淺沼組技術研究報告№32(2020)

１． 鉄骨小梁における材端接合部の構造特性に関する研究
Study on Structural Characteristics of End Joints in Steel Beams
山内 豊英＊１

森 浩二＊１

要 旨
鉄骨造の小梁について、大梁に取り付けたガセットプレートと小梁のウェブのみを高力ボルトで接合した従来のピン接合形式を対象として構造実験および FEM 解析を行い、接合部の構造特性について検討を行った。構造実験の結果、従来のピン接合部の耐力はウェブ部の滑り耐力と床スラブ筋の降伏によって決まり、簡単な評価式で安全側に評価できることを確認した。また、従来のピン接合部でも相応の曲げモーメントは負担するものの、たわみ角を抑制する効果は小さいことがわかった。FEM 解析による検討の結果、本研究のモデル化方針により実験結果を精度良く表現できた。
キーワード：鉄骨造／小梁／接合部／ピン接合／FEM 解析
１．はじめにな曲げ特性に関する基礎的な研究はほとんどない。

鉄骨造において、小梁の材端接合部はピン接合として一方、大型物流施設の増加等に起因して小梁の大断面設計を行うことが多い。これは、材端接合部に溶接等の煩化が顕著となっており、材端接合部を剛接合とするニー雑な加工を施して剛接合とするよりも、ピン接合としてズが高まっている。そのため、近年では小梁の材端接合部簡素化するほうが合理的との慣例的な判断によるものとにおける簡素な剛接合あるいは半剛接合工法の開発を目推測される。また、このような判断は、小梁が長期荷重の的とした研究も散見される 5)～11)。

みを支持すればよいこと、建物全体の鋼材量に占める割本研究は鉄骨小梁における合理的な材端接合部工法の合が低いこと等に起因すると考えられる。

開発を最終的な目標とし、本報告においては従来のピン一般に、鉄骨小梁におけるピン接合は、大梁に取り付け接合の構造特性について検討した結果を示す。ピン接合たガセットプレートと小梁のウェブのみを高力ボルトでの鉄骨小梁を対象とした実大試験体による構造実験によ接合したディテールを指すが、実際は高力ボルトの配置り、材端接合部の構造特性について考察を行うとともに、に応じて小梁のウェブ部分で曲げモーメントを負担して同試験体を対象とした有限要素法による解析（以下、FEMいる。さらに、床スラブは大梁と小梁を跨いで連続的に配解析と称す）と実験結果との比較・検証を行う。

置されることから、床スラブによっても相応の曲げモーメントが伝達される。西本ら 1),2)は鉄骨小梁のピン接合を２．構造実験概要

対象として回転剛性や滑り耐力を明らかにしているが、2.1 試験体施工中（床スラブのコンクリート打設前）の曲げ特性に着試験体の一覧を表－1 に示す。同表には床スラブのコン目しており、床スラブ付き合成梁の曲げ特性についてはクリートおよび鉄筋の試験結果も併せて示す。また、試験3),4)による合成梁のピン接体の概要を図－1 に示す。概ね 10m スパンの小梁を対象合を対象とした研究も見受けられるが、ウェブの高力ボとし、図－2 のように、両端固定とした場合に小梁が負曲ルトのトルク値を低く設定しており、床スラブとボルトげとなる範囲に相当する形状とした。いずれの試験体もの支圧力のみを介した曲げ特性に着目している。このよ

中央の大梁部分に設けたガセットプレートから従来のピうに、従来のピン接合を対象とした研究事例が幾つか見

ン接合を介して小梁が取り付いており、床スラブの有無られるものの、ウェブの摩擦接合と床スラブとの複合的と床スラブの補強筋形式をパラメータとした。接合部の言及していない。また、西田ら

表－1 試験体一覧
試験体名
H8-N-0-P
H8-S-N-P
H8-S-3U-P

小梁(SS400)

GP(SS400)

高力ボルト(S10T)

H800×300
×14×26

PL-16

8-M20
@70

H8-S-D16-P

床スラブ(幅1m)
有/無無補強筋(SD295A)
4-D10

有

4-D10 + U字筋(D16)4-D16*１技術研究所建築構造研究グループ
1-1

コンクリート(N/mm2)

鉄筋(N/mm2)

圧縮強度 ヤング係数 割裂強度 径 降伏強度 ヤング係数
533.9
3.11
2.96×104
D10358.6
1.83×10435.22.69
2.97×10D16350.3
1.93×105
34.7
3.25
2.90×104

淺沼組技術研究報告

摩擦面については、ガセットプレートはショットブラス№32(2020)

2.2 載荷計画

ト処理、小梁ウェブはグラインダー掛けにより赤錆を自載荷装置の概要を図－3 に示す。試験体を上下反転させ然発生させた。て両端にピン支持治具を配置し、概ね図－2 の曲げモーメ

床スラブ有りの試験体の大梁および小梁にはφ16 の頭ント分布となるよう中央大梁部に鉛直荷重を作用させた。

付きスタッドを設け、大梁は 200mm 間隔、小梁は 300mm

鉛直荷重の載荷スケジュールを図－4 に示す。各荷重に間隔の 2 列配置として床スラブと結合した。床スラブのおいて載荷と除荷を 3 回ずつ繰り返し、最終サイクルは補強筋については、ひび割れ防止筋として D10 を 4 本追大梁部分の鉛直変位が 15mm 程度となるまで荷重を作用加した試験体 H8-S-N-P を標準とし、3 組の U 字型の D16させた。床スラブ無しの試験体の載荷スケジュールは、ウ補強筋（以下、単に U 字筋と称す）を追加した試験体をェブ接合部の計算滑り耐力に基づいて計画した。床スラH8-S-3U-P、補強筋を D16 とした試験体を H8-S-D16-P とブ有りの試験体の載荷スケジュールは、事前に実施したした。なお、図－1(c)に示すように、U 字筋と小梁端部のパイロット実験において荷重 144kN で床スラブに幅スタッドは接触させて設置し、U 字筋に生じる引張力が0.2mm のひび割れが発生したことを考慮して計画した。
1,000

直接小梁に伝達されるように配慮した。
350

床スラブ(有/無)

300

350

100

800

900

小梁
H-800×300×14×26(SS400)

55 70 70 70 70 70 70 70 55

大梁
H-900×300×16×28(SS400)

頭付きｽﾀｯﾄﾞφ16600

8-M20(S10T)

75 150 75(b)試験体 H8-S-N-Pの床スラブ

100

GP:PL-16800

100 55 70 70 70 70 70 70 70 55 100

180

75 150 75485(a)試験体接合部詳細

515
1,000

3,000
50660

200

①矢視

スラブ筋 D10-@200シングル

50

頭付きスタッド Φ16h=120 @200ダブル

頭付きスタッド Φ16h=120 @300ダブル20050

図－1 試験体概要
スラブ詳細
1,120

[断面算定の条件]
スパン10m、負担幅を5mとした場合 伏図
固定荷重：5100N/m2
積載荷重：12600N/m2

ひび割れ防止筋 D10-@200

図－2 想定した支持条件
15mm程度となるまで
100kN×3回

01ジャッキ支持フレーム2

3500kN ジャッキ

4サイクル(a)床スラブ無し試験体
15mm程度となるまで

150kN×3回

200kN×3回

100kN×3回
50kN×3回

012345678910111213サイクル(b)床スラブ有り試験体
図－4 載荷スケジュール

図－3 載荷装置概要
1-210135 3530(c)試験体 H8-S-3U-P の床スラブ

180501,000(d)試験体 H8-S-D16-P の床スラブ

4-M20
トルシア型

淺沼組技術研究報告

３．実験結果№32(2020)

図－5(a)に示すスラブ無しの試験体 H8-N-0-P では、荷3.1 荷重-変位関係

重 P の増加に伴い右側、左側の順に明瞭な滑りが発生し各試験体における中央大梁部の鉛直荷重と鉛直変位のており、それまでは概ね弾性とみなせる。滑り発生直後に関係を図－5 に示す。図において、高力ボルト接合部に明剛性が低下し、鉛直変位が 5mm 程度に達したところで荷瞭な滑りが発生した点を●あるいは○で示し、凡例中の重が概ね一定となった。

「R」は図－3 の右側の高力ボルト接合部、「L」は左側の

図－5(b)～(d)に示すスラブ有りの試験体も滑りが発高力ボルト接合部を表す。床スラブ有りの試験体につい生するまでは概ね弾性とみなせる。図－5(b)に示す試験ては、図－6 に示す床スラブ天端に設けたひずみゲージ体 H8-S-N-P では、滑り発生直後に剛性が低下して床スラ（ゲージ長 60mm）において、いずれかのひずみ値がブ筋が降伏し始め、最終的には同位置の全鉄筋が降伏し0.01%となった点を□、0.33%（ひび割れ幅に換算するとた。図－5(c)に示す試験体 H8-S-3U-P では、滑り発生前0.2mm）となった点を■で示す。また、図－7 に示す床スから床スラブ筋が降伏し始め、滑り発生直後に剛性が低ラブ内の鉄筋に設けたひずみゲージにおいて、いずれか下し、最終的には 3 本の鉄筋が降伏した。降伏鉄筋 3 本が降伏ひずみ値（0.196%）に達した点を△、以降、小梁材は RW4、RCW4、RC4 の 3 カ所であるが、小梁材軸方向軸方向の同位置のひずみゲージにおいて実験終了までにの同位置ではないものの、ほぼ同時に RW5、RCW5、RC3、降伏ひずみ値に達した鉄筋の本数（最大本数 4 本）を▲

RC5、RE3 も降伏ひずみ値に達しており、全幅の床スラブで示す。なお、本試験体の床スラブ幅は文献 12)による合筋が降伏したと考えられる。図－5(d)に示す試験体 H8-S-

成梁の床スラブ有効幅（連続梁の場合で 2349mm）より小D16-P では、滑り発生後に徐々に剛性が低下して床スラさいため、床スラブのひずみ値は参考値である。

ブ筋が降伏し、最終的には同位置の全鉄筋が降伏した。

150

400300荷重P (kN)

荷重P (kN)

100200
床スラブ ε=0.01%：実験50

床スラブ ε=0.33%：実験滑り発生点(R)：実験

100

滑り発生点(R,L)：実験滑り発生点(L)：実験

スラブ筋降伏開始：実験

滑り耐力計算値：式(1)

スラブ筋4本降伏：実験

滑り耐力計算値：式(2)

耐力計算値：式(3)000510
中央部変位 (mm)15200400300

300200
床スラブ ε=0.01%：実験
床スラブ ε=0.33%：実験
滑り発生点(R)：実験
滑り発生点(L)：実験
スラブ筋降伏開始：実験
スラブ筋3本降伏：実験耐力計算値：式(3)10010
中央部変位 (mm)15201520(b)試験体 H8-S-N-P

400

荷重P (kN)

荷重P (kN)(a)試験体 H8-N-0-P

5200
床スラブ ε=0.01%：実験
床スラブ ε=0.33%：実験
滑り発生点(R,L)：実験
スラブ筋降伏開始：実験
スラブ筋4本降伏：実験
耐力計算値：式(3)100000510
中央部変位 (mm)15200510中央部変位 (mm)(d)試験体 H8-S-D16-P(c)試験体 H8-S-3U-P
図－5 荷重-変位関係
1-3

淺沼組技術研究報告№32(2020)

続いて、各試験体の接合部耐力について検討を行う。

床スラブ有りの試験体における接合部の耐力は式(3)で床スラブ無しの試験体における高力ボルト接合部の滑算定した。当該試験体については、せん断力の大部分をスり耐力は式(1)および式(2)の 2 ケースで算定した。式(1)はラブで負担すると考え、式(1)と同様の滑り耐力と床スラ各ボルトの滑り耐力と高力ボルト接合部の中心からの距ブ筋が負担する曲げ耐力との累加とした。ただし、試験体離との積を累加したもの、式(2)は高力ボルト接合部のせH8-S-3U-P においては、いずれの U 字筋も降伏ひずみ値

ん断力に対する寄与分も考慮し、最外縁の高力ボルトがに達しなかったため 9 本の D10 のみを考慮した。また、

1)

試験体 H8-S-D16-P においては、式(3)におけるスラブ筋の滑り始める荷重に基づいて導出したものである 。

項を 5 本の D10 と 4 本の D16 の合計として算定した。
2 ∙ 𝑞𝑏𝑦 ∙ ∑ 𝑟𝑖
𝑃𝑁𝑄𝑐𝑎𝑙1 =𝐿𝑠
2 ∙ 𝑞𝑏𝑦
𝑃𝑁𝑄𝑐𝑎𝑙2 =2
𝐿𝑠 √(𝑦𝑚 / ∑ 𝑟𝑖2 ) + 1/(𝑛𝑏 /𝐿𝑠 )式(1)𝑃𝑆𝑄𝑐𝑎𝑙 =式(2)2 ∙ (𝑞𝑏𝑦 ∙ ∑ 𝑟𝑖′ + 𝑛𝑟 ∙ 𝑎𝑟 ∙ 𝑟𝜎𝑦 ∙ 𝑑𝑟 )
𝐿𝑠

式(3)

𝑟𝑖 ′：合成梁の中立軸と i 番目ボルト孔芯との距離(m)𝑛𝑟 ：床スラブ筋の本数(本)𝑎𝑟 ：床スラブ筋 1 本当たりの断面積(m2)2𝑟 𝜎𝑦 ：床スラブ筋の降伏強度(kN/m )𝑞𝑏𝑦 ：高力ボルト 1 本当たりの滑り耐力(kN) （4.1 節参照）
𝑟𝑖 ：高力ボルト接合部中心と i 番目ボルト孔芯との距離(m)𝐿𝑠 ：高力ボルト接合部中心と支点との距離(m)𝑦𝑚 ：高力ボルト接合部中心と最外縁ボルト孔芯との距離(m)𝑛𝑏 ：高力ボルトの本数(本)𝑑𝑟 ：合成梁の中立軸と床スラブ筋重心位置との距離(m)

式(1)～式(3)による接合部耐力の計算値を図－5 に併せて示す。床スラブ無しの試験体の図－5(a)によると、式(1)および式(2)の滑り耐力値は、いずれも実験結果を安全側に評価した。式(1)は高力ボルトが滑り始める時点を表しており、実験結果と概ね整合している。
床スラブ有りの試験体の図－5(b)～(d)によると、式(3)による値はいずれも全鉄筋降伏時の荷重を安全側に評価
図－6 床スラブのひずみゲージ設置位置した。一方、U 字筋の効果を考慮していない図－5(c)を除き、耐力計算値の余裕度が小さい。合成梁の考え方も含め、より合理的な評価方法については今後の課題とする。
全試験体における荷重-変位関係の包絡線を図－8、実験結果の一覧を表－2 に示す。試験体の剛性𝐾𝑒𝑥𝑝 は滑り発生点の割線剛性とし、図－8 および表－2 には式(4)に示す
純鉄骨剛接小梁の弾性剛性計算値𝐾𝑐𝑎𝑙 も併せて示した 6)。
実験耐力𝑄𝑒𝑥𝑝 は、床スラブ無しの試験体は滑り発生点、床

図－7 床スラブ筋のひずみゲージ設置位置

スラブ有りの試験体は図－5(b)～(d)の▲点とした。
400

𝐾𝑐𝑎𝑙 =

L：せん断スパン(m)E：ヤング係数(kN/m2)
𝐼：断面二次モーメント(m4)𝐺：せん断弾性係数(kN/m2)
𝐴𝑠 ：せん断断面積(m2)300

荷重P (kN)2
𝐿3 /(3 ∙ 𝐸 ∙ 𝐼) + 𝐿/(𝐺 ∙ 𝐴𝑠 )

200

式(4)
→L=1.985m→E=2.05×108 kN/m2→H-800×300×14×26→G=E/{2(1+0.3)}

表－2 実験結果一覧
100

H8-N-0-P
H8-S-N-P
H8-S-3U-P
H8-S-D16-P
純鉄骨剛接小梁計算値：式(4)00510
中央部変位 (mm)15

H8-N-0-P

剛性K exp
K exp /K cal(kN/m)
40.120
3.49×10

H8-S-N-P

7.75×1040.266

278.6

240.0

1.161

H8-S-3U-P

7.50×104

0.257

297.5

240.0

1.240

H8-S-D16-P

8.38×1040.287

346.0

340.4

1.016

試験体名

20

図－8 実験結果と純鉄骨剛接小梁の関係
1-4

耐力
Q exp
(kN)
103.7

P Q cal

Q exp

(kN)
76.9/ P Q cal1.348

淺沼組技術研究報告№32(2020)

ω

純鉄骨剛接小梁と各試験体の剛性の比率𝐾𝑒𝑥𝑝 /𝐾𝑐𝑎𝑙 は、床スラブ無しの試験体が 12%程度、床スラブ有りの試験体が 26%～29％となり、従来のピン接合形式でも相応のθ(x)x

剛性を保持していることがわかる。また、床スラブ有りの試験体に着目すると、床スラブの補強筋量に応じて耐力EIl

図－9 両端ピン接合・等分布荷重のたわみ角θ(x)は上昇するものの、剛性はほとんど変化していない。
200

200

小梁接合部におけるたわみ角について検討を行う。図70

3.2 小梁接合部のたわみ角PN2(CDP-25)

PS2(CDP-25)－9 のような両端ピン接合の梁に等分布荷重が作用した𝜔 ∙ 𝑙3𝑥 2𝑥 3{1 − 6 ( ) + 4 ( ) }24 ∙ 𝐸 ∙ 𝐼𝑙𝑙

式(5)PS1(CDP-25)

PN1(CDP-25)

𝜔：等分布荷重(kN/m)
𝑙：梁スパン(m)一方、本実験の試験体では図－10 のような変位計測を70

𝜃(𝑥) =660

場合の x におけるたわみ角𝜃(𝑥)は式(5)のように表せる。

図－10 接合部付近の変位計設置位置行っており、大梁中心から 200mm の位置におけるたわみ20角が算定可能である。
こ こ で 、 式 (5) よ り ピ ン 接 合 の 場 合 の 分 布 荷 重 とx=200mm におけるたわみ角との関係を導出し、図－2 の15分布荷重ω (kN/m)

状態を仮定して各試験体の支点反力から換算した分布荷重と x=200mm のたわみ角との関係も導出して、それらを比較したものを図－11 および図－12 に示す。なお、式(5)において、梁スパン l は 10m、ヤング係数 E は 2.05×105N/mm2、断面二次モーメント I は床スラブ無しの試験105体では鉄骨小梁断面、床スラブ有りの試験体では文献 12)

試験体H8-N-0-Pに基づき幅 1m の床スラブとの合成梁（正曲げ時）として計算値：式(5)0定めた。試験体のたわみ角は左右両側の平均値とした。

0図－11 において試験体の弾性範囲に着目すると、従来

246810

たわみ角θ(x=200mm) (×10-3rad.)のピン接合形式の試験体は、同じくピン接合の場合の計

図－11 床スラブ無し試験体の分布荷重-たわみ角関係算値よりもたわみ角を抑制できていない。図－12 の床ス

50

ラブ有りの試験体の弾性範囲に着目すると、各試験体のたわみ角が計算値よりもわずかに小さくなる範囲が確認

40
分布荷重ω (kN/m)

できるものの、顕著な抑制効果は見られない。3.1 節の検討において、従来のピン接合部でも相応の剛性が確保されることを示したが、接合部付近におけるたわみ角の抑制効果は小さいと考えられる。これは、接合部端部ではガセットプレートのみで曲げモーメントを伝達する部分があり、当該部分の曲げ剛性が相対的に低くなること等に

3020
試験体H8-S-N-P
試験体H8-S-3U-P
試験体H8-S-D16-P
計算値：式(5)10起因する。一方、このような曲げ剛性の低い部分の影響により、実際には小梁の反曲点が実験の支持点よりも大梁00側に近づくと考えられるため、図－11 および図－12 の試

246810

たわみ角θ(x=200mm) (×10-3rad.)験体の ω-θ 関係は参考値であることに留意されたい。

図－12 床スラブ有り試験体の分布荷重-たわみ角関係

1-5淺沼組技術研究報告

４．FEM 解析による検討№32(2020)

床スラブ有りの試験体について、コンクリート要素の実験を対象とした FEM 解析を行い、小梁の応力分布一部を非表示とし、床スラブ筋要素とスタッド要素を可の確認や荷重-変位関係の比較により構造特性の考察を視化したものを図－14 に示す。床スラブは、コンクリー行う。対象試験体は H8-N-0-P、H8-S-N-P、H8-S-D16-P のト要素、床スラブ筋要素、スタッド要素で構成した。コン3 体とし、解析プログラムには Marc 2019 を使用した。

クリート要素は、ひび割れ発生域と非発生域に分けてモデル化し、コンクリートの圧縮強度、ひび割れ強度（割裂4.1 解析条件強度）、ヤング係数は表－1 に示す材料試験結果の値とし

FEM 解析モデルの一例を図－13 に示す。いずれも大梁た。ひび割れ発生域のコンクリートの材料特性は完全弾との接合部の中央で軸対称とした 3 次元モデルとし、大塑性型とし、降伏条件は Mohr-Coulomb の破壊規準 13)に梁の対称面を固定として、実験と同様の条件となるよう従うこととした。また、引張側の応力-ひずみ関係には図に小梁端部に荷重または変位を与えることとした。鉄骨－15 のような条件を与え、引張軟化係数は文献 14)によ部、高力ボルトおよびコンクリート部はソリッド要素、床るコンクリートの破壊エネルギー式に基づいて定めた。

スラブ筋およびスタッドは線材要素とした。高力ボルト

スラブ筋要素も表－1 に示す材料試験結果の値に基づいには Marc2019 に実装されるボルト要素を使用し、ボルトてモデル化し、完全弾塑性型の非線形特性を与えた。

要素それぞれに S10T-M20 の標準ボルト張力 182kN を作

それぞれの要素間には接触条件を設け、表－4 に示す摩用させた。

擦係数を与えた。小梁ウェブとガセットプレートの接触床スラブ部分を除く材料特性の概要を表－3 に示す。床面については、試験体の小梁ウェブにおける赤錆の発生スラブ以外の各試験体モデルの材料条件は同じとし、Hが乏しかったことを考慮して摩擦係数を 0.46 とした。

形鋼、高力ボルト、剛体要素（載荷点の応力集中抑制のたひび割れ発生域め）で構成した。H 形鋼の構成要素には完全弾塑性型のスラブ筋

ひび割れ非発生域

非線形特性を与え、von Mises の降伏条件 13)に従うこととスタッドした。

図－14 床スラブ部のモデル概要
5.0

応力σ (N/mm2)

4.0

2.01.00.0-0.02

ボルト要素

引張軟化係数

3.0-1.000.020.040.060.080.1-2.0

図－13

ひずみε (%)

FEM 解析モデル（試験体 H8-S-N-P）

図－15 コンクリートの引張側の応力-ひずみ関係
表－4 モデル要素間の摩擦係数一覧

表－3 床スラブ部を除く材料特性一覧
要素
H形鋼
高力ボルト
剛体

ヤング係数
2N/mm
52.05×10
52.05×10
72.05×10

ポアソン比
0.3
0.30.3

降伏強度
2N/mm
235900-

床ｽﾗﾌﾞｺﾝｸﾘｰﾄ
小梁上ﾌﾗﾝｼﾞ
ﾎﾞﾙﾄ要素ｶﾞｾｯﾄﾌﾟﾚｰﾄ
小梁ｳｪﾌﾞ

1-6

床ｽﾗﾌﾞ
ｺﾝｸﾘｰﾄ0.10-

小梁
上ﾌﾗﾝｼﾞ0.10-ﾎﾞﾙﾄ
要素0.200.20

ｶﾞｾｯﾄ
ﾌﾟﾚｰﾄ
0.200.46小梁ｳｪﾌﾞ0.200.46-淺沼組技術研究報告№32(2020)における FEM 解析のモデル化方針は概ね妥当と判断で4.2 解析結果
小梁の材軸方向を x とした場合の荷重ピーク時におけきる。

るσ𝑥 応力分布を図－16 に示す。床スラブ無しの試験体を示した図－16(a)によると、接合部付近では高力ボルト周140

辺に応力が集中しており、応力伝達に寄与する範囲が限定的である。床スラブ有りの試験体を示した図－16(b)お120

よび(c)においても、接合部付近の応力伝達に寄与する範100

囲が限定的であり、図－16(a)と比較して圧縮応力の範囲荷重P (kN)が大きい。これは、床スラブの影響により中立軸が床スラブ側に移動しているためと考える。
続いて、荷重-変位関係について、実験結果と FEM 解析との関係を図－17 に示す。いずれの結果においても、

806040

実験結果と FEM 解析は精度良く一致しており、本研究

実験
FEM解析

2000510
中央部変位 (mm)15(a)試験体 H8-N-0-P
400

300

荷重P (kN)(a)試験体 H8-N-0-P
200100実験

FEM解析
00510
中央部変位 (mm)15201520(b)試験体 H8-S-N-P(b)試験体 H8-S-N-P

400

荷重P (kN)

300200100実験
FEM解析(c)試験体 H8-S-D16-P-235

00+235 [N/mm2]0510
中央部変位 (mm)(c)試験体 H8-S-D16-P
図－16 荷重ピーク時のσx 応力分布

図－17 荷重-変位関係における実験と FEM 解析の比較
1-7

淺沼組技術研究報告

５．まとめ№32(2020)

3) 西田裕一、有田政樹、北岡聡、鈴木一弁：合成スラブ

鉄骨造の小梁について、ピン接合形式の従来の材端接を有する連続梁の接合部の構造性能

その 1実験合部を対象とした構造実験および FEM 解析を行い、接合計画、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、部の構造特性について検討を行った。本検討の範囲で得

pp.1493-1494、2019.9

られた知見を下記に示す。

4) 有田政樹、西田裕一、北岡聡、鈴木一弁：合成スラブ(1) 接合部の耐力はウェブ接合部の滑り耐力および床スを有する連続梁の接合部の構造性能

その 2

実験

ラブ筋の降伏によって決まり、それらを累加した評

結果、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、価式で安全側に評価できる。

pp.1495-1496、2019.9(2) 従来のピン接合部においても小梁ウェブ部および床

5) 木村正人、嶋﨑敦志、宮脇正尚、鈴井康正、浅井英克、スラブ部において相応の曲げモーメントを負担して

齋藤諭：床スラブを利用した鉄骨小梁半剛接合工法

おり、純鉄骨の剛接小梁と比較して、床スラブ無しのの構造性能場合で 12%、床スラブ有りの場合で 26～29%程度の術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.959-960、2016.8

その 1 実験計画、日本建築学会大会学

剛性を有する。床スラブ有りの試験体に着目すると、

6) 鈴井康正、嶋﨑敦志、木村正人、宮脇正尚、浅井英克、補強筋の量に応じて耐力は上昇するものの、剛性は

齋藤諭：床スラブを利用した鉄骨小梁半剛接合工法ほとんど変化しない。の構造性能(3) 接合部付近に生じるたわみ角について、実験結果とその 2 実験結果、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.961-962、2016.8

ピン接合の場合の計算値を比較した結果、両者の値

7) 宮脇正尚、嶋﨑敦志、木村正人、鈴井康正、浅井英克、に大きな差異はなかった。従来のピン接合部は相応

齋藤諭：床スラブを利用した鉄骨小梁半剛接合工法の曲げモーメントを負担するものの、たわみ角の低の構造性能減効果は小さい。

築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.963-964、(4) 実験を対象とした FEM 解析によると、接合部付近でその 3

FEM 解析による検討、日本建2016.8

は高力ボルト周辺に応力が集中しており、応力伝達

8) 齋藤諭、木村正人、嶋﨑敦志、宮脇正尚、鈴井康正、に寄与する範囲が限定的である。本報告の FEM 解析

浅井英克：床スラブを利用した鉄骨小梁半剛接合工は実験結果と精度良く一致しており、モデル化方針

法の構造性能は妥当と判断できる。

日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1049-

その 4

H700 半剛接小梁の載荷実験、1050、2017.8
今後、本報告で抽出された種々の課題について検討を

9) 木村正人、嶋﨑敦志、宮脇正尚、鈴井康正、浅井英克、行い、鉄骨小梁における合理的な材端接合部工法の開発

齋藤諭：床スラブを利用した鉄骨小梁半剛接合工法を目指す。の構造性能

その 5

FEM 解析による H700 半剛接小梁の検討、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造［謝Ⅲ、pp.1051-1052、2017.8

辞］

10) 西田裕一、有田政樹、清水信孝、北岡聡：合成スラブ

本実験は 2016 年度に実施したものです。本実験においその 3て多くのご指導をいただいた名古屋工業大学の井戸田秀を有する連続梁の接合部の構造性能

下フ樹教授に深く感謝申し上げます。

ランジメタルタッチ接合の実験計画、日本建築学会大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1307-1308、2020.911) 有田政樹、西田裕一、清水信孝、北岡聡：合成スラブ[参考文献］を有する連続梁の接合部の構造性能

1) 西本信哉、安田聡、成原弘之、関清豪、佐藤英佑：鉄

その 4

下フ

骨小梁端高力ボルト接合部の回転剛性とすべり耐力

ランジメタルタッチ接合の実験結果、日本建築学会

その 1 実験概要、日本建築学会大会学術講演梗概集、大会学術講演梗概集、構造Ⅲ、pp.1309-1310、2020.912) 日本建築学会：各種合成構造設計指針・同解説、2010

構造Ⅲ、pp.703-704、2010.913) 土木学会：材料特性の数理モデル入門 –構成則主要

2) 安田聡、西本信哉、成原弘之、関清豪、佐藤英佑：鉄用語解説集-、1989

骨小梁端高力ボルト接合部の回転剛性とすべり耐力

14) 土木学会：2012 年制定 コンクリート標準示方書【設その 2 解析的検討、日本建築学会大会学術講演梗概

計編】
、2013

集、構造Ⅲ、pp.705-706、2010.9
1-8