．
b b2=···································································································· (解 3.7.4)
te A

式(解 3.7.4)が示すように，幅等価厚比𝑏⁄𝑡𝑒 の値に対して，縦補剛材の断面積を含めた 両縁支持板の全断
面積は無補剛の両縁支持板の断面積と同じである．
式(3.7.3)で与えられる断面形状を有する 両縁支持板の幅等価厚比 𝑏⁄𝑡𝑒 と幅厚比𝑏⁄𝑡 の関係は次のように与えられる 11)．

b
b
b


= 0.940 − 5.78 19   129  ····································································· (解 3.7.5)
te
t
t


𝜎𝑢 ⁄𝜎0.2と𝑏⁄𝑡𝑒 の関係を図-解 3.7.2 に示す．同一の断面積に対して，縦補剛された両縁支持板の耐荷力は大きく上昇する．1 本の縦補剛材を有する両縁支持板の耐荷力から 2 本の縦補剛材を有する両縁支持板の耐荷力の上昇は小さいので 11) ，2 本以上の縦補剛材を有する両縁支持板に対しては規定されていない．
u
 0.2

1.0
0.8
0.6
0.4
縦補剛
無補剛

0.2
0
0

図-解 3.7.2

20

40

60

80

100

120

140
b/te

縦補剛された両縁支持板の𝜎𝑢 ⁄𝜎0.2と𝑏⁄𝑡𝑒 の関係

参考文献

1)

Mazzolani, F.M.: Aluminium Alloy Structures, Second edition，E & FN SPON，1995．

2)

大倉一郎，長尾隆史，石川敏之，萩澤亘保，大隅心平：構造用アルミニウム合金の応力－ひずみ関係
および接合によって発生する残留応力の定式化，土木学会論文集 A，Vol.64，No.4，pp.789-805，2008．

3)

Aluminum Association: Aluminum Design Manual, PART I, Specification for Aluminum Structures, 2010．

4)

Eurocode 9: Design of aluminium structures – Part1-1：General structural rules，2007．

5)

ISO/TR 11069: Aluminium structures – Material and design – Ultimate limit states under static loading，1995．

6)

JIS Z 3232：アルミニウム及びアルミニウム合金の溶加棒及び溶接ワイヤ，2009．

7)

大倉一郎，萩澤亘保，鳴尾亮，戸田均：摩擦撹拌接合で製作されたアルミニウム床版の疲労特性，土木学会論文集，No.703，I-59，pp.255-266，2002．

8)

萩澤亘保，大倉一郎，花崎昌幸，大西弘志，佐藤正典：アルミニウム合金の母材と摩擦 撹拌接合部の疲労強度に腐食が与える影響，土木学会論文集 A，Vol.62，No.3，pp.478-488，2006．

9)大倉 一郎 ，小 笠原 康二 ：接 合位 置を 考 慮し た アル ミニ ウム 合金 板の 圧縮 耐荷 力， 構 造工 学 論文 集，Vol.56A，pp.111-121，2010．

- 29 -

10) 西森 文 子， 大 倉一 郎 ：圧 縮を 受 ける ア ルミ ニ ウム 合 金自 由 突出 板 の耐 荷力 ， ALST 研究 レ ポー ト ，
No.34，2014．
11) 西井智紀，大倉一郎：圧縮を受ける縦補剛されたアルミニウム合金板の最適断面形状と耐荷力，ALST
研究レポート，No.48，2017．

- 30 -

４章
4.1

部材の設計

圧縮部材の設計軸方向圧縮強度
2 軸対称断面の I 型断面または箱型断面の圧縮部材の設計軸方向圧縮強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，

𝜎𝑐𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜎𝑢································· (4.1.1a)

引張強さに対して，

𝜎𝑡𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 𝜎𝐵································· (4.1.1b)

ここに，

𝜎𝑐𝑢𝑑 ：上記圧縮部材の耐荷力に対する設計軸方向圧縮強度
𝜎𝑡𝐵𝑑 ：アルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑢：上記圧縮部材の耐荷力

𝜎𝐵：アルミニウム合金材の引張強さ

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，上記圧縮部材の耐荷力とアルミニウム合金材の引張強さに対する抵抗係数
アルミニウム合金材の引張強さ𝜎𝐵 を表-4.1.1 に示す．
上記圧縮部材の耐荷力𝜎𝑢 は次式で与えられる．
𝜎𝑢 = 𝑄𝜂𝜎0.2················································································· (4.1.2a)


1

=
2
3
4
 a0 + a1 + a2  + a3  + a4 
𝜆 = 𝑐√𝑄
ここに，

𝜎0.2

𝑙
𝑟

(   1 )( 1    2 )·····································(4.1.2b)················································································· (4.1.2c)：表-4.1.1 に示すアルミニウム合金材の 0.2%耐力

a0 , a1, a2, a3, a4, λ1 ：表-4.1.2 に示す値を持つ定数c：表-4.1.1 に示す値を持つ定数

Q：式(4.1.4)で与えられる係数l：上記圧縮部材の有効座屈長r：上記圧縮部材の断面二次半径

表-4.1.2 の部分増厚接合部を持つ部材においては，5.2 または 6.2 の規定に従って接合部の板厚を部分的に増厚しなければならない．ただし，部分的に増厚された接合部の板厚は母材の板厚と同じとみなす．
上記圧縮部材の有効座屈長 l は次式で与えられる．

l = KL ·························································································(4.1.3)
ここに，

K：有効座屈長係数L：上記圧縮部材の支持点間の長さまたは片持ち部材に対してはその長さ

有効座屈長係数 K の値は，部材端の拘束状態に基づいて与えられる．

- 31 -

表-4.1.1

アルミニウム合金材の引張強さ  B と 0.2％耐力 0.2 および c の値
板厚
t (mm)

引張強さ  B(N/mm2 )0.2％耐力 0.2
(N/mm2 )c

A5083-H1124≦t≦40275

125

1.35×10 -2

A5083-O3≦t≦40275

125

1.35×10 -2

A6061-T6

3≦t≦6.5295

245

1.88×10 -2

A6061-T651

6.5≦t≦40

295

245

1.88×10 -2

A5083-H1123≦t≦40275

120

1.32×10 -2

A5083-O3≦t≦38275

120

1.32×10 -2

A6061-T63≦t≦40265

245

1.88×10 -2

3≦t≦6

245

205

1.72×10 -2

6＜t≦12225

175

1.59×10 -2

3≦t≦6

265

235

1.84×10 -2

表-4.1.2

a 0 , a 1 , a 2, a 3 , a 4, λ 1 の値

アルミニウム合金

板材

押出
形材

A6005C-T5
A6005C-T6

アルミニウム合金

接合部を持たない部材

部分増厚接合部を持つ部材

接合部を持つ部材

5000 系

B-

C

6000 系

A

A

-

識別記号

a0

a1

a2

a3

a4

1

A

1.01

-0.03

-0.30

-0.04

0.05

0.13

B

1.00

0.10

-1.13

0.72

-0.14

0.09

C

1.00

0.10

-1.33

0.88

-0.17

0.09

係数 Q は次式で与えられる．
Q=

i Ai···················································································(4.1.4)
 Ai

ここに，

ηi

：圧縮部材を構成する板要素 i の圧縮耐荷力を与える係数

Ai：圧縮部材を構成する板要素 i の断面積

両 縁 支 持 板 ， 自 由 突 出 板 ， 縦 補 剛 さ れ た A6061-T6 両 縁 支 持 板 に 対 し て ， そ れ ぞ れ 式(3.5.2b)，式(3.6.2b)，式(3.7.2b)を係数 ηi に使用する．

式(4.1.1a)が与える 2 軸対称断面の I 型断面または箱型断面の圧縮部材の耐荷力に対する設計軸方向圧
縮強度𝜎𝑐𝑢𝑑 が，式(3.1.1b)が与えるアルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑡𝐵𝑑 を超えることはないので，同圧縮部材に対しても，式(3.1.1b)と同じ式が式(4.1.1b)として設けてある．
式(4.1.2c)の c は次式で与えられる．
𝑐=
ここに，

1 𝜎0.2√𝜋 𝐸····································································· (解 4.1.1)

𝜎0.2 ：アルミニウム合金材の 0.2％耐力
E：ヤング係数2 軸対称断面の I 型断面または箱型断面の圧縮部材の耐荷力𝜎𝑢 を与える係数 η は次式に基づいている．

=


1
u
=
Q  0.2  a0 + a1 + a2 2 + a3 3 + a4 4(   1 )( 1    2 )- 32 -······································ (解 4.1.2a)=

1 Q 0.2 l······················································································ (解 4.1.2b)

E r

ここに，

λ

：細長比パラメータ

Q：式(4.1.4)で与えられる係数

a 0, a 1, a 2 , a 3, a 4 , λ 1：表-4.1.2 に示す値を持つ定数l：部材の有効座屈長

r：部材の断面二次半径Q = 1 の場合，式(解 4.1.2)は，部材を構成する板要素の局部座屈の影響を考慮しない，2 軸対称断面の
I 型断面または箱型断面の圧縮部材の全体座屈に対する耐荷力を与える．最初に部材の全体座屈に対する耐荷力について述べ，続いて Q について述べる．
部材の全体座屈に対する耐荷力は，図-解 4.1.1 に示すように，板幅中央の位置（一点長鎖線で表示）で鉛直方向の変位が拘束された平板部材が，圧縮 を受けて水平方向に座屈する 場合に対して与えられたもの
である 1) ．耐荷力には，平板部材の水平方向に部材長の 1/1000 倍の最大初期たわみが考慮されている．この耐荷力は，圧縮を受ける 2 軸対称の I 型断面および箱型断面の押出形材に対しても，その耐荷力を与えることが明らかにされている 2) ．
本規定と Eurocode 9 3) の耐荷力曲線および AA 4)の座屈強度曲線の比較を図-解 4.1.2 に示す．文献 5)で与えられている 5000 系アルミニウム合金および 6000 系アルミニウム合金の試験値が，それぞれ 図-解4.1.2(a)と(b)に記載されている．試験値は，圧縮を受ける I 型断面部材が弱軸回りに座屈する場合に対する耐荷力である．一つの細長比パラメータ  の値に対して 9 体以上の試験結果の平均値および平均値±2×標準偏差の値が各図にプロットされている．他方，Eurocode 9 の耐荷力曲線および AA の座屈強度曲線を，それぞれ式(解 4.1.3)，式(解 4.1.4)に示す．Eurocode 9 では，圧縮を受けるアルミニウム合金部材の耐荷力の評価式として Perry-Robertson 式が採用されている．
図-解 4.1.2(a)と(b)の各図から分かるように，AA の座屈強度曲線は，本規定と Eurocode 9 の耐荷力曲線より高い位置にある．図-解 4.1.2(a)に示すように，5000 系アルミニウム合金に対して，細長比パラメータ  が 0.5 以下の範囲を除いて，本規定と Eurocode 9 の耐荷力曲線は近い．図-解 4.1.2(b)に示すように，
6000 系アルミニウム合金に対して，本規定の耐荷力曲線は，平均値－2×標準偏差の試験値の近傍を通過する．Eurocode 9 は，6000 系のみならず 2000 系と 7000 系のアルミニウム合金の試験結果も含めて，平均値－2×標準偏差の試験値の近傍を通過するように耐荷力曲線を設定している 6)．したがって，Eurocode 9の耐荷力曲線は本規定の耐荷力曲線より幾分低い位置にある．
表-4.1.2 の 5000 系アルミニウム合金の接合部を持つ部材の識別記号 C に対する a 0 ，a 1 ，a 2 ，a 3，a 4 ，  1の値は，4.2 の表-4.2.2 において，5000 系アルミニウム合金の接合桁に対する識別記号 C に対する値を採用している．

図-解 4.1.1

圧縮を受ける平板部材- 33 -

1.2

u
 0.2

1.0
オイラー曲線0.8
0.6
本規定
Eurocode 9
AA
試験値

0.4
0.2
0
0

(a)

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5



5000 系アルミニウム合金（接合部を持たない部材）
1.2

u
 0.2

1.0
オイラー曲線0.8
0.6
本規定
Eurocode 9
AA
試験値

0.4
0.2
0
0

(b)

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5



6000 系アルミニウム合金（接合部を持たない部材）

図-解 4.1.2

本規定，Eurocode 9，AA の耐荷力曲線の比較［Eurocode 9］



u 
=
 0.2 (   0 )1( 0   )1

  + 2 − 2()······································································ (解 4.1.3)

ここに，  = 0.5 1 +   −  0 +  2

λ0 , α：表-解 4.1.1 に示す値を持つ定数表-解 4.1.1

 0 と  の値

アルミニウム合金

0

非熱処理合金

0.00

0.32

熱処理合金

0.10

0.20

［AA］

l
 Bc − Dc     0.2r cr = 
 2E

2

l

 

r

l

  S2 rl  S2 r································································· (解 4.1.4)- 34 -

ここに，

 cr

：座屈強度

Bc ,Dc ,S2：表-解 4.1.2 に示す値を持つ定数

E：ヤング係数 （5000 系および 6000 系アルミ ニウム合金に 対して，そ れぞれ
7.17×10 4 N/mm 2，6.96×10 4 N/mm2 ）表-解 4.1.2

Bc , Dc , S2 の値

アルミニウム合金

Bc

非熱処理合金
 0.2  0.2 1 +

6900



熱処理合金

 0.2 1 +




Dc

 0.2 

15510 

S2

Bc
20

6 Bc
E

2 Bc
3Dc

Bc
10

Bc
E

B
0.41 cDc

𝜎0.2 の単位 : N/mm2

有効座屈長係数 K の参考値を表-解 4.1.3 に示す．この値は，両端単純支持と異なる境界条件に対するオイラーの座屈強度を，両端単純支持の境界条件に対する座屈強度と等しくすることによって与えられる．
この値が耐荷力に対して適用できるか否かが調べられ，表-解 4.1.3 の支持条件が 1 と 2 に対しては，同表の値を用いて耐荷力曲線を表すことができるが，支持条件 5 に対しては，A6061-T6 と A5083-O に対してそれぞれ 2.10，2.19 を用いることにより，耐荷力を安全側に評価できることが示されている 7) ．
表-解 4.1.3

有効座屈長係数 K の参考値

1

2

3

4

5

6

回転

固定

自由

固定

自由

自由

固定

水平変位

固定

固定

自由

固定

自由

自由

回転

固定

固定

固定

自由

固定

自由

水平変位

固定

固定

固定

固定

固定

固定

0.5

0.7

1

1

2

2

支持条件

上端

下端
有効座屈長係数 K

注：各図の破線は，座屈波形の概略形状を表す．

圧縮を受ける部材の全体と局部の連成耐荷力の評価式として，AA 基準 4) では次式が採用されている．
12   gu  3   lu  3  u    0.2    0.2 = 0.2 
 gu


 0.2


ここに，

𝜎𝑢

  gu  lu   0.2  0.2 ···························································· (解 4.1.5)

  gu  lu   0.2  0.2 

：部材の耐荷力𝜎𝑔𝑢 ：部材の全体座屈に対する耐荷力
𝜎𝑙𝑢：部材の局部座屈に対する耐荷力- 35 -

AA 基準では， 部材を構成する板要素の耐荷力の中で最も小さいものを 𝜎𝑙𝑢 に使用することが規定されている．
他方，Eurocode 9 3) では，部材の連成耐荷力の評価式として次式で与えられる Q ファクター法が採用され
ている．

u

Q  0.2
ここに，= f (  ) ···························································································· (解 4.1.6)
Q：無次元で表された短柱の圧縮耐荷力

f(λ)：部材の全体座屈に対する耐荷力を与える関数λ：式(解 4.1.2b)で定義される細長比パラメータ

圧縮を受ける部材の全体と局部の連成耐荷力の評価式として，AA 基準の評価式と Q ファクター法のどちらが適切な評価を与えているか，2 軸対称断面の I 型断面および箱型断面の圧縮部材ならびに縦補剛された A6061-T6 の圧縮部材に対して調べられ，Q ファクター法が AA 基準の評価式より優れていることが示されている 8) ．したがって，本規定では Q ファクター法が採用されている．さらに，文献 8)では，無次元で表示された短柱の圧縮耐荷力 Q が式(4.1.4)で，安全側に評価できることが示されている．
式(4.1.4)の適用の仕方を図-解 4.1.3 の I 型断面部材を例として次に示す．
Q=

2 f A f +  w Aw
2 A f + Aw

ここに， η f, ηw
A f, A w······················································································· (解 4.1.7)：それぞれ，式(3.6.2b)，式(3.5.2b)で与えられる係数：それぞれ，フランジとウェブの断面積

図-解 4.1.3

I 型断面部材- 36 -

4.2

ウェブが無補剛の桁の設計曲げ圧縮強度

ウェブが補剛されず，上下対称の I 型断面桁の設計曲げ圧縮強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，

𝜎𝑐𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜎𝑢···································· (4.2.1a)

引張強さに対して，

𝜎𝑡𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 𝜎𝐵···································· (4.2.1b)

ここに，

𝜎𝑐𝑢𝑑 ：上記桁の耐荷力に対する設計曲げ圧縮強度
𝜎𝑡𝐵𝑑 ：アルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑢：上記桁の曲げ耐荷力

𝜎𝐵：アルミニウム合金材の引張強さ

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，上記桁の耐荷力とアルミニウム合金材の引張強さに対する抵抗係数
アルミニウム合金材の引張強さ𝜎𝐵 を表-4.2.1 に示す．
上記桁の曲げ耐荷力𝜎𝑢 は次式で与えられる．
𝜎𝑢 = 𝜎𝑓𝑢 𝑔𝑤·································································· (4.2.2a)
𝜎𝑓𝑢 = min(𝜎𝑓𝑔𝑢 , 𝜎𝑓𝑙𝑢 )·································································· (4.2.2b)

𝜎𝑓𝑔𝑢 = 𝜂𝜎0.2·································································· (4.2.2c)

ここに，

𝜎𝑓𝑢

：局部座屈の影響を考慮した，圧縮フランジの横倒れ耐荷力

𝑔𝑤：局部座屈および横倒れ座屈が圧縮フランジに生じない場合に対する桁の終𝜎𝑓𝑔𝑢

局曲げモーメントを与える係数：圧縮フランジの局部座屈の影響を考慮しない，圧縮フランジの横倒れ耐荷
力

𝜎𝑓𝑙𝑢
η

：圧縮フランジの局部座屈に対する耐荷：𝜎𝑓𝑔𝑢 を与える係数𝜎0.2 ：表-4.2.1 に示すアルミニウム合金材の 0.2%耐力
𝜎𝑓𝑔𝑢 を与える係数 η は次式で与えられる．


1

=
2
3
4
 a0 + a1 + a2  + a3  + a4 
𝜆 = 𝑐𝐾𝑙
𝐵𝑓

K = k0 + k1

(   1 )( 1    2 )····································· (4.2.3a)··················································································· (4.2.3b)A1  w  4  ····························································· (4.2.3c)


Af



Aw
Af

ここに， a0, a1, a2, a3, a4 , λ1：表-4.2.2 に示す値を持つ定数c：表-4.2.1 に示す値を持つ定数l
Bf：圧縮フランジの固定点間距離：圧縮フランジの全幅（図-4.2.1 参照）

Af：圧縮フランジの断面積（図-4.2.1 参照）

Aw：ウェブの断面積（図-4.2.1 参照）

k0 , k1：表-4.2.3 に示す値を持つ定数
表-4.2.2 の部分増厚接合されたウェブを有する桁においては，5.2 または 6.2 の規定に従ってウェブの接合部の板厚を部分的に増厚しなければならない．ただし，部分的に増厚された接合部の板厚は母材の板厚と同じとみなす．すなわち，ウェブの断面積 Aw を求める際，部分的に増厚された接合部の板厚は母材の板厚と同じとする．

- 37 -

表-4.2.1

アルミニウム合金材の引張強さ  B と 0.2％耐力 0.2 および c の値
板厚
t (mm)

引張強さ  B(N/mm2 )0.2％耐力 0.2
(N/mm2 )c

A5083-H1124≦t≦40275

125

4.66×10 -2

A5083-O3≦t≦40275

125

4.66×10 -2

A6061-T6

3≦t≦6.5295

245

6.52×10 -2

A6061-T651

6.5≦t≦40

295

245

6.52×10 -2

A5083-H1123≦t≦40275

120

4.57×10 -2

A5083-O3≦t≦38275

120

4.57×10 -2

A6061-T63≦t≦40265

245

6.52×10 -2

3≦t≦6

245

205

5.97×10 -2

6＜t≦12225

175

5.51×10 -2

3≦t≦6

265

235

6.39×10 -2

表-4.2.2

a 0 , a 1 , a 2, a 3 , a 4, λ 1 の値

アルミニウム合金

板材

押出
形材

A6005C-T5
A6005C-T6

アルミニウム合金

非接合桁

部分増厚接合された
ウェブを有する桁

接合桁

5000 系

B-

C

6000 系

A

A

-

識別記号

a0

a1

a2

a3

a4

1

A

1.01

-0.03

-0.30

-0.04

0.05

0.13

B

1.00

0.10

-1.13

0.72

-0.14

0.09

C

1.00

0.10

-1.33

0.88

-0.17

0.09

表-4.2.3

k 0 と k1 の値

アルミニウム合金

k0

k1

5000 系

0.91

0.09

6000 系

0.87

0.13

圧縮フランジの局部座屈に対する耐荷力 𝜎𝑓𝑙𝑢 は，片側の圧縮フランジを自由突出板とみなすことにより，式(3.6.2)で与えられる．ただし，片側の圧縮フランジの幅厚比は表-4.2.4 に示す値
以下とする．

- 38 -

表-4.2.4

片側の圧縮フランジの最大幅厚比

アルミニウム合金

板材

押出
形材

板厚 t (mm)bf /tf

A5083-H1124≦t≦4017.5

A5083-O3≦t≦4017.5

A6061-T6

3≦t≦6.5

12.5

A6061-T651

6.5≦t≦40

12.5

A5083-H1123≦t≦4017.9

A5083-O3≦t≦38

17.9

A6061-T63≦t≦40

12.5

3≦t≦6

13.7

6＜t≦12

14.8

3≦t≦6

12.8

A6005C-T5
A6005C-T6

b f ：片側の圧縮フランジの板幅（図-4.2.1 参照）
tf ：圧縮フランジの板厚（図-4.2.1 参照）

局部座屈および横倒れ座屈が圧縮フランジに生じない場合に対する桁の終局曲げモーメントを与える係数𝑔𝑤 は次式で与えられる．


A

1+ w
4 Af


A

1+ w
6
Af



Aw
bw

− 1

A
tw

f
gw =  1 −
Aw  1 −  0

12
1
+


 6 A f 



p

 1 + 2 Aw   tw  2
15 A f  bw 

A

1+ w

6 Af


ここに，

β0 , β1 , β2 , β3 , p bw
 0 

 tw




bw
  2  ······································· (4.2.4)
 0 
t
w





bw
 3 
 2 
tw

：表-4.2.5 に示す値を持つ定数bw：ウェブの板幅（図-4.2.1 参照）

tw：ウェブの板厚（図-4.2.1 参照）- 39 -

表-4.2.5
板厚 t (mm)

β0

β1

β2

β3

p

A5083-H1124≦t≦40

30

90

114

220

0.67

A5083-O3≦t≦40

30

90

114

220

0.67

A6061-T6

3≦t≦6.5

27

74

93

157

0.69

A6061-T651

6.5≦t≦40

27

74

93

157

0.69

A5083-H1123≦t≦40

30

92

117

225

0.67

A5083-O3≦t≦38

30

92

117

225

0.67

A6061-T63≦t≦40

27

74

93

157

0.69

3≦t≦6

29

81

101

172

0.69

6＜t≦12

32

87

110

186

0.69

3≦t≦6

27

75

95

160

0.69

図-4.2.1

I 型断面桁

アルミニウム合金

板材

押出
形材

β 0, β1 , β 2, β3 , p の値

A6005C-T5
A6005C-T6

式(4.2.1a)が与える，ウェブが補剛されず，上 下対称の I 型断面桁の 耐荷力に対する設計曲げ圧縮強度𝜎𝑐𝑢𝑑 が，式(3.1.1b)が与えるアルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑡𝐵𝑑 を超えることはないので，同 I 型断面桁 に対しても，式(3.1.1b)と同じ式が式(4.2.1b)として設けてある．
ウェブが補剛されず，上 下対称の I 型断面桁の曲げ耐荷力は次式で与えられる 9),10),11) ．

M u  fu=g w ···························································································· (解 4.2.1a)
M Y  0.2
σfu = min(σfgu , σ flu) ······················································································· (解 4.2.1b)
ここに，

Mu

：桁の終局曲げモーメントMY：桁の降伏曲げモーメント ( = σ0.2W )σ0.2 ：アルミニウム合金材の 0.2％耐力
W：桁の弾性断面係数

σfu：圧縮フランジの局部座屈の影響を考慮した，圧縮フランジの横倒れ耐荷力

σfgu ：圧縮フランジの局部座屈の影響を考慮しない，圧縮フランジの横倒れ耐荷力
σflu：圧縮フランジの局部座屈に対する耐荷力

gw：局部座屈および横倒れ座屈が圧縮フランジに生じない場合に対する桁の終局曲げモーメントを与える係数式(4.2.3b)の c は次式で与えられる．
𝑐=2√3 𝜎0.2√𝜋𝐸························································································ (解 4.2.2)- 40 -

ここに，：ヤング係数E

𝜎𝑓𝑔𝑢 を与える係数 η は次式に基づいている 9),10) ．

=

=

1

=
 0.2  a0 + a1 + a2 2 + a3 3 + a4 4

 fgu

2 3



 0.2 lK

E Bf

( 1    2 )·········································· (解 4.2.3a)····················································································· (解 4.2.3b)

λ

ここに，

(   1 )：細長比パラメータ

a 0, a 1, a 2 , a 3, a 4 , λ 1：表-4.2.2 に示す値を持つ定数l：圧縮フランジの固定点間距離

Bf：圧縮フランジの全幅（図-4.2.1 参照）

K：式(4.2.3c)で与えられる係数

表-4.2.2 の 5000 系アルミニウム合金の接合桁に対しては，上下フランジとウェブがすみ肉溶接によって連結された場合の溶接残留応力が考慮されている 10) ．表-4.2.2 の a 0 , a 1 , a 2 , a 3, a 4, λ 1 の値は，表-4.1.2と同じである．式(解 4.2.3b)の係数 K は式(4.2.3c)で与えられ，圧縮フランジの横倒れ耐荷力に，圧縮を受けるウェブの影響を考慮するための係数である 9),10) ．
式(解 4.2.1b)は，3.6 の式(解 3.6.2b)で与えられる幅厚比パラメータ R が 1.1925 以下の場合に適用できる 11) ．R=1.1925 に対して式(解 3.6.2b)を解いて得られる幅厚比 b f/t f の値が表-4.2.4 に与えられている．
局部座屈および横倒れ座屈が 圧縮フランジに生じない場合に対する桁の終局曲げモーメントを与える係
数 g w は次式に基づいている 9),10) ．
Aw  wu
6 A f  0.2······················································································· (解 4.2.4)
A
1+ w
6 Af

1+
gw =

ここに，

σwu

：弾性断面係数を基準とした，面内曲げを受ける長方形板の耐荷力

Af：圧縮フランジの断面積（図-4.2.1 参照）

Aw：ウェブの断面積（図-4.2.1 参照）

面内曲げを受ける長方形板の耐荷力 σ wu は次式で与えられる 9),10),12) ．


1.5



 wu 
R − R0=  1.5 − 0.5
 0.2 R1 − R0pR 
0.8  2 

 R


R=
ここに，

(

( R  R0 )( R0  R  R2 ) ···························································· (解 4.2.5a)( R2  R  2 ))2
1 12 1 −   0.2 bw·············································································· (解 4.2.5b)

23.9
E tw

R

R 0, R 1, R 2 , p：幅厚比パラメータ：表-解 4.2.1 に示す値を持つ定数bw：長方形板の板幅

tw：長方形板の板厚- 41 -

表-解 4.2.1

R 0, R 1 , R 2 , p の値

アルミニウム合金

R0

R1

R2

p

5000 系

0.27

0.82

1.04

0.67

6000 系

0.34

0.94

1.18

0.69

式(解 4.2.5)を式(解 4.2.4)に代入することにより，式(4.2.4)が与えられる．β0 , β1 , β 2, β 3 は，それぞれ次式で与えられる．
0 = 

23.9
ER0 ················································································· (解 4.2.6)
12 1 −  2  0.2

1 = 

23.9
E
R1 ················································································· (解 4.2.7)
12 1 −  2  0.2

(

)

(

)

 2 = 1.4 1 − 0.40 ······················································································· (解 4.2.8)

 3 = 2

23.9

(

)

E

12 1 −  2  0.2··················································································· (解 4.2.9)- 42 -

4.3

桁の設計せん断強度(1) 中間垂直補剛材を持たない，両端単純支持された上下対称の I 型断面桁の設計せん断強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，引張強さに対して，
ここに，·································· (4.3.1a)𝜏𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜏𝑢𝜎𝐵𝜏𝐵𝑑 = 𝜙𝐵
√3·································· (4.3.1b)

𝜏𝑢𝑑 ：上記桁の耐荷力に対する設計せん断強度
𝜏𝐵𝑑 ：アルミニウム合金材の引張強さに対する設計せん断強度
𝜏𝑢：上記桁のせん断耐荷力𝜎𝐵：アルミニウム合金材の引張強さ

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，上記桁のせん断 耐荷力とアルミニウム合金材の引張強さに対する抵抗係数
アルミニウム合金材の引張強さ𝜎𝐵 を表-4.3.1 に示す．
上記桁のせん断耐荷力𝜏𝑢 は次式で与えられる．
𝜎0.2
𝜏𝑢 = 𝜂
················································································· (4.3.2a)
√3

1



 a a
 =  1 − 22
 R R
p

 0.8  R2 
 R

 


𝑅=

( R1  R  R2 ) ····························································· (4.3.2b)( R2  R  3)𝑐𝐹
4
5.34 +
𝑎𝐿 2
√
( )
𝑏𝑤

F = 8.5 10−3
ここに，( R  R1 )

𝑏𝑤
𝑡𝑤

(1 ≤

Aw aL
+ 0.75  1
Af bw

𝜎0.2

𝑎𝐿
)
𝑏𝑤

·········································· (4.3.2c)A1  w  4  ············································· (4.3.2d)


Af



：表-4.3.1 に示すアルミニウム合金材の 0.2%耐力

R1, R2, a1, a2 , p：表-4.3.2 に示す値を持つ定数c：表-4.3.1 に示す値を持つ定数bw：ウェブの板幅（図-4.3.1 参照）

tw：ウェブの板厚（図-4.3.1 参照）

F：フランジが桁のせん断耐荷力に及ぼす影響を考慮するための係数

Af：フランジ 1 枚の断面積（図-4.3.1 参照）

Aw：ウェブの断面積（図-4.3.1 参照）

aL：端補剛材間の距離（図-4.3.2 参照）

端補剛材の設計は 4.7.1 の規定に従う．

- 43 -

表-4.3.1

アルミニウム合金材の引張強さ  B と 0.2％耐力 0.2 および c の値
板厚 t
(mm)

引張強さ  B(N/mm2 )0.2％耐力 0.2
(N/mm2 )c

A5083-H1124≦t≦40275

125

3.38×10 -2

A5083-O3≦t≦40275

125

3.38×10 -2

A6061-T6

3≦t≦6.5295

245

4.73×10 -2

A6061-T651

6.5≦t≦40

295

245

4.73×10 -2

A5083-H1123≦t≦40275

120

3.31×10 -2

A5083-O3≦t≦38275

120

3.31×10 -2

A6061-T63≦t≦40265

245

4.73×10 -2

3≦t≦6

245

205

4.33×10 -2

6＜t≦12225

175

4.00×10 -2

3≦t≦6

265

235

4.63×10 -2

表-4.3.2

R 1, R 2 , a 1, a 2 , p の値

アルミニウム合金

板材

押出
形材

A6005C-T5
A6005C-T6

アルミニウム合金

R1

R2

a1

a2

p

5000 系

0.53

0.92

1.02

0.26

0.76

6000 系

0.60

1.09

1.20

0.36

0.81

図-4.3.1

図-4.3.2

I 型断面桁中間垂直補剛材を持たない桁(2) 6000 系アルミニウム合金材は，溶接部が強度低下を起こす．したがって，中間垂直補剛材
を溶接で 6000 系アルミニム合金のウェブに連結すると，溶接がウェブを横断し，桁全体の強度が低下するので， 6000 系アルミニウム合金の桁に中間垂直補剛材を設けることはできな
い．
(3) 5000 系アルミニウム合金の板材で，中間垂直補剛材を有する，両端単純支持された上下対称の I 型断面桁の設計せん断強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，

𝜏𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜏𝑢············································ (4.3.3a)

引張強さに対して，

𝜏𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 × 159

N/mm2- 44 -··························· (4.3.3b)

ここに，

𝜏𝑢𝑑 ：上記桁の耐荷力に対する設計せん断強度
𝜏𝐵𝑑 ：板材の 5000 系アルミニウム合金材の引張強さに対する設計せん断強度
𝜏𝑢：上記桁のせん断耐荷力

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，上記桁のせん断耐荷力と板材の 5000 系アルミニウム合金材の引張強さに対する抵抗係数
上記桁のせん断耐荷力𝜏𝑢 は次式で与えられる．
𝜏𝑢 = 72𝜂······································································ (4.3.4a)

N/mm2


1


 1.02 0.26
=
− 2
R
 R

0.75

R 0.76
R = 3.38 10−2( R  0.53)( 0.53  R  0.92 ) ······················································· (4.3.4b)( 0.92  R  3)

F bw
k tw

 bw

  220  ··············································· (4.3.4c)
 tw


 
 a
A
A
+ 0.015 w + 0.875
  0.022 w − 0.167 


A
b
A
 
f
f

 w
F =
 a
Aw
Aw

  0.020 A − 0.009  b + 0.017 A + 0.717
f
f

 w


(1 ≤

5.34
 4+
2
 a 

 


 bw 
k=
4
2
 5.34 +
 a 

 

 bw 


ここに，



a
 1
 0.5 
b
w




a
 2
1 
bw



··················· (4.3.4d)

𝐴𝑤
≤ 4)
𝐴𝑓



a
 1
 0.5 
b
w




a
 2
1 
bw



····················································· (4.3.4e)k：4 辺単純支持された長方形板のせん断座屈係数a：隣接する中間垂直補剛材の間隔（図-4.3.3 参照）

端補剛材の設計は 4.7.1 の規定に従い，中間垂直補剛材の設計は 4.7.2 の規定に従う．

図-4.3.3

中間垂直補剛材を有する桁式(4.3.1a)が与える，中間垂直補剛材を持たない，両端単純支持された上下対称の I 型断面桁の耐荷力に対する設計せん断強度𝜏𝑢𝑑 が，式(3.1.2b)が与えるアルミニウム合金材の引張強さに対する設計せん断強度𝜏𝐵𝑑 を超えることはないので，同桁に対しても，式(3.1.2b)と同じ式が式(4.3.1b)として設けてある．同- 45 -

様に，式(4.3.3a)が与える，中間垂直補剛材を有する，板材の 5000 系アルミニウム合金桁の耐荷力に対する設計せん断強度𝜏𝑢𝑑 が，式(3.1.2b)が与えるアルミニウム合金材の引張強さに対する設計せん断強度 𝜏𝐵𝑑を超えることはないので，同桁に対しても，式(3.1.2b)と同じ式が式(4.3.3b)として設けてある．板材の5000 系アルミニウム合金の引張強さ𝜎𝐵 は 275 N/mm 2 である．
式(4.3.2c)の c は次式で与えられる．

ここに，

𝑐=

1
𝜏0.2
√12(1 − 𝜇 2 )
𝜋
𝐸

τ0.2

：アルミニウム合金材の 0.2％せん断耐力（= 𝜎0.2⁄√3）····················································· (解 4.3.1)

σ0.2 ：アルミニウム合金材の 0.2％耐力
E：ヤング係数μ：ポアソン比中間垂直補剛材を持たない，両端単純支持された上下対称の I 型断面桁の耐荷力𝜏𝑢 を与える係数 η は次式に基づいている 13),14)．


1




 a a
 = u =  1 − 22
 0.2  R Rp 0.8  R2 

 R


(

( R  R1 )( R1  R  R2 ) ································································· (解 4.3.2a)( R2  R  3))

12 1 −  2
 0.2 bw
1
R= F
4

E tw
5.34 +
2( aL bw )ここに，

 aL 
1   ···················································· (解 4.3.2b) bw 

R：ウェブの幅厚比パラメータaL：端補剛材間の距離bw：ウェブの板幅tw：ウェブの板厚F：フランジが桁のせん断耐荷力に及ぼす影響を考慮するための係数［式(4.3.2ｄ)参照］

R 1, R 2, a 1 , a 2, p ：表-4.3.2 に示す値を持つ定数
係数 F は，ウェブの縦横比𝑎𝐿 ⁄𝑏𝑤 およびウェブとフランジの断面積𝐴𝑤 ⁄𝐴𝑓 が大きくなるに従って，ウェブのせん断座屈強度が 4 辺固定支持のせん断座屈強度から 4 辺単純支持のせん断座屈強度に近づくことを反映させる係数である 13)．
式(4.3.4b)は，式(4.3.2b)の R 1, R 2 , a 1 , a 2 , p に 表-4.3.2 の板材の 5000 系アルミニウム合金に対する値を代入することによって与えられる．式(4.3.4d)の係数 F は，中間垂直補剛材を有する A5083-O 桁に対す
る有限要素法による弾塑性有限変位解析の結果に基づいて与えられている 15) ．

- 46 -

4.4

ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁の設計

(1) ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁
アルミニウム合金 A6061-T6 の押出形材を摩擦撹拌接合によって突合せ接合することによって製作され，ウェブが 3 本の縦補剛材によって等間隔に補剛された I 型断面桁を図-4.4.1 に示す．桁は上下対称である．縦補剛材の断面寸法は次式で与えられる．

b
tr= 0.578  w − 12.5 
tw
 tw


0.148



bw
 294  ········································· (4.4.1a)
 44 twbr= 6.28 ····················································································· (4.4.1b)
tr

ここに，

br

：縦補剛材の板幅（図-4.4.2 参照）tr：縦補剛材の板厚（図-4.4.2 参照）

bw：ウェブの板幅（図-4.4.2 参照）

tw：ウェブの板厚（図-4.4.2 参照）

ウェブの摩擦撹拌接合部の板厚は，接合中心から各側 25mm，すなわち 50mm の範囲のウェブ
厚をウェブ母材の厚さの 2.33 倍以上に増厚しなければならない（6.2 参照）．ただし，増厚された接合部の板厚は母材の板厚と同じとみなす．
フランジに作用する曲げ圧縮応力度を算出する際には縦補剛材の断面も導入する．ウェブに作用するせん断応力度を算出する際には縦補剛材の断面は考慮しない．

MIG溶接
摩擦撹拌接合摩擦撹拌接合図-4.4.1

ウェブが縦補剛されたアルミニウム合金桁

図-4.4.2

アルミニウム合金桁の断面(2) 設計曲げ圧縮強度(1)で規定された，ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁の設計曲げ圧縮強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，引張強さに対して，
ここに，

𝜎𝑐𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜎𝑢·········································· (4.4.2a)𝜎𝑡𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 × 265

N/mm2······························ (4.4.2b)𝜎𝑐𝑢𝑑 ：上記桁の耐荷力に対する設計曲げ圧縮強度
𝜎𝑡𝐵𝑑 ：押出形材の A6061-T6 材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑢：上記桁の曲げ耐荷力

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，上記桁の耐荷力と押出形材の A6061-T6 材の引張強さに対する抵抗係数
上記桁の曲げ耐荷力𝜎𝑢 は次式で与えられる．
𝜎𝑢 = min(245𝜂𝑔 , 245𝜂𝑙 ) × 𝑔𝑤
N/mm2

- 47 -········································· (4.4.3)

ここに，ηg：上記桁において，圧縮フランジの局部座屈の影響を考慮しない，圧縮フランジの横倒れ耐荷力を与える係数ηl：上記桁において，圧縮フランジの局部座屈に対する耐荷力を与える係数gw：上記桁において，局部座屈および横倒れ座屈が圧縮フランジに生じない場

合に対する桁の終局曲げモーメントを与える係数
係数 ηg は次式で与えられる．
(   0.13)

1g = 


 1.01 − 0.03 − 0.30 − 0.04 + 0.05
2

 = 6.52  10−2 K

K = 0.97 + 0.07

Awr = Aw +
ここに，

3

4

( 0.13    2 )························· (4.4.4a)l········································································· (4.4.4b)
Bf

Awr
Af



A
1  wr  4  ··················································· (4.4.4c)


Af



3
Ar ············································································· (4.4.4d)2l：圧縮フランジの固定点間距離

Bf：フランジの全幅（図-4.4.2 参照）

Af：フランジ 1 枚の断面積（= B f t f ）（図-4.4.2 参照）

Aw：縦補剛材の断面積を除いたウェブの断面積（ = bwtw ）（図-4.4.2 参照）

Ar：縦補剛材 1 本の断面積（ = br tr ）（図-4.4.2 参照）

係数 ηl は次式で与えられる．



1

l = 
2

 bf

−3
 1.0 − 7.79  10  − 6.3 
 tf




ここに，

 bf

  6.3 
 tf





bf
 12.5  6.3 tf
··································· (4.4.5)

bf：片側のフランジの板幅（図-4.4.2 参照）

tf：フランジの板厚（図-4.4.2 参照）

係数 gw は次式で与えられる．
A
1 + wr
4
Af



bw
 62 
 44 

Awr
t
w



1+
6 Af



Awr

Af
 bw
 

bw

gw =  1 − 202  ································· (4.4.6)
 − 162   62 twA   tw 
1200 1 + wr 
 6 Af 



0.94

2 Awr  202 

1+



15 A f  bw tw bw
 294  202 Atw

1 + wr
6 Af


- 48 -

(3) 設計せん断強度(1)で規定された，ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁の設計せん断強度は次式で与えられる．
耐荷力に対して，··········································· (4.4.7a)𝜏𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜏𝑢
引張強さに対して，
ここに，

𝜏𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 × 153

N/mm2······························ (4.4.7b)

𝜏𝑢𝑑 ：上記桁の耐荷力に対する設計せん断強度
𝜏𝐵𝑑 ：押出形材の A6061-T6 材の引張強さに対する設計せん断強度
𝜏𝑢：上記桁のせん断耐荷力

𝜙𝑢 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，上記桁のせん断耐荷力と押出形材の A6061-T6 材の引張強さに対する抵抗係数上記 I 型断面桁のせん断耐荷力𝜏𝑢 は次式で与えられる．
𝜏𝑢 = 141𝜂𝑠 N/mm2··································································· (4.4.8a)
1

 5.79 − 3.29 − 1.55
 R
R2
s = 
1.36


R1.18

0.858



R 0.81R=

4.73  10−2 F
5.34 +

F = 8.5 10−3
ここに，(1.12  R  1.57 )··············································· (4.4.8b)(1.57  R  3.5 )( 3.5  R  6 )
 aL
 

b
 1  44  w  294  ··························· (4.4.8c)

tw
 bw
 


bw
tw

4

( aL bw )( R  1.12 )

2

Aw aL
+ 0.75  1
Af bw



A
1  w  4  ······································· (4.4.8d)


Af



aL ：端補剛材間の距離（図-4.4.3 参照）

図-4.4.3

ウェブが縦補剛されたアルミニウム合金桁(4) ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁の高力ボルト摩擦接合継手
図-4.4.4 に示すように，縦補剛材の上下面に連結板を設ける ．縦補剛材のないウェブ面には，ウェブの板幅にわたって 1 枚の連結板を設ける．ウェブに摩擦撹拌接合が施された場合には，増厚部分［図-6.3.1(b)参照］の突出部分には連結板を設けない．ウェブに生じる垂直応力に対しては 2 面摩擦として設計し，ウェブに生じるせん断応力に対しては 1 面摩擦として設計する．

- 49 -

図-4.4.4

ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁の高力ボルト摩擦接合継手の断面（図-4.4.1 参照）(5) 異種アルミニウム合金桁
4.7.1(3)に従って，端補剛材の連結に高力ボルト摩擦接合継手を用いると，端補剛材を上下フランジに連結する高力ボルトの頭がフランジ表面に出ないような工夫が必要である．これを避けるために，図-4.4.5 に示す，A5083-O 桁を支承上に配置し，これと A6061-T6 桁とを高力ボ
ルト摩擦接合継手によって連結する構造を用いることができる． A6061-T6 桁の縦補剛材の端は，高力ボルト摩擦接合継手の連結板の材縁近傍まで伸ばす．A6061-T6 桁のウェブに摩擦撹拌接合が施された場合には，連結板の下の増厚部分［図-6.3.1(b)参照］の突出部分を除去し，平らにする．

図-4.4.5

異種アルミニウム合金桁(1) ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁
これまでアルミニウム合金桁は歩道橋の桁に用いられ，その製作方法は，図 -解 4.4.1 に示すように，鋼桁のそれと同じで，アルミニウム合金 A5083-O の圧延板を MIG 溶接によるすみ肉溶接で連結することにより製作 される ．しか し， 道 路橋は 歩道橋 よ り規模が 大きく ，作用 する荷 重も格 段に大 き くなるの で，0.2%耐力が 125 N/mm 2 の A5083-O を用いて道路橋の桁を設計することは困難である．したがって，道路橋の桁の設計には，0.2%耐力が 245 N/mm2 の A6061-T6 が使用されなければならない．しかし，アルミニウ
ム合金 A6061-T6 は熱処理によって 0.2%耐力が高められているので，MIG 溶接を施すと，溶接部の 0.2%耐力が約半分まで低下する（表-解 3.2.1 参照）．図-解 4.4.1 に示す桁を A6061-T6 で製作すると，中間垂直
補剛材をウェブに連結するすみ肉溶接の位置で強度が低下するので，桁全体としての強度も低下する．したがって，A6061-T6 を用いる場合，ウェブを横断する接合がない桁構造，すなわち，中間垂直補剛材が存在しない桁構造を考える必要がある．そこで ，アルミニウム合金 A6061-T6 を活かす桁構造として，図 4.4.1 に示す，押出形材を摩擦撹拌接合によって突合せ接合し，ウェブが等間隔に縦補剛されたアルミニウ- 50 -

ム合金桁が提案された 16) ．この桁には中間垂直補剛材が存在せず，ウェブを横断する接合がないので，桁の一断面 で強度 が低下 するこ とはな い．さ ら に， ウェ ブの摩 擦撹拌 接合部 の板厚 を，接 合 中心から 各側
25mm，すなわち 50mm の範囲のウェブ厚をウェブ母材の厚さの 2.33 倍以上にすれば，摩擦撹拌接合による接合部の 0.2%耐力に関する断面強度をウェブ母材のそれと同じにすることができる［ 5.2 の解説(1)参照］．
式(4.4.1)は，隣接する縦補剛材で区切られた板要素数が 4（縦補剛材の本数が 3）の場合，面内曲げを受ける，縦補剛された長方形板の座屈強度を最大にするような断面形状，すなわち最適断面形状を与える 17) ．
縦補剛された長方形板の面内曲げ耐荷力は板要素数の増加に伴って増加するが，板要素数が 4（縦補剛材の本数が 3）の面内曲げ耐荷力から板要素数が 5（縦補剛材の本数が 4）の面内曲げ耐荷力の増加はわずかである．縦補剛材はせん断力 を担わないので ，板要素が 5 の場合の長方形板のせん断強 度 τ 0.2bt（τ0.2 ：
0.2%せん断耐力，b：長方形板の板幅，t：長方形板の板厚）は板要素数が 4 の場合のそれより大きく低下する．したがって，縦補剛された長方形板を，曲げを受ける桁のウェブに適用する場合，板要素数 4（縦補剛材の本数 3）が最適である 18) ．

MIG溶接
MIG溶接

摩擦撹拌接合図-解 4.4.1

従来のアルミニウム合金桁(2) 設計曲げ圧縮強度式(4.4.2a)が与える，ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁の耐荷力に対する設計曲げ圧縮強度𝜎𝑐𝑢𝑑 が，式(3.1.1b)が与えるアルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度𝜎𝑡𝐵𝑑 を超えることはないので，同桁に対しても，式(3.1.1b)と同じ式が式(4.4.2b)として設けてある．押出形材の A6061-T6 の引張強さ𝜎𝐵は 265 N/mm 2 である．
係数 η g は，式(4.2.3)において，A6061-T6 の押出形材に対する c2 = 6.52  10 −2 を代入し，K に対して式(4.4.4c)で与えられる K に置換え，A w 対して式(4.4.4d)で与えられる A wr に置換えることによって与えられる 18) ．
係数 η l は，片側の圧縮フランジを自由突出板とみなすことにより，3.6 で規定される，A6061-T6 の押出形材に対する諸数値を式(3.6.2b)と(3.6.2c)に代入して与えられる．ただし，圧縮フランジの幅厚比は，
表-4.2.4 の A6061-T6 の押出形材に対する最大幅厚比 12.5 以下である．
係数 g w は，式(4.2.4)の A w を式(4.4.4d)で与えられる A wr に置換えた形式になる 18) ．
(3) 設計せん断強度式(4.4.7a)が与える，ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁の耐荷力に対する設計せん断強度𝜏𝑢𝑑 が，式(3.1.2b)が与えるアルミニウム合金材の引張強さに対する設計せん断強度𝜏𝐵𝑑 を超えることはないので，同桁に対しても，式(3.1.2b)と同じ式が式(4.4.7b)として設けてある．押出形材の A6061-T6 の引張強さ𝜎𝐵は 265 N/mm 2 である．

- 51 -

係数 ηs は，(1)で規定された，ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁で，縦横比 aL bw = 8 （図-4.4.3 参照）
に対して行われた弾塑性有限変位解析の結果に基づいて作成されている 19) ．
ウェブが縦補剛されない A6061-T6 桁の係数 ηs は，式(4.3.2b)より次式で与えられる．

1
 1.20 0.36
s = 
− 2
R
 R

0.858

R 0.81( R  0.60 )( 0.60  R  1.09 ) ··································································· (解 4.4.1)(1.09  R  6 )式(4.3.2b)においては，R の適用範囲が 3 以下であるが，アルミニウム合金 A6061-T6 に対しては，R が6 以下で式(4.3.2b)が適用できることが確認されている 19) ．縦補剛されたウェブを有する桁と縦補剛されないウェブを有する桁のせん断耐荷力の比較を図-解 4.4.2 に示す．縦補剛されたウェブを有する桁のせん
断耐荷力は，R が大きくなると，縦補剛されないウェブを有する桁の せん断耐荷力と等しくなる．すなわ
ち，R が大きくなるに従って，せん断耐荷力に対する縦補剛材の効果は小さくなり，最終その効果はなく
なる．
u
 0.2

1.0
0.8
0.6
0.4
縦補剛
無補剛

0.2
0
0

図-解 4.4.2

1

2

3

4

5

6
R

縦補剛されたウェブを有する桁とされない桁のせん断耐荷力の比較(4) ウェブが縦補剛された A6061-T6 桁の高力ボルト摩擦接合継手
ウェブに生じる垂直応力は，ウェブの両面に置かれた連結板および縦補剛材の上下面に置かれた連結板によって伝達されるが，ウェブに生じるせん断応力は，縦補剛材のないウェブ面に置かれた連結板のみに
よって伝達される．

(5) 異種アルミニウム合金桁
異種アルミニウム合金桁の耐荷力は文献 20)で明らかにされている．

- 52 -

4.5

不等曲げモーメントが作用する桁の応力照査
不等曲げモーメントが作用する桁の応力照査は次の 1)と 2)によってなされる．
1) 耐 荷 力 に 対 し て ，1𝜎𝜎1 ≤ 𝜎1𝑐𝑢𝑑 = {0.6 + 0.4𝜅 𝑐𝑢𝑑
2.5𝜎𝑐𝑢𝑑𝜅=

𝑀2(𝑀 ≥ 𝑀2 )
𝑀1 1
σ1

ここに，

(1 ≥ 𝜅 ≥ −0.5)········································ (4.5.1a)(−0.5 ≥ 𝜅 ≥ −1)··································································· (4.5.1b)：大きい方の曲げモーメントが作用する位置のフランジ縁に作用する曲げ圧縮応力度

σ1cud：大きい方の曲げモーメントが作用する位置の設計曲げ圧縮強度

σcud：等曲げモーメントが作用する桁の設計曲げ圧縮強度

M1：大きい方の作用曲げモーメントM2：小さい方の作用曲げモーメント

等曲げモーメントが作用する桁の設計曲げ圧縮強度 σcud は式(4.2.1a)または式(4.4.2a)で与えられる．
2) 引 張 強 さ に 対 し て ，𝜎1 ≤ 𝜎𝑡𝐵𝑑·········································································(4.5.2)
σtBd ：アルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度

ここに，

アルミニウム合金材の引張強さに対する設計引張強度 σ tBd は式(4.2.1b)または式(4.4.2b)で与えられる．
さらに，フランジ縁に作用する曲げ圧縮応力度 σ1 および次式によって与えられる，ウェブに作用する平均せん断応力度 τ は 4.6 の式(4.6.1)を満たさなければならない．
 =M1 − M 2················································································ (4.5.3)( bwtw ) L

ここに，

bw

：桁ウェブの板幅

tw：桁ウェブの板厚L：M1 と M2 の曲げモーメントが作用する位置の間隔

Austin は，不等曲げモーメントが作用する桁の横倒れ座屈に関して，不等曲げモーメントを等曲げモーメントに換算する式を提案した 21)．不等曲げモーメントが作用する桁の横倒れ耐荷力に対しても Austin の式が成立すると仮定して，式(4.5.1)は次式に基づいている．
1
𝑀0𝑢(1 ≥ 𝜅 ≥ −0.5)
𝑀1𝑢
0.6 + 0.4𝜅 𝑀𝑌=························································· (解 4.5.1)
𝑀0𝑢𝑀𝑌(−0.5 ≥ 𝜅 ≥ −1)
2.5
{
𝑀𝑌
ここに，

M 1u：大きい方の曲げモーメント M 1 が作用する位置の桁の終局曲げモーメントM 0u：等曲げモーメントが作用する桁の終局曲げモーメントMY：桁の降伏曲げモーメント（= 𝜎0.2 𝑊）

𝜎0.2 ：0.2%耐力
W：桁の弾性断面係数

κ：式(4.5.1b)で定義される曲げモーメント比

等曲げモーメントが作用する桁の終局曲げモーメント M 0u は式(解 4.2.1)で与えられる．

- 53 -

Austin の式は道路橋示方書 22) でも採用されている．Austin の式は，桁が弾性状態で，圧縮フランジとウ
ェブに局部座屈が発生しない場合に適用できる．したがって，桁が非弾性状態で圧縮フランジとウェブに局部座屈が発生するような場合にも適用できるか否かについては今後の検討課題である．
式(解 4.5.1)が示すように，κ が小さくなるに従って，M 1u は大きくなるが，フランジが横倒れ座屈と局部座屈を起こさない場合に対する桁の耐荷力を超えることはない．したがって， フランジ縁に作用する曲げ圧縮応力度 σ1 およびウェブに作用する平均せん断応力度 τ は 4.6 の式(4.6.1)を満たさなければならな
い．
次に，本規定の適用の仕方について述べる．図-解 4.5.1 に示すように，集中荷重が桁 AD の点 B と Cに作用している．圧縮フランジの横方向の移動が点 A，B，C，D で拘束されている．点 C の曲げモーメン
ト M C が点 B の曲げモーメント M B より大きいと仮定する．各区間で応力照査を行う諸量を表-解 4.5.1 に示す．表-解 4.5.1 の σ 1 の列は，各区間で大きい方の曲げモーメントが作用する位置のフランジ縁に作用する曲げ圧縮応力度，τ の列は，各区間でウェブに作用する平均せん断応力度，σ 1cud の列は，各区間で大きい方の曲げモーメントが作用する位置の設計曲げ圧縮強度，l の列は，各区間で，等曲げモーメントが作用する桁の設計曲げ圧縮強度 σ cud を算出する際に用いる圧縮フランジの固定点間距離，σ tBd の列は，桁の引張強さに対する設計引張強度を与える．
区間 BC の σ1 が最も大きく，σ1cud が最も小さくなるので，区間 BC の圧縮フランジの横倒れ座屈で，桁全体の安全性が決まる可能性がある．
各区の σ1 と τ は 4.6 の式(4.6.1)を満たさなければならない．この場合，区間 CD の τ が最も大きく，σ1も最も大きいので，区間 CD の曲げとせん断の組合せ荷重に対して，桁全体の安全性が決まる可能性がある．
区間 BC の圧縮フランジの横倒れ座屈に対する安全性と区間 CD の曲げとせん断の組合せ荷重に対する安全性のうちどちらか低い安全性をもつ区間がこの桁全体の安全性を 支配する．

図-解 4.5.1

集中荷重を受ける単純支持桁- 54 -

表-解 4.5.1

各区間で応力照査を行うための諸量

区間

σ1

τ

σ 1cud

l

σ tBd

AB

𝑀𝐵
𝑊

𝑀𝐵
(𝑏𝑤 𝑡𝑤 )𝐿1

1
𝜎 = 1.67𝜎𝑐𝑢𝑑
0.6 𝑐𝑢𝑑

𝐿1

σ tBd

BC

𝑀𝐶
𝑊

𝑀𝐶 − 𝑀𝐵(𝑏𝑤 𝑡𝑤 )𝐿2

1
𝜎
0.6 + 0.4(𝑀𝐵 ⁄𝑀𝑐 ) 𝑐𝑢𝑑

𝐿2

σ tBd

CD

𝑀𝐶
𝑊

𝑀𝐶
(𝑏𝑤 𝑡𝑤 )𝐿3

1
𝜎 = 1.67𝜎𝑐𝑢𝑑
0.6 𝑐𝑢𝑑

𝐿3

σ tBd

W：桁の弾性断面係数，bw ：ウェブの板幅，tw ：ウェブの板厚- 55 -

4.6

曲げとせん断の組合せ荷重が作用する桁の応力照査
フランジが横倒れ座屈と局部座屈を生じない場合，曲げとせん断の組合せ荷重 が作用する

桁の応力照査は次の 1)と 2)によってなされる．
1) 耐荷力に対して，
0.81 ({
ここに， 𝜎1𝜎1 4
𝜏 4) +( ) ≤1
𝜎𝑐𝑢𝑑
𝜏𝑢𝑑
𝜎1
≤1
𝜎𝑐𝑢𝑑

(0.66 <
(0 ≤

𝜏
≤ 1)
𝜏𝑢𝑑

𝜏
𝜏𝑢𝑑

· · · · · · · · · · · · · · · (4.6 .1 )≤ 0.66)：大きい方の曲げモーメントが作用する位置のフランジ縁に作用する曲げ圧
縮応力度

τ：ウェブに作用する平均せん断応力度

σcud ：フランジが横倒れ座屈と局部座屈を生じない場合に対する，上下対称の I型断面桁の設計曲げ圧縮強度
τud：ウェブの設計せん断強度

σcud は次式で与えられる．
𝜎𝑐𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝑔𝑤 𝜎0.2
ここに，𝜙𝑢···············································(4.6.2)：曲げを受ける上下対称の I 型断面桁の耐荷力に対する抵抗係数

gw ：式(4.2.4)または式(4.4.6)で与えられる，局部座屈および横倒れ座屈が圧縮フランジに生じない場合に対する桁の終局曲げモーメントを与える係数σ0.2 ：表-3.1.1 に示すアルミニウム合金材の 0.2%耐力
τud は次式で与えられる．
𝜎0.2
𝜏𝑢𝑑 = 𝜙𝑢 𝜂√3
ここに，𝜙𝑢············································· (4.6.3)：せん断を受ける，両端単純支持された上下対称の I 型断面桁の耐荷力に対する抵抗係数η：式(4.3.2b)，式(4.3.4b)または式(4.4.8b)で与えられる，両端単純支持された上下対称の I 型断面桁のせん断耐荷力を与える係数σ0.2 ：表-3.1.1 に示すアルミニウム合金材の 0.2%耐力
2) 引張強さに対して，
𝜎1 ≤ 𝜙𝐵 𝜎𝐵𝜎𝐵𝜏 ≤ 𝜙𝐵√3
ここに，𝜎1············································(4.6.4a)············································(4.6.4b)：大きい方の曲げモーメントが作用する位置のフランジ縁に作用する曲げ
圧縮応力度

τ

：ウェブに作用する平均せん断応力度

𝜙𝐵 ：アルミニウム合金材の引張強さに対する抵抗係数
σB：表-3.1.1 に示すアルミニウム合金材の引張強さ

式(4.6.1)は，次式で与えられる曲げとせん断の組合せ荷重に対する耐荷力相関式に基づいている 23) ．

- 56 -

𝑀1𝑢 4𝑉𝑢 4
0.81 () +( ) =1
𝑀0𝑢
𝑉0𝑢
𝑀1𝑢
=1
𝑀0𝑢
{

(0.66 <

𝑉𝑢
≤ 1)
𝑉0𝑢
································· (解 4.6.1)

𝑉𝑢(0 ≤≤ 0.66)𝑉0𝑢

ここに，M 1u, V u ：それぞれ，大きい方の曲げモーメント M 1 が作用する位置の桁の終局曲げモーメントと桁の終局せん断力
M 0u, V 0u

：それぞれ，等曲げモーメントが作用する桁の終局曲げモーメントと純せん断力が作用する桁の終局せん断力式(解 4.6.1)は，図-解 4.6.1 に示すように，張出し端に不等曲げを載荷させ，支点間の桁に曲げとせん
断の組合せ荷重を生じさせる場合に対して与えられている 23) ．𝑀1 ≥ 𝑀2 であり，M 0u と V 0u は，それぞれ次式で与えられる．

M0u = gwMY ··················································································· (解 4.6.2)
V0u = VY ······················································································· (解 4.6.3)
ここに，

gw

：式(4.2.4)または式(4.4.6)で与えられる係数

MY：桁の降伏曲げモーメント (= 𝜎0.2 𝑊)

η：式(4.3.2b)，式(4.3.4b)または式(4.4.8b)で与えられる係数

VY：ウェブ断面全体が降伏するときのせん断強度 (= 𝜏0.2𝑏𝑤 𝑡𝑤 )σ0.2

：アルミニウム合金材の 0.2%耐力

τ0.2：アルミニウム合金材の 0.2%せん断耐力 (= 𝜎0.2⁄√3)W：桁の弾性断面係数bw：ウェブの幅tw：ウェブの板厚

図-解 4.6.1

不等曲げ載荷アルミニウム合金材の相違，ならびにウェブの幅厚比，ウェブとフランジの断面積比，中間垂直補剛材を持たない桁の場合には，上下フランジと支点上補剛材とで囲まれたウェブの縦横比，中間垂直補剛材を有する桁の場合には，上下フランジと隣接する中間垂直補剛材とで囲まれたウェブの縦横比 ，縦補剛されたウェブを有する桁の場合には，上下フランジと支点上補剛材とで囲まれたウェブの縦横比 などの因子は，等曲げ載荷に対する耐荷力および純せん断載荷に対する耐荷力で考慮される 20),23) ．

- 57 -

支点上の垂直補剛材および中間垂直補剛材の設計

4.7
4.7.1

支点上の垂直補剛材の設計(1) 支点上の垂直補剛材は，ウェブの両側に設け，軸方向圧縮力 が作用する柱として設計する．柱としての有効断面積は，垂直補剛材の断面積および垂直補剛材の取付位置から両側にそれぞれウェブ厚の 12 倍までの範囲のウェブの断面積とし，有効断面積は垂直補剛材の断面積の 1.7 倍以下とする．柱の有効座屈長はウェブの板幅の 1⁄2 とする．次式で与えられる軸方向圧縮力を柱（支点上の垂直補剛材）に作用させる．
𝑉 = 𝜏𝑑 𝑏𝑤 𝑡𝑤··································································· (4.7.1a)𝜏𝑑 = min(𝜏0.2𝑑 , 𝜏𝐵𝑑 )··································································· (4.7.1b)

ここに，

V

：支点上の垂直補剛材に作用させる軸方向圧縮力

τd：座屈がウェブに発生しない場合に対する設計せん断強度

τ0.2d ：式(3.1.2a)で与えられる，0.2%耐力に対する設計せん断強度
τBd ：式(3.1.2b)で与えられる，引張強さに対する設計せん断強度bw：ウェブの板幅tw：ウェブの板厚

ウェブの板厚中央回りおよび垂直補剛材の板厚中央回りについて設計軸方向圧縮強度を求め，どちらか小さい方を設計軸方向圧縮強度とする．
(2) 支点上の垂直補剛材が局部座屈を起こさないようにするために，ウェブに関して片側の垂直補剛材の幅厚比を表-4.7.1 に示す値以下とする．
表-4.7.1

支点上の垂直補剛材の最大幅厚比

アルミニウム合金

板材

押出
形材

板厚 t (mm)bs /ts

A5083-H1124≦t≦405.87

A5083-O3≦t≦405.87

A6061-T6

3≦t≦6.5

6.28

A6061-T651

6.5≦t≦40

6.28

A5083-H1123≦t≦40

5.99

A5083-O3≦t≦38

5.99

A6061-T63≦t≦40

6.28

3≦t≦6

6.87

6＜t≦12

7.43

3≦t≦6

6.42

A6005C-T5
A6005C-T6

b s ：支点上の垂直補剛材の片側の板幅
ts ：垂直補剛材の板厚(3) 支点上の垂直補剛材とウェブおよび上下フランジとの連結に対して，5000 系アルミニウ
ム合金の桁においては溶接を用い，6000 系アルミニウム合金の桁においては高力ボルト摩擦接合継手を用いる．

(1) 支 点 上 の 垂 直 補 剛 材 の 設 計 は 道 路 橋 示 方 書24)に 準 拠 し て い る ． 道 路 橋 示 方 書 で は ， 柱に 作 用 さ せ る 軸 方 向 圧 縮 力 と し て 全 反 力 を 採 用 し て い る が ， 本 規 定 で は ， 式 (4.7.1)に 示
すように，座屈がウェブに発生しない場合の設計せん断強度に対するせん断力としている．
道路橋示方書では，ウェブの板厚中央回りに関してのみ設計軸方向圧縮強度を求めること- 58 -

になっているが，本規定では，垂直補剛材の板厚中央回りについても 設計軸方向圧縮強度を求め，どちらか小さい方を設計軸方向圧縮強度とすることを規定している．
(2) 表 -4.7.1 に 示 す 値 は ， 式 (3.6.2b) の 最 上 段 の 式 に 基 づ い て ， 次 式 で 与 え ら れ る ， 自 由
突 出 板 が 0.2 %耐 力 を 維 持 す る 限 界 の 幅 厚 比 で あ る ．
𝑏𝑠 𝑅1
=
𝑡𝑠
𝑐
ここに，b s················································································· (解 4.7.1)：ウェブに関して片側の垂直補剛材の板幅ts：垂直補剛材の板厚R1：5000 系アルミニウム合金の場合 0.40，6000 系アルミニウム合金の場合 0.60c

：表-3.6.1 に示す値

(3) 6000 系 ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 材 は ， 溶 接 部 が 強 度 低 下 を 起 こ す の で ， 支 点 上 の 垂 直 補 剛 材
を，溶接を用いてウェブに連結することはできない．

4.7.2

中間垂直補剛材の設計(1) 板材の 5000 系アルミニウム合金の桁に対して中間垂直補剛材を設けることができる．
(2) 中間垂直補剛材 1 個の断面二次モーメント Iv は次式を満たさなければならない．
Iv 

bw t w3
 v ·················································································(4.7.2a)
11
2

b 
 v = 8.0  w  ···············································································(4.7.2b)
 a 
ここに，bw ：ウェブの板幅
tw：ウェブの板厚γv：中間垂直補剛材の必要剛比a：隣接する中間垂直補剛材の間隔（図-4.3.3 参照）

Iv に対して，中間垂直補剛材がウェブの片側に設けられる場合には，ウェブの表面に関する断面二次モーメントを用い，中間垂直補剛材がウェブの両側に設けられる場合には，ウェブの板厚中央に関する断面二次モーメントを用いる．
(3) ウェブに関して片側の中間垂直補剛材の幅厚比を，次式で与えられる幅厚比以下の値とする．
bv= 5.87 ·····················································································(4.7.3)
tv

ここに，bv ：ウェブに関して片側の中間垂直補剛材の板幅
tv：中間垂直補剛材の板厚(4) 中間垂直補剛材は圧縮フランジに溶接で連結する．疲労亀裂が引張フランジに発生するのを防ぐために，中間垂直補剛材は，引張フランジに溶接で連結せず，引張フランジの表面から 35mm 程度離れた位置で止める．

(1) 4.3(2) を 参 照 さ れ た い ．
(2) 中 間 垂 直 補 剛 材 の 断 面 二 次 モ ー メ ン ト に 関 す る 規 定 は 道 路 橋 示 方 書 24)に 準 拠 し て い る .

- 59 -

(3) こ の 規 定 は ， 4.7.1(2)に 従 い ， 表 -4.7.1 の 板 材 の 5000 系 ア ル ミ ニ ウ ム 合 金 の 最 大 幅 厚
比 の 値 と 同 じ で あ る ． 4 .3(3) で 規 定 さ れ る ， 中 間 垂 直 補 剛 材 を 有 す る 5000 系 ア ル ミ ニ ウ ム
合 金 桁 の 設 計 せ ん 断 強 度 は ， 式 (4.7.2) と (4.7.3) を 満 た す 中 間 垂 直 補 剛 材 を 有 す る
A5 0 8 3 - O 桁 に 対 し て 行 わ れ た ， 有 限 要 素 法 に よ る 弾 塑 性 有 限 変 位 解 析 の 結 果 に 基 づ い て いる 15)．

参考文献

1)

西森文子，大倉一郎：アルミニウム合金桁の横倒れ耐荷力，ALST 研究レポート，No.36，2014．

2)

山田了平，大倉一郎：圧縮を受けるアルミニウム合金押出形材の耐荷力，ALST 研究レポート，No.37，
2014．

3)

Eurocode 9: Design of aluminium structures – Part1-1: General structural rules, 2007．

4)

Aluminum Association: Aluminum Design Manual, PART I, Specification for Aluminum Structures, 2010 ．

5)Mazzolani, F.M.: Aluminum Alloy Structures, Second edition, E & FN Spon, 1995.

6)

ISO/TR 11069: Aluminium structures – Material and design – Ultimate limit states under static loading, 1995．

7)

山田了平，大倉一郎：ア ルミニウム合金 押出 形材の有効座屈長係数， ALST 研究レポート，No.38，
2014．

8)

高畑皇，大倉一郎：圧縮を受けるアルミニウム合金部材の全体と局部の連成耐荷力， ALST 研究レポート，No.57，2020．

9)

鳥畑一博，大倉一郎：曲げを受けるアルミニウム合金桁の耐荷力，構造工学論文集， Vol.62A，pp.93101，2016．

10) 鳥畑一博，大倉一郎：曲げを受けるアルミニウム合金桁の耐荷力，ALST 研究レポート，No.42，2016．
11) 藤井裕基，大倉一郎：フランジの局部座屈がアルミニウム合金桁の横倒れ耐荷力に及ぼす影響，No.50，
2017．
12) 大倉一郎，小笠原康二：接合位置と板幅がアルミニウム合金板の曲げ耐荷力に与える影響，土木学会
論文集 A1（構造・地震工学），Vol.68，No.2，pp.287-299，2012．
13) 山中誠矢，大倉一郎：せ ん断を受けるア ルミ ニウム合金桁の耐荷力， ALST 研究レポート，No.49，
2017．
14) 大倉一郎，寺川勝大：面内せん断を受けるアルミニウム長方形板の耐荷力，土木学会論文集 A1（構造・地震工学），Vol.69，No.3，pp.491-504，2013．
15) 岩倉弘幸，大倉一郎：中間垂直補剛材を有するアルミニウム合金 A5083-O 桁のせん断耐荷力，ALST
研究レポート，No.56，2019．
16) 大倉一郎，北村幸嗣，赤崎圭輔，卯瀧高久，ビッグ・ラズロ・ゲルゲリ，三河克己：新しいアルミニ
ウム合金製補剛桁の提案，構造工学論文集，Vol.51A，pp.203-210，2005．
17) 清水弘樹，大倉一郎：面内曲げを受ける縦補剛されたアルミニウム合金板の最適断面形状と耐荷力，
構造工学論文集，Vol.65A，pp.15-25，2019．
18) 清水弘樹，大倉一郎：ウェブが縦補剛されたアルミニウム合金 A6061-T6 桁の曲げ耐荷力，ALST 研究
レポート，No.53，2019．
19) 鶴見一恵，大倉一郎：ウェブが縦補剛されたアルミニウム合金 A6061-T6 桁のせん断耐荷力，ALST 研
究レポート，No.54，2019．
20) 岩倉弘幸，大倉一郎：異種アルミニウム合金桁の耐荷力，ALST 研究レポート，No.58，2020．

- 60 -

21) W. J. Austin: Strength and design of metal beam-columns, ASCE, J. of the Structural Division, Vol.87, No. ST4,
pp.1-32, 1961.
22) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説

I 共通編

II 鋼橋編，pp.131-136，2012．

23) 山木陸呂宇，大倉一郎：曲げとせん断の組合 わせ荷重を受けるアルミニウム合 金桁の耐荷 力，ALST
研究レポート，No.51，2018．
24) 日本道路協会：道路橋示方書・同解説

I 共通編

II 鋼橋編，pp.323-329，2012．

- 61 -

５章
5.1

溶接継手

溶接材料の選定および使用できる溶接継手(1) 溶接材料は，母材の組合せに対して，表-5.1.1 に示すものを使用する．
表-5.1.1

母材の組合せに対する溶接材料
A5083-H112
A5083-O

A6061-T6
A6061-T651
A6005C-T5
A6005C-T6

A5083-H112
A5083-O

A5183

A5356

A6061-T6
A6061-T651
A6005C-T5
A6005C-T6

A5356

A5356

母材
母材

(2) 使用できる溶接継手は，次の各項目に従わなければならない．
1) 応力を伝える溶接継手には，完全溶込み開先溶接または連続すみ肉溶接を用いる．
2) 主要部材同士の連結には，完全溶込み開先溶接を用いる．
3) 主要部材に重ね継手を用いてはならない．
4) すみ肉溶接の T 継手と十字継手においては，板の両側にすみ肉溶接を配置しなければならない．
5) 材片の交角が 60゜未満の T 継手に対しては完全溶込み開先溶接を用いなければならな
い．

(1) 本指針では，実際の製作で一般に使用される母材の組合せと溶接材料を JIS Z 3604 1) から抽出している．
(2) T 継手の交角が 60°未満のすみ肉溶接においては，図-解 5.1.1 に示すように，左側のすみ肉溶接のルートまで溶接金属が溶込まず，右側のすみ肉溶接の溶接金属の量が増える．これを避けるために， T
継手の交角が 60°未満の場合には，完全溶込み開先溶接を用いる．

60°未満の場合

図-解 5.1.1

交角が 60°未満の T 継手

- 62 -

5.2

完全溶込み開先溶接継手の部分増厚(1) 押出形材を用いて，完全溶込み開先溶接継手 の溶接部を部分的に増厚する場合には，
図-5.2.1 に示すように，溶接中心から各側 25mm の熱影響範囲[3.2(1)参照]より広い範囲を，次式で与えられる厚さ以上に増厚する．
𝑡𝑗 = 𝜓𝑡ψ

：板厚の増厚倍率（表-5.2.1 参照）

tjt：増厚された板厚：母材の板厚溶接中心

t j 以上ｔt j 以上

溶接中心

ｔ

ここに，

·········································································(5.2.1)

25mm以上 25mm以上

25mm以上 25mm以上

図-5.2.1

完全溶込み開先溶接継手の増厚範囲

表-5.2.1

板厚の増厚倍率

アルミニウム合金

板厚 t (mm)

増厚倍率 𝜓

A6061-T63≦t≦40

2.33

3≦t≦6

1.95

6＜t≦12

1.67

3≦t≦6

2.24

A6005C-T5
A6005C-T6(2) 通常部と増厚部は 45°以下の勾配で滑らかに連続させる．疲労の影響を受ける場合に

R40

R40

は，図-5.2.2 に示すように，曲率半径 40mm 以上の円弧を増厚部の端に設ける．

R40

図-5.2.2

疲労の影響を受ける場合に対する増厚形状(1) アルミニウム合金 A6061-T6，A6005C-T5，A6005C-T6 の完全溶込み開先溶接継手においては，溶接中心から各側 25mm の熱影響範囲[3.2(1)参照]の強度が低下する．次式で与えられる板厚を熱影響範囲の厚さに与えることによって，熱影響範囲の断面強度は母材のそれと同じになる．
𝑡𝑗 = max (𝜎0.2 𝜎𝐵 𝜎0.2 𝜎𝐵
,
,
,
)×𝑡
𝜎ℎ0.2 𝜎ℎ𝐵 𝜎𝑓0.2 𝜎𝑓𝐵······································································· （解 5.2.1）- 63 -

ここに，tj：増厚された板厚t：母材の板厚0.2 ，𝜎𝐵：それぞれ，母材の 0.2％耐力と引張強さ（表-3.1.1 参照）

𝜎ℎ0.2，𝜎ℎ𝐵 ：それぞれ，熱影響部の 0.2％耐力と引張強さ（表-3.2.1 参照）
𝜎𝑓0.2，𝜎𝑓𝐵 ：それぞれ，溶接材料の 0.2％耐力と引張強さ（表-3.2.2 参照）式（解 5.2.1）のmax(∙∙∙∙)の中で𝜎0.2⁄𝜎ℎ0.2 が一番大きな値を示す．したがって，板厚の増厚倍率 ψ は
𝜎0.2⁄𝜎ℎ0.2の値である．
(2)

A6005C-T5 の母材と摩擦撹拌接合部の疲労強度が調べられた研究 2) で使用された疲労試験片において，平行部と掴み部の間に設けられた曲率半径 40mm の円弧に疲労亀裂が発生しなかったことに基づいて，疲労の影響を受ける場合に対して増厚部の端の形状が与えられている．

5.3

断面が異なる完全溶込み開先溶接継手
断面が異なる完全溶込み開先溶接継手においては，図-5.3.1 に示すように，厚さおよび幅を，長さ方向に 1/5 以下の勾配で徐々に変化させなければならない．

勾配 1/5 以下

勾配 1/5 以下

図-5.3.1

断面が異なる完全溶込み開先溶接継手- 64 -

5.4

溶接部の理論のど厚と有効長(1) 理論のど厚
1) 完全溶込み開先溶接
完全溶込み開先溶接における理論のど厚を図-5.4.1 に示す．溶接部で左右の板の厚さが異なる場合には，薄い方の板厚を理論のど厚とする．部分的に増厚された板の場合には，増厚部の厚さを理論のど厚とする．

(b)

等厚の場合

a

厚さが異なる場合

(c)

a

(a)

a

a

a ：理論のど厚

(d)

T 継手

部分的に増厚された板の場合
図-5.4.1

完全溶込み開先溶接における理論のど厚

2) すみ肉溶接
すみ肉溶接における理論のど厚とサイズを図-5.4.2 に示す．
a ：理論のど厚

s

s
(a)

s

等脚の場合
図-5.4.2

a

s
a

s
a

s
a

s

s ：サイズs(b)

不等脚の場合すみ肉溶接における理論のど厚とサイズ(2) 有効長
1) 溶接部の有効長は，理論のど厚を有する溶接部の長さとする．溶接線に対して応力の作用方向が直角に作用しない場合には，応力の作用方向に対して直角な方向に投影した長さを有効長とする．
2) すみ肉溶接におけるまわし溶接部は有効長に含めない．

- 65 -

5.5

すみ肉溶接のサイズと最小有効長(1) 主要部材のすみ肉溶接は等脚とする．
(2) 主要部材のせん断応力を伝えるすみ肉溶接のサイズは，理論のど厚の合計が母材の板厚以上になるようにする．
(3) 主要部材のすみ肉溶接の最小有効長は，サイズの 10 倍または 80mm のいずれか大きいほうとする．

(2) 図-解 5.5.1 に示す，Ｉ型断面の桁のウェブと下フランジのすみ肉溶接のサイズは，次のように与えられる．

t  2a = 2

s

= 2s

t

2
したがって，st···················· (解 5.5.1)

s：すみ肉のサイズa：理論のど厚t：母材の厚さs
図-解 5.5.1

5.6

a

ここに

a

2

s

母材の厚さとすみ肉溶接のサイズ

軸力または／およびせん断力が作用する溶接継手の設計(1) 完全溶込み開先溶接継手
1) 溶接線方向に対して直角な方向に軸力が作用する完全溶込み開先溶接継手の応力照査は次による．
0.2%耐力に対して，

𝜎=𝑇≤ 𝜎𝑤0.2𝑑∑ 𝑎𝑙········································· (5.6.1a)

引張強さに対して，

𝜎=𝑇≤ 𝜎𝑤𝐵𝑑∑ 𝑎𝑙········································ (5.6.1b)2) 溶接線方向に平行な方向にせん断力が作用する完全溶込み開先溶接継手の応力照査は次による．
0.2%耐力に対して，

𝜏=𝑄≤ 𝜏𝑤0.2𝑑∑ 𝑎𝑙········································· (5.6.2a)

引張強さに対して，

𝜏=𝑄≤ 𝜏𝑤𝐵𝑑∑ 𝑎𝑙········································ (5.6.2b)

図-5.6.1 を参照して，

：溶接線方向に対して直角な方向に作用する軸力によって， 溶接 部に生じる垂直応力度：溶接線方向に平行な方向に作用するせん断力によって，溶接部に生じるせん断応力度

𝜎𝑤0.2𝑑：熱影響範囲の 0.2%耐力に対する設計引張強度［式(3.2.1a)］𝜎𝑤𝐵𝑑：熱影響範囲の引張強さに対する設計引張強度［式(3.2.1b)］𝜏𝑤0.2𝑑：熱影響範囲の 0.2%耐力に対する設計せん断強度［式(3.2.2a)］

𝜏𝑤𝐵𝑑：熱影響範囲の引張強さに対する設計せん断強度［式(3.2.2b)］- 66 -

T：溶接線方向に対して直角な方向に作用する軸力

Q：溶接線方向に平行な方向に作用するせん断力a：理論のど厚l：溶接の有効長：有効長に関して総和をとることを表す記号

Q
T

l

a

T
Q

図-5.6.1

完全溶込み開先溶接継手に作用する力

3) 溶接線方向に対して直角な方向に作用する軸力と溶接線方向に平行な方向に作用するせん
断力が同時に作用する場合に対する完全溶込み開先溶接継手の応力照査は次による．
0.2%耐力に対して，(

𝜎𝜎𝑤0.2𝑑

2

) +(

2

𝜏
𝜏𝑤0.2𝑑) ≤ 1.2·························· (5.6.3a)

ただし，𝜎 ≤ 𝜎𝑤0.2𝑑 ，𝜏 ≤ 𝜏𝑤0.2𝑑
引張強さに対して，

(

2

𝜎
𝜎𝑤𝐵𝑑

) +(

𝜏
𝜏𝑤𝐵𝑑

2

) ≤ 1.2·························· (5.6.3b)ただし，𝜎 ≤ 𝜎𝑤𝐵𝑑 ，𝜏 ≤ 𝜏𝑤𝐵𝑑4) アルミニウム合金 A6061-T6，A6005C-T5，A6005C-T6 の完全溶込み開先溶接継手において，5.2(1)の規定に従って，熱影響範囲を増厚した場合 には，式 (5.6.1)～(5.6.3)において，のど厚 a を母材の板厚 t に，熱影響範囲の設計引張強度（𝜎𝑤0.2𝑑 ，𝜎𝑤𝐵𝑑 ）と設計せん断
強度 （ 𝜏𝑤0.2𝑑 ，𝜏𝑤𝐵𝑑 ）を ， それ ぞれ 母材 の 設計 引張 強度 （ 𝜎𝑡0.2𝑑 ，𝜎𝑡𝐵𝑑 ）と 設 計せ ん断 強 度（𝜏0.2𝑑 ，𝜏𝐵𝑑 ）にとることができる．
(2) すみ肉溶接継手
1) 溶接線方向に対して直角な方向に軸力が作用するすみ肉溶接継手の応力照査は次による．
溶接部に対して，0.2%耐力に対して，

𝜏⊥ =𝑇≤ 𝜏𝑤0.2𝑑∑ 𝑎𝑙································· (5.6.4a)

引張強さに対して，𝜏⊥ =𝑇≤ 𝜏𝑤𝐵𝑑∑ 𝑎𝑙································· (5.6.4b)

0.2%耐力に対して，

𝜎=𝑇≤ 𝜎𝑤0.2𝑑𝑡𝑙································· (5.6.5a)

引張強さに対して，

𝜎=𝑇≤ 𝜎𝑤𝐵𝑑𝑡𝑙································· (5.6.5b)

母材の熱影響範囲に対して，- 67 -

図-5.6.2 を参照して，

⊥：溶接線方向に対して直角な方向に作用する軸力によって，溶接部に生じるせん断応力度𝜏𝑤0.2𝑑：熱影響範囲の 0.2%耐力に対する設計せん断強度［式(3.2.2a)］

𝜏𝑤𝐵𝑑：熱影響範囲の引張強さに対する設計せん断強度［式(3.2.2b)］

：溶接線方向に対して直角な方向に作用する軸力によって，母材の熱影響範囲に生じる垂直応力度

𝜎𝑤0.2𝑑：熱影響範囲の 0.2%耐力に対する設計引張強度［式(3.2.1a)］𝜎𝑤𝐵𝑑：熱影響範囲の引張強さに対する設計引張強度［式(3.2.1b)］

T：溶接線方向に対して直角な方向に作用する軸力a：理論のど厚l：溶接の有効長t：母材の板厚
：有効長に関して総和をとることを表す記号
2) 溶接線方向に平行な方向にせん断力が作用するすみ肉溶接継手の応力照査は次による．
溶接部に対して，0.2%耐力に対して，

𝜏∥ =𝑄≤ 𝜏𝑤0.2𝑑∑ 𝑎𝑙································· (5.6.6a)

引張強さに対して，

𝜏∥ =𝑄≤ 𝜏𝑤𝐵𝑑∑ 𝑎𝑙································· (5.6.6b)

0.2%耐力に対して，

𝜏=𝑄≤ 𝜏𝑤0.2𝑑𝑡𝑙································· (5.6.7a)

引張強さに対して，

𝜏=𝑄≤ 𝜏𝑤𝐵𝑑𝑡𝑙································· (5.6.7b)

母材の熱影響範囲に対して，

図-5.6.2 を参照して，
𝜏∥：溶接線方向に平行な方向に作用するせん断力によって，溶接部に生じるせん断応力度𝜏𝑤0.2𝑑：熱影響範囲の 0.2%耐力に対する設計せん断強度［式(3.2.2a)］

𝜏𝑤𝐵𝑑：熱影響範囲の引張強さに対する設計せん断強度［式(3.2.2b)］

：溶接線方向に平行な方向に作用するせん断力によって，母材の熱影響範囲に生じるせん断応力度

Q：溶接線方向に平行な方向に作用するせん断力a：理論のど厚l：溶接の有効長t：母材の板厚

：有効長に関して総和をとることを表す記号- 68 -

laQt

図-5.6.2

T

すみ肉溶接継手に作用する力

3) 溶接線方向に対して直角な方向に作用する軸力と溶接線方向に平行な方向に作用するせん
断力が同時に作用する場合に対するすみ肉溶接継手の応力照査は次による．
溶接部に対して，2𝜏∥0.2%耐力に対して，(引張強さに対して，(

𝜏𝑤0.2𝑑

) +(
2

𝜏∥
𝜏𝑤𝐵𝑑

) +(

2

𝜏⊥
𝜏𝑤0.2𝑑) ≤1··································· (5.6.8a)

2

𝜏⊥
𝜏𝑤𝐵𝑑

) ≤1

·································· (5.6.8b)

母材の熱影響範囲に対して，0.2%耐力に対して，(

2

𝜎𝜎𝑤0.2𝑑) +(2𝜏𝜏𝑤0.2𝑑························· (5.6.9a)) ≤ 1.2

ただし，𝜎 ≤ 𝜎𝑤0.2𝑑 ，𝜏 ≤ 𝜏𝑤0.2𝑑
引張強さに対して，

(

𝜎
𝜎𝑤𝐵𝑑

2

) +(

𝜏
𝜏𝑤𝐵𝑑

2

·························· (5.6.9b)) ≤ 1.2

ただし，𝜎 ≤ 𝜎𝑤𝐵𝑑 ，𝜏 ≤ 𝜏𝑤𝐵𝑑
(2)

アルミニウム合金 A6061-T6，A6005C-T5，A6005C-T6 のすみ肉溶接継手においては，図-解 5.6.1 に示すように，溶接ルートから 25mm の熱影響範囲の強度が低下する[3.2(1)参照]．したがって，すみ肉

25mm

25mm

25mm

a

a

溶接継手においては，溶接部と母材の熱影響範囲の両方に対して応力照査を行う必要がある．

t
図-解 5.6.1

すみ肉溶接継手の熱影響範囲- 69 -

5.7

曲げモーメントが作用する溶接継手の設計(1) 完全溶込み開先溶接継手
曲げモーメントが作用する完全溶込み開先溶接継手の応力照査は次による．
0.2%耐力に対して，𝜎=𝑀𝑦 ≤ 𝜎𝑤0.2𝑑
𝐼𝑎 𝑎·································· (5.7.1a)

引張強さに対して，𝜎=𝑀𝑦 ≤ 𝜎𝑤𝐵𝑑
𝐼𝑎 𝑎·································· (5.7.1b)

図-5.7.1 を参照して，

：曲げモーメントの作用によって，溶接部に生じる垂直応力度

𝜎𝑤0.2𝑑：熱影響範囲の 0.2%耐力に対する設計引張強度［式(3.2.1a)］𝜎𝑤𝐵𝑑：熱影響範囲の引張強さに対する設計引張強度［式(3.2.1b)］M：完全溶込み開先溶接継手に作用する曲げモーメントIa：接合面における 理論のど厚断面に対する中立軸回りの断面二次モーメ
ント：接合面における 理論のど厚断面に対する中立軸から応力度を算出する

ya

位置までの距離

ya

a1

a1

Ia

a2

a3

M
図-5.7.1

a3

a2

曲げモーメントが作用する完全溶込み開先溶接継手(2) すみ肉溶接継手
曲げモーメントが作用するすみ肉溶接継手の応力照査は次による．
溶接部に対して，0.2%耐力に対して，𝜏⊥ =𝑀𝑦 ≤ 𝜏𝑤0.2𝑑
𝐼𝑎 𝑎································· (5.7.2a)

引張強さに対して，𝜏⊥ =𝑀𝑦 ≤ 𝜏𝑤𝐵𝑑
𝐼𝑎 𝑎································· (5.7.2b)

0.2%耐力に対して，𝜎=𝑀𝑦 ≤ 𝜎𝑤0.2𝑑
𝐼································· (5.7.3a)

引張強さに対して，𝜎=𝑀𝑦 ≤ 𝜎𝑤𝐵𝑑
𝐼································· (5.7.3b)

母材の熱影響範囲に対して，- 70 -

図-5.7.2 を参照して，

⊥：曲げモーメントの作用によって，溶接部に生じるせん断応力度

𝜏𝑤0.2𝑑：熱影響範囲の 0.2%耐力に対する設計せん断強度［式(3.2.2a)］

𝜏𝑤𝐵𝑑：熱影響範囲の引張強さに対する設計せん断強度［式(3.2.2b)］：曲げモーメントの作用によって，母材の熱影響範囲に生じる垂直応力度

𝜎𝑤0.2𝑑：熱影響範囲の 0.2%耐力に対する設計引張強度［式(3.2.1a)］𝜎𝑤𝐵𝑑：熱影響範囲の引張強さに対する設計引張強度［式(3.2.1b)］M：すみ肉溶接継手に作用する曲げモーメントIa：接合面における理論のど厚断面に対する中立軸回りの断面二次モーメン
トya：接合面における理論のど厚断面に対する中立軸から応力度を算出する位置までの距離I：母材の断面二次モーメントy：母材の中立軸から応力度を算出する位置までの距離
25

25

mm

t1

mm

t2
25

t3

mm

M

I

y

a3

a2

ya

a2

t1

a1

Ia
a1

t2

a4

a3
a4

a5

t3

a5

図-5.7.2

曲げモーメントが作用するすみ肉溶接継手

参考文献

1)

JIS Z 3604：アルミニウムのイナートガスアーク溶接作業標準，2016．

2)

萩澤亘保，大倉一郎：アルミニウム合金 A6005C-T5 の母材と摩擦撹拌接合部の疲労強度に応力比が与える影響，土木学会論文集 A，Vol.65，No.1，pp.117-122，2009．

- 71 -

６章
6.1

摩擦撹拌接合継手

一般
摩擦撹拌接合は突合せ継手に対して適用することができる．

6.2

摩擦撹拌接合継手の部分増厚5.2 に準ずる．

6.3

摩擦撹拌接合部の理論のど厚と有効長(1) 理論のど厚摩擦撹拌接合部の理論のど厚を図-6.3.1 に示す．部分的に増厚された板の場合には，増厚部の厚さを理論のど厚とする．

aaa：理論のど厚(a)等厚の場合
図-6.3.1(b)

部分的に増厚された板の場合

摩擦撹拌接合部の理論のど厚(2) 有効長5.4(2) 1)に準ずる．

6.4

軸力または／およびせん断力を受ける摩擦撹拌接合継手の設計
5.6(1)に準ずる．

- 72 -

７章

ボルト接合継手

適用範囲

7.1

本章は，常温・大気中で使用されるアルミニウム合金土木構造物およびそれを構成する部
材の高力ボルト摩擦接合継手と支圧接合継手の設計について規定する．

高力ボルト摩擦接合継手

7.2
7.2.1

一般

(1) アルミニウム合金板の高力ボルト摩擦接合継手には鋼製高力ボルトセットを使用する．
(2) 高力 ボル ト摩 擦接 合継 手の 連結 板に 使用 でき るア ルミ ニウ ム合 金材 は， A6061-T6 とA6061-T651 の板材および A6061-T6 と A6005C-T6 の押出形材である．これら以外のアルミニウム合金材は連結板に用いることができない．疲労荷重を受ける高力ボルト摩擦接合継手においては，母材に対してもこれら以外のアルミニウム合金 材を用いることができな
い．
(3) 高力ボルト摩擦接合継手の使用に際しては，鋼製高力 ボルト自身の防錆とともに，鋼製
高力ボルトとアルミニウム合金板との異種金属接触腐食を防止する必要がある．

(2) 母材の両面に連結板を重ね，M22 の鋼製高力ボルトで F10T 相当の軸力を導入した試験 1) によると，連結板が A5083-O の場合，座金直下の板表面にへこみが発生したが，A6061-T6 の場合，そのようなへこみは発生しなかった．そこで，連結板には，0.2%耐力が 175N/mm2 の A6005C-T5 材を除く，6000 系ア
ルミニウム合金材を使用することを規定している．

7.2.2

鋼製高力ボルト(1) 鋼製高力ボルト，ナットおよび座金に対して，JIS B 1186 2)に規定される第 2 種（F10T）の呼び M12，M16，M20，M22，M24 を使用する．
(2) 溶融亜鉛めっき鋼製高力ボルトとフッ素樹脂コート鋼製高力ボルトは，鋼製高力ボルト
自身の防錆とともに，鋼製高力ボルトとアルミニウム合金板との異種金属接触腐食を防止できる高力ボルトとみなされる．
(3) 摩擦接合用として使用できるフッ素樹脂コート鋼製高力ボルトは，9.4.2 に規定される
摩擦面処理が施され，表-9.4.1 に示す F10T の設計ボルト軸力に対して 10%増しの初期導入ボルト軸力で締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手に対して，付録 A に従って実施されたすべり試験によって得られたすべり係数が 0.45 以上あるものとする．
(4) 溶融亜鉛めっき鋼製高力ボルトの等級は F8T とする．
(5) フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトの等級は F10T とする．
(6) ボルトのねじ部が，母材と連結板との間の 摩擦面にかからないようにしなければならな
い．

- 73 -

(2) アルミニウム合金板を締結する高力ボルトには ，異種金属接触腐食の対策として，溶融亜鉛めっき鋼
製高力ボルトが用いられてきた．溶融亜鉛めっきは，鋼製ボルトの腐食を防止するだけでなく，表面に付着した亜鉛の犠牲陽極作用により，アルミニウム合金板と鋼製ボルトが接触した場合に起こる異種金
属接触腐食も防止することができる．溶融亜鉛めっき鋼製高力ボルトセットは JIS に規格化されておらず，国土交通大臣の認定を受けたメーカーの製品が用いられる．
フッ素樹脂表面皮膜は，鋼製ボルト自身の腐食を防止するだけでなく，電気的絶縁性能を有するので，
アルミニウム合金板と鋼製ボルトが接触した場合に起こる異種金属接触腐食も防止することができる．
(3) フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトを使用する場合，アルミニウム合金板のクリープによってのみならず，ボルト表面のフッ素樹脂被膜のクリープによってもボルト軸力が低下する．本規定は，フッ素樹脂
コート鋼製高力ボルトを摩擦接合用として使用することができる条件を示している．
付録 A のすべり試験において，試験片のすべり係数の平均値が 0.45 以上あっても，一部の試験片のすべり係数が 0.45 未満の場合がある．本規定では，各試験片のすべり係数が 0.45 以上あることを要求している．
(4) 一般に使用される摩擦接合用鋼製高力ボルトは F10T である．F10T は熱処理によってその強度が得ら
れ，焼戻し温度は約 420℃である．溶融亜鉛めっきは 480℃で実施されるのでその熱影響によって F10Tの強度が保証されない場合がある．したがって，溶融亜鉛めっき鋼製高力ボルトには F8T 相当の軸力が導入される．
(5) フッ素樹脂コート鋼製ボルトの表面被膜の熱処理温度は 150～200℃であり，この温度は，F10T の焼戻し温度に影響しない．したがって，フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトの等級は，フッ素樹脂を処理する前の鋼製高力ボルトの等級と同じにとることができる．F10T のフッ素樹脂コート鋼製高力ボルトの使用本数に対して，F8T のフッ素樹脂コート鋼製高力ボルトの使用本数は多くなる．したがって，F8T のフッ素樹脂コート鋼製高力ボルトが現実に使用されることはないと考えられるので，F8T のフッ素樹脂
コート鋼製ボルトを除外している．

7.2.3

最小板厚

(1) 図-7.2.1 に示す，2 面摩擦を有する突合せ継手の母材と連結板の最小板厚は，次式で与えられる値とする．

t1 = 0.4d ······················································································ (7.2.1)
母材が A6005C-T5 材を除く，6000 系アルミニウム合金材の場合，

t2 = 0.5t1 ···················································································· (7.2.2a)
母材が 5000 系アルミニウム合金材および A6005C-T5 材の場合，
t2 = t1 ······················································································· (7.2.2b)

ここに，t1 ，t2 ：それぞれ，母材と連結板の板厚

図-7.2.1

2 面摩擦を有する突合せ継手- 74 -

t1：摩擦接合用鋼製高力ボルトの直径

t2 t2

d

(2) 図-7.2.2 に示す，1 面摩擦を有する突合せ継手の母材と連結板の最小板厚は，次式で与えられる値とする．

t1 = t2 = 0.4d ················································································· (7.2.3)
ここに， t1，t2 ：それぞれ，母材と連結板の板厚d：摩擦接合用鋼製高力ボルトの直径

この継手においては，5000 系アルミニウム合金材および A6005C-T5 材を母材に用いるこt1t2とができない．

図-7.2.2

1 面摩擦を有する突合せ継手(3) 図-7.2.3 に示す重ね継手の母材の最小板厚は，次式で与えられる値とする．

t1 = 0.4d ······················································································ (7.2.4)
ここに，

t1

：母材の板厚d：摩擦接合用鋼製高力ボルトの直径

この継手においては，5000 系アルミニウム合金材および A6005C-T5 材を母材に用いるこt1

t1とができない．

図-7.2.3

重ね継手

2 面摩擦を有する突合せ継手において，鋼製高力ボルトに導入された軸力に対して，座金直下の連結板の表面にへこみを生じさせず，疲労荷重などの繰返し荷重に対してボルトにゆるみを生じさせない条件として，式(7.2.1)と(7.2.2a)が与えられている 3) ．連結板と母材の界面にも大きな接触面圧力が生じるので 3)，母材が 5000 系アルミニウム合金材および A6005C-T5 材の場合，式(7.2.2b)に示すように，連結板の板厚を大きくとることによって，接触面圧力を低減することを図っている． 1 面摩擦を有する突合せ継手の母材と連結板の最小板厚，および重ね継手の母材の最小板厚は， 式(7.2.1)と(7.2.2a)を参考にして決めている．

- 75 -

7.2.4摩擦接合用鋼製高力ボルトの設計荷重伝達力(1) 摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計摩擦荷重伝達力は次式で与えられる．
····························································· (7.2.5a)

𝜌𝑓𝐹𝑑 = 𝜙𝐹 𝜌𝐹 𝑗1
𝑗={2
ここに，𝜌𝑓𝐹𝑑
𝜌𝐹（1 面摩擦）····························································· (7.2.5b)（2 面摩擦）：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計摩擦荷重伝達力：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の 1 摩擦面あたりの公称摩擦荷重伝達力

𝜙𝐹 ：摩擦荷重伝達力に対する抵抗係数
摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の 1 摩擦面あたりの公称摩擦荷重伝達力𝜌𝐹 を表-7.2.1 に示
す．
表-7.2.1

摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の 1 摩擦面あたりの公称摩擦荷重伝達力𝜌𝐹

高力ボルト
の等級

ボルトの
呼び

F8T

F10T

𝜌𝐹 (kN)
9.4.2 に規定される摩擦面処理が施された場合摩擦面処理が施されない場合

M12

18.4

6.9

M16

34.2

12.8

M20

53.3

20.0

M22

65.9

24.7

M24

76.8

28.8

M12

22.8

8.5

M16

42.4

15.9

M20

66.2

24.8

M22

81.8

30.7

M24

95.3

35.7

( 2) 摩 擦 接 合 用 鋼 製 高 力 ボ ル ト 1 本 の 設 計 破 壊 荷 重 伝 達 力 は 次 式 で 与 え ら れ る ．
𝜌𝑓𝑈𝑑 = min(𝜌𝑓𝑆𝐵𝑑 , 𝜌𝑓𝐵𝐵𝑑 )· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.2 .6 a)
𝜌𝑓𝑆𝐵𝑑 = 𝜙𝑆𝐵

𝜋𝑑 2 𝜎𝑆𝐵
𝑗
4 √3

𝑗={

1
2

· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.2 .6 b)（1 面摩擦）· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.2 .6 c)（2 面摩擦）𝜌𝑓𝐵𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 × min(𝑑𝑡1 × 2𝜎1𝐵 , 𝑑𝑡22 × 2𝜎2𝐵 )ここに， 𝜌𝑓𝑈𝑑

· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.2 .6 d)：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力

𝜌𝑓𝑆𝐵𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計せん断破壊荷重
𝜌𝑓𝐵𝐵𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計支圧破壊荷重d：摩擦接合用鋼製高力ボルトの直径

𝜎𝑆𝐵：摩擦接合用鋼製高力ボルトの引張強さ（F8T に対して 800 N/mm2，F10Tに対して 1000 N/mm2 ）𝑡1：母材の板厚𝑡22：連結板の総厚- 76 -

𝜎1𝐵：母材のアルミニウム合金材の引張強さ（表-7.2.2 参照）

𝜎2𝐵：連結板のアルミニウム合金材の引張強さ（表-7.2.2 参照）

𝜙𝑆𝐵 ，𝜙𝐵 ：それぞれ，摩擦接合用鋼製高力ボルトの引張強さ，アルミニウム合金
材の引張強さに対する抵抗係数
表-7.2.2

アルミニウム合金材の引張強さ𝜎𝐵
板厚 t

引張強さ𝜎𝐵(mm)(N/mm2 )A5083-H1124≦t≦40275

A5083-O3≦t≦40275

A6061-T6

3≦t≦6.5

295

A6061-T651

6.5≦t≦40

295

A5083-H1123≦t≦40275

A5083-O3≦t≦38275

A6061-T63≦t≦40

265

3≦t≦6

245

6＜t≦12

225

3≦t≦6

265

アルミニウム合金

板材

押出
形材

A6N01-T5
A6N01-T6(1) 摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の 1 摩擦面あたりの公称摩擦荷重伝達力は次式で与えられる．
𝜌𝐹 = 𝜇𝑁𝑑··································································· (解 7.2.1a)

𝑁𝑑 = 𝛼𝜎𝑠0.2 𝐴𝑠··································································· (解 7.2.1b)

ここに，

𝜌𝐹

：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の 1 摩擦面あたりの公称摩擦荷重伝達力

：すべり係数
9.4.2 に規定される摩擦面処理が施される場合
摩擦面処理が施されない場合

0.4

0.15

Nd

：設計ボルト軸力：ボルトの 0.2%耐力を低減するための比率（F8T に対し 0.85，F10T に対して 0.75）

S0.2：摩擦接合用鋼製高力ボルトの 0.2%耐力（F8T に対して 640 N/mm2 ，F10T に対して 900 N/mm 2）

AS：摩擦接合用鋼製高力ボルトのねじ部の有効断面積

9.4.2 に規定される摩擦面処理が施され，表-9.4.1 に示す F10T の設計ボルト軸力の 10%増しの初期導入ボルト軸力に対して，ある フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接合
継手のすべり係数が 0.45 を十分に超えることが示されている 4) ．さらに，すべり試験が実施された時のすべり荷重が，100 年後には 3.5%低下することが示されている 4) ．
他方，鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手の温度が低下した場合，アルミニ
ウム合金と鋼の線膨張係数の違いによってボルト軸力が低下する．M22 の鋼製高力ボルトに対して，単位温度の変化に対するボルト軸力の変化が 0.197 kN/℃であることが示されている 1)．したがって，30℃の温度低下に対して，ボルト軸力の低下は 5.91 kN になる．これは，M22 の設計ボルト軸力 205kN に対して2.9%のボルト軸力の低下になる．
以上より，あるフッ素樹脂コート鋼製ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手に対して，
100 年後に温度が 30℃低下した場合，すべり試験が実施された時のすべり荷重が 6.4%低下することになる．

- 77 -

7.2.2(3)の規定により，フッ素樹脂コート鋼製ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接 合継手が0.45 以上のすべり係数を確保していたとしても，すべり試験が実施された時以降のボルト軸力の低下を考慮して，式(解 7.2.1)の計算では，すべり係数を 0.4 として摩擦接合用鋼製高力ボルトの公称摩擦荷重伝
達力を与えている．これは，すべり試験が実施された時から 11%のボルト軸力の低下を見込んでいる．すなわち，前述したアルミニウム合金板摩擦接合継手で得られた 6.4%のボルト軸力の低下の約 2 倍のボルト
軸力の低下を許容している．すべり試験が実施された時からのボルト軸力の低下が大きいことが懸念されるフッ素樹脂コート鋼製ボルトに対しては，付録 A の A.4 の解説に記載される方法により，すべり試験が実施された時以降のすべり係数を推定して，設計期間内のすべり係数が 0.4 以上あることを確認する必要がある．
摩擦面処理が施されていないとき，これまで，すべり係数に対して 0.2 が用いられてきた 5) ．しかし，前述と同様の考えに従って，すべり係数を 0.15 として摩擦接合用鋼製高力ボルトの基本摩擦荷重伝達力を与えている．
9.4.2 に規 定 さ れ る 摩 擦 面 処 理 が 施 さ れ た 場 合 お よ び 摩 擦 面 処 理 が 施 さ れ な い 場 合 に 対 し て ， 式(解7.2.1)によって計算される摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の 1 摩擦面あたりの公称摩擦荷重伝達力を表-解7.2.1 に示す．

表-解 7.2.1

摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の 1 摩擦面あたりの公称摩擦荷重伝達力𝜌𝐹𝜌𝐹 (kN)

高力
ボルト
の等級

F8T

F10T

ボルト
の呼び



S0.2
(N/mm2 )AS(mm2 )

Nd(kN)

9.4.2 に規定される摩擦面処理が施された場合

摩擦面 処理が 施さ れない場合

 =0.4

 =0.15

M12

84.3

45.9

18.4

6.9

M16

157

85.4

34.2

12.8

245

133.3

53.3

20.0

M22

303

164.8

65.9

24.7

M24

353

192.0

76.8

28.8

M12

84.3

56.9

22.8

8.5

M16

157

106.0

42.4

15.9

245

165.4

66.2

24.8

M22

303

204.5

81.8

30.7

M24

353

238.3

95.3

35.7

M20

M20

0.85

0.75

640

900

(2) 式(7.2.6b)の𝜎𝑆𝐵 ⁄√3は，von Mises の降伏条件に従って，摩擦接合用鋼製高力ボルトの引張強さの 1 / 3倍した値を摩擦接合用鋼製高力ボルトのせん断強さとしている．
AA 6)においては，アルミニウム合金材の支圧破壊強さとして，アルミニム合金材の引張強さの 2 倍が採用されている．式(7.2.6d)の2𝜎1𝐵 と2𝜎2𝐵 はこれに基づいている．

- 78 -

高力ボルト摩擦接合継手の摩擦荷重設計

7.2.5(1) 図-7.2.4 に示すように，一様に分布する垂直応力が作用する高力ボルト摩擦接合継手の摩擦荷重設計においては，次式を照査する．
𝜌𝑃 =
ここに，

𝑃
≤ 𝜌𝑓𝐹𝑑𝑛······································································ (7.2.7)

P：ボルト 1 本に作用する力P：接合線の片側にある全ボルトに作用する力n：接合線の片側にあるボルトの全本数

𝜌𝑓𝐹𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計摩擦荷重伝達力［式(7.2.5)］

図-7.2.4

一様に分布する垂直応力が作用する高力ボルト摩擦接合継手( 2) 図 - 7. 2 .5 に 示 す よ う に ， 一 様 に 分 布 し な い 垂 直 応 力 が 作 用 す る 高 力 ボ ル ト 摩
擦接合継手の摩擦荷重設計においては，各行のボルトに対して次式を照査す
る．
𝜌𝑃𝑖 =
ここに，

𝑃𝑖
≤ 𝜌𝑓𝐹𝑑𝑛𝑖······································································ (7.2.8)

Pi ：i 行目のボルト 1 本に作用する力
Pi：i 行目の，接合線の片側にある全ボルトに作用する力

ni ：i 行目の，接合線の片側にあるボルトの全本数
𝜌𝑓𝐹𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計摩擦荷重伝達力［式(7.2.5)］

1
1

0

0

1

1 行目のボルト2

1

1

b1 = g 0 +
P1 =

g1
2

 0 + 1
2

b1 t

-1

-1

2

i 行目のボルト2-1

g i −1 + g i2
 i −1 +  i
Pi =
bi t
2

bi =

t：母材の板厚
接合線

図-7.2.5

一様に分布しない垂直応力が作用する高力ボルト摩擦接合継手- 79 -

(3) せん断力が作用する高力ボルト摩擦接合継手の摩擦荷重設計においては，次式を照査す
る．
𝜌𝑄 =
ここに，

𝑄
≤ 𝜌𝑓𝐹𝑑𝑛··································································· (7.2.9)

𝜌𝑄：ボルト 1 本に作用する力Q：接合線の片側にある全ボルトに作用する力n：接合線の片側にあるボルトの全本数
𝜌𝑓𝐹𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計摩擦荷重伝達力［式(7.2.5)］( 4) 垂 直 応 力 と せ ん 断 力 が 同 時 に 作 用 す る 高 力 ボ ル ト 摩 擦 接 合 継 手 の 摩 擦 荷 重 設計においては，次式を照査する．
𝜌 = √𝜌𝑃2 + 𝜌𝑄2 ≤ 𝜌𝑓𝐹𝑑
ここに，··································································· (7.2.10)：ボルト 1 本に作用する力

P：垂直応力によってボルト 1 本に作用する力

𝜌𝑄 ：せん断力によってボルト 1 本に作用する力𝜌𝑓𝐹𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計摩擦荷重伝達力［式(7.2.5)］(5) 図-7.2.6 に示すように，曲げによるせん断力を受ける板を水平方向に連結する高力ボル
ト摩擦接合継手の摩擦荷重設計においては，次式を照査する．
𝜌𝐻 =
ここに，

𝑄𝑆𝑝
≤ 𝜌𝑓𝐹𝑑𝐼𝑛··································································· (7.2.11)

H ：水平方向に連結するボルト 1 本に作用する力Q：曲げによるせん断力

S：接合線の外側の断面一次モーメントI：母材の断面二次モーメントp：ボルトのピッチn：接合線直角方向のボルトの本数
𝜌𝑓𝐹𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計摩擦荷重伝達力［式(7.2.5)］

図-7.2.6

曲げによるせん断力が作用する板を水平方向に連結する高力ボルト摩擦接合継手- 80 -

7.2.6高力ボルト摩擦接合継手の破壊荷重設計(1) 図-7.2.4 に示すように，一様に分布する垂直応力が作用する高力ボルト摩擦接合継手の破壊荷重設計においては，次式を照査する．
𝜌𝑃 =
ここに，

𝑃
≤ 𝜌𝑓𝑈𝑑𝑛········································································· (7.2.12)

P：ボルト 1 本に作用する力P：接合線の片側にある全ボルトに作用する力n：接合線の片側にあるボルトの全本数

𝜌𝑓𝑈𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.2.6)］(2) 図-7.2.7 に示すように，一様に分布しない垂直応力が作用する高力ボルト摩擦接合継手の破壊荷重設計においては，次式を照査する．
𝑀𝜌𝑛 =𝑦 ≤ 𝜌𝑓𝑈𝑑 ········································································· (7.2.13)∑ 𝑦𝑖2 𝑛
ここに，n

：一番外にあるボルト 1 本に作用する力

M：作用曲げモーメント：接合線の片側にあるボルトに対して総和をとることを表す記号yi：中立軸からボルトまでの距離yn：中立軸から一番外にあるボルトまでの距離

𝜌𝑓𝑈𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.2.6)］

図-7.2.7

曲げモーメントが作用する高力ボルト摩擦接合継手( 3) せ ん 断 力 が 作 用 す る 高 力 ボ ル ト 摩 擦 接 合 継 手 の 破 壊 荷 重 設 計 に お い て は ， 次
式を照査する．
𝜌𝑄 =
ここに，

𝑄
≤ 𝜌𝑓𝑈𝑑𝑛········································································· (7.2.14)

𝜌𝑄：ボルト 1 本に作用する力Q：接合線の片側にある全ボルトに作用する力n：接合線の片側にあるボルトの全本数

𝜌𝑓𝑈𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.2.6)］(4) 垂直応力とせん断力が同時に作用する高力ボルト摩擦接合継手の破壊荷重設計においては，次式を照査する．
𝜌 = √𝜌𝑃2 + 𝜌𝑄2 ≤ 𝜌𝑓𝑈𝑑······································································· (7.2.15)- 81 -

ここに，

：ボルト 1 本に作用する力

P：垂直応力によってボルト 1 本に作用する力

𝜌𝑄：せん断力によってボルト 1 本に作用する力𝜌𝑓𝑈𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.2.6)］(5) 図-7.2.6 に示すように，曲げによるせん断力が作用する板を水平方向に連結する高力ボ
ルト摩擦接合継手の破壊荷重設計においては，次式を照査する．
𝜌𝐻 =

𝑄𝑆𝑝
≤ 𝜌𝑓𝑈𝑑𝐼𝑛

ここに，···································································· (7.2.16)

H ：水平方向に連結するボルト 1 本に作用する力Q：曲げによるせん断力

S：接合線の外側の断面一次モーメントI：母材の断面二次モーメントp：ボルトのピッチn：接合線直角方向のボルトの本数
𝜌𝑓𝑈𝑑 ：摩擦接合用鋼製高力ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.2.6)］

7.2.7 連結板および継手の母材の設計(1) 連結板には溶接または摩擦撹拌接合で接合された板を使用してはならない．
(2) 2 面摩擦を有する突合せ継手の連結板の厚さは等厚とする．
(3) 引張力が作用する連結板は，7.2.8 で規定される，純断面に生じる応力度が，3.1 で規定される設計引張強度（𝜎𝑡0.2𝑑 および𝜎𝑡𝐵𝑑 ）以下になることを照査する．
(4) 圧縮力が作用する連結板は，総断面に生じる応力度が，3.5 で規定される設計圧縮強度（𝜎𝑐𝑢𝑑 および𝜎𝑡𝐵𝑑 ）以下になることを照査する ．ここで， 𝜎𝑐𝑢𝑑 を与える式 (3.5.1a)の𝜎𝑢 を
𝜎0.2 とする．
(5) 曲げモーメントが作用する連結板は，次式を照査する．
𝜎=
ここに，

𝑀
𝑦 ≤ 𝜎𝑑𝐼·····································································(7.2.17)

：連結板の最外縁に生じる応力度

MI：連結板に作用する曲げモーメント：部材の中立軸に関する，連結板の総断面に対する断面二次モーメントy：部材の中立軸から連結板の最外縁までの距離𝜎𝑑：3.1 で規定される設計引張強度（𝜎𝑡0.2𝑑 および𝜎𝑡𝐵𝑑 ）または 3.5 で規定される設計圧縮強度（𝜎𝑐𝑢𝑑 および𝜎𝑡𝐵𝑑 ）［ここで，𝜎𝑐𝑢𝑑 を与える式(3.5.1a)の𝜎𝑢 を𝜎0.2 とする.］(6) 継手の母材の設計は連結板の設計と同様 である．引張力が作用する場合，母材の純断面に生じる応力度が設計引張強度（𝜎𝑡0.2𝑑 および𝜎𝑡𝐵𝑑 ）以下になることを照査し，圧縮応力が作用する場合，総断面に生じる応力度が設計圧縮強度（𝜎𝑐𝑢𝑑 および𝜎𝑡𝐵𝑑 ）以下になることを照査する．ここで，𝜎𝑐𝑢𝑑 を与える式(3.5.1a)の𝜎𝑢 を𝜎0.2 とする.

- 82 -

7.2.8 純断面積の計算
引張力が作用する板の純断面積の計算は次の各項に従う．
(1) 純断面積は純幅と板厚との積である．板の純幅はその総幅からボルト孔により失われる幅を除いたものである．
(2) 板の純断面積の算定に使用するボルト孔の直径は，ボルトの直径に 3mm を加えた値とする．
(3) 千鳥にボルト締めされた板の純幅は，着目断面の最初のボルト孔の直径を引き，順次，次式によって計算される w を各ボルト孔に対して差し引いたものとする．

w= D−
ここに，

D
p，g

p2
··················································································(7.2.18)
4g：ボルト孔の直径：それぞれ，ボルトのピッチとゲージ［図-7.2.9(b)参照］

w の値が負の場合，ボルト孔の控除は無視する．
(4) 山形および溝形の押出形材では，図-7.2.8 に示すように，展開断面に対して純断面積の計算を行う．展開断面の全幅は𝑎 + 𝑏 − 𝑡であり，ゲージ長 g は，山形断面の背面に沿って

a+b-t

b

t

g

a

展開中心

a-t

D
d

測ったボルト線間距離から厚さ t を差し引いた値である．

bp

図-7.2.8(3)山形断面の展開式(7.2.18)の使用方法について説明する．例として，図-解 7.2.1 に示す千鳥配置された高力ボルト

摩擦接合継手の場合，三つの破断経路①（実線），②（破線），③（一点長鎖線）が考えられる．
破断経路①に対して，

b − 3D
破断経路②に対して，

p2  
p2  
p2  
p2 
p2b− D −D −
−D−
−D−
−D−
 = b − 5D +4g  
4g  
4g  
4g g


破断経路③に対して，


p2 
p2 
p2
b− D −D −− D −D − = b − 4D +
4g 
4g 
2g



これら三つの値で最も小さな値が図-解 7.2.1 の純幅である．

- 83 -

図-解 7.2.1

千鳥配置された高力ボルト摩擦接合継手

7.2.9 ボルトの中心間隔および縁端距離(1) ボルトの最小中心間隔は表-7.2.2 に示す値とする．
表-7.2.2

ボルトの最小中心間隔

ボルトの呼び最小中心間隔 (mm)

M12

40

M16

55

M20

65

M22

75

M24

85

(2) ボルトの最大中心間隔は表-7.2.3 に示す値とする．
表-7.2.3

ボルトの最大中心間隔

部材

p (mm)

圧縮部材

引張部材

ここに，

t

直列配置の場合

8.5t

千鳥配置の場合

10t −

g (mm)

3g
8

ただし，8.5t 以下

直列配置の場合

17t

千鳥配置の場合

3 
2 10t − g 
8 

ただし，17t 以下

17t

17t

：連結板の板厚p と g ：それぞれ，ボルトのピッチとゲージ（図-7.2.9 参照）

応力方向

g

g

応力方向

p

p
(a)

直列配置

(b)
図-7.2.9

千鳥配置

ボルトのピッチとゲージ- 84 -p

(3) 図-7.2.10 に示す，ボルトの縁端距離は次に従う．
1) ボルト孔の中心から連結板の材縁までの距離（材縁距離）は，ボルト孔の直径の 1.5 倍以上とする．
2) ボルト孔の中心から連結板の材端までの距離（材端距離）は，ボルト孔の直径の 2 倍以上とする．
3) 連結板の材縁距離および材端距離の最大値は，連結板の板厚の 5.5 倍とする．ただし，90mm を超えてはならない．
材端距離
材縁距離
P

P

図-7.2.10

縁端距離(1) この規定は，支障なくボルト締め作業ができるために設けられたものであり，道路橋示方書 7) および鉄道構造物等設計標準・同解説

鋼・合成構造物 8)に従っている．

(2) この規定は，連結板の局部座屈を避けるために設けられたものであり，AASHTO 9) に従っている．
(3) この規定は，連結板の縁端部を破断させないこと，および板間の隙間から雨水などを浸入させないた
めに設けられた規定である．1)は AA 10) と Eourocode 9 11) に，2) については Eourocode 9 11)に，3) については AASHTO 9)に従っている．

7.2.10 ボルトの最少本数
接合線の片側のボルトの最少本数は 2 本とする．

- 85 -

支圧接合継手

7.3
7.3.1

一般

(1) 支圧接合継手は，防護柵，検査路などの付属物の製作に用いることができる．
(2) アルミニウム合金板の支圧接合継手には，鋼製，ステンレス鋼製またはアルミニウム合金製で，強度が保証されたボルトセットを使用しなければならない．
(3) 支圧接合継手の母材と連結板に使用できるアルミニウム合金材は，A5083-H112，A5083O ， A6061-T6 ， A6061-T651 の 板 材 お よ び A5083-H112 ， A5083-O ， A6061-T6 ， A6005CT5，A6005C-T6 の押出形材である．
(4) 鋼製またはステンレス鋼製ボルトの使用に際しては，ボルト自身の防錆とともに，ボルトとアルミニウム合金板との異種金属接触腐食を防止する必要がある．
(5)ボルトのねじ部が，母材と連結板との間のせん断面にかからないようにしなければなら

ない.
(6)

アルミニウム合金製リベット継手の設計も支圧接合継手の設計に準ずる．

(6) アルミニウム合金土木構造物に適用できるアルミニウム合金製の大径リベットが開発されている 12) ．

7.3.2

支圧接合用ボルトの設計荷重伝達力(1) 支圧接合用ボルト 1 本の設計降伏荷重伝達力は次式で与えられる．
𝜌𝑏𝑌𝑑 = min(𝜌𝑏𝑆𝑌𝑑 , 𝜌𝑏𝐵0.2𝑑 )· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.3 .1 a)𝜌𝑏𝑆𝑌𝑑 = 𝜙𝑆𝑌

𝜋𝑑 2 𝜎𝑆𝑌
𝑗
4 √3

1
𝑗={
2

· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.3 .1 b)（1 面せん断）（2 面せん断）𝜌𝑏𝐵0.2𝑑 = 𝜙0.2 × min(𝑑𝑡1 × 1.5𝜎1,0.2 , 𝑑𝑡22 × 1.5𝜎2,0.2 )
ここに，· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.3 .1 c)· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.3 .1 d)

𝜌𝑏𝑌𝑑：支圧接合用ボルト 1 本の設計降伏荷重伝達力

𝜌𝑏𝑆𝑌𝑑：支圧接合用ボルト 1 本の設計せん断降伏荷重

𝜌𝑏𝐵0.2𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計支圧降伏荷重d：支圧接合用ボルトの直径

𝜎𝑆𝑌：支圧接合用ボルトの降伏応力または 0.2%耐力

𝑡1：母材の板厚𝑡22：連結板の総厚𝜎1,0.2：母材のアルミニウム合金材の 0.2%耐力（表-7.3.1 参照）

𝜎2,0.2：連結板のアルミニウム合金材の 0.2%耐力（表-7.3.1 参照）

𝜙𝑆𝑌 ，𝜙0.2 ：それ ぞれ， 支圧 接合用 ボル トの降 伏応 力 度， アルミ ニウ ム合金 材 の0.2%耐力に対する抵抗係数- 86 -

( 2) 支 圧 接 合 用 ボ ル ト 1 本 の 設 計 破 壊 荷 重 伝 達 力 は 次 式 で 与 え ら れ る ．
𝜌𝑏𝑈𝑑 = min(𝜌𝑏𝑆𝐵𝑑 , 𝜌𝑏𝐵𝐵𝑑 )· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.3 .2 a)
𝜌𝑏𝑆𝐵𝑑 = 𝜙𝑆𝐵1𝑗={2

𝜋𝑑 2 𝜎𝑆𝐵𝑗
4 √3· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.3 .2 b)（1 面せん断）· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.3 .2 c)（2 面せん断）𝜌𝑏𝐵𝐵𝑑 = 𝜙𝐵 × min(𝑑𝑡1 × 2𝜎1𝐵 , 𝑑𝑡22 × 2𝜎2𝐵 )· · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · · (7.3 .2 d)

ここに， 𝜌𝑏𝑈𝑑

：支圧接合用ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力

𝜌𝑏𝑆𝐵𝑑：支圧接合用ボルト 1 本の設計せん断破壊荷重

𝜌𝑏𝐵𝐵𝑑：支圧接合用ボルト 1 本の設計支圧破壊荷重d：支圧接合用ボルトの直径

𝜎𝑆𝐵：支圧接合用ボルトの引張強さ

𝑡1：母材の板厚𝑡22：連結板の総厚𝜎1𝐵：母材のアルミニウム合金材の引張強さ（表-7.3.1 参照）

𝜎2𝐵：連結板のアルミニウム合金材の引張強さ（表-7.3.1 参照）

𝜙𝑆𝐵 ，𝜙𝐵：それぞれ，支圧接合用ボルトの引張強さ，アルミニウム合金材の引張強さに対する抵抗係数
表-7.3.1

母材の引張強さ  B と 0.2％耐力 0.2
板厚 t
(mm)

引張強さ  B(N/mm2 )0.2％耐力 0.2
(N/mm2 )A5083-H1124≦t≦40275

125A5083-O3≦t≦40275

125A6061-T6

3≦t≦6.5

295

245

A6061-T651

6.5≦t≦40

295

245

A5083-H1123≦t≦40275

120

A5083-O3≦t≦38275

120

A6061-T63≦t≦40

265

245

3≦t≦6

245

205

6＜t≦12

225

175

3≦t≦6

265

235

アルミニウム合金

板材

押出
形材

A6005C-T5
A6005C-T6

式(7.3.1b)の𝜎𝑆𝑌 ⁄√3は，von Mises の降伏条件に従って，支圧接合用ボルトの降伏応力度の 1 / 3 倍した値を支圧接合用ボルトのせん断降伏応力度としている．同様に，式(7.3.2b)の𝜎𝑆𝐵 ⁄√3は，von Mises の降伏条件に従って，支圧接合用ボルトの引張強さの 1 / 3 倍した値を支圧接合用ボルトのせん断強さとしている．
AA 13) において，アルミニウム合金材の支圧降伏応力度はアルミニム合金材の 0.2%耐力の約 1.5 倍である
ことが示されている．式(7.3.1d)の1.5𝜎1,0.2と1.5𝜎2,0.2はこれに基づいている．さらに，AA 6)においては，アル ミ ニ ウ ム合 金 材 の 支 圧 破 壊 強 さ とし て ， ア ル ミ ニ ム 合金 材 の 引 張 強 さ の 2 倍 が 採 用 さ れ て い る ．式
(7.3.2d)の2𝜎1𝐵 と2𝜎2𝐵 はこれに基づいている．

- 87 -

7.3.3支圧接合継手の設計(1) 図-7.2.4 に示すように，一様に分布する垂直応力が作用する支圧接合継手においては，次式を照査する．
降伏荷重伝達力に対して，

𝜌𝑃 =𝑃≤ 𝜌𝑏𝑌𝑑𝑛································· (7.3.3a)

破壊荷重伝達に対して，

𝜌𝑃 =𝑃≤ 𝜌𝑏𝑈𝑑𝑛································· (7.3.3b)

ここに，

P

：ボルト 1 本に作用する力P：接合線の片側にある全ボルトに作用する力n：接合線の片側にあるボルトの全本数

𝜌𝑏𝑌𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計降伏荷重伝達力［式(7.3.1)］
𝜌𝑏𝑈𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.3.2)］(2) 図-7.2.7 に示すように，一様に分布しない垂直応力が作用する支圧接合継手において
は，次式を照査する．
降伏荷重伝達力に対して，𝜌𝑛 =𝑀𝑦 ≤ 𝜌𝑏𝑌𝑑∑ 𝑦𝑖2 𝑛································ (7.3.4a)

破壊荷重伝達に対して，𝜌𝑛 =𝑀𝑦 ≤ 𝜌𝑏𝑈𝑑∑ 𝑦𝑖2 𝑛································ (7.3.4b)

ここに，

n

：一番外にあるボルト 1 本に作用する力

M：作用曲げモーメント：接合線の片側にあるボルトに対して総和をとることを表す記号yi：中立軸からボルトまでの距離yn：中立軸から一番外にあるボルトまでの距離

𝜌𝑏𝑌𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計降伏荷重伝達力［式(7.3.1)］
𝜌𝑏𝑈𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.3.2)］( 3) せ ん 断 力 が 作 用 す る 支 圧 接 合 継 手 に お い て は ， 次 式 を 照 査 す る ．
降伏荷重伝達力に対して，

𝜌𝑄 =𝑄≤ 𝜌𝑏𝑌𝑑𝑛·································· (7.3.5a)

破壊荷重伝達に対して，

𝜌𝑄 =𝑄≤ 𝜌𝑏𝑈𝑑𝑛·································· (7.3.5b)

ここに，

𝜌𝑄

：ボルト 1 本に作用する力Q：接合線の片側にある全ボルトに作用する力n：接合線の片側にあるボルトの全本数

𝜌𝑏𝑌𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計降伏荷重伝達力［式(7.3.1)］
𝜌𝑏𝑈𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.3.2)］(4) 垂直応力とせん断力が同時に作用する支圧接合継手においては，次式を照査する．
降伏荷重伝達力に対して，

𝜌 = √𝜌𝑃2 + 𝜌𝑄2 ≤ 𝜌𝑏𝑌𝑑································· (7.3.6a)

破壊荷重伝達に対して，

𝜌 = √𝜌𝑃2 + 𝜌𝑄2 ≤ 𝜌𝑏𝑈𝑑································· (7.3.6b)

ここに，



：ボルト 1 本に作用する力- 88 -

P：垂直応力によってボルト 1 本に作用する力

𝜌𝑄：せん断力によってボルト 1 本に作用する力

𝜌𝑏𝑌𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計降伏荷重伝達力［式(7.3.1)］
𝜌𝑏𝑈𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.3.2)］(5) 図-7.2.6 に示すように，曲げによるせん断力が作用する板を水平方向に連結する支圧接合継手においては，次式を照査する．
降伏荷重伝達力に対して，

𝜌𝐻 =

𝑄𝑆𝑝
≤ 𝜌𝑏𝑌𝑑𝐼𝑛································· (7.3.7a)

破壊荷重伝達に対して，

𝜌𝐻 =

𝑄𝑆𝑝
≤ 𝜌𝑏𝑈𝑑𝐼𝑛································· (7.3.7b)

ここに，

H ：水平方向に連結するボルト 1 本に作用する力Q：曲げによるせん断力

S：接合線の外側の断面一次モーメントI：母材の断面二次モーメントp：ボルトのピッチn：接合線直角方向のボルトの本数

𝜌𝑏𝑌𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計降伏荷重伝達力［式(7.3.1)］
𝜌𝑏𝑈𝑑 ：支圧接合用ボルト 1 本の設計破壊荷重伝達力［式(7.3.2)］

7.3.4

連結板および継手の母材の設計

支圧接合継手の連結板および継手の母材の設計は，7.2.7 に準ずる．

7.3.5

純断面積の計算

引張力が作用する板の純断面積の計算方法は 7.2.8 に準ずる．純断面積の算定に使用するボルト孔の直径は，ボルトの直径に 2mm を加えたものとする．

7.3.6

ボルトの中心間隔および縁端距離7.2.9 に準ずる．

7.3.7

ボルトの最少本数

7.2.10 に準ずる．

参考文献

1)

大倉一郎，萩澤亘保，長尾隆史：アルミニウム合金板摩擦接合継手における鋼製高力ボルトの軸力低下，構造工学論文集，Vol.56A，pp.827-837，2010．

2)

JIS B 1186：摩擦接合用高力六角ボルト・六角ナット・平座金のセット，2013．

- 89 -

3)

吉野浩祐，大倉一郎：アルミニウム合金板摩擦接合継手のボルト径と最小板厚の関係， ALST 研究レ
ポート，No.33，2013．

4)

萩澤亘保，長尾隆史，大倉一郎：フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板
摩擦接合継手のすべり係数，ALST 研究レポート，No.28，2012．

5)日本アルミニウム協会（旧軽金属協会）：アルミニウム合金土木構造物設計・製作指針案（第 1 次改定試案），1998．

6)

Aluminum Association: Aluminum Design Manual, PART II, Specification for Aluminum Structures
Commentary, 2010.

7)日本道路協会：道路橋示方書・同解説 Ⅰ共通編 Ⅱ鋼橋編，2012．

8)

鉄道総合技術研究所：鉄道構造物等設計標準・同解説 鋼・合成構造物，2009

9)

AASHTO: LRFD Bridge Design Specifications, 1994．

10) Aluminum Association: Aluminum Design Manual, PART I, Specification for Aluminum Structures, 2010 .
11) Eourocode 9: Design of Aluminium Structures －Part 1-1: General Rules －General Rules and Rules for
Buildings, 2007．
12) 萩澤亘保，大倉一郎，岩田節雄，北村幸嗣：2117 アルミニウム合金製大径リベットの開発とその強度特性，軽金属，第 56 巻，第 8 号，pp.441-447，2006．
13) Aluminum Association: Aluminum Design Manual, PART I-A, Specifications for Aluminum Structures –Allowable Sress Design, 1994.

- 90 -

８章
8.1

疲労設計

適用範囲
本章は，常温・大気中で使用される，アルミニウム合金土木構造物およびそれを構成する部材ならびに継手の疲労設計について規定する．

8.2

安全係数
疲労照査における安全性のレベルを調整する安全係数  は，1 以上の値とする．設計対象とする部材または継手に疲労亀裂が発生したとき，冗長性（構造物全体の強度または機能に及ぼす影響），重要性（構造物が疲労破壊したときの社会的影響），検査性（構造物の供用中の定期点検によって疲労破壊に至る前に亀裂を発見する可能性）などを考慮して安全係数

 の値を定める．
安全係数  は次式で与えられる．

 = b w i ································································································· (解 8.2.1)
ここに，

b

：冗長度係数w：重要度係数i：検査係数

鋼構造物の疲労設計指針・同解説 1) においては， b ， w ，  i の各係数に対して次の参考値が示されている．

b ： 対象とする部材または継手の疲労損傷が構造物全体の崩壊を引き起こす場合には 1.10，構造物の強度あるいは機能に影響を及ぼす場合には，その程度により 1.00～1.10，対象とする部材または継手に疲労損傷が生じても，構造物の強度および機能に特に問題が生じない場合には 0.80．

w ： 構造物の重要度により 0.80～1.10．
 i ： 維持・管理のための検査が定期的に行われる場合には，その程度 に応じて 0.90～1.00，検査ができない場合には 1.10．
鋼構造物の疲労設計指針・同解説 1) においては，  の上限値は 1.25，下限値は 0.80 とされているが，本指針では，  の下限値を 1 としている．

8.3

疲労照査のための前提条件(1) 摩擦撹拌接合継手
摩擦撹拌接合継手は，9.3 の規定を満たす，両面摩擦撹拌接合によって製作された継手とする．
(2) 高力ボルト摩擦接合継手
高力ボルト摩擦接合継手は，7.2 の規定を満たし，かつ，9.4.2 に規定される摩擦面処理が施された 2 面摩擦を有する突合せ継手とする．

- 91 -

(3) 腐食の影響無塗装で使用される部材または継手の疲労強度には，腐食の影響が考慮されなければならない．
(4) 疲労照査に用いる応力疲労照査に用いる応力は，照査する断面に 作用する公称応力（構造力学または骨組構
造解析によって算出される応力）の範囲とする．
開口の縁など応力集中が生じる位置の疲労照査に用いる応力は，公称応力の範囲に，応力集中が生じる位置の弾性応力集中係数を乗じて得られる応力とする．
(5) 疲労照査の位置同じ疲労強度等級の部材または継手が連続している場合には，応力範囲が最大となる
位置で疲労照査を行う．
(6) 応力範囲の頻度分布
疲労設計荷重に対して，設計期間中に予想される，着目位置に生じる応力の変動を計算し，その波形に対してレインフロー法を適用して，応力範囲の頻度分布を求める．
(7) 組合せ応力
1) 膜応力と板曲げ応力の組合せ
膜応力と板曲げ応力が同時に作用する場合には，次式による垂直応力範囲を疲労照査で用いる．
∆𝜎 = ∆𝜎𝑚 + 𝜉Δ𝜎𝑏
ここに，ξ·································································· (8.3.1)：母材，摩擦撹拌接合継手，高力ボルト摩擦接合継手に対して 1，溶
接継手に対して 0.8



：垂直応力範囲

m ：膜応力範囲
b ：板曲げ応力範囲
2) 垂直応力とせん断応力の組合せ
垂直応力とせん断応力が同時に作用する場合には，主応力の範囲を応力範囲として疲
労照査で用いる．接合線に対して主応力の作用方向が 45°以上 135°以下の場合，接合線
直角方向の疲労強度を疲労照査で用いる．接合線に対して主応力の作用方向が－ 45°を
超え 45°未満の場合，接合線方向の疲労強度を疲労照査で使用する．

(3) アルミニウム橋においては，厚さ 60 m 程度のエポキシ塗装の上に，厚さ 30 m 程度のポリウレタン
塗装が，金属表面の美観を維持するために建設時に行なわれた後，再塗装は一般には行われない 2) ．したがって，アルミニウム合金の部材または継手は無塗装で使用されるのが普通であり，疲労強度には腐食の影響が考慮されなければならない．
(4) 弾性応力集中係数は，応力集中が生じる位置が弾性状態を保つとして計算される応力を公称応力で除した値である．開口の縁など応力集中が生じる位置の疲労照査において，公称応力の範囲に，応力集中が生じる位置の弾性応力集中係数を乗じて得られる応力を用いると，安全側の評価ができ ることが示されている 3)．
(6) 疲労設計荷重の設定の仕方については，文献 1)と 4)が参考になる．
(7) 1) 疲労寿命が亀裂の伝播寿命に支配される溶接継手においては，板曲げ応力が板表面から板厚中央に向って低下するので，板曲げ応力を受ける場合 に対する亀裂の伝播速度は膜応力を受ける場合 に対する亀裂の伝播速度より小さくなり，板曲げ応力に対する疲労寿命は，膜応力に対する疲労寿命より長くな- 92 -

る．そこで，膜応力と板曲げ応力が同時に生じる場合，板曲げ応力は膜応力より小さく設定することができる．式(8.3.1)の𝜉 = 0.8は，鋼構造物の疲労設計指針・同解説 1) に従っている．
摩擦撹拌接合継手は，溶接継手と比較して格段に滑らかである．したがって，摩擦撹拌接合継手の疲
労寿命は，亀裂の発生寿命に支配される．亀裂の発生寿命には板表面に生じる応力が重要であり，これに対しては膜応力も板曲げ応力も同じであるので，𝜉 = 1としている．
(7) 2) 疲労照査で主応力範囲に対応する疲労強度に対して，主応力の作用方向が，接合線に対して±45°を境として，接合線方向または接合線直角方向のものを使用することを規定している．適用する疲労強度の区分を±45°とすることの妥当性については今後の検討課題である．

疲労照査

8.4
8.4.1

疲労限度に基づいた疲労照査

次式を満足する部材または継手は，疲労に対して安全であり，8.4.2 に規定される疲労照査を行う必要はない．
 max  Yc 2Yt  caf ··········································································(8.4.1)
 max  Yc 2  caf ···········································································(8.4.2)

ここに， 

：安全係数

max ，max ：それぞれ，設計期間中に予測される最大の垂直応力範囲とせん断応力範囲caf，caf ：それぞれ，垂直応力とせん断応力に関する，一定振幅応力に対する応力範囲の打切り限界
Yc2 ：疲労限度に対する腐食影響係数（8.5.4 参照）：板厚影響係数（8.5.5 参照）

Yt

8.4.2

S-N 曲線に基づいた疲労照査

設計対象とする部材または継手が式(8.4.1)または式(8.4.2)を満足しない場合には，次の(1)，(2)，(3)の中のどれかで疲労照査を行う．
(1) 累積疲労損傷比による疲労照査
次式を満足する部材または継手は，疲労に対して安全である．

D
ここに，

1
························································································(8.4.3)
νm
D：累積疲労損傷比

：安全係数

m ：S－N 曲線の傾きを表す値（表-8.4.1 参照）
累積疲労損傷比 D は，次式で計算される．

D=

k

ni

i =1

i

 N ····················································································(8.4.4)- 93 -

ここに，

ni
Ni

：応力範囲の頻度分布において，ある応力範囲成分 i またはi の頻度：i またはi に対する疲労寿命k：応力範囲の頻度分布の区分けの総数

垂直応力に関するある応力範囲成分i またはせん断応力に関するある応力範囲成分i に対応する疲労寿命 Ni は，それぞれ次式で計算される．

 (Yc1Yt )m cam ( i )Ni = 
 





Ni = 
ここに，(  Y Y  )
i

c2 t

vaf

(  Y Y  )ic2 t·············································(8.4.5)vaf(  Y  )Ycm1 ca( i )m

i

c2

vaf

(  Y  )



i

c2

·············································(8.4.6)

vaf

m：S－N 曲線の傾きを表す値（表-8.4.1 参照）

ca：許容疲労抵抗（表-8.5.1，8.5.2，8.5.5 参照）

vaf，vaf ：それぞれ，垂直応力とせん断応力に関する，変動振幅応力に対する応力範囲の打切り限界
Yc1，Yc2 ：それぞれ，S－N 曲線と疲労限度に対する腐食影響係数（8.5.4 参照）
Yt：板厚影響係数（8.5.5 参照）
表-8.4.1

S－N 曲線の傾きを表す m の値

母材および摩擦撹拌接合継手

6.17

垂直応力を受ける場合

3

せん断応力を受ける場合

5

溶接継手
高力ボルト摩擦接合継手

5.23(2) 等価応力範囲による疲労照査
次式を満足する部材または継手は，疲労に対して安全である．

 e  Yc1Yt  a ··············································································(8.4.7)
 e  Yc1 a ··················································································(8.4.8)
ここに，



：安全係数

e ：垂直応力に対する等価応力範囲
e ：せん断応力に対する等価応力範囲
a ：垂直応力に対する許容応力範囲
a ：せん断応力に対する許容応力範囲
Yc1 ：S－N 曲線に対する腐食影響係数（8.5.4 参照）
Yt：板厚影響係数（8.5.5 参照）

等価応力範囲  e と  e は，それぞれ次式で計算される．

- 94 -

1

 k
m
m n 
 e =  ( i ) i  ······································································(8.4.9)
NT 
 i =1



1

 k
m
m n 
 e =  ( i ) i  ·······································································(8.4.10)
NT 
 i =1



ここに，：S－N 曲線の傾きを表す値（表-8.4.1 参照）m i， i：それぞれ，垂直応力とせん断応力に関する，応力範囲の頻度分布における応力範囲の一成分：i またはi の頻度

ni
k

NT =

 n ：設計期間中の全繰返し回数ii =1：応力範囲の頻度分布の区分けの総数k

変動振幅応力に対する打切り限界 Yc2 Yt vaf または Yc2vaf 以下の応力範囲に対して n i =0 とする．ここで，Yc2 は，疲労限度に関する腐食影響係数であり（8.5.4 参照），Yt は板厚影響係数（8.5.5 参照）である．
許容応力範囲 a とa は，それぞれ次式で計算される．
1

 c m a =  a  ················································································(8.4.11)
 NT 
1 c m a =  a  ················································································(8.4.12)
 NT 

ここに，：許容疲労抵抗（表-8.5.1，8.5.2，8.5.5 参照）ca( 3) 累 積 疲 労 損 傷 に よ る 疲 労 照 査
次式を満足する部材または継手は，疲労に対して安全である．
 m q  (Yc1Yt )m ca ·············································································(8.4.13)
 mq  Ycm1 ca ···················································································(8.4.14)

ここに，



：安全係数

m

：S－N 曲線の傾きを表す値（表-8.4.1 参照）

q

：垂直応力に対する累積疲労損傷q：せん断応力に対する累積疲労損傷

ca：許容疲労抵抗（表-8.5.1，8.5.2，8.5.5 参照）

Yc1 ：S－N 曲線に関する腐食影響係数（8.5.4 参照）
Yt ：板厚影響係数（8.5.5 参照）
累積疲労損傷 qσ と q τ は，それぞれ次式で計算される．
kq = n ( ) ·············································································(8.4.15)
m

i

i

i =1

- 95 -kq = n ( ) ·············································································(8.4.16)
m

i

i

i =1

ここに， i ，i：それぞれ，垂直応力とせん断応力に関する，応力範囲の頻度分布における応力範囲の一成分ni： i またはi の頻度

k：応力範囲の頻度分布の区分けの総数

変動振幅応力に対する打切り限界 Yc2 Yt vaf または Yc2vaf 以下の応力範囲に対して n i =0 とする．ここで，Yc2 は，疲労限度に関する腐食影響係数であり（8.5.4 参照），Yt は板厚影響係数（8.5.5 参照）である．

これまで，変動荷重を受ける部材または継手が疲労破壊する条件として，マイナーの線形累積損傷則お
よび等価応力範囲が用いられてきた． 累積疲労損傷による疲労照査がこれらより容易に行なえるので，本規定では，累積疲労損傷による疲労照査も示している．累積疲労損傷による疲労破壊条件はマイナーの線
形累積損傷則を用いた疲労破壊条件と同等であることを次に示す 5)．
マイナーの線形累積損傷則は次式で与えられる．
k N = 1 ································································································· (解 8.4.1)
ni

i =1

i

ここに，

ni

：応力範囲の頻度分布において，ある応力範囲成分 Δσ i の頻度

Ni：  i に対応する疲労寿命k：応力範囲の頻度分布の区分けの総数

 i と N i は S－N 曲線上にあるので，両者は次の関係を有する．

( i )m N i = ca ······························································································ (解 8.4.2)
ここに，m：S－N 曲線の傾きを表す値

ca：許容疲労抵抗式(解 8.4.1)と(解 8.4.2)から N i を消去して次式を得る．
k n ( ) = c ·························································································· (解 8.4.3)
m

i

i

a

i =1

この式の左辺を q と置くと，部材が破壊する条件が次式で与えられる．

q = ca ······································································································· (解 8.4.4)
q を累積疲労損傷とよぶ．式(解 8.4.4)はマイナーの線形累積損傷則の式(解 8.4.1)から得られ，逆に式(解 8.4.4)から式(解 8.4.1)が導けるので，累積疲労損傷による疲労破壊条件はマイナーの線形累積損傷則を用いた疲労破壊条件と同等である．

- 96 -

疲労強度

8.5
8.5.1

母材および摩擦撹拌接合継手の疲労強度等級6000 系アルミニウム合金の母材および摩擦撹拌接合継手の疲労強度等級を 表-8.5.1 に示す．6000 系アルミニウム合金の母材および摩擦撹拌接合継手の疲労強度等級は 20 万回疲労強度 20 で区分される．
表-8.5.1

母材
摩擦撹拌接合継手 *6000 系アルミニウム合金の母材および摩擦撹拌接合継手の疲労強度等級
疲労強度等級 20 (N/mm2 )許容疲労抵抗ca

一定振幅応力に対する応力範囲の打切り限界 caf (N/mm2 )

変動振幅応力に対する応力範囲の打切り限界 vaf (N/mm2 )92

2.60×10 17

74.0

37.0

65

2.97×10 16

52.4

26.2

＊：接合線方向および接合線直角方向ともに同じ疲労強度等級である．

溶接継手には 0.2％耐力に達する引張残留応力が生じるので，結果として，応力比の影響を考慮しないで，溶接継手の疲労強度は応力範囲のみで評価される．しかし，摩擦撹拌接合継手の場合，接合線直角方
向の残留応力は小さな圧縮応力，接合線方向の残留応力は引張応力であるが，その大きさは接合部の0.2％耐力に達しない 6),7) ．したがって，摩擦撹拌接合継手の疲労強度の評価には，接合線直角方向および接合線方向ともに応力比の影響が考慮されなければならない．
A6005C-T5 の母材と摩擦撹拌接合部を有する引張試験片タイプの小型試験片の疲労試験が， -1，0.1，
0.5 の応力比に対して実施され，表-解 8.5.1 に示す設計 S－N 曲線が提案された 8) ．提案曲線と疲労試験結果との比較を図-解 8.5.1 に示す．表-解 8.5.1(b)の摩擦撹拌接合継手の設計 S－N 曲線は，接合線直角方向に応力を受ける場合に対するものである．図-解 8.5.2 に示すように 9) ，接合線直角方向に応力を受ける 場 合に 対 す る 疲 労 強度 が 接 合 線 方 向に 応 力 を 受 ける 場 合 に 対 す る疲 労 強 度 よ り 低く な る の で ，表 -解8.5.1(b)の摩擦撹拌接合継手の設計 S－N 曲線が接合線方向に応力を受ける場合に対しても適用できるとしている．
前述したように，摩擦撹拌接合継手の疲労強度の評価には，応力比の影響が考慮されなければならないが，母材および摩擦撹拌接合継手の疲労設計に応力比を導入すると ，疲労設計が非常に煩雑になる．そこで，本規定では，母材および摩擦撹拌接合継手ともに，表-解 8.5.1 の応力比 R=0.5 に対する設計 S－N 曲
線と疲労限度に基づいて，表-8.4.1 の m の値および表-8.5.1 の c a と caf の値を決めている．これは，道路橋および鉄道橋を考えた場合，死荷重と活荷重の全荷重によって生じる応力に対する，死荷重によって生じる応力の比は，概略 0.5 程度と想定したことによる．この応力比の値をいくらに設定するかは今後の検討課題である．

- 97 -

表-解 8.5.1(a)

設計 S－N 曲線

母材(b)

設計 S－N 曲線

摩擦撹拌接合継手
設計 S－N 曲線

1-1≦R≦0.1

 1021.447− 6.15R  7.25− 2.16R
 = 
N

0.1<R≦0.5

 1021.685−8.54R  7.25− 2.16R
 = 
N

1-1≦R≦0.1

 1020.486−6.38R  7.25− 2.16R
 = 
N

0.1<R≦0.5

 1020.692−8.44R  7.25− 2.16R
 = 

N



1

1

1

1

225(1 − R ) 105  m
 = 

1.1879 − 0.1879R  N 

167(1 − R ) 105  m
 = 

1.3089 − 0.3089R  N 

0.5<R≦1

0.5<R≦1

0.8823m=
4.0822 − 2.0822R
log
2.3758 − 0.3758R

m=

疲労限度

-1≦R≦1

 caf =0.88234.0822 − 2.0822R
log
2.3758 − 0.3758R

疲労限度-1≦R≦0.1

 caf =133(1 − R )1.6786 − 0.3214R

0.1<R≦1

 caf =99.0(1 − R )1.2966 − 0.7034R

146(1 − R )1.3244 − 0.6756R

  と  caf の単位：N/mm2

  と  caf の単位：N/mm2- 98 -

500

応力比：-1

300
200
150
100

 (N/mm 2 ) (N/mm 2 )

500

50

50

床版形材

床版形材

平板形材

10 4
10

平板形材

105

(a)

106
N (回)

母材

107

108

50

106
N (回)

母材

107

105

(e)

(R=0.1)106
N (回)摩擦撹拌接合部500

 (N/mm 2 )

50

107

108

(R=0.1)
応力比：0.5

300
200
150
100
50

床版形材

床版形材

平板形材

平板形材

106
N (回)

母材

107

10 4
10

108

図-解 8.5.1

105

(f)

(R=0.5)106
N (回)摩擦撹拌接合部

107(R=0.5)

設計 S－N 曲線と疲労試験結果との比較

300

応力比：0.1

200
 (N/mm 2 ) (N/mm 2 )

応力比：0.110 410応力比：0.5(c)(R=-1)

50

108

300
200
150
100

105

108

床版形材
平板形材
大気暴露前FSW部

500

10 4
10

摩擦撹拌接合部

107

300
200
150
100

床版形材
平板形材
大気暴露前母材

(b)

106
N (回)

500

応力比：0.1

300
200
150
100

105

105

(d)

 (N/mm 2 ) (N/mm 2 )

10 4
10

(R=-1)

500

10 4
10

応力比：-1

300
200
150
100

100
50

小型試験片 L
小型試験片 T
設計S-N曲線10 4
10

図-解 8.5.2

105

106
N (回)

107

108

接合線直角方向（T）と接合線方向（L）の疲労強度の比較- 99 -

108

母材に関して，本指針の設計 S－N 曲線と IIW 疲労設計指針 10) のそれとの比較を図-解 8.5.3 に示す．
IIW 疲労設計指針の設計 S－N 曲線は 5000 系および 6000 系アルミニウム合金の母材に適用できるとしているが，我国では 5000 系アルミニウム合金の母材の疲労試験が実施されておらず，5000 系と 6000 系アル
ミニウム合金の母材の疲労強度が同じになるという根拠もない．したがって，本指針では，規定の適用を6000 系アルミニウム合金の母材と摩擦撹拌接合継手に限定している．
疲労寿命が亀裂の伝播寿命に支配される溶接継手が変動荷重を受けるとき，亀裂の伝播にともなって，一定振幅応力下で存在していた疲労限度がみかけ上消失したように見える 11) ．疲労寿命が亀裂の発生寿命に支配される摩擦撹拌接合継手には，このような現象は現れないと考えられる．しかし，変動振幅応力が摩擦撹拌接合継手の疲労強度に与える影響は未だ明らかにされていない．したがって，本指針では，変動
振幅応力が摩擦撹拌接合継手の疲労強度に与える影響に関して，8.5.2 の溶接継手の疲労強度等級で採用されている規定を踏襲し，変動振幅応力に対する応力範囲の打切り限界を，一定振幅応力に対する応力範囲の打切り限界の 1/2 としている．本指針の母材と摩擦撹拌接合継手の設計 S－N 曲線を図-解 8.5.4 に示す．

300

 (N/mm 2 )

200
100
50

本指針の設計 S-N曲線

10 4
10

図-解 8.5.3

IIW疲労設計指針 (FAT71)

105

106
107
N (回)

108

109

母材に関して，本指針と IIW 疲労設計指針の設計 S－N 曲線の比較

300

 (N/mm 2 )200

摩擦撹拌接合継手

100

caf
caf
vaf
vaf

50

10 4
10

図-解 8.5.4

母材

105

106
107
N (回)

108

109

本指針の母材と摩擦撹拌接合継手の設計 S－N 曲線- 100 -

8.5.2溶接継手の疲労強度等級(1) 溶接継手の疲労強度等級を表-8.5.2 に示す．溶接継手の疲労強度等級は 200 万回疲労強度（ 200 と200）で区分される．
表-8.5.2(a)

溶接継手の疲労強度等級
垂直応力を受ける場合

疲労強度等級 200 (N/mm2 )許容疲労抵抗ca

一定振幅応力に対する応力範囲の打切り限界 caf (N/mm2 )

変動振幅応力に対する応力範囲の打切り限界 vaf (N/mm2 )50

2.50×10 11

29.2

14.6

45

1.82×10 11

26.3

13.2

40

1.28×10 11

23.4

11.7

36

9.33×10

10

21.1

10.5

32

6.55×10 10

18.7

9.4

28

4.39×10

10

16.4

8.2

25

3.13×10 10

14.6

7.3

22

2.13×10 10

12.9

6.4

20

1.60×10 10

11.7

5.8

18

1.12×10 10

10.5

5.3

(b)

せん断応力を受ける場合

疲労強度等級  200 (N/mm2 )許容疲労抵抗ca

一定振幅応力に対する応力範囲の打切り限界
  caf (N/mm2 )

変動振幅応力に対する応力範囲の打切り限界
  vaf (N/mm2 )36

1.21×10 14

16.5

8.2

28

13

12.8

6.4

3.44×10(2) 溶接継手の疲労強度等級を， 垂直応力を受ける場合と せん断応力を受ける場合に対して，それぞれ表-8.5.3，8.5.4 に示す．
表-8.5.3

垂直応力を受ける溶接継手の疲労強度等級(a)

横方向突合せ溶接継手

溶接継手の種類

備考

疲労強度等級 200 (N/mm2 )切断
・亀裂およびきずがないことを確認
・角部に 0.5mm 以上の面取り- 101 -

40

表面が平らにグラインダー 仕上げ された横 方向突 合せ溶接継手（X 開先または V 開先）

45

下向き姿勢で，工場製作された横 方向突合せ溶接継
t

c

手
36

・余盛り c＜0.1t
板厚の 0.1 倍以上の余盛りを有する横方向突合せ溶t

接継手・止端角 θ≦50°32・止端角 θ＞50°25

表面が平らにグラインダー 仕上げされた，板厚および板幅が勾配 1:5 の遷移部を有する横方向突合せ溶

45

接継手

下向き溶接で工場製作された，板厚および板幅が勾配 1:5 の遷移部を有する横方向突合せ溶接継手

(b)

32

縦方向溶接継手

溶接継手の種類

備考

疲労強度等級 200 (N/mm2 )縦方向突合せ溶接継手
・ 表裏面とも，平になるように，荷重方向と平行に

50

グラインダー仕上げ

縦方向突合せ溶接継手
・溶接の棒継ぎなし

45

・溶接の棒継ぎあり

36

棒継ぎなしの連続自動縦方向完全溶込み K 開先突合
せ溶接継手（フランジの応力で照査）

50

棒継ぎなしの連続自動縦方向両側すみ肉溶接継手（フランジの応力で照査）- 102 -

45

(c)荷重伝達型の十字継手および T 継手

溶接継手の種類

備考

疲労強度等級 200 (N/mm2 )十字継手および T 継手・K 開先突合せ溶接
et・完全溶込み・止端破壊・偏心 e＜0.15t
・止端グラインダー仕上げ

28・止端仕上げなし

25

十字継手および T 継手
et・すみ肉溶接22・止端破壊
・偏心 e＜0.15t(d)

ガセット継手溶接継手の種類

備考

疲労強度等級 200 (N/mm2 )面外ガセットすみ肉溶接継手
ガセットの長さ lll <50mm28

l <150mm25

l <300mm

20𝑙 ≥ 300mm

18

板の縁および桁のフランジ 縁に溶接された面内ガセ
ット溶接継手w・グラインダーで仕上げられた円弧状の遷移部
r>150mm または r/w>1/3

36

1⁄6 < 𝑟⁄𝑤 ≤ 1⁄3

28

𝑟⁄𝑤 ≤ 1⁄6

22

r

(e)

荷重非伝達型の十字継手および T 継手

溶接継手の種類

備考

疲労強度等級 200 (N/mm2 )付加板の板厚が主板の板厚より小さい十字継手および T 継手・K 開先突合せ溶接，止端グラインダー仕上げ

36・両側すみ肉溶接，止端グラインダー仕上げ

36

・溶接のままのすみ肉溶接

28・付加板の板厚が主板の板厚より大きい場合

25- 103 -

表-8.5.4

せん断力を受ける溶接継手の疲労強度等級
溶接継手の種類

疲労強度等級  200 (N/mm2 )母材，完全溶込み開先溶接

36

すみ肉溶接

28

表-8.4.1 の溶接継手の m の値および表-8.5.2 の ca と  caf の値は，IIW 疲労設計指針 10) で規定される設計 S－N 曲線に基づいている．IIW 疲労設計指針の設計 S－N 曲線の概念を図-解 8.5.5 に示す．図-解8.5.5(a)に示すように，垂直応力を受ける場合，設計 S－N 曲線の傾きは 3 で，繰返し回数 10 7 で傾きが22 に変わる．図-解 8.5.5(b)に示すように，せん断応力を受ける場合，設計 S－N 曲線の傾きは 5 で，繰
返し回数 10 8 で傾きが 22 に変わる．本指針では，設計 S－N 曲線の傾きが変わる応力範囲，すなわち垂直応力を受ける場合，繰返し回数 10 7 に対する垂直応力範囲を caf ，せん断応力を受ける場合，繰返し回数
10 8 に対するせん断応力範囲をτ caf の値に採用している．さらに，  caf とτ caf の 1/2 を，それぞれ vaf とτvaf としている．これは，鋼構造物の疲労設計指針・同解説 1) で，変動振幅応力に対する応力範囲の打切
り限界が，一定振幅応力に対する応力範囲の打切り限界の約 1/2 であることに基づいている．本指針の設計 S－N 曲線の概念を図-解 8.5.6 に示す．図中の変数の間には次の関係がある．
垂直応力を受ける場合
3
ca = 2  10 6 ( 200 ) ······················································································· (解 8.5.1)

 caf = 0.585  200 ······················································································· (解 8.5.2)
 vaf =  caf 2 ·························································································· (解 8.5.3)
せん断応力を受ける場合
ca = 2  10 6 ( 200 ) ······················································································· (解 8.5.4)
5

 caf = 0.457  200 ······················································································· (解 8.5.5)

 vaf =  caf 2 ··························································································· (解 8.5.6)(a)垂直応力を受ける場合
図-解 8.5.5(b)

せん断応力を受ける場合

IIW 疲労設計指針の設計 S-N 曲線の概念- 104 -

(a)垂直応力を受ける場合
図-解 8.5.6

8.5.3

(b)

せん断応力を受ける場合

本指針の設計 S-N 曲線の概念

高力ボルト摩擦接合継手の疲労強度等級

高力ボルト摩擦接合継手の疲労強度等級を表-8.5.5 に示す．高力ボルト摩擦接合継手の疲
労強度等級は 200 万回疲労強度200 で区分される．図-8.5.1 を参照して，連結板と母材の板厚比 t2 /t1 を 1 以上とする．
表-8.5.5

高力ボルト摩擦接合継手の疲労強度等級
一定振幅応力に対する応力範囲の打切り限界
σ caf (N/mm2 )

変動振幅応力に対する応力範囲の打切り限界
σ vaf (N/mm2 )66

6.49×1015

48.6

24.3

図-8.5.1

t1

許容疲労抵抗cat2 t2

疲労強度等級σ 200 (N/mm2 )

高力ボルト摩擦接合継手

高力ボルト摩擦接合継手においては，疲労亀裂はボルト孔の縁に発生するのではなく，ボルト孔周辺の連結板の表面または母材の表面に，こすれによって発生する 12) ．すなわち，フレッティング疲労亀裂が発生する．連結板と母材が A6061-T6 の試験片の疲労試験結果に基づいて，表-解 8.5.2 に示す設計 S－N 曲
線と疲労限度が提案されている 13) ．これらは，ボルトの導入軸力が F8T と F10T の両方に適用できる．設
計 S－N 曲 線 と 疲 労 試 験 結 果 と の 比 較 を 図- 解 8.5.7 に 示 す ． こ こ で ， 図-解 8.5.7(a) の  1 と 図 -解8.5.7(ｂ)の 2 は，それぞれ母材と連結板に生じる応力範囲である．σ1 とσ2 には次の関係がある．

t11 = 2t2 2 ···························································································· (解 8.5.7)
ここに， t 1 と t 2 ：それぞれ，母材と連結板の厚さ- 105 -

高力ボルト摩擦接合継手の継手全体としての許容応力範囲は，母材と連結板が与える許容応力範囲のどちらか低い方である．式(解 8.5.7)を用いて，連結板に生じる応力範囲を，母材に生じる応力範囲で表すと，表-解 8.5.2(b)に示すように，連結板の設計 S－N 曲線と疲労限度を表す式に板厚比 t 2/t 1 に関する項が現れる．連結板の設計 S－N 曲線と疲労限度は，t 2/t 1 が大きくなるに従って上昇し，t 2/t 1 が 0.81 以上になる
表-解 8.5.2

設計 S－N 曲線と疲労限度(a)

母材

設計 S－N 曲線-1≦R≦0.1

log N = 16.365 − 0.937R − 5.225log( )0.1<R≦0.5

log N = 16.386 − 1.147R − 5.225log( )疲労限度-1≦R≦0.1

 caf = −31.08R + 62.59

0.1<R≦0.5

 caf = −27.20R + 62.20

(b)

連結板

設計 S－N 曲線-1≦R≦0.1

log N = 12.615 − 0.636R + 3.547log

2t2− 3.547log( )t1

0.1<R≦0.5

log N = 12.629 − 0.775R + 3.547log

2t 2− 3.547log( )
t1

疲労限度



-1≦R≦0.1

 caf =2t2(− 19.20R + 38.65)
t1

0.1<R≦0.5

 caf =2t 2(− 16.73R + 38.41)
t1：母材に生じる応力で表された許容応力範囲（単位 ：N/mm2 ）

R

：応力比

N

：繰返し回数t1：母材の厚さt2：連結板の厚さ

300

300

200

200
 2 (N/mm 2 ) 1 (N/mm 2 ) caf ：疲労限度（単位：N/mm2 ）

100
50

100
50

R = -1
R = 0.1
R = 0.5

10
104

105

(a)

R = -1
R = 0.1
R = 0.5

106
N (回)

107

10
104

108

母材
図-解 8.5.7

105

(b)

106
N (回)

連結板

設計 S－N 曲線と疲労試験結果との比較- 106 -

107108

と，連結板の設計 S－N 曲線と疲労限度が母材のそれらより高くなる．
他方，連結板の厚さが母材の疲労強度に及ぼす影響が調べられ，R = 0.1 に対して，t 2/t 1 が 1 以上の場合，
表-解 8.5.2(a)の設計 S－N 曲線と疲労限度が，母材の疲労強度を安全側に評価することが示されている 14) ．したがって，t 2/t 1 が 1 以上の場合，表-解 8.5.2(a)の母材の設計 S－N 曲線と疲労限度が，高力ボル
ト摩擦接合継手の継手全体としての設計 S－N 曲線と疲労限度を与える．本規定の設計 S－N 曲線と疲労限度は，8.5.1 の解説で述べたと同じ理由によって，表-解 8.5.2(a)において，R = 0.5 に対するものを採用している．
表-解 8.5.2 の設計 S－N 曲線と疲労限度は，母材の厚さが 8mm の試験片の疲労試験結果に基づいて作成されているので，母材の厚さが 8mm と大きく異なる場合には，本規定の適用には注意が必要である．
さらに，7.2.1 で規定されるように，疲労荷重を受ける高力ボルト摩擦接合継手の母材と連結板に使用できるアルミニウム合金材は，A6061-T6 と A6061-T651 の板材および A6061-T6 と A6005C-T6 の押出形材のみであることに注意されたい．今後，母材と連結板の板厚，ボルト径，ボルト本数が高力ボルト摩擦接合
継手の疲労強度に与える影響が明らかにされなければならない．

8.5.4

腐食影響係数

無塗装で使用される部材または継手に対する腐食影響係数を 表-8.5.6 に示す．Yc1 と Yc2
は，それぞれ S－N 曲線と疲労限度に対する腐食影響係数である．
表-8.5.6

腐食影響係数

Yc1 (S－N 曲線)

Yc2 (疲労限度)

母材

0.71

0.71

摩擦撹拌接合継手

0.87

0.87

溶接継手

1

0.85

高力ボルト摩擦接合継手

11

塗装などの防食処理が施された場合に対する腐食影響係数 Yc1 と Yc2 の値は，ともに 1 である．

A6005C-T5 の母材試験片および摩擦撹拌接合部を有する試験片が沖縄県嘉弥真島で大気暴露され，暴露期間 1 年，2 年，3 年後に回収され，その疲労試験が行われ，大気暴露による腐食が疲労強度に与える影響が明らかにされている 15),16) ．図-解 8.5.8 に示すように，大気暴露による腐食に起因する，母材および摩擦撹拌接合部の疲労強度の低下は，大気暴露期間 1 年以降止まり（図-解 1.5.1 参照），母材の疲労強度は
元から 71.6%まで，摩擦撹拌接合部の疲労強度は元から 87.2%まで低下する．これに基づいて，本指針では，腐食影響係数 Y c1 と Y c2 の値を母材に対して 0.71，摩擦撹拌接合部に対して 0.87 を採用している．
同様に，A6005C-T5 の MIG 溶接部の疲労強度に大気暴露による腐食が与える影響が調べられている 17) ．
図-解 8.5.9 に示すように，大気暴露による腐食は S－N 曲線に影響しないが，疲労限度を元から 85.7%まで低下させる．これに基づいて，本指針では，溶接継手に対して，S－N 曲線に対する腐食影響係数 Yc1 を1，疲労限度に対する腐食影響係数 Y c2 を 0.85 としている．

- 107 -

300
250

200

200

150
100

 (N/mm 2 ) (N/mm 2 )

300
250

0年
0.5年
1年
2年
3年
0年
0.5年
1 ,2 ,3年

50
104

105

106
N (回)

107

108

150
100

0年
0.5年
1年
2年
3年
0年
0.5 ,1 ,
2 ,3年

50
104

(a) 母材図-解 8.5.8

(b)

106
N (回)

107

108

摩擦撹拌接合部

大気暴露による腐食が母材と摩擦撹拌接合部の疲労強度に与える影響（R = 0.1）

図-解 8.5.9

8.5.5

105

大気暴露による腐食が MIG 溶接部の疲労強度に与える影響（R = 0.1）

板厚影響係数(1) 母材と摩擦撹拌接合継手
母材と摩擦撹拌接合継手の板厚影響係数 Yt は 1 である．
(2) 溶接継手
表面を平らにグラインダー仕上げされた場合を除く横方向突合せ溶接継手，付加板の板
厚が 12mm を超える荷重伝達型の十字継手および T 継手，付加板の板厚が 12mm を超える
荷重非伝達型の十字継手および T 継手に対して，板厚影響係数 Yt は次式で与えられる．

 1Yt = 
0.25
  25   t 
ここに，t( t  25mm)( t  25mm)·····················································(8.5.1)：板厚

上記以外の溶接継手の板厚影響係数 Yt は 1 である．
(3) 高力ボルト摩擦接合継手
高力ボルト摩擦接合継手の板厚影響係数 Yt は 1 である．

- 108 -

板厚効果は，板厚が厚くなるに従って，疲労強度が低下する現象であり， 疲労寿命が亀裂の伝播寿命に支配される溶接継手に現れる 18)．溶接継手に対する規定は，鋼構造物の疲労設計指針・同解説 1) に準拠している．
摩擦撹拌接合継手は，溶接継手と比較して格段に滑らかである．したがって，摩擦撹拌接合継手の疲労
寿命は，亀裂の発生寿命に支配され，摩擦撹拌接合継手に板厚効果は生じないと考えられる．
フレッティング疲労亀裂が発生する高力ボルト摩擦接合継手の板厚効果については今後の検討課題であ
る．

参考文献

1) 日本鋼構造協会：鋼構造物の疲労設計指針・同解説，技報堂出版，2012．
2) 大倉一郎，萩澤亘保，花崎昌幸：アルミニウム構造学入門，東洋書店，pp.59-60，2006．
3) 大倉一郎，原田祐樹，萩澤亘保，長尾隆史：道路橋用アルミニウム床版の適用支間長，ALST 研究レポート，No.9，2009．
4) 日本道路協会：鋼道路橋の疲労設計指針，2002．
5) 大倉一郎：鋼構造設計学の基礎，東洋書店，pp.107-109，2004．
6) 大倉一郎，萩澤亘保，鳴尾亮，戸田均：摩擦撹拌接合で製作されたアルミニウム床版の疲労特性，土木学会論文集，No.703/Ⅰ-59，pp.255-266，2002．
7) 大倉一郎，長尾隆史，石川敏之，萩澤亘保，大隅心平：構造用アルミニウム合金の応力－ひずみ関係および接合によって発生する残留応力の定式化，土木学会論文集 A，Vol.64，No.4，pp.789-805，2008．
8) 大倉一郎，牧山大祐，萩澤亘保：アルミニウム合金 A6005C-T5 の母材と摩擦撹拌接合部の設計 S－N
曲線，ALST 研究レポート，No.6，2009．
9) 大倉一郎，牧山大祐：強度低下と残留応力を考慮した 6000 系アルミニウム合金材の摩擦撹拌接合部の疲労強度，ALST 研究レポート，No.19，2010．
10) H o b b a c h e r , A . : I I W r e c o m m e n d a t i o n s f o r f a t i g u e d e s i g n o f w e l d e d j o i n t s a n d c o m p o n e n t s ,WRC Bulletin 520, The Welding Research Council, New York , 2009.
11) 大倉一郎：鋼橋の疲労，東洋書店，pp.42-46，1994．
12) 大倉一郎，西田貴裕：アルミニウム合金板摩擦接合継手の疲労特性，ALST 研究レポート，No.8，2009．
13) 吉野浩祐，大倉一郎：アルミニウム合金板摩擦接合継手の設計 S－N 曲線，ALST 研究レポート，No.31，
2013．
14) 吉 野 浩 祐 ， 大 倉 一 郎 ： 連 結 板 の 厚 さ がア ル ミ ニ ウ ム 合 金 板 摩 擦 接 合 継 手 の 疲 労 強 度に 与 え る 影 響 ，ALST 研究レポート，No.35，2014．
15) 萩澤亘保，大倉一郎，花崎昌幸，大西弘志，佐藤正典：アルミニウム合金材の母材と摩擦撹拌 接合部の疲労強度に腐食が与える影響，土木学会論文集 A，Vol.62，No.3，pp.478-488，2006．
16) 萩澤亘保，大倉一郎：アルミニウム合金 A6N01-T5 の母材および摩擦撹拌接合部の疲労強度に応力比と腐食が与える影響，ALST 研究レポート，No.2，2007．
17) 大倉一郎，石川敏之：アルミニウム合金 A6005C-T5 の MIG 溶接部の疲労強度に腐食が与える影響，
ALST 研究レポート，No.32，2013．
18) 文献 11)の pp.89-92．

- 109 -

９章

製作

部材加工

9.1

(1) 罫書きおよび切断
1) 部材の切断は，鋸切断，ウォータージェット，プラズマ，レーザー，シャーによって行う．
2) 切断後，罫書き線およびポンチマークが部材に残らないようにする．
3) 切断面に残されたバリあるいはノッチは，グラインダーなどによって平滑に仕上げる．
4) 塗装を施す場合および疲労の影響を考慮する場合には，材片の切断角部に 0.5mm 以上の面取りを施す．これら以外の場合には，外に露出する材片の切断角部のバリを取る．
(2) 孔あけ
1) ボルト孔の直径
ボルト孔の直径を表-9.1.1 に示す．ボルト孔の直径の許容差は，+0.5mm とする．
表-9.1.1

ボルト孔の直径

ボルトの呼び

摩擦接合 (mm)

支圧接合 (mm)

M12

14.5

13.5

M16

18.5

17.5

M20

22.5

21.5

M22

24.5

23.5

M24

26.5

25.5

2) 孔あけはドリルまたはドリルおよびリーマ通しの併用により行う．疲労の影響を考慮す
る必要がない部材で，かつ材片の厚さが 10mm 以下の場合には，押抜きによって孔をあけてもよい．
3) 孔あけによって孔周辺に生じたバリは除去する．
(3) 冷間曲げ加工
主要部材において冷間曲げ加工を行う場合には，表面の割れおよびしわを防ぐだけでな
く，加工後の品質が要求性能を満していることを，冷間曲げ加工を模擬した試験片によって確認しなければならない．

9.2
9.2.0

溶接
用語の定義

(1) パス間温度
多層溶接において，次のパスを開始する直前の溶接ビードの温度．ここで，溶接線に沿って行う 1 回の溶接作業のことをパスという．
(2) ストロングバック
突合せ溶接において，板と板の目違いを修正，あるいは角変形（溶接によって部材または構造物に生じる横曲がり変形）およびねじれを防止するために，一時的に取り付け- 110 -るジグ．
(3) プリフロー
ガスシールドアーク溶接において，溶着金属への空気の巻き込みを防止するために，溶接を開始する前に，ある一定時間，シールドガスを放出すること．
(4) クレータ処理
クレータ（溶接において，ビード終端に凝固収縮によって生じるくぼみ）の発生を防止するために，ビード終端で溶接棒を一定時間保持すること．
(5) ガス炎加熱法
溶接変形を矯正する方法の一つで，ガス溶接用トーチを用いて局部加熱を行った後，水冷し，材料が局部的に熱収縮することによって変形をとる方法．

9.2.1

一般

(1) アルミニウム合金材の溶接は，MIG 溶接または TIG 溶接で行う．
(2) 酸化被膜，錆，塗料，油などが溶接個所にあってはならない．
(3) 酸化被膜の削除は，溶接の直前に行う．
(4) 溶接部近傍を十分に乾燥させて溶接を行う．
(5) 空気中の相対湿度が 80%未満で溶接を行う．
(6) 予熱を行う場合，予熱温度は，A5083-O に対して 200℃以下，A5083-H112，A6061-T6，
A6061-T651，A6005C-T5，A6005C-T6 に対して 100℃以下とする．

(5)

空気中の相対湿度が 80%以上になるとブローホールの発生が急激に増える 1) ．

(6)

JIS Z 3604 2)を参考にして本規定を設けている．

9.2.2

溶接施工試験

(1) 製作の前に溶接施工試験が行われなければならない．ただし，過去に 溶接施工試験が行われ，かつ製作経験がある場合には，当事者間の協議で溶接施工試験を省略することができる．
(2) 溶接施工試験は表-9.2.1 に示す種類の試験を行う．
(3) 溶接は，実際の製作で用いる溶接条件で，実際に行う溶接姿勢で行う．
(4) 溶接施工試験で用いる供試体の材料と断面形状は，実際の製作で使用されるものと同じにする．ただし，同種のアルミニウム合金材で板厚が異なる継手は，板厚の薄い方のアルミニウム合金材で供試体を製作してもよい．
(5) 非破壊試験は，供試体から破壊試験用の試験片を採取する前に行う．目視検査と放射線透過試験は接合部の全長に対して行う．
(6) 完全溶込み開先溶接で製作された供試体から，図-9.2.1 に示すように，引張試験片，曲げ試験片，マクロ観察試験片を採取する．試験片の数は，引張試験片 2，曲げ試験片 2，
マクロ観察試験片 1 である．試験片を採取する際，試験片と試験片との間に約 10mm の間隔を設ける．
(7) すみ肉溶接のマクロ観察に用いる供試体を図-9.2.2 に示す．
(8) 非破壊試験および破壊試験の各試験方法ならびに品質判定基準は 9.2.3 の規定に従う.

- 111 -

表-9.2.1

溶接施工試験の種類

溶接継手の種類

試験の種類
引張試験
破壊試験

曲げ試験

完全溶込み開先溶接継手

マクロ観察
目視検査
非破壊試験
放射線透過試験
破壊試験

マクロ観察

非破壊試験

目視検査

すみ肉溶接継手

試験片

試験片

除

曲げ

マクロ

削

溶接線

250以上

試験片
曲げ

圧延方向

試験片
引張

100以上

除

試験片

削

引張

t

実際に用いる開先とする
25以上 約10 約10 約10 約10 25以上
板厚により変化する
100以上
100以上

図-9.2.1（単位：㎜）

完全溶込み開先溶接の溶接施工試験に用いる供試体

7t

除
削

t'

除
削

マクロ試験片

7t'

t

100以上

100以上
（単位：㎜）

図-9.2.2

すみ肉溶接のマクロ観察に用いる供試体- 112 -

9.2.3

試験方法と品質判定基準(1) 非破壊試験
1) 目視検査
溶接部の表面欠陥の有無を目視により検査する．溶接部の表面欠陥の判定基準は，
表-9.2.2 による．
表-9.2.2

溶接部の表面欠陥の種類と判定基準

欠陥の種類

試験箇所

判定基準

割れ

全長

あってはならない．疑わしい場合には浸透探傷試験検査により確認する．

溶接ビード表面のピット

主要部材の完全溶け込み
開先溶接継手（溶接部外表面に生じる小さなくぼみ）

すみ肉溶接継手

溶接ビード表面の凹凸

全長

1 継手につき 3 個または継手長さ 1m につき 3 個まで許容する．ピットの大きさが 1mm 以下の場合には 3 個を 1 個として数える．
ビ ー ド 長さ 25 ㎜の範囲における高低差が 3 ㎜を超えてはならない．

主要部材を構成する材片に作用する一次応力に直交するビードの止端
アンダーカット

あってはならない．

主要部材を構成する材片に作用する一次応力に平行なビードの止端
二次部材のビードの止端許容深さ：0.3mm
許容深さ：0.5mm
許容深さ：0.8mm

オーバーラップ

全長

あってはならない．

すみ肉溶接の大きさ

全長

サイズおよびのど厚は設計値を下回ってはならない．

2) 放射線透過試験ⅰ) 試験方法は，JIS Z 3105 3) に従う．
ⅱ) 引張応力を受ける溶接部はきずの分類が1類および2類を合格とする．圧縮応力を受ける溶接部は3類以上とする．疲労の影響を受ける場合には，引張応力を受ける場合および圧縮応力を受ける場合ともに1類を合格とする．
(2)

破壊試験

1) 引張試験ⅰ) 引張試験片は，JIS Z 3121 4)に規定される試験片とする．引張試験片の平行部の中央に溶接部を置く．引張試験片の表裏面の仕上げは，製品と同じ仕上げとする．
ⅱ) 引張試験方法は，JIS Z 22415)に従う．引張試験片に作用する応力は，引張試験片の平行部における母材の断面積で載荷荷重を除したものとして定義する．
ⅲ) 試験片は 2 本とし，各引張試験片の引張強さと 0.2％耐力が，表-9.2.3 に示す値以上を合格とする．

- 113 -

表-9.2.3

溶接部の引張強さと 0.2％耐力

板厚 t

引張強さ

0.2%耐力(mm)(N/mm2 )(N/mm2 )A5083-H1124≦t≦40275

125A5083-O3≦t≦40275

125A6061-T6

3≦t≦6.5

165

105

A6061-T651

6.5≦t≦40

165

105

A5083-H1123≦t≦40275

120

A5083-O3≦t≦38275

120

A6061-T63≦t≦40

165

105

3≦t≦6

165

105

6＜t≦12

165

105

3≦t≦6

165

105

アルミニウム合金

板材

押出
形材

A6005C-T5
A6005C-T6

2) 曲げ試験ⅰ) 曲げ試験片は，JIS Z 3122 6) で規定される試験片のうち，板厚 19mm 未満の場合は裏曲げ試験片とし，19mm 以上の場合は側曲げ試験片とする．試験片の中央に溶接部を置
く．曲げ金具に接触する試験片の表面は平らに仕上げる．試験対象となる表面の余盛を削除する．
ⅱ) 曲げ試験方法は，JIS Z 3122 6)で規定されるローラ曲げ試験，型曲げ試験，巻付け曲げ試験のいずれかによる．曲げ試験の曲げ金具の半径は 次式で算出される値以下 とする．
A5083-H112 および A5083-O の場合，
R = 2.88t ···············································································(9.2.1)
A6061-T6，A6061-T651，A6005C-T5，A6005C-T6 の場合，
R = 4.75t ···············································································(9.2.2)
ここに，Rt：曲げ金具の半径：曲げ試験片の厚さⅲ) 試験片は 2 本とし，各試験片ともに，疲労の影響を受けない場合には，長さが 3mmを超える表面割れがあってはならない．疲労の影響を受ける場合には，表面割れがあってはならない．
3) マクロ観察ⅰ) 試験方法は，JIS Z 3422-27)の 7.4.4 に従う．
ⅱ) マクロ観察については，溶接部のマクロ組織に有害と認められる欠陥があってはならない．

(2) 2) ii) 曲げ試験の曲げ金具の半径は，9.3.3 の(2) 2) ii)の規定と同じである．

- 114 -

9.2.4

材片のセッティング(1) 材片のセッティングは，溶接不良を起こさせず，かつ溶接後の部材に偏心が生じないよ
うにしなければならない．
(2) 材片のセッティングは次による．
1) 完全溶込み開先溶接継手ⅰ) 開先形状およびルート間隔は，JIS Z 36042)による．
ⅱ) 図-9.2.3(a)に示す，板厚方向の材片の偏心eは，板厚tの10%以下とする．
ⅲ) 図-9.2.3(b)に示す，裏当金と材片の密着度eは，0.5mm以下とする．
2) すみ肉溶接継手ⅰ) 材片の密着度は，JIS Z 36042)による．
ⅱ) 図-9.2.3(c)に示す，十字継手およびＴ継手における材片の偏心eは，板厚tの15%以下

e

t

t

e

とする．

板厚方向の材片の偏心(b)

裏当金と材片の密着度

t

e

(a)

(c)

十字継手および T 継手における材片の偏心図-9.2.3

9.2.5

材片のセッティング

仮付け溶接(1) 部材の組立の際，補助治具を有効に利用して，条件の良い姿勢で仮付け溶接ができるよ
うにする．支材およびストロングバックなどの異材を母材に仮付けすることはできるだけ避ける．
(2) 仮付け溶接によって生じた黒粉と酸化被膜は，本溶接を行う前に除去する．
(3) 仮付け溶接の長さとのど厚が過少にならないようにする．
(4) 仮付け溶接を行う際，プリフローならびにクレータ処理を十分に行う．

(3) アルミニウム合金構造物の溶接施工管理（第 4 版）IV 溶接施工 1) に仮付け溶接の寸法とピッチが示されている．

- 115 -

9.2.6

溶接変形の矯正

溶接によって生じる部材の変形は，プレス，油圧ジャッキまたはガス炎加熱法によって矯正する．ガス炎加熱法で部材の変形を矯正する場合，アルミニウム合金材に与えることができる最高加熱温度を表-9.2.4に示す．
表-9 . 2 . 4

最高加熱温度

アルミニウム合金

最高加熱温度A5083-O

450℃以下A5083-H112

350℃以下A6061-T6
A6005C-T5
A6005C-T6

250℃以下ガ ス 炎 加 熱 法 に よ っ て ひ ず み を 矯 正 す る 場 合 の 最 高 加 熱 温 度 は ， JIS Z 36042)に 規 定 さ れる加熱限界温度としている．

9.2.7

製作

(1) 製作では，溶接施工試験によって品質基準を満たすと判定された溶接条件が用いられなければならない．
(2) パス間温度は，溶接施工試験で決定された温度以下とする．
(3) 製作時には，9.2.8の規定に従って製品溶接部検査が行われなければならない．
(4) 溶接部が製品溶接部検査の品質判定基準を満足しない場合には，9.2.9の規定に従って補修を行ってもよい．
(5) エンドタブ
1) 完全溶け込み開先溶接においては，母材と同じ材質で，母材と同じ開先形状を有するエンドタブを溶接の始端と終端に設ける．主桁のフランジとウェブのすみ肉溶接においては，母材と同じ材質で，母材と同じ断面形状を有するT型断面のエンドタブを溶接の始端と終端に設ける．エンドタブを設けることによって，溶接の始端と終端が部材に入らないようにする．
2) 溶接後，エンドタブを切断除去し，除去箇所をグラインダーで研磨し，滑らかに仕上げ
る．
(6) すみ肉溶接
1) 棒継ぎをする必要がある場合には，クレータ処理を行う．棒継ぎ箇所に割れが観察された場合には，ビードの端部をはつり，欠陥のないことを確認した後，次の溶接を行う．
2) 材片の隅角部では溶接を回す．
(7) 完全溶け込み開先溶接の余盛りと仕上げ
仕上げ指定のない完全溶け込み開先溶接の余盛り高さは，表-9.2.5に従う．疲労の影響を受ける場合には，表-8.5.3(a)，(b)，(c)に示す余盛り高さと仕上げに従う．

- 116 -

表-9.2.5

(2)

余盛り高さ

板 厚 t (mm)

余 盛 り の 高 さ (mm)3≦ t≦ 62以 下

6＜ t≦ 15t/3以 下15＜ t≦ 25

5以 下

25＜ t

7以 下

多層溶接時にパス間温度が高いと，先行するビードに過度な熱が導入され，微小な割れが発生する場

合がある．
(7)

仕上げ指定のない完全溶け込み開先溶接の余盛り高さは，JIS Z 3604 2)を参考にしている．

製品溶接部検査

9.2.8(1) 完全溶込み開先溶接継手およびすみ肉溶接継手の全長に対して目視検査を行う．
(2) 完全溶込み開先溶接継手に対して，次の1)と2)に従って放射線透過試験を行う．
1) 工場溶接に対して，表-9.2.6に示す抜き取り検査を行う．
表-9.2.6
部

完全溶込み開先溶接継手の放射線透過試験

材

検査対象

撮影枚数

引張部材

全継手

1枚（端部を含める）

圧縮部材

5継手中1継手以上*

1枚（端部を含める）

曲

引張フランジ

全継手

1枚（端部を含める）

げ

圧縮フランジ

5継手中1継手以上*

1枚（端部を含める）

部

ウ

材

ェ
ブ

垂直応力に対して直角な方向の継手

全継手

1枚（引張側）垂直応力に対して平行な方向の継手

全継手

1枚（端部を含める）

全継手

1枚（端部を含める）

アルミニウム床版*：不合格となった場合には，残りの全継手に対して検査を行う．

2) 現場溶接に対して，継手全長にわたって検査を行う．
(3) 目視検査と放射線透過試験の各試験方法および品質判定基準は9.2.3(1)の規定に従う．

- 117 -

9.2.9補修(1) 目視検査で不合格となった継手に対して，(3)に従って補修を行ってもよい．補修部分は9.2.3(1) 1)の規定を満たさなければならない．
(2) 放射線透過試験で不合格となった完全溶込み開先溶接継手は，その継手全長を放射線透過試験によって検査し，欠陥の範囲を特定し，(3)に従って補修を行ってもよい．補修部分
は9.2.3(1) 2)の規定を満たさなければならない．
(3) 欠陥の補修方法を表-9.2.7に示す．補修される溶接ビードの長さは40mm以上とする．
表-9.2.7

欠陥の補修方法

欠陥の種類

補

修

方

法

割れ

割れを完全に除去し，溶接を行う．

気孔削り取ってから溶接を行う．

オーバーラップ

グラインダーで削り，滑らかにする．

アンダーカット

程度に応じて，グラインダー仕上げのみ，または溶接後，グライ
ンダー仕上げする．

溶接ビード表面のピット

必要に応じて表面を仕上げるか，溶接を行う．

溶接ビード表面の凸凹

グラインダー仕上げする．

- 118 -

9.3

摩擦撹拌接合

9.3.0

用語の定義

(1) 摩擦撹拌接合
図-9.3.1 に示すように，互いに突合された一対の母材の突合せ面にツールを挿入し，ツールの回転によって発生した摩擦熱によって軟化した母材を塑性流動させ，ツールを突合せ面に沿って移動させることによって継手が得られる接合．

加圧力
接合方向
ツール

回転

ショルダー
プローブ

裏当て
図-9.3.1

摩擦撹拌接合(2) 両面摩擦撹拌接合
図-9.3.1 に示す摩擦撹拌接合を行った後，裏返して反対側の面からも摩擦撹拌接合を行うことによって継手が得られる接合．
(3) 接合条件
ツールの形状およびツールの回転速度，移動速度，傾きなどに関する，摩擦撹拌接合を行うときの条件．
(4) 接合部仕上げ条件
接合部の表面および裏面の仕上げ条件．
(5) ツール
回転により母材に摩擦熱を発生させ，母材に塑性流動を起こさせる工具で，プローブとショルダーから構成される（図-9.3.1 参照）．
(6) プローブ
母材 の突 合せ 面に 挿入 され ，母 材に 塑性 流動 を起 こさ せる ツー ルの 先端 部分 （図 9.3.1 参照）．
(7) ショルダー
突合せ面に挿入されず，母材表面に接触するツールの一部（図-9.3.1 参照）.
(8) 裏当て
接合時に，母材の裏側に設ける支持材（図-9.3.1 参照）.
(9) 止端フラッシュ
接合部の表面の両脇に発生する返り（図-9.3.2 参照）．

- 119 -

止端フラッシュ

止端フラッシュ

トンネルキャビティ
キッシングボンド(a)

トンネルキャビティ

図-9.3.1 に示す摩擦撹拌接合
図-9.3.2(b)

両面摩擦撹拌接合

摩擦撹拌接合部に生じる欠陥(10) トンネルキャビティ
接合部の内部欠陥の一種で，接合線方向に沿って発生する細長いトンネル状の空洞（図-9.3.2 参照）．
(11) キッシングボンド
摩擦撹拌接合の撹拌不足のために，プローブの先端付近に生じる接合不完全部［図-9.3.2(a)参照］．
(12) 摩擦撹拌接合ブロック
製作時において，同一方向の接合線を有し，摩擦撹拌接合をそれ以上施すことがない
ブロック（図-9.3.3 参照）．

摩擦撹拌接合摩擦撹拌接合ブロック長
図-9.3.3

摩擦撹拌接合ブロック(13) 摩擦撹拌接合ブロック長
摩擦撹拌接合ブロックの接合線方向の長さ（図-9.3.3 参照）．
(14) 初回品
製作時において，最初に製作される摩擦撹拌接合ブロック．
(15) 表曲げ試験片
図-9.3.1 に示す摩擦撹拌接合の場合，曲げ試験において，ツール挿入側と反対側の面が曲げ金具に接する試験片．両面摩擦接合 の場合，曲げ試験において，1 回目の摩擦撹拌接合でツール挿入側と反対側の面が曲げ金具に接する試験片．

- 120 -

(16) 裏曲げ試験片
図-9.3.1 に示す摩擦撹拌接合の場合，曲げ試験において，ツール挿入側の面が曲げ金具と接する試験片．両面摩擦接合の場合，曲げ試験において，1 回目の摩擦撹拌接合でツール挿入側の面が曲げ金具に接する試験片．

9.3.1

一般

(1) 摩擦撹拌接合を行う場合，接合箇所の酸化被膜を除去する必要はない．
(2) 接合部ののど厚は理論のど厚より小さくなってはならない．
(3) 疲労の影響を受ける場合には，両面摩擦撹拌接合を用いる．

(2) 摩擦撹拌接合では，ツールが母材の突合せ面に垂直に挿入され，ツールのショルダーと接触する部分の板厚が減少する．しかし，接合部の板厚は理論のど厚より小さくなってはならない ．その対策として，
図-6.3.1(a)に示す等厚の板の場合，理論のど厚より厚い板を使用する．図-6.3.1(b)に示す部分増厚された板の場合，増厚部の厚さを理論のど厚より厚くする．
(3) 疲労の影響を受ける場合には，キッシングボンドの発生を排除しなければならない．両面摩擦撹拌接合は，キッシングボンドが排除される摩擦撹拌接合である．

9.3.2

溶接施工試験

(1) 製作の前に溶接施工試験が行われなければならない．ただし，過去に 溶接施工試験が行われ，かつ製造経験がある場合には，当事者間の協議で溶接施工試験を省略することができる．
(2) 溶接施工試験では，目視検査，超音波探傷試験，放射線透過試験の非破壊試験，および引張試験，曲げ試験，マクロおよびミクロ観察の破壊試験を行う．疲労の影響を受ける場
合には，これらの他に疲労試験も行う．
(3) 溶接施工試験に用いる供試体の材料と断面形状は，実際の製作で使用されるものと同じにする．供試体の長さは，図-9.3.4 に示すように，製品の摩擦撹拌接合ブロック長以上の長さとする．
(4) 非破壊試験は，供試体から破壊試験用の試験片を採取する前に行う．目視検査および超音波探傷試験は，余長が切断された供試体の接合部の全長に対して行う．放射線透過試験
は，余長が切断された供試体の接合部に対して，摩擦撹拌接合の開始側の端部に対して行う．
(5) 図-9.3.4 に示すように，余長が切断された供試体の両端部と中間部から，引張試験片，表曲げ試験片，裏曲げ試験片，マクロおよびミクロ観察試験片を摩擦撹拌接合の接合線直角方向に採取する．疲労の影響を受ける場合には，荷重が接合線直角方向に作用する場
合，疲労試験片 T を採取し，荷重が接合線方向に作用する場合，疲労試験片 L を採取す
る．荷重が両方向に作用する場合，疲労試験片 T と L の両方を採取する．各部の試験片の数は，引張試験片 1，表曲げ試験片 1，裏曲げ試験片 1，疲労試験片 T と L に対して各 1，
マクロおよびミクロ観察試験片 1 である．試験片を採取する際，試験片と試験片との間に約 10mm の間隔を設ける．

- 121 -

試験片

試験片 T

裏曲げ

疲労

試験片

試験片
表曲げ

ﾏｸﾛ・ﾐｸﾛ試験片
引張

疲労試験片 L

切断
切断

約 10mm

摩擦撹拌接合ブロック長以上の長さ
約 10mm

図-9.3.4

約 10mm

約 10mm

約 10mm施工試験に用いる供試体(6) 非破壊試験および破壊試験の各試験方法ならびに品質判定基準は 9.3.3 の規定に従う．

9.3.3

試験方法と品質判定基準(1) 非破壊試験
1) 目視検査
摩擦撹拌接合終了後，接合部の表面欠陥の有無を目視により検査する．接合部の表面欠陥の判定基準は，当事者間の協議で決める．
2) 超音波探傷試験ⅰ) 試験方法は，JIS Z 3080 8) に従う．
ⅱ) 疲労の影響を受けない場合には，きずの分類が C 種１類および 2 類のものを合格とする．疲労の影響を受ける場合には C 種 1 類を合格とする．
3) 放射線透過試験ⅰ) 試験方法は，JIS Z 3105 3) に従う．
ⅱ) 疲労の影響を受けない場合には，きずの分類が 1 類および 2 類を合格とする．疲労の影響を受ける場合には 1 類を合格とする．
(2) 破壊試験
1) 引張試験ⅰ) 引張試験片は，JIS Z 22415)に規定される 14B 号試験片とする．引張試験片の平行部の中央に摩擦撹拌接合部を置く．引張試験片の表裏面の仕上げは，製品と同じ仕上げとする．
ⅱ) 引張試験方法は，JIS Z 2241 5)に従う．引張試験片に作用する応力は，引張試験片の平行部における母材の断面積で載荷荷重を除したものとして定義する．
ⅲ) 3 本の各引張試験片の引張強さと 0.2％耐力が，表-9.2.3 に示す値以上を合格とす
る．
2) 曲げ試験ⅰ) 表曲げ試験片と裏曲げ試験片は，JIS Z 22489) で規定される 1 号試験片とする．摩擦撹拌接合部を試験片の中央に置く．曲げ金具に接触する試験片の表面は平らに仕上げる．表曲げ試験片と裏曲げ試験片の試験対象となる表面の仕上げは，製品と同じ仕上げとする．元厚で試験片を曲げることが困難な場合には，表曲げ試験片は裏側を，裏
曲げ試験片は表側を切削し，板厚 8mm の試験片とする．元厚が 8mm より小さいときは，元厚を試験片の厚さとする．

- 122 -

ⅱ) 曲げ試験方法は，JIS Z 2248 9)に規定される押曲げ法または巻付け法とする．曲げ試験の曲げ金具の半径は次式で算出される値以下とする．
A5083-H112 および A5083-O の場合，
R = 2.88t ···············································································(9.3.1)
A6061-T6，A6061-T651，A6005C-T5，A6005C-T6 の場合，
R = 4.75t ···············································································(9.3.2)
ここに，Rt：曲げ金具の半径：曲げ試験片の厚さⅲ) 3 本の表曲げ試験片および 3 本の裏曲げ試験片ともに，疲労の影響を受けない場合には，長さが 3mm を超える表面割れがあってはならない．疲労の影響を受ける場合には，表面割れがあってはならない．
3) 疲労試験ⅰ) 疲労試験片の形状および寸法は，図-9.3.5 に示すものを標準とする．図-9.3.5(a)に示す疲労試験片 T では，試験片の平行部の中央に，接合線が試験片の軸に対して直角に置く．図-9.3.5(b)に示す疲労試験片 L では，接合線を試験片の軸方向に置き，接合中心を試験片の平行部の中心と一致させる．疲労試験片の表裏面の仕上げは，製品と同じ仕上げとする．疲労試験片の両側面は，条痕が試験片の長手方向に残る ように仕上げる．疲労試験片 T の平行部の幅 w は板厚 t の 2 倍以上とする．疲労試験片 L の
幅 w は，ショルダーの直径（両面摩擦撹拌接合において一回目の摩擦撹拌接合のショ
ルダーの直径と二回目の摩擦撹拌接合のショルダーの直径が異なる場合 には大きいほうの直径）に 10mm を加えた値と，板厚 t を 2 倍した値とを比較して，大きい方の値以上とする．
ⅱ) 疲労試験片に作用する応力は，載荷荷重を，母材の板厚に疲労試験片の平行部の幅を乗じて算出される断面積で除したものとして定義する．
ⅲ) 3 本 の 各 疲 労 試 験 片 に 作 用 さ せ る 応 力 は ， 最 大 応 力 を 133N/mm 2 ， 最 小 応 力 を
13N/mm 2 とする．
ⅳ) 3 本の各疲労試験片の疲労寿命（疲労試験片が破断に至るまでの荷重の繰返し回数）
が 1.7×105 回以上で，かつ 2 本の各疲労試験片の疲労寿命が 6.7×105 回以上ある場合を合格とする．

図-9.3.5(a)

疲労試験片 T(b)

疲労試験片 L

疲労試験片の形状および寸法- 123 -

4) マクロおよびミクロ観察ⅰ) 観察方法は，JIS Z 3422-27)の 7.4.4 に従う．
ⅱ) マクロ観察において，接合部のマクロ組織にトンネルキャビティおよびその他の有害と認められる欠陥があってはならない．

(1) 2) 放射線透過試験と比較して，超音波探傷試験はブローホールの検出に劣る．しかし摩擦撹拌接合部にはブローホールが生じないので，超音波探傷試験は放射線透過試験を代替する試験方法 として用いることができる．ISO 25239-5 10) においても，超音波探傷試験は放射線透過試験を代替する試験方法であることが規定されている．
(2) 2) i)と ii) 元厚の試験片で曲げることが困難な場合には，後述の式(解 9.3.1)に従って，試験片の厚さに応じて算出される D の最大直径を有する曲げ金具を使用すれば，任意の厚さに薄くすることができる．
しかし，JIS Z 3811 11) では，板厚が 4～16mm の中程度の板厚に対する曲げ試験片の板厚を 8mm としているので，本指針では，試験片を薄くする場合には 8mm の厚さに統一している．
JIS Z 3422-2 7)の 7.4.2 に，母材の伸びが 5%を超える場合の曲げ金具の最大直径が次式で規定されて
いる．

D=
ここに，

JIS H

t (200 − A)···························································································· (解 9.3.1)
2A
D： 曲げ金具の最大直径 (mm)t

： 曲げ試験片の厚さ (mm)A

： 母材の伸び値 (%)

4000 12) および JIS

H 4100 13) で規定されるアルミニウム合金の伸びの中で，5000 系アルミニウム合金に対して A5083-O の 16%，6000 系アルミニウム合金に対して A6061-T6 の 10%を式(解 9.3.1)の Aに用いて，直径を半径で表したものが式(9.3.1)と(9.3.2)である．
(2) 3) i) 図 9.3.5 に示す疲労試験片の形状および寸法は，JIS Z 3103 14) を参考にしている．摩擦撹拌接合部の熱影響範囲はミグ溶接部と同程度で，接合部の中心から両側にそれぞれ 25mm（計 50mm）であることが示されている 15) ．疲労試験片 T では，50mm の熱影響範囲の両側に 5mm の余裕を設けて，疲労試
験片の平行部の長さを 60mm としている．
接合線方向に応力を受ける摩擦撹拌接合部の疲労亀裂の発生位置は，ショルダーの回転跡の中央または止端フラッシュであることが報告されている 16) ．したがって疲労試験片 L では，試験片の平行部の幅を，ショルダーの直径（両面摩擦撹拌接合において一回目の摩擦撹拌接合のショルダーの直径と二回目の摩擦撹拌接合のショルダーの直径が異なる場合には大きいほうの直径）に 10mm 加えた値と，板厚を2 倍した値とを比較し，大きな値以上としている．
(2) 3) iii)と iv) 本規定の根拠となった S-N 曲線を図-解 9.3.1 に示す．図中の疲労試験データは文献 17)（図中の疲労データ A）および文献 18)（図中の疲労データ B）から引用している．文献 17)では母材がA6005C-T5 の場合，文献 18)では母材が A6005C-T6 の場合の摩擦撹拌接合部を対象としている．応力比（＝最小応力／最大応力）は，いずれも 0.1 である．
図-解 9.3.1 の実線は，文献 17)で提案された設計 S-N 曲線であり，次式で与えられる．
log N = 19.86 − 7.03 log ( ) ················································································ (解 9.3.2)

 caf = 73 ································································································· (解 9.3.3)
ここに，



：応力範囲（N/mm2 ）N：繰返し回数（回） caf ：疲労限度（N/mm2 ）- 124 -

図-解 9.3.1 の破線は，S-N 曲線の傾きを 7.03 として，文献 17）および 18）の疲労試験データに最小二乗法を適用して求められる平均的な疲労寿命を与える平均 S-N 曲線であり，次式で与えられる．
log N = 20.5 − 7.03 log ( ) ··············································································· (解 9.3.4)〇，▽，△

疲労データ A●

疲労データ B
設計 S-N 曲線
平均 S-N 曲線

図-解 9.3.1

A6005C-T5 および A6005C-T6 の摩擦撹拌接合部の S-N 曲線式(解 9.3.2)と式(解 9.3.4)が与える応力範囲と疲労寿命の関係を表-解 9.3.1 に示す．式(解 9.3.2)と式(解 9.3.4)は，それぞれ最小疲労寿命と平均疲労寿命を与える．(2) 3) iii)と iv)の規定は，表-解 9.3.1 の応力範囲 120N/mm2 に対応している．疲労試験機の載荷能力に依存して，120N/mm2 と異なる応力範囲で疲
労試験を実施してもよい．

表-解 9.3.1

9.3.4

応力範囲と疲労寿命の関係

応力範囲(N/mm2 )最大応力(N/mm2 )最小応力(N/mm2 )最小疲労寿命(回)

平均疲労寿命
(回)

100

111

11

6.3×10 5

2.7×10 6

110

122

12

3.2×10 5

1.2×10 6

120

133

13

1.7×10 5

6.7×10 5

130

144

14

9.9×10 4

3.8×10 5

製作(1) 製作では，溶接施工試験によって品質基準を満たすと判定された接合条件および接合部
仕上げ条件が用いられなければならない．
(2) 製作時には，9.3.5 の規定に従って製品接合部検査が行われなければならない．
(3) 製作時，ツールの磨耗，停電などによって，接合部が製品接合部検査の品質判定基準を満足しない場合には，9.3.6 の規定を満たす場合に限り，補修を行ってもよい．補修は，溶接施工試験によって決定された接合条件および接合部仕上げ条件と同じ条件によって行
われなければならない．
(4) プローブが挿入される，摩擦撹拌接合の始端部およびプローブが引き抜かれる，摩擦撹拌接合の終端部を切除する．

(4) 通常，材端から 100～150mm の範囲が切除される．

- 125 -

9.3.5

製品接合部検査(1) 製品接合部検査では，目視検査と超音波探傷試験を行う．
(2) 目視検査は接合部の全長に対して行う．
(3) 超音波探傷試験の範囲は以下の通りとする．
1) 初回品では，摩擦撹拌接合ブロックの接合部の全長．
2) 初回品以降では，図-9.3.6 に示すように，摩擦撹拌接合ブロックの両端部および中間部の 200mm の範囲．
(4) 目視検査と超音波探傷試験の各試験方法および品質判定基準は 9.3.3(1)の規定に従う．
切断

切断

エンドタブ

200mm

200mm

200mm

摩擦撹拌接合ブロック長

切断

切断

200mm

200mm

200mm

摩擦撹拌接合ブロック長
図-9.3.6

9.3.6

初回品以降の摩擦撹拌接合ブロックの超音波探傷試験の範囲

補修(1) 補修の際には，再入熱によって，接合部が強度低下を起こす可能性があるので，補修が行われた接合部が，9.3.3(2)の各種破壊試験に合格していることを 溶接施工試験によって確認されなければならない．
(2) 補修が行われた接合部の各種破壊試験に用いる試験片の供試体として， 溶接施工試験に用いられた供試体(図-9.3.4 参照)で，破壊試験用の試験片が採取された後の余剰部分に再度，摩擦撹拌接合が行なわれたものを用いてもよい．
(3) 補修が行われた接合部が 9.3.3(2)の各種破壊試験に合格しない場合には，製品の補修はしてはならない．
(4) 補修が行われた摩擦撹拌接合ブロックの製品接合部検査は，初回品と同じとする．

- 126 -

高力ボルト摩擦接合

9.4
9.4.1

一般

(1) 部材を十分に締付けることができる長さを有する鋼製高力ボルトを使用する．
(2) 一度使用した鋼製高力ボルトを再度使用してはならない．

9.4.2

摩擦面の処理(1) 母材と連結板が接触する面の相対する両方の摩擦面または一方の摩擦面に，表面粗さ
Rz20μm 以上の粗面となるようなブラスト処理を施す．
(2) 連結板にブラスト処理を施す場合，図-9.4.1 に示すように，連結板の縁から 5mm 入っ
た内側の領域にブラスト処理を施す．

5mm

図-9.4.1

連結板のブラストの範囲（ハッチング部）(1) 本規定は，アルミニウム建築構造製作要領 19) に記載される接合面の処理方法に従っている．連結板に対して本規定の摩擦面処理が施され，あるフッ素樹脂コート鋼製高力ボルトに対して，表-9.4.1 に示す
F10T の設計ボルト軸力の 10%増しの初期導入ボルト軸力で締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手のすべり係数が 0.45 を十分に超えることが確認されている 20) ．A6061-T6 の板へのブラスト処理条件の例を表-解 9.4.1 に示す．

表-解 9.4.1

Rz20μm 以上の粗面が確保できるブラスト処理条件の例
ブラスト材

アルミナグリッド F60

空気圧力 (N/mm2 )

0.4

使用ノズルの内径 (mm)9

吹付け距離 (mm)150

吹付け角度 (°)

75

吹付け時間 (秒/cm )20.37(2) 連結板の縁までブラスト処理を施すと疲労強度が低下することが明らかにされているので 21) ，これを避けるために本規定を与えている．

- 127 -

9.4.3ボルトの締付け(1) 摩擦接合継手に用いる鋼製高力ボルトの設計ボルト軸力を表-9.4.1 に示す．
表-9.4.1
ボルトの等級

F8T

F10T

設計ボルト軸力ボルトの呼び設計ボルト軸力 (kN)

M12

45.9

M16

85.4

M20

133

M22

165

M24

192

M12

56.9

M16

106

M20

165

M22

205

M24

238

(2) 溶融亜鉛めっき鋼製高力ボルトの締付けは予備締めと本締めの 2 回に分けて行う．本締めは，F8T の設計ボルト軸力が得られるようにナット回転法によって締付ける．
1) 予備締めの締付けトルクの値を表-9.4.2 に示す．
表-9.4.2

予備締めの締付けトルクの値

ボルトの呼び予備締めの締付けトルクの値 (N･m)

M12

約 50

M16

約 100

M20，M22

約 150

M24

約 200

2) 予備締め後，ナット，ボルト，座金および被締結材にわたってマーキングを行う．
3) 本締めは，予備締め完了後を起点としてナットを 90°回転させる．
4) 本締めを完了した高力ボルトの回転角が，90°の回転量に対して+30°～－0°の範囲にあることを確認する．この範囲を超えて締付けられたものは取り替える．この範囲に満たないものに対しては，所要のナット回転量まで追い締めする．
5) ナットとボルトおよび座金が共まわりしているものについては取り替える．
(3) フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトの締付けは予備締めと本締めの 2 回に分けて行う．本
締めは，F10T の設計ボルト軸力に対して 10%増しの軸力が得られるようにトルク法によって締付ける．
1) 締付け作業の前に，使用するボルトセットのトルク係数を測定する．
2) 予備締めは，締付けボルト軸力の 60%程度まで行う．
3) 予備締め後，ナット，ボルト，座金および被締結材にわたってマーキングを行う．
4) 本締めにおけるボルト軸力は，設計ボルト軸力の 10%増しとする．
5) ナットとボルトおよび座金が共まわりしているものについては取り替える．

- 128 -

6) ボルト軸力の導入は，ナットをまわして行う．やむを得ず頭まわしを行う場合には，トルク係数の変化を確認する．
(4) ボルトの締付けは，連結板の中央から端部に向かって行い，一連の予備締めを行った後に本締めを行う．

(1) 表-9.4.1 は，表-解 7.2.1 に示す設計ボルト軸力の値である．
(2) 溶融亜鉛めっき鋼製高力ボルトの締付け法は，アルミニウム建築構造製作要領 19) に準拠している．溶
融亜鉛めっき鋼製高力ボルトの場合，めっきの付着厚さにばらつきが生じるので安定したトルク係数が得られない．このために，溶融亜鉛めっき鋼製高力ボルトの締付けにはナット回転法が用いられる．
(3) フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトは，フッ素樹脂の膜厚が薄くて硬いので，安定したトルク係数が得られるので，その締付けにはトルク法が用いられる．設計ボルト軸力の 10%増しのボルト軸力で締結された試験片のすべり試験の結果 20), 22), 23) に基づいて，7.2.4 のフッ素樹脂コート鋼製高力ボルトの設計
摩擦荷重伝達力が規定されている．

9.4.4

耐久性と防食フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手の耐久性と防食に関する性能は，構造物が置かれた環境および継手が構造物に設けられた場所を考慮して，当事者間の協議で決める．

- 129 -

9.5

部材の精度
部材の精度を表-9.5.1に示す．
表-9.5.1
項

フランジ幅
ウェブ高
ウェブ間隔

板の
平面度
δ (mm)

目

b (m)
h (m)
b' (m)

プレー トガ ーダ ーお よびトラ ス な ど の 部材 の
ウェブ

部材の精度

許容誤差 (mm)2
3
4
 (3 + b / 2)b  0 .5
0 .5  b  1 .0
1.0  b  2.0
2.0  b

フランジの直角度 δ (mm)はリブの間隔 (mm)
b :フランジ幅

b / 200

(mm)

3
4

l  10トラス，アーチなど

23l  10圧縮部材の変形 δ (mm)

左欄の b は b，h
お よ び b'を 代 表したものである．

w :ウェブまたw / 150

プレートガーダー
部材長
l (m)

測定項目

考

h : ウェブ高(mm)

h / 250

箱桁お よび トラ ス な どのフラ ンジ ，床 版の デッキプレート備l  10l  10l :部材長(mm)l / 1000

参考文献

1)

軽金属溶接構造協会：アルミニウム合金構造物の溶接施工管理（第 4 版）IV

溶接施工，2009．

2)

JIS Z 3604：アルミニウムのイナートガスアーク溶接作業標準，2016．

3)

JIS Z 3105：アルミニウム溶接継手の放射線透過試験方法，2003．

4)

JIS Z 3121：突合せ溶接継手の引張試験方法，2013．

5)

JIS Z 2241：金属材料引張試験方法，2011．

6)

JIS Z 3122：突合せ溶接継手の曲げ試験方法，2013．

7)

JIS Z 3422-2：金属材料の溶接施工要領及びその承認―溶接施工法試験―第２部：アルミニウム及びア
ルミニウム合金のアーク溶接，2003．

8)

JIS Z 3080：アルミニウムの突合せ溶接部の超音波斜角探傷試験方法，1995．

9)

JIS Z 2248：金属材料曲げ試験方法，2014．

10) ISO 25239-5: Friction stir welding ― Part 5: Quality and inspection, 2011.
11) JIS Z 3811：アルミニウム溶接技術検定における試験方法および判定基準，2000．
12) JIS H 4000：アルミニウム及びアルミニウム合金の板及び条，2014．
13) JIS H 4100：アルミニウム及びアルミニウム合金の押出形材，2015．
14) JIS Z 3103：アーク溶接継手の片振り引張疲れ試験方法，1987．

- 130 -

15) 大倉一郎，長尾隆史，石川敏之，萩澤亘保，大隅心平：構造用アルミニウム合金の応力－ひずみ関係
および接合によって発生する残留応力の定式化，土木学会論文集 A，Vol.64，No.4，pp.789-805，2008．
16) 大倉一郎，牧山大祐：両面摩擦撹拌接合で接合された摩擦撹拌接合部の疲労強度， ALST 研究レポート，No.17，2010．
17) 萩澤亘保，大倉一郎：アルミニウム合金 A6005C-T5 の母材と摩擦撹拌接合部の疲労強度に応力比が与える影響，土木学会論文集 A，Vol.65，No.1，pp.117-122，2009．
18) Kainuma, S., Katsuki, H., Iwai, I. and Kumagai, M.: Evaluation of fatigue strength of friction stir butt-welded
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pp.870-876，2008．
19) アルミニウム建築構造協議会：アルミニウム建築構造製作要領 アルミニウム建築構造物製作工場認定規程および基準・同解説，2003．
20) 萩澤亘保，長尾隆史，大倉一郎：フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板
摩擦接合継手のすべり係数，ALST 研究レポート，No.28，2012．
21) 大倉 一 郎 ，西 田 貴 裕： ア ルミ ニ ウ ム合 金 板 摩 擦接 合 継 手の 疲 労 特性 ， ALST 研究 レ ポー ト ，No.8 ，
2009．
22) 萩澤亘保，大倉一郎：鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手のすべり係数と鋼製高力ボルトの軸力低下，ALST 研究レポート，No.7，2009．
23) 萩澤亘保，長尾隆史，大倉一郎：アルミニウム合金板摩擦接合継手のすべり試験におけるボルト本数
が摩擦係数に与える影響，ALST 研究レポート，No.27，2012．

- 131 -

付録 A アルミニウム合金板摩擦接合継手のすべり試験方法
A.1

適用範囲
フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板摩擦接合継手のすべり係数を求める試験方法について規定する．

A.2

試験片

(1) F10T のフッ素樹脂コート鋼製高力ボルトが用いられた試験片の形状 と 寸法の例を 表A.1 に示す．これは，A6061-T6 と A6061-T651 の板材および A6061-T6 と A6005C-T6 の押出形材が母材と連結板に使用される場合に対応する．試験片は 2 面摩擦接合とする．表A.1(a)は，片側のボルト本数が 2 本の場合に対応し，表-A.1(b)は，片側のボルト本数が 1本の場合に対応する．後者の場合には，試験片の軸線が直線となるようにボルト締結を行う．
(2) 試験片の本数は 5 本以上とする．
(3) 摩擦面の処理は 9.4.2 に従う．
(4) ボルトの締結はトルク法によって行い，設計ボルト軸力（表-9.4.1 参照）に対して 10%増しのボルト軸力を導入する．
表-A.1

p

e

e

p

e

t2

t1

t2

e

W

W/ 2 W/ 2

片側のボルト本数が 2 本の場合

D

(a)

試験片の形状と寸法の例

ボルトの呼び径d

ボルト孔の直径
D

母材の厚さ
t1

連結板の厚さ
t2

板幅
W

e

p

(mm)

(mm)

(mm)

(mm)

(mm)

(mm)

(mm)

12

15

12

8

75

35

40

16

19

20

12

90

40

50

20

23

25

15

110

50

60

22

25

30

20

110

55

70

24

27

35

20

110

60

80

- 132 -

e

e

e

t2

t1

t2

e

W

W/ 2 W/ 2

片側のボルト本数が 1 本の場合
D(b)

ボルトの呼び径d(mm)

ボルト孔の直径
D
(mm)

母材の厚さ
t1
(mm)

連結板の厚さ
t2
(mm)

板幅
W
(mm)

e
(mm)

12

15

8

6

60

35

16

19

10

8

90

40

20

23

12

8

110

50

22

25

15

10

110

55

24

27

20

12

110

60

(1) 表-A.1 に示す試験片の形状寸法は，次式で定義されるすべり耐力比 γ が 0.45～0.6 になるように設定されている．

=2 n N d( W − D) t  0.2························································································ (解 A.1)

N d =   s 0.2 As ···························································································· (解 A.2)
ここに，



：すべり係数（= 0.45）n：継手の片側のボルト本数（= 2 または 1）

Nd：設計ボルト軸力D：ボルト孔の直径

W：試験片の幅t：試験片の母材の板厚0.2 ：A6061-T6 の 0.2%耐力（=245N/mm2 ）

：F10T の鋼製高力ボルトの 0.2％耐力を低減させる係数（=0.75）

s0.2 ：F10T の鋼製高力ボルトの 0.2％耐力（=900N/mm2 ）As：ボルトのねじ部の有効断面積

片側 2 本ボルトの試験片が与えるすべり係数と片側 1 本ボルトの試験片が与えるすべり係数は，平均値に関してほぼ等しいことが示されている 1) ．したがって，すべり試験に用いる試験片として，片側 1本ボルトの試験片も採用している．ただし，片側 1 本ボルトの試験片が与えるすべり係数のバラツキは，
片側 2 本ボルトの試験片が与えるバラツキより大きい 1) ．すべり係数に対して，片側 1 本ボルトの試験片が与えるバラツキを小さくするためには，ボルト締結を行う際，試験片の軸線が直線となるような工夫が必要である 1) ．

- 133 -

A.3

試験方法

(1) アルミニウム合金板とフッ素樹脂皮膜のクリープに起因する，ボルト締結直後のボルト
軸力の急激な低下が終了した後にすべり試験を実施する．
(2) ボルト締結からすべり試験を実施するまでの時間，およびボルト締結時の試験片の温度とすべり試験実施時の試験片の温度を計測する．
(3) すべり試験実施時の試験片の温度とボルト締結時の試験片の温度の差を±10℃以内にする．
(4) 荷重と引張試験機のクロスヘッド間の変位差の関係， 荷重と引張試験機内蔵の変位計が示す変位の関係または荷重と経過時間の関係を記録する．各関係において，最初に荷重が下がる直前の荷重をすべり荷重とする．

(1) アルミニウム合金板とフッ素樹脂皮膜のクリープに起因するボルト軸力の低下は，ボルト締結 直後急激で，その後は非常に穏やかである 2) ．フッ素樹脂コートが施されない鋼製高力ボルトの場合，クリー
プに起因する急激なボルト軸力の低下はボルト締結後 30 時間で終了する 1) ．フッ素樹脂コートが施された鋼製高力ボルトの場合，急激なボルト軸力の低下が終了するためにはさらに時間が必要である．この時間は，使用されるフッ素樹脂被膜によって異なる．
(3) すべり試験時とボルト締結時の温度差に起因するボルト軸力の変化に対して， 式(解 A.2)で与えられる設計ボルト軸力の 1％を許容した場合に対する，すべり試験時とボルト締結時の温度差に対する許容値 Ta （℃）が次式で与えられる 1),2) ．
Nd
6.50  10 − 2 As ···················································································· (解 A.3)

Ta = ここに，

Nd

：設計ボルト軸力 (kN)

As

：ボルトの有効断面積 (mm 2)式(解 A.2)を式(解 A.3)に代入し，単位をそろえて次式を得る．

Ta =  s 0.265···························································································· (解 A.4)

と s0.2 にそれぞれ 0.75 と 900 N/mm2 を代入して，Ta =±10.4℃を得る．
(4) 荷重と引張試験機のクロスヘッド間の変位差の関係から得られるすべり荷重は，荷重と母材・連結板
間の相対変位の関係から得られるすべり荷重とほぼ等しい 1) ．したがって，荷重と母材・連結板間の相対変位の関係から求める方法 3),4) に加えて，荷重と引張試験機のクロスヘッド間の 変位差の関係からすべり荷重を求めることができる．これは，荷重と，引張試験機内蔵の変位計が示す変位の関係，または荷重と経過時間の関係からすべり荷重を求めてよいことになる．

- 134 -

A.4

すべり係数
各試験片のすべり係数を次式によって算出する．
𝜇=

𝑃
2𝑛𝑁0

ここに，

············································································· (A.1)

：すべり係数P：すべり荷重n：片側のボルト本数（＝1 または 2）

N0：初期導入ボルト軸力［設計ボルト軸力（表-9.4.1 参照）に対して 10%増しのボルト軸力］

式(A.1)は，すべり試験が実施された時のすべり係数である．すべり試験が実施された時以降のすべり係
数は，次のように予測することができる．
フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトに対して，ボルト締結後のボルト軸力と経過時間の関係が次式で与えられる 2) ．
N= 10 − t ······························································································· (解 A.5)
N0

ここに， NN0：ボルト締結後のボルト軸力：初期導入ボルト軸力［設計ボルト軸力（表-9.4.1 参照）に対して 10%増しのボルト
軸力］

t
α， β

：ボルト締結後の経過時間：フッ素樹脂被膜によって異なる値を採る定数

すべり試験で得られたすべり荷重を用いて，すべり試験が実施された時以降のすべり荷重が式 (解 A.5)から次式で与えられる．
P = P110−  t  − t 
1 


ここに， P（ t  t1 ） ·········································································· (解 A.6)

：すべり試験が実施された時以降のすべり荷重

P1：すべり試験で得られたすべり荷重t1：ボルト締結からすべり試験が実施された時までの時間

初期導入ボルト軸力 N 0 に対する，ボルト締結から t 時間後のすべり係数  が式(解 A.6)を用いて次式で与えられる．
𝛽−𝛼(𝑡 𝛽−𝑡1 )

𝑃
𝑃1 10
𝜇=
=
2𝑛𝑁0
2𝑛𝑁0
ここに， n·············································································· (解 A.7)

：片側ボルト本数（＝2 または 1）

α と β の値は，フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトに貼付されたひずみゲージによって，ボルト軸力とボルト締結後の経過時間の関係を調べることによって決めることができる 5)．

- 135 -

参考文献

1)

萩澤亘保，長尾隆史，大倉一郎：アルミニウム合金板摩擦接合継手のすべり試験におけるボルト本数
が摩擦係数に与える影響，ALST 研究レポート，No.27，2012．

2)

萩澤亘保，長尾隆史，大倉一郎：フッ素樹脂コート鋼製高力ボルトで締結されたアルミニウム合金板
摩擦接合継手のすべり係数，ALST 研究レポート，No.28，2012．

3)

土木学会：高力ボルト摩擦接合継手の設計・施工・維持管理指針（案），2008．

4)

Eurocode 9: Design of aluminium structures – Part1-1: General structural rules, 2007．

5)

大倉一郎，萩澤亘保，長尾隆史：アルミニウム合金板摩擦接合継手における鋼製高力ボルトの軸力低下，構造工学論文集，Vol.56A，pp.827-837，2010．

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