平成 23 年度

B-51

日本大学理工学部

学術講演会論文集

ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造性能実験
その４ ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造
ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造部材の実験結果の検討
薄鋼板構造部材の実験結果の検討
Experiments on the Performance of Thin Steel Plate Structures Using One-side Bolt
Part.4 Investigation of results on BH shaped steel beam and thin steel plate
津田達也１,○藤井克紀 2, 渡辺邦夫 3, 揚原茂雄 3, 姿健一郎 4, 中西三和 5, 安達洋 5
Tatsuya Tsuda1, Katsunori Fujii2, Kunio Watanabe3, *Shigeo Agehara3, Kenichiro Sugata4, Mitsukazu Nakanishi5, Hiromi Adachi5
In this paper, in order to analyze HP shell made of thin steel plate ,the strength and stiffness of beam(specimen A) and plate(specimenB) are considered from the experimental results of the previous report(Part.1,2,3).
１． はじめに同様に，断続溶接間を座屈長さとして，座屈応力度を本研究では，薄鋼板を用いた，見付平面寸法 32×32m算出し，材料の降伏点強度と鋼材の許容応力度との比の HP シェル（Fig.1）を想定して試設計を行った。昨を強度上昇率とし，その積をみかけのフランジの降伏年度は，この曲面構造の基本的な挙動を把握するため点強度した降伏点強度と，2.1 で算出した有効幅に基づに 3 つのシリーズ（A，B，C）の実験を行った。

いて計算上の耐力を算出した．実験値と計算値をシ リ ー ズ A は 薄 鋼 板 を 用 い 断 続 溶 接 し た BH

Table.3 に示した。溶接接合では，概ね近い耐力を算出
Table.1 Specimen summary（build.H）梁と上下フランジ面に薄鋼板パネルを張付ける際，裏面からのナット締め付けを必要としないワンサイドボルト接合した梁の実験，シリーズ B は板の面内方向の性能を調べたせん断実験，そしてシリーズ
Fig.1 Exprimental model and scale
23 pl 3
κpl+
1296 EI 6GAw1)，2），3）

δ =に基づいて各試験体の剛性と耐力に及ぼすパネルの有B =効幅について検討し，部材のモデル化を行った解析とI p = パネルの断面２次モー メント[ mm4 ]B : 有効幅[ mm]E : ヤング係数 [ N / mm 2 ]体の実験である．本報では，これら実験結果

12 I pH 3 − h3

実験結果の比較から解析モデルの妥当性を確認した．

H h(2 )

200mm

BH 梁に薄鋼板パネルを取り付けた際の面外方向における剛性を評価するために，パネルの有効幅を求め

Fig.3 Effective widths
Table.3 Experimental results

B[mm]

実験値
[kN]
180.8
126.8
160.0105.8

試験体名300
204296228

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

理論値
[kN]
194.5
127.5
172.1
106.4

200

200

A2-W1.6

A2-W3.2

A2-B1.6

A2-B3.2た。有効幅の算出には，Fig.2 の(1)式に示す 2 点載荷に荷重
荷重[kN]

150150

理論値
A2100

理論値

100000モーメントを引いたものを，薄鋼板パネルの断面 2 次A25050

断面 2 次モーメントを求め，リブの BH 梁の断面 2 次102030405006010203040200
A2-B1.6A2-B3.2算出した。算出した結果を Table.2 に示す。この結果かA2A2150

理論値

荷重荷重[kN]

荷重
荷重[kN]

150100を起こすことから，耐力算出には，断続溶接試験体の100000

接試験体と同じ断続溶接間の圧縮フランジが局部座屈

理論値

5050

パネルを取り付けた際の試験体の最終破壊が断続溶

60(b)1.6mm welding joint(a)3.2mm welding joint
200

２．２ 最大耐力の検討

50

変位[mm]
変位

変位[mm]
変位

モーメント Ip とし，(2)式を用いて，パネルの有効幅を200mm の有効幅が見込めることがわかった（Fig.3）．

G : せん断係数 [ N / mm 2 ][mm4]19851019
6635387
19588809
7423966

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

２．１ パネルの有効幅

ら，3.2mm パネルでは 300mm，1.6mm パネルでは

δ : 中央変位[mm]

Ip

試験体名

２．シリーズ A の実験結果の検討と仮定した弾性時の実験値を代入し，実験に適合する

800mm
300mm

Fig.2 deflection formula of beam
Table.2 Effective widths

Table.1 に各試験体の概要を示す．

おける梁中央のたわみ式に，最大耐力の 1/3 を弾性域

B

(1)

荷重
荷重[kN]

C は試設計された HP シェル曲面構造の 1/10 模型試験

試験体概要
断続溶接試験体3.2mm板，溶接接合
1.6mm板，溶接接合
3.2mm板，ワンサイドボルト接合
1.6mm板，ワンサイドボルト接合
3.2mm板をワンサイドボルトで 固定
1.6mm板をワンサイドボルトで 固定
1.6mm板をワンサイドボルトで固定，座屈止めあり
1.6mm板をワンサイドボルトで 固定，座屈止めあり，ボルト2倍

試験体名
A2A2-W3.2
A2-W1.6
A2-B3.2
A2-B1.6
B1B2B3B4

102030変位[mm]
変位

4050600102030405060

変位[mm]
変位(d)1.6mm one-side bolt joint(c)3.2mm one-side bolt joint
Fig.4 load-displacement curves

１：株式会社小山工作所 Oyamakousakusyo Co. Ltd.
２：株式会社ロブテックスファスニングシステム Lobtex Fastening System Ltd.
３：構造設計集団（SDG） STRUCTURAL DESIGN GROUP
４：日大理工・院・海洋 Graduate Student, Graduate School of Science & Technology, Nihon Univ.
５：日本理工・教員・海建 Prof, Dept. of Oceanic Architecture & Engineering College of Science & Technology, Nihon Univ. Dr. Eng179平成 23 年度

日本大学理工学部

学術講演会論文集

した．ボルト接合の計算値は，実験からボルト接合は座屈耐力とし，引張材の最大引張耐力を最終耐力とし溶接接合に比べ，約 15%ほど耐力が減少する傾向があた．圧縮材の座屈後は，引張材のみとなるため，2 次ったので，溶接接合の計算値を同様に減少させた結果，剛性は初期剛性の半分となるバイリニアモデルを作成

実験値と近い値が得られていることを確認した．

した．Fig.8 に実験の荷重－変形曲線とバイリニアモデ

２．３ バイリニアモデル

ルを併せて示す．図から，実験の履歴曲線とバイリニ2.1 と 2.2 の結果から，シリーズ C の試験体の弾塑性ア曲線が近似する結果となった．試験体 B1 は，3.1，解析を行うために，バイリニアモデルを作成した．各

3.3 の結果から，バイリニアモデルを作成するには困難

試験体に設定したバイリニアモデルを，Fig.4 の実験のであることがわかった．

荷重－変形曲線に併せて示す．なお，降伏後の 2 次剛４．まとめ
ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造部材の実験結性は，1/1000 とした．同図(a)(c)から，3.2mm では，接合による違いが現われ，溶接接合は近似した結果であ果の検討から以下の知見が得られた．

るのに対し，ボルト接合ではすべりによる剛性低下が（１）実験結果から得た面外方向におけるパネルの有生じ，バイリニア曲線で表すのは困難であることがわ

効幅を用いて，作成したバイリニアモデルが実験の荷かった。1.6mm では，(b)(d)で示されるように，降伏に重－変形曲線に近似することがわかった．

至るまで，ほぼ線形である．なお，シェルにおいては，（２）3.2mm を除いた 1.6mm パネルにおいて，有効ブ面外性能よりも面内の性能が主要であるため，シリーレース断面積から得た，バイリニアモデルが実験の荷重－変形曲線と近似することがわかった．

ズ C と接合方法とパネル厚が同条件の図(d)の実験値と【参考文献】(1)ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造性能実験―その 1 薄板 BH 鋼梁の実験概要―(2)ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造性能実験―その 2 薄板 BH 鋼梁の実験結果―(3)ワンサイドボルトを用いた薄鋼板構造性能実験―その 3 薄板鋼板パネルの面内せん断実験概要及び実験結果(4)井上一朗；建築鋼構造-その理論と設計 鹿島出版会 2010.2.10(5)日本建築学会；鋼構造設計基準 丸善株式会社 2003.4.20

バイリニア曲線は，多少異なるが許容とした．
３．シリーズ B の実験結果の検討
３．１ パネル板のせん断座屈耐力

Table.4 shear buckling strength

パネル板のせん断座屈耐力の実験結果と理論値をTable.4 に示す．実験値は，実験中に目視でパネルに皺B1B2B3B4が確認できた時の耐力とし，耐力の算出は，鋼構造設計規準のウェブプレートの許容せん断板座屈応力度（Fig.5）から耐力を算出した．その結果，実験のほう

実験値
[kN]
240以上
656273

試験体名

理論値
[kN]
162
2081182

Fig.5 Allowable shear buckling stressが高い耐力が得られた．また，座屈止めやボルト本数倍にしたが，座屈耐力を上昇させる効果はなかった．
３．２ ブレース置換
パネル板の面内剛性を評価するために Fig.6 の(3)式に示すブレース置換法でパネル板をブレース置換し，

AB =

GAwl

(3)

2Eκhcos3 θAB'=

Ql2Ecos3θδ(4)

AB : ブレース断面積[ mm 2 ] G : せん断係数[ N / mm 2 ]Q : 水平荷力[ N ]δ : 水平変形[mm ]2
E : ヤング係数[ N / mm 2 ] AW : パネル断面積[ mm ]Fig.6 Wall by model of brace substitution
Table.5 Section area of bracesubstitution
Table.6 result of maximum load
試験体名

ABAB'

試験体名

実験値

理論値

B1B2B3B4

1860930930930

543373372477

B1B2B3B4249.4
128.1
125.9
155.9

174.6
120.0119.6
153.4

求めたブレース断面積 AB，(4)式のブレース変形式に実験の最大耐力の 1/3 を弾性域と仮定した弾性時の実験値を代入し，実験の面内剛性に適合するブレース断面

300

300

積 AB’を有効ブレース断面積とし，Table.5 に示す．全10050500051015201015300
実験値

実験値
250250

理論値

理論値
200200荷重
荷重[kN]

20(b)B2300

150

150

100

100505000510変位[mm]変位

1805変位[mm]変位(a)B10置換ブレースの圧縮材の最大耐力を 3.1 の実験で得た

0変位[mm]変位

示すように，1.6mm 試験体は近い値を得るが，3.2mm

３．４ バイリニアモデル

1501000断面積に鋼材の材料強度を乗じて算出した．Table.6 が計算が合わないことがわかった．

荷重
荷重[kN]

150

最大耐力の算出には，置換したブレースの引張材のおいては，実験の剛性に適合させるブレース置換では，理論値200200３．３ 最大耐力の検討は異なる値となった．この結果から，3.2mm パネルに

250
理論値

荷重
荷重[kN]

1.6mm では，約 60%減少していることがわかった．

実験値

実験値
250

荷重
荷重[kN]

断面が効いた場合に比べ，3.2mm では，約 70%減少，

θ1520

0510
変位[mm]
変位(c)B3(d)B4
Fig.8 load-displacement curves

1520