広島工業大学紀要研究編
第 ₄₆ 巻（₂₀₁₂）121 – 127論文

普通ボルトを用いたエンドプレート形式梁継手の載荷実験
高松隆夫*・山西央朗**・田邉真二郎***（平成₂₃年₁₀月₂₇日受付）

Loading test on end-plate-type beam-joint connected by normal-bolts
Takao TAKAMATSU, Teruaki YAMANISHI and Shinjirou TANABE(Received Oct. 27, 2011)

Abstract
Column-bases and beam-to-column connections with the wedge-device show linear-from-origin-type
and returning-origin-type restoring-force characteristics and reduce residual deformation of a framed
structure after an earthquake. However, these connections have some problems that seismic responsesof the structures may be larger than conventionally connected structures because of decrease of horizontal load-carrying capacity.
Therefore, this paper proposes a new technique that the load-carrying capacity is equivalent to beamyield-type framed structures. From experimental results, both structures show the same load-carrying
capacity.
Key Words: beam-bracket joint, end-plate form, wedge-device, loading test

た（以降，これらを楔デバイス付接合部と記す）₁-₈︶。ま₁ ．はじめにた，鋼構造架構の地震応答解析を行い，各接合部に楔デバ

近年，建築物は構造安全性だけでなく，地震後の避難，損傷制御や継続使用など，従来以上の要求が高まっている。

イス付接合部を導入すれば，地震後残留変位をほぼ ₀ にできることを明らかにしている₉︶。

耐震設計では，構造物の倒壊を回避することが絶対的なしかしながら，楔デバイス付接合部はボルト（エンドプ条件であり，崩壊機構より崩壊荷重を算出して，構造物のレートを緊結するボルトを指し，以後，ボルトと記す。）の崩壊の是非を検討する。この場合，梁端部に塑性ヒンジをみを降伏させるため，ボルト接合部の最大曲げモーメント仮定するので，梁端接合部には，保有耐力接合としての耐を，母材（柱・梁）の降伏曲げモーメントよりも低目にす力・靭性を確保する必要がある。

る必要がある。このため，楔デバイス付接合部を導入した

しかしながら，靭性を十分に確保できても，地震後に残架構は，一般的な梁降伏型架構より保有水平耐力が低目と留変形が生じた場合，避難経路の扉や窓が開かなくなるななり，架構の最大層間変形角が大き目になるという問題点ど，安全上の問題が生じる場合がある。このため，構造物があった₉︶。の安全性を考える時には，残留変形も大きな要因となる。

そこで本論文では，柱梁接合部において，楔デバイス付筆者等はこれまでに，エンドプレート形式の接合部（柱接合部のボルト接合部位置をスパン中央方向に移動させる脚部・柱梁接合部）において，楔デバイスを設置することことで，梁降伏型架構と同等の保有水平耐力を得られる工で，原点立上り型復元力特性を付与できることを示してき法を提案し，載荷実験を行う。

* 広島工業大学工学部建築工学科** 東京工業大学都市地震工学センター*** 広島工業大学大学院建設工学専攻
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高松隆夫・山西央朗・田邉真二郎

また，復元力特性モデルを作成し，実験結果との比較・検討も行う。

₂ ．実験概要
試験体の階高，スパン長や断面性能は，一般的なものの₁/₃程度とし，柱と片側の梁とを想定したト字型柱梁接合部を用いる。各部材の曲げモーメント反曲点位置までを取りだしたものを対象とし，載荷実験を行う。
₂.₁

図₃

楔デバイス付接合部の概要

曲げ応力図

図 ₁ に示すように，楔デバイスは，楔，楔受け，ばねおよび反力板から構成されている。設置方法は，楔と楔受けを本工法は，一般的な梁降伏型架構と同様に，柱梁接合部ナットとベースプレート，もしくはエンドプレートとの間ににブラケットを設ける。ここで，梁継手にエンドプレート設置し，ばねを楔とばね反力板との間に設置するのみである。

形式を用い，転造ねじボルトで接合し，ボルト端部に楔デバイスを設置するものである。また，ブラケットを設けるため，楔デバイス付接合部のボルト接合部がスパン中央方向へ移動する。このため，ボルト接合部の耐力を変化させること無く架構の保有水平耐力を上昇させ，更にブラケットの材長によって調整も可能な機構となっている。
ブラケットを設けることで，角形・円形鋼管柱にも適用可能な形状となっている。
設計条件を以下に記す。

図₁・ボルト接合部の最大曲げモーメントは，梁の降伏曲げ

楔デバイス設置方法

モーメントの₀.₈倍程度とし，梁端部を弾性状態に留める

楔および楔受けは，転造ねじボルトから伝達される圧縮力の接触面方向分力に対して，接触面における摩擦力によ・ブラケットの材長 l' は，ボルト接合部最大曲げモーメり抵抗し，滑らないようにしてある。このため，楔と楔受ント時に柱フェイスの曲げモーメントが，梁の全塑性けの接触面には，発錆処理を施して，静止摩擦係数を増大モーメントと同等となるように設計する・ブラケットの断面性能は，梁の全塑性モーメントに対させる。

して弾性状態に保つよう設計する。ただし，梁からの₂.₂提案する工法

応力伝播を考慮し，梁と同一の成とする

図 ₂ に本論文で提案する工法，図 ₃ にボルト接合部が最大曲げモーメントに達した時の曲げ応力図を示す。

₂.₃試験体図 ₄ に試験体を，図 ₅ に接合部詳細を，図 ₆ に転造ねじボルトを，図 ₇ に楔デバイスを，表 ₁ に試験体の素材特性を，表 ₂ にボルト接合部特性値を示す。ボルト接合部の特性値は，₂.₂節の設計条件を満たすよう，設計した。
柱には H-₂₀₀×₂₀₀×₈×₁₂を，梁には H-₂₅₀×₁₂₅×₆×₉を，転造ねじボルトには M₂₄ を使用した。
ボルト接合部は， ₃ 列に ₂ 本ずつ，計 ₆ 本の転造ねじボルトを用い，楔デバイスを介してダブルナットにより梁端部をブラケットに接合する。尚，接合部における初期剛性の増加のために，転造ねじボルトに初期軸力として，降伏軸力の₅₀％を導入する₇︶。また，パネルゾーンが塑性化しないように，パネル部にはダブラープレート PL-₂₂₀×₁₅₀×₆
図₂

本論文で提案する工法

を，両面に溶接接合する。
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普通ボルトを用いたエンドプレート形式梁継手の載荷実験

試験体

図₅

接合部詳細

転造ねじボルト詳細

図₇

楔デバイス

図₄

図₆

表₁
材

質

素材特性

ヤング係数 降伏応力度 引張強さ 降伏比
EσYσu
σ Y/σ u（N/mm₂） （N/mm₂） （N/mm₂）
％

SS₄₀₀
柱フランジ
SS₄₀₀
柱ウェブ
SS₄₀₀
梁フランジ
SS₄₀₀
梁ウェブ
ブラケットフランジ SS₄₀₀
SS₄₀₀
ブラケットウェブ
SS₄₀₀
エンドプレートABR₄₀₀
転造ねじボルト

₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀
₂₀₅,₀₀₀

表₂ボルト接合部特性値

弾性剛性
KIkNm/rad

₂ 次勾配
KIIkNm/rad

降伏モーメント
MYkNm

最大モーメント
MUkNm

₂.₁₆×₁₀₄₅.₇₂×₁₀₃

₃₅.₃

₅₆.₅

₃₅₀₃₉₂₂₉₉₃₆₄₂₉₉₃₉₈₂₉₅₂₆₇₅₂₂₅₄₈₄₃₂₄₆₄₄₄₈₅₉₆
₄₆₀
₄₂₂

伸び率
εf％

₆₇₇₂₆₉₇₈₆₇₆₇₆₄₆₃₃₂₂₅₃₄₃₁₃₈₃₆₄₃₅₂

図₈

載荷装置

ブラケットの断面性能について，成は，梁からの応力伝播を考慮して梁と同一とする。更に梁の全塑性モーメントに対して弾性状態を保持する必要があるため，BH-₂₅₀×₁₇₅×₉×₁₂とした。また，材長 l' については，スパン長，ボルト接合部最大曲げモーメント，梁の全塑性モーメントを考慮し，決定している。

をピン支持，梁端部をピンローラー支持とする。
載荷方法は，層間変形角を制御値とした正負交番漸増繰₂.₄載荷装置と載荷方法

り 返 し 載 荷 と す る。載 荷 サ イ ク ル は ₁/₁₀₀₀，₁/₅₀₀，

図 ₈ に載荷装置を示す。

₁/₂₅₀，₁/₁₂₅，₁/₁₀₀，₁/₆₀の各振幅を ₂ サイクルずつ行

反力柱に取り付けた油圧ジャッキを，試験体柱上端部にう。

ヨークを介してピン接合し，載荷を行う。また，柱下端部
─ 123 ─

高松隆夫・山西央朗・田邉真二郎

₂.₅

計測方法

図 ₉ に計測位置（ロードセル，変位計）を示す。

図₉

図₁₀

抵抗機構

図₁₁

履歴モデル

計測位置

計測値として，油圧ジャッキ先端に設置したロードセル
より荷重 P を，ボルト端部に設置したセンターホール型
ロードセルにより各ボルト軸力 TU，T C，T D，を梁端部に設置した変位計により，梁端部の水平変位 δ h，鉛直変位

δ v，エンドプレートせん断滑り量 eδ v，エンドプレート離間量 δ ₁，δ ₂をそれぞれ計測する。尚，δ ₁，δ ₂ は，ブラケット側エンドプレートからの相対変位である。また，梁端部と次に， ₀ → ₁ → ₇ は中央列ボルトが降伏するまでは ₁ サ

ブラケット端部の上フランジにひずみゲージを貼付し，材イクル目と同様の履歴を示し， ₇ で中央列ボルトが降伏端部のひずみを計測する。

し，最大曲げモーメントとなる。 ₇ → ₈ では最大曲げモー算定値として，荷重 P より，ボルト接合部曲げモーメンメントのまま，回転角のみが増加する。除荷すると ₈ →

ト M を，エンドプレート離間量 δ ₁，δ ₂ より，エンドプレー₉ →₁₀→ ₀ という履歴をたどる。負方向の ₀ → ₄ →₁₁→

ト回転角 θ を次式を用いて算出する。

₁₂→₁₃→₁₄→ ₀ も同様の履歴を示す。

M = P ⋅ Lb ・・・・・・・・・・・・・・・・（₁.₁）

尚，文献（₇）では，エンドプレート離間耐力を考慮した復元力特性モデルを作成していた。しかし，本実験で使用δ1 − δ 2・・・・・・・・・・・・・・・・（₁.₂）
Dした試験体には，エンドプレートの面外剛性が低く，エンここに，P：荷重，Lb：梁先端支持点からボルト接合部まで，dc ≒ ₀ となり，エンドプレート回転に対する接合ボルでの距離，D：エンドプレートに設置した変位計間距離でトの抵抗力が小さくなるため，本論文では復元力特性のモある。

デル化において，ボルト初期軸力による離間耐力の増加を

θ=ドプレートの面外変形が見られた。このため，載荷初期考慮していない。

₃ ．復元力特性モデル
図₁₀に抵抗機構を，図₁₁に履歴モデルをそれぞれ示す。

₃.₁

耐力評価

抵抗機構として，最外列及び中央列のボルトのみが抵抗耐力評価について，各列ボルト降伏曲げモーメント M Yiするものとし，圧縮合力点位置を梁フランジ板厚の中心とは，圧縮合力点位置からの曲げモーメントの釣り合いによして仮定している。

り，機構としては，梁端部に曲げモーメントが作用するとボ

MYi = ni ⋅ A ⋅ σ Y ⋅ di

ルトに伸び変形が生じ，エンドプレートが回転する。ま・・・・・・・・・・・・・（₂）

ず，図₁₁中 ₀ → ₁ の勾配は最外列ボルトと中央列ボルトとここで，ni：各列のボルト本数，A：ボルト断面積，σ Y：ボを足し合わせた弾性回転剛性である。これを KI とする。次ルト降伏応力度，d i：圧縮合力点位置から各列ボルト軸心いで， ₁ → ₂ では，最外列ボルトが降伏し，中央列ボルトまでの距離である。

のみの弾性回転剛性となる。これを K II とする。中央列ボルトが降伏する前に除荷された場合， ₂ → ₃ → ₀ のように₃.₂

弾性回転剛性

各ボルト列の弾性回転剛性 Ki は次式により求められる。

原点を指向する履歴をたどる。負方向の ₀ → ₄ → ₅ → ₆ → ₀も同様の履歴を示す。
─ 124 ─

普通ボルトを用いたエンドプレート形式梁継手の載荷実験

Ki =E ⋅ ni ⋅ A ⋅ di2・・・・・・・・・・・・・・（₃）
R ⋅ lb

ここに，E：ヤング係数，lb：ボルト有効長さ，R：エンドプレートと柱材の弾性変形を考慮した低減係数であり，R = ₂ を採用している。
₃.₃

復元力特性モデル算定式

図₁₂に本論文で使用する復元力特性モデルを示す。復元
力特性モデル算定式を以下に示す。
K I = K 1 + K 2 ・・・・・・・・・・・・・・・（₄.₁）（a）ボルト接合部曲げモーメント-エンドプレート回転角関係

K II = K 2 ・・・・・・・・・・・・・・・・・（₄.₂）
MY = MY 1 +d2
M ・・・・・・・・・・・・（₄.₃）
d1 Y 2

MU = MY 1 + MY 2 ・・・・・・・・・・・・・（₄.₄）

θY = M Y / K I・・・・・・・・・・・・・・（₄.₅）

θU = θY + ( MU − MY )/ K II ・・・・・・・・・（₄.₆）
ここに，KI：弾性剛性，KII：二次勾配，MY：ボルト接合部降伏曲げモーメント，MU：ボルト接合部最大曲げモーメ（b）圧縮合力点位置-エンドプレート回転角関係

ント，θ Y：ボルト接合部降伏曲げモーメント時のエンドプレート回転角，θ U：ボルト接合部最大曲げモーメント時のエンドプレート回転角である。

（c）ボルト軸力-エンドプレート回転角関係
図₁₂

復元力特性モデル

図₁₃₄ ．結果と考察

₄.₁

実験結果（a ～ c）

ボルト接合部曲げモーメント⊖エンドプレート回転角

図₁₃（a）より，除荷時において，変形角を ₀ にする過程

図₁₃に載荷実験結果を示す。
（a）にボルト接合部曲げモーメント M⊖エンドプレートでエネルギーを必要とせず，残留変形がほぼ ₀ になってい回転角 θ 関係，（b）に圧縮合力点位置 d c⊖エンドプレートることが分かる（図中○印）。

回転角 θ 関係，（c）にボルト軸力 T⊖エンドプレート回転角実験値と復元力特性モデルを比較して，実験値の降伏曲θ 関係，（d）に層せん断力 Q⊖層間変形角 r 関係，（e）に材げモーメントが低下している。これは，復元力特性モデル端部ひずみ⊖計測ステップ関係を示す。の算定においては，圧縮合力点位置をフランジ端部と仮定

また，比較のため，（a）には復元力特性モデルを，（b）しているのに対し，実験値では，エンドプレートの面外変にはフランジ端部位置を，（d）には接合部を剛接合とした形により，梁図心に近い位置にあったためである（図₁₃

梁降伏型架構の保有水平耐力をそれぞれ実験値と併せて示（b）参照）。また，スリップ現象が生じていることが分かす。

る。その原因としては，エンドプレートの面外変形によって楔デバイスが機能低下したと考えられる。しかしなが─ 125 ─

高松隆夫・山西央朗・田邉真二郎

₄.₄

層せん断力⊖層間変形角

図₁₃（d）より，本試験体が，梁降伏型架構と同等の保有水平耐力（図中点線）を得ていることが分かる。また，最終サイクル除荷時において，除荷に伴い変位がほぼ ₀ となっていることから，変位を ₀ に戻す過程でエネルギーを必要とせず，残留変位がほぼ ₀ になることが分かる（図中○印）。
₄.₅

材端部ひずみ⊖計測ステップ

図₁₃（e）より，負方向載荷時に梁端部が降伏しているこ（d）層せん断力-層間変形角関係とが分かる。これは，負方向載荷時において，圧縮側ではフランジに応力が集中してしまい，降伏したと推測される。しかしながら，残留変位はほぼ ₀ となっており，多少の塑性化は許容できるものと考えられる。

₅ ．結論

本論文では，柱梁接合部にブラケットを設け，ボルト接合部位置を移動させた楔デバイス付接合部の正負交番繰り返し載荷実験を行い，以下のような知見が得られた。
₁ ）本論文で提案する工法を導入することにより，梁降伏型架構と同等の保有水平耐力を得ることが出来る。

（e）材端部ひずみ-計測ステップ関係
図₁₃

実験結果（d ～ e）

₂ ）本論文で提案する工法の形状を用いれば，変形を ₀に戻す過程でエネルギーを必要とせず，残留変位をほぼ ₀ら，最大変形角となる載荷時においては，スリップ型の復に出来る。

元力特性にはなっていない。負方向載荷については，直前本載荷実験に使用した試験体では，ボルト端部に楔デバ載荷と同じ履歴をたどっている（図中 i）。また，正方向にイスを設置していたが，エンドプレートの面外変形によっおいては，直前サイクルの載荷時までは中央列ボルトが弾て，楔の機能が低下しスリップ現象が生じている。しかし性状態を保持していたため（図₁₃（c）中の k），最終サイながら，適切な補剛を行うことで，従来の原点立上り型復クル時には直前サイクルよりも抵抗が若干遅れている（図元力特性を得られると考えられるため，今後はエンドプ中 j）。このことから，楔の機能低下によって生じるスリッレートの面外剛性等の検討を行い，設計法を確立していく。

プ現象は一定領域に留まるものと考えられる。
₄.₂

謝

圧縮合力点位置⊖エンドプレート回転角

辞

本研究では，広島工業大学「高性能構造システム開発研

図₁₃（b）より，圧縮合力点位置はエンドプレートの回転に伴い，梁図心から徐々に推移している。しかしなが究センター」（代表者高松隆夫教授）のプロジェクト研究の一環として実施されました。

ら，フランジ位置まで推移した後は，エンドプレート回転試験体作製にあたりまして，フルサト工業株式会社に角が増大してもその位置に留まっていることが分かる（図は，転造ねじアンカーボルトを提供していただきました。

中点線）。

ここに改めて感謝の意を表します。

₄.₃

文

ボルト軸力⊖エンドプレート回転角

献

図₁₃（c）より，スリップ現象が生じていることが分か

₁ ）Takao TAKAMATSU, Hiroyuki TAMAI: Non-slip-typeる。また，最終サイクルにおいて，ボルト軸力が増加してrestoring force characteristics of exposed-type column

いることから，ボルトがひずみ硬化に達していることが分

base, Journal of Constructional Steel Reserch, Vol.₆₁, pp.

かる。

₉₄₂ – ₉₆₁, ₂₀₀₅.
₂ ）高松隆夫，玉井宏章，山西央朗：ノンスリップ型鉄骨
露出柱脚の復元力特性モデル，構造工学論文集，Vol.
─ 126 ─

普通ボルトを用いたエンドプレート形式梁継手の載荷実験脚に関する実験的研究，日本建築学会構造系論文集，

₅₁ B, pp. ₂₉₃ – ₃₀₂，₂₀₀₅.₄.
₃ ）高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，松尾彰：ノンスリッ

第₇₃巻

第₆₃₄号 pp. ₂₂₂₃ – ₂₂₃₀，₂₀₀₈.₁₂.

プ型露出柱脚のセルフセンタリング性能に関する研₇ ）高松隆夫，玉井宏章，山石健司，山西央朗：エンドプ

究，鋼 構 造 年 次 論 文 報 告 集，第 ₁₃ 巻，pp. ₁₇₃ – ₁₈₀,

レート形式ト字型柱梁接合部のセルフセンタリング性₂₀₀₅.₁₁.

能，鋼構造年次論文法報告集，第₁₆巻，pp. ₂₃₇ – ₂₄₄，₄ ）玉井宏章，高松隆夫，山西央朗，白木剛，多田元秀：₂₀₀₈.₁₁

統合化評価法を用いた実大ノンスリップ型露出柱脚の₈ ）弘永佑太，高松隆夫，玉井宏章，山西央朗，田邉真二

仮動的実験，鋼構造年次論文報告集，第₁₄巻，pp.

郎，澤田樹一郎，松尾彰：楔デバイス付接合部を有し₂₆₉ – ₂₇₆，₂₀₀₆.₁₁.

た構造物の残留変位に関する研究₅ ）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松尾彰 : アンカーボ
ルトを多数配列したノンスリップ型露出柱脚の復元力

その ₁

載荷実

験，日本建築学会大会学術講演梗概集（北陸），pp.
₇₃₅ – ₇₃₆，₂₀₁₀.₈.

特性 - 無軸力下の場合のセルフセンタリング性能，日₉ ）高松隆夫，玉井宏章，澤田樹一郎，田邉真二郎，山西本 建 築 学 会 構 造 系 論 文 集，第 ₆₂₁ 号 pp. ₁₅₅ – ₁₆₂，

央朗：楔デバイス付柱梁接合部を有する架構の地震後

₂₀₀₇.₁₁.

残 留 変 位，鋼 構 造 年 次 論 文 報 告 集，第 ₁₈ 号，pp.

₆ ）山西央朗，高松隆夫，玉井宏章，松村高良，松尾彰：
₂ 軸曲げを受ける従来型およびノンスリップ型露出柱

─ 127 ─₄₇ – ₅₄，₂₀₁₀.₁₁.