過大孔を考慮した高力ボルト接合部のはしあき破断耐力に関する研究
214-047
1.はじめに小櫻 吉裕し、添え板は弾性体とした。
板厚に関しては母材を 15mm、高力ボルト接合形式ができて以来、多くの建設現場で添え板を 9mm とした。高力ボルトに関しては、F10T の採用されている。高力ボルト接合は現場の環境条件に左M16 を用いて弾性体と設定した。また最大耐力時のボル右されずに施工でき、高い品質が保持できる。しかし高ト接合部の残留摩擦力の影響を除去するため、高力ボル力ボルト接合を用いた場合、その接合部に対しての耐力トには初期張力を導入していない。解析モデルの拘束条計算が煩雑になる。本論文ではボルト接合部の数種類の件については、図示モデルの添え板端部を固定端とし、破断形式のうち、はしあき破断についての検討を行う。

下端部に対称条件に対応する境界条件を付け母材の右側過大孔を有するケースを含め、接合部の最大耐力を検討端部に対して引張荷重を加えた。解析に使用した接触面するため数値解析を行い、既存の評価式との比較を行いの静摩擦係数は 0.45、鋼材のヤング係数は 205kN/mm2 と評価式で仮定した破断モードなどについて検討する。

した。ボルトピッチとはしあき距離は 40mm で固定値と2.既存の評価式

し、ボルト孔径を変数として 18～22mm に設定し過大孔「鋼構造接合部設計指針」による評価式を式(1)、「建築を考慮した計 5 モデルを作成して解析を行った。

構造理論と設計」による評価式を式(2)とし、それぞれのはしあき破断機構を図 1 に示す。
どちらの式も n1 行 n 2 列高力ボルト接合モデルである。 Ant は引張応力が作用する有効断面積で、はしあき破断の場合は 0 となる。Ans はボルト孔欠損を無視したせん断有効断面積、 Ase はボルト孔欠損部分を考慮した等価せん断断面積である。
𝑃𝑢1 = (𝐴𝑛𝑡 + 0.5𝐴𝑛𝑠 )𝐹𝑢(1)

𝑃𝑢2 = (𝐴𝑛𝑡 + 𝐴𝑠𝑒 ⁄√3)𝐹𝑢(2)𝐴𝑛𝑠 = 2𝑛2 {(𝑛1 − 1)𝑝 + 𝑒1 }t
𝐴𝑠𝑒 = 2𝑛2 [(𝑛1 − 1){𝑝 − (√2 − 1)𝑑} + (𝑒1 − (√2 − 1)/2𝑑)]t

図 2 解析モデル
表 1 各モデルのボルト孔径及び最大耐力

Fu：引張強度p：応力方向のボルトピッチ

e1：はしあき距離t：被接合材の板厚

d：ボルト孔径
図 1 接合部のはしあき破断機構
3.解析概要モデル名 孔径 d[mm] P u1 [kN] P u2 [kN]
D1818530.8527.2
D1919530.8522.4
D2020530.8517.8
D2121530.8512.9
D2222530.8508.2

P u [kN]
539.9529.8523.0
507.0500.5

4.はしあき破断耐力の評価
既存の評価式(1)と(2)より得られた最大耐力 Pu1 , Pu 2

汎用解析ソフト Abaqus を用いて数値解析を行った。

及び、数値解析により得られた最大耐力 Pu を表 1 に示す。

解析モデルについては図 2 のような高力ボルト 2 面せん

数値解析で得られた荷重-変位グラフは図 3 に示した。表

断型摩擦接合形式の単純引張モデルを作成し、解析を行１の値 Pu は図 3 のグラフから読み取った最大荷重の値った。モデルは 2 行 2 列の高力ボルト接合部である。まである。また今回の解析モデルでは高力ボルトを安定さた解析時間短縮などの目的で、対称性を考慮して解析モせるため、載荷初期から荷重方向の接触が成立し易いよデルを図示の対称軸に対して半分にした。被接合材の母うに母材と添え板 2 枚を交互にずらしてクリアランスを材は SS400 材の真応力-真ひずみを使用した弾塑性体と吸収するようにした。図 3 に示すように 5 モデルともグ

600
D18荷重 P(kN)

500D19 D20D21 D22400300550200D18D19D21500

D20D221004501012141610121416002468

変位 δ (mm)

図 3 荷重-変位グラフ
0.60.6D18D19D20D21D220.50.40.20.10.30.2

123456 =137

節点番号

図 5 式(1)の主ひずみ分布0.01.00.80.60.40.10.0D18D19D20D21D221.2

主ひずみε0.40.3

1.4

D18D19D20D21D220.5

主ひずみε

主ひずみε

図 4 母材の周辺要素と要素拡大図(a,b)

0.289101113 =6121415

節点番号

図 6 式(2)の主ひずみ分布160.0

17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29
22.5°30°
節点番号

図70 度～90 度の主ひずみ分布

ラフは明確な弾塑性性状を示しており、大きな変形を経応しておらず、計算値は等価や有効の考え方によって得てから最大耐力に至った。まず既存の評価式(1)と評価式られた経験値と言える。図 6 ではボルト孔径が大きくな(2)の比較を行うと、式(1)は式(2)より最大耐力を大きく算るにつれて値が低下しており、特に D21、D22 モデルが出している。その差は約 1%～5%程度になっている。標D18～D20 モデルに比べひずみレベルの低下が著しく、準孔径のケースでは両者がほぼ同様の耐力評価値となる式(2)の設定した破断ラインからずれていくことが考えが、過大孔の場合では孔径が大きくなれば評価方法によられる。このことは図 7 でも同じ傾向が見られる。図 7る差が大きくなる傾向が見られた。評価式(1)に対して数ではボルト孔径が大きくなるほど、ひずみの最大値が若値解析の結果と比較すると、標準孔に対して安全側の評干大きくなる傾向が見られた。節点 20(22.5 度)と節点価になっているが、孔径が過大になると過大評価へ変化

21(30 度)で比べると D18～D19 では節点 21 の方が大きく、していく傾向がみられた。一方、ボルト孔 45 度破断線にD20～D22 では節点 20 の方が大きかった。つまりボルト基づく評価式(2)の評価値については、ボルト孔径の小さ過大孔では破断する角度が小さくなる傾向が見られた。

いケースでは良い精度を示しているが、過大孔の場合で6.まとめは危険側の評価へ変化する傾向が見られた。

本論文では高力ボルト摩擦接合部のはしあき破断につ5.ボルト孔近傍の 45 度破断線に対する検討

いて数値解析を行い、ボルト孔径の設定を過大にしたとはしあき破断耐力を算出する評価式(2)は、はしあき破きの既存評価式の精度や 45 度破断線やはしあき破断モ断線がボルト孔中心から 45 度の角度で広がっていくとードがどの程度確認できるのかを検討した。得られた結仮定している。その 45 度の破断線がどの程度明確に確認

果は以下のとおりである。

できるかについて、ひずみの分布のデータによる検討を

1)式(1)ではボルト過大孔の影響を考慮していないため、行った。過大孔の場合ではボルトによる支圧力によって最大耐力の評価誤差は過大孔のケースに対してすべて顕破断場所の変化が生じると考えられ、図 4 に示すボルト著である。式(2)では精度良く評価できており、ボルト孔孔近傍の要素のひずみに対して解析値で検討する。図中

径が大きくなると耐力の過大評価になることが分かった。の節点番号は板厚方向 1 層～3 層をまとめたもので、主2)ボルト孔径が小さい場合では 45 度に近い角度で破断ひずみ値はその 3 層分の平均値として扱っている。図 4(a)が生じることが分かった。過大孔の D21、D22 モデルでで示すように式(1)と式(2)の破断線近傍の節点を数点と破断線がより小さい角度になる傾向が見られ、耐力の過れるように細かい要素分割としている。図 4(b)では 0 度大評価の一因になっていると考えられる。の節点 17 から 90 度先の節点 29 までとして、それらのひ

参考文献
1)井上一郎:建築鋼構造の理論と設計、京都大学学術出版
2003.82)一般社団法人日本建築学会:鋼構造接合部設計指針 2012.3（林研究室）

ずみ分布を図 5～図 7 に示す。図 5 と図 6 を比較すると、式(2)の節点のほうが式(1)の節点より全体的に大きい値となり、式(1)の有効せん断面積が実際の破断モードと対