



建築構造用アンカーボルトの破断伸び性能に関する実験的研究（その 1

212-901 エフソノフ
1

追加引張試験）ファイザリ

荷重 P−平均軸歪 εave 関係を図 2 に示す． 0)1

序

どの試験体も軸部降伏耐力前後で降伏度とされている 1)．アンカーボルト(以下 A.Bt)の塑性変していることが分かる．その後，シン形によってこの回転量を確保するには，有効引張長さグルナットとした試験体は，ねじ部最

Le(ナット間長さ)が曲げ回転半径と等しい場合，3%程度大耐力を迎える前に耐力が急激に低下

 %/の伸びに相当する塑性変形があれば良いことになる．現し，ねじ山せん断破壊が生じる．ダブ

在 JIS で規格化されている構造用転造両ねじアンカーボ

ルナットとした試験体は，ねじ部最大ルトセット(ABR)と構造用切削両ねじアンカーボルトセ耐力を超え，緩やかに耐力が減少してット(ABM)において，ABR では 10%程度の伸び性能，からねじ部で破断が生じる．表 2 を見

ABM では 3%程度の伸び性能が保証されているものの，ると，シングルナットとした試験体でその定量的な根拠は示されていない．以上の背景から，はいずれもねじ山でせん断破断が生じ，既往実験１）．２）が行われている．この実験では，M36(ABM)

破断伸びは，ABM400 では 3.6〜6.0%，のねじ山の加工精度が規格値を満足していなかった．本ABM490 では 0.9〜4.9%となった．一方，

実験では，ねじ山の加工精度が破断位置や破断伸びに影ダブルナットとした試験体ではいずれ響すると考えられるため，再製作したものを使用して追もねじ部で破断が生じており，破断伸加試験を行い，切削ねじ（ABM）アンカーボルト（以下0)1
びは，ABM400 では 8.7〜10.3%，A.Bt）の破断性状について検討する．

ABM490 では 6.6〜8.6%となり，シ2実験計画ングルナットと比べ約 1.7 倍とな

本試験では破断伸び性能に影響を及ぼすと考えられるった．表 2 から，A 社に比べ，B   

大地震時の露出形式柱脚部の必要回転量は 0.03rad 程 -&#" 0)1

M36

図１A.Bt の形状および寸法以下のパラメータを設定した．

社の破断伸びがやや低い傾向にある．これは，A社はね

・鋼種：ABM400，ABM490

じ部有効径が規格値を満足しているのに対して，B 社は・ナット数：シングル，ダブル規格値を下回っていたので，伸び性能が劣ったものと考・製造メーカー：A社，B社えられる．どの試験体も軸部降伏耐力前後で降伏してい本実験で用いた試験体の形状および寸法を図 1 に示し，使用する A.Bt（丸鋼）の材料試験結果を表 1 に併記する．
A.Bt セット計 16 組（各 2 本）に表 2 に示すようなパラメータを設定する．同表には，ねじの実測寸法を併記している．規格の公差を満たさないものにハッチを掛けている．既往実験では A 社・B 社ともアンカーボルトが規格を満足せずに，再製作しているが，本実験では A 社が規格を満たす一方，B 社は再び規格を満たさなかった．
表１

丸鋼の材料試験結果

& & %#%")+!! * )+!!* )(*ABM
400

'$)(*

は，ねじ部最大耐力を迎える前に耐力が急激に低下し，ねじ山せん断破壊が生じる．ダブルナットとした試験体
は，ねじ部最大耐力を超え，緩やかに耐力が減少してからねじ部で破断が生じる．
3.2 最大耐力の評価
軸部引張破断，ねじ部引張破断，ねじ山せん断破壊を表す耐力として，次式１）を用いる．

P bu = A b σ u (軸部最大引張耐力)(1)
P seu = A se σ u (ねじ部最大引張耐力)(2)
P stu = a π d 1 L ne τ u (ねじ山せん断耐力) (3)a = (0.75-(|Δ d 2 |+Δ D 1 )/√ 3P) (4)M36(A社)







M36(B社)







~80-22~







張強度，τu : 鋼材の最大せん断強度（=σu/√3），d1：







おねじ谷の径の基準寸法，Lne：ナットねじ部の有効高さ~75-

21~

Δ d2 ： お ね じ 有 効 径 の 誤 差 , Δ D1 ： め ね じ 内 径 の 誤

 '$")(*ることが分かる．その後，シングルナットとした試験体

235~355 400~510

M36(A社)
M36(B社)



325~445 490~6103

実験結果と考察3.1

実験結果

引張試験結果の一覧を表 2 に示し，実験より得られた

ここに，
Ab : 軸部断面積 ，Ase :ねじ部断面積 ，σu : 鋼材の引差 ,P：ねじ山のピッチ以上の式を用いてそれぞれの耐力を算定したものを表２に併記する．表２を見るとダブルナットの試験体では，

実験値 ePmax と耐力計算値の最小値が概ね一致しており，の値となっているが，ePmax/Pstu は 0.75 程度となり，実験破断位置も対応しているが，シングルナットの試験体で値が計算値を大きく下回る結果となった．この要因としは，Pstu が最小値となっており，ねじ部での破断が予測て，ねじ山に作用する引張応力とせん断応力が関係してされたが，本試験ではすべての試験体でねじ山せん断耐いると考えられる．ねじ山の先端側に比べ谷側に近い方破壊が生じた．

が引張応力が大きくなる．よって，a が大きくなると，本節においては，ねじ山せん断破壊に影響すると考えらより小さいせん断応力で破壊し想定した計算値より実験れる式（４）で表されるかかり率 a について考察する．

値が小さくなったと推察される．以上の傾向を計算値におねじとめねじのねじ山かかり長さの有効率をかかり率反映するために，次式の係数 b を Pstu に乗じたねじ山せa と呼ぶ．基準ねじ山形の時を a=1 とし，公称寸法時をん断耐力 Pʼstu を新たに提案する．

b =- a +1.5

a=0.75 と定めている．公称寸法時のねじ山高さは，基（ただし，b＜＝１）(5)

準ねじ山高さ H から 1/4H 減じた値となるからである．

この Pʼstu は, ePmax の概ね対応することが表２からわかる．

しかし，ねじの製造においてねじ山に誤差が生じること

4

結規格を満足するよう再製作されたアンカーボルトの追を考慮すると，かかり率はより小さくなる
図 2 にシングルナットとした試験体を対象とした加引張試験を実施した．ダブルナットの場合は，ほぼ同ABM400・ABM490（M36）における，a−ePmax/Pstu 関係様の性能が発揮されたが，シングルナットの場合は，よのグラフを示す．ePmax は引張試験実験値の最大値である．

り高い最大耐力が得られた．ただし，耐力計算値より低2016 年度実施の試験体は，ねじ山が規格寸法値を満たい傾向が見られたため，評価式を修正する方法を提案ししていなかったのでかかり率は小さくなっており，おおた．

よそ a=0.5 の値となっており，ePmax/Pstu は 1.0 前後の値

参考文献

1)中田雄斗，向出静司，村岡良亮，多田元英：建築構造用アンカーボルトの破断伸び性能に関する実験的研究
高め，かかり率を大きくしたことにより，おおよそ a=0.7（その 1 アンカー
表２ 試験体一覧と試験および考察結果
ボルトセットの引張試験），日本建築学会大会学術講演梗概集，となっている．一方 2017 年度では，ねじ製造の精度をC-Ⅰ，pp.1165-1166，
2016.82)中田雄斗，向出静司，村岡良亮，多田
元英：建築構造用アンカーボルトの破断伸び性能に関する実験的研究（その 3アンカーボルトセッ
トの追加引張試験），
日本建築学会大会学術講演梗概集，C-Ⅰ，
pp.953-954，2017.8
注①d：おねじの呼び径 ② PuはPbu,Pseu ,Pstuの最小 ➂ ねじ部有効径を満足していないものはハッチングをしている
600

600

5A.
5A.
5A.

P(kN)

500

2017
2016

5B.
5B.
5B.

P(kN)

500

400

400

300

300

200200

2017
2016

1.5e

P m a x /P s t u
2017

1

2016
0.5

100100ε002468ε0100(A 社・ABM490)

246(B 社・ABM490)
図２8010a0

図３0.250.5

0.75

1eP max/Pstu とかかり率 a の関係

荷重一歪関係（向出研究室)