種々の鋼構造における柱梁接合部の耐震性能
Experimental Validation of Beam-to-Column Connections in Steel Structures
建築都市空間デザイン専攻 空間防災講座建築構造工学研究室 青柳克弘
Abstract
Five beam-column subassemblage specimens were subjected to dynamic cyclic loads to examine the seismic
performance of steel beam-to-column moment connections. The specimens adopted field-welded or shopwelded connections. The beam was either bare steel or fully composite with a reinforced concrete slab. The
effect of connection details and composite slab was quantified. The effect of dynamic loading over quasistatic loading was found to be minimal, even in the presence of composite slab. Pilot tests were conductedto study the seismic performance of beam-to-columns connections in a cold-formed light-gauge steel system.
The inherent torsion, due to large distance between the shear center and loading axis in the beam crosssection, dominated the behavior of the specimens.
Keywords: Dynamic loading, Welded connection, Composite floor slab, Light-gauge steelに試験体を、図 2 に接合部の詳細を示す。試験体は、角形鋼管柱□-400×400×16（BCR295）と熱間圧延材の梁 H-500×200×10×16（SN490B）で構成された。全ての試験体が、梁フランジの完5512778

1000

1. はじめに鋼構造ラーメンの柱梁接合部の動的載荷実験、ユニットハウス建築における冷間成形軽量形鋼の柱梁接合部の準静的載荷実験、の 2 種類の実験を実施した。
吹田ら 1)は、動的載荷と静的載荷の違いが、柱梁接合部の耐震性能に大きな違いをもたらさないことを実験的に示し、これが現在も定説とされている。ただ、Uang ら 2)は、1970 年代の日本の現場溶接式接合部と似た仕様の試験体で、動的載荷は静的載荷よりも、早期に梁端破断をもたらし2393たと報告している。なお、合成スラブ付の柱梁接合部を動的載荷した実験例は非常に少ない。そこ
で本研究は、接合部の仕様や、合成スラブの有無が柱梁接合部の耐震性能に及ぼす影響を、大変形までの動的載荷実験によって検証した。
H-500×200×10×16
試験体1
また、2019 年 12 月に実施されたユニットハウ
スの実大振動台実験に関連して、ユニットハウス□-400×400×16の部分架構の静的実験を行い、軽量鋼材で構成された柱梁接合部の耐震性能を検証した。

D10(SD345) @100
D13(SD345) @2002393
補剛2000

2000

試験体2A

H-500×200×10×16
A’AA’断面□-400×400×16

図 1 試験体寸法 [寸法：mm]

2. 柱梁接合部の動的載荷実験
表 1 に示す 5 体の柱梁試験体を製作した。図 1
表 1 試験体一覧
接合部形式 ﾀﾞｲｱﾌﾗﾑ形式
試験体 1
試験体 2
試験体 3
試験体 4
試験体 5

現場･旧
現場
工場
現場
工場

内
内通し
内通し

スラブ
無無無有有

(a)

(b)

(c)

図 2 接合部詳細：(a) 試験体 1、(b) 試験体 4、(c) 試験体 5Laboratory of Structural Engineering, Research Group of Structural and Urban Safety Design
Katsuhiro AOYAGI

全溶込み溶接の非破壊検査に合格した。試験体１と 2 と 4 は、フランジを溶接、ウェブを高力ボルト摩擦接合し、柱に内ダイアフラムを設けた現場溶接式であった。試験体 1 は 1970 年代の設計・施工を模擬した接合部、試験体 2 はこんにちの接合部を採用した。試験体 1 と 2 の違いは、高力ボルトの本数、スカラップ形状、溶接ワイヤの種類、溶接詳細であった。試験体 1 は、高力ボルトをせん断抵抗に必要な本数だけ配し、梁下フランジのスカラップ底を、フランジの開先に一致して早期破断を来たしやすい当時の形状とし、溶接ワイヤに当時から用いられる YGW11 を使い、スチールタブを用いて溶接始終端を切断せずに残し、パス間温度、入熱の管理をしなかった。試験体 2 は、高力ボルトを縦に 6 本ずつ 2 列に配し、梁の上・下フランジに改良型スカラップを採用し、溶接ワイヤに YGW18 を使い、フラックスタブを用いてパス間温度と入熱を管理した。試験体 3 は、工場施工で一般的なノンスカラップの通しダイアフラム形式とし、試験体 2 と同じく溶接ワイヤにYGW18 を使い、入念に溶接を管理した。試験体4 は試験体 2 と、試験体 5 は試験体 3 と同じ接合部詳細を採用し、合成床スラブを設けた。床スラブは、幅 1000 mm、厚さ 120 mm で、普通コンクリート（𝐹𝑐 = 24N/mm2 ）を用い、長さ方向にD13（SD345）、直交方向に D10（SD345）の鉄筋を配した。径 19 mm、高さ 80 mm のスタッドを梁に 150 mm 間隔で 1 列に配置した。スタッドの本数は、完全合成梁とするに必要な本数の 113%だった。
試験体 4 と 5 の載荷条件を、図 1 に示す。柱の両端を振動台に設置し、梁の自由端を振動台の外に設置した反力装置と連結し、振動台が動くとともに梁が強制変形を受ける載荷システムを構築した。層間変形角を制御し、振幅 0.0035、0.005、0.0075 rad を 6 回ずつ、0.01 rad を 4 回、0.015、0.02、0.03、0.04 rad を 2 回ずつ、0.05 rad を試
験体が破壊まで、正負交番に振動数 1 Hz の正弦波で繰返した。変位計、ひずみゲージを用いて変形を測定するとともに、ビデオ撮影で載荷中の挙動を詳細に記録した。
図 3 に、梁端モーメントと層間変形角の関係を示す。純鋼梁の全塑性モーメント 𝑠𝑀𝑝 と、山田ら 4)が提案する合成梁の全塑性モーメント 𝑐𝑀𝑝 も併せて示す。写真 1 に、実験終了後に撮影した接合部を示す。合成スラブがついた試験体 4 と 5 では、
振幅 0.0035 rad からスラブにひび割れが観察され、加振に伴い新しいひび割れが生じた。試験体 1 か1500

梁端モーメント [kN・m]

1000

𝑠 𝑀𝑝

𝑠 𝑀𝑝

(a)(b)

𝑠 𝑀𝑝

𝑐 𝑀𝑝

𝑐 𝑀𝑝

𝑠 𝑀𝑝𝑠 𝑀𝑝

5000‐500‐1000‐1500-0.06 -0.0300.03

層間変形角 [rad]-0.03

00.03-0.03

層間変形角 [rad]

(d)

(c)
00.03-0.03

層間変形角 [rad]00.03

層間変形角 [rad]

(e)
-0.03

00.030.06

層間変形角 [rad]図 3 履歴曲線：(a) 試験体 1、(b) 試験体 2、(c) 試験体 3、(d) 試験体 4、(e) 試験体 5

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

写真 1 実験後の接合部：(a) 試験体 1、(b) 試験体 2、(c) 試験体 3、(d) 試験体 4、(e) 試験体 5𝑀𝑚𝑎𝑥 ⁄ 𝑠𝑀𝑝 が 10%低かった。スラブ付の試験体 4と 5 では、試験体 4 が、変形能力で載荷振幅 2 つ劣り、𝑀𝑚𝑎𝑥 が正曲げで 11%、負曲げで 8%小さかった。試験体 1 ほどでなかったが、試験体 2 と 4では高力ボルトが滑り、ウェブ接合部の曲げ剛性が低下したことで、フランジの負担が増えてより早期に破断したと考えられる。
図 4 に、過去の静的載荷実験 5~11)と試験体 4 と5 を合わせて、スラブ付の柱梁接合部実験について、田中ら 10)の提案方法による最大耐力の計算値を、実験で測定した最大値と対比する。試験体 4と 5 は、過去の静的載荷実験と同様に、実験値が計算値によく一致した。塑性変形能力を見ても、既往の実験との大きな違いは見られなかった。したがって、合成梁がついた場合も、田中ら 11)の方法で算定した接合部耐力に基づいて、接合部の性能を保証できると考えられる。
ただ、図 3 をみると、試験体 4 と 5 のみに、低振動数で荷重が増減する、過去の静的載荷実験で見られなかった現象を生じた。この増減はロードセルから検出されたが、変位計や梁に添付したひずみゲージからは、同じ周波数成分は検出されなかった。純鋼梁の実験では、同様の荷重の増減は見られなかった。動画と履歴曲線を検証した結果、梁端近傍のスラブに生じたひび割れ幅が変化する時間帯に、荷重の増減が繰り返された。鉄筋コンクリート構造の動的載荷実験で報告 12) される
ように、鉄筋節とコンクリート中の骨材が、ひび割れ幅の変化とともに、噛み合ったり抜けたりすることが原因であったと考えられる。
3. ユニットハウスの柱梁接合部実験
図 5 に、試験体を設置した載荷装置を、図 6 に、試験体の梁断面を示す。試験体は、ユニットハウス製品から、短辺方向の下梁と柱の接合部近傍を、柱と梁の断面せいの 4 倍の長さでとり出した。柱は□-100×100×4.5 の STKR400、梁は 3.2 mm厚の SGH400 で構成され、梁は柱に全周隅肉溶接
2500

最大耐力の実験値 [kN m]

ら 3 では、0.015 rad でウェブ接合部の滑りを計測した。試験体 1、2、4 と 5 では、振幅 0.03 rad の1 回目で、下フランジの溶接部近傍に明瞭な亀裂を確認できた。試験体 1 は、振幅 0.04 rad の 1 回目で上フランジが、試験体 2 は、振幅 0.05 rad の1 回目で上フランジが、試験体 3 は、0.05 rad の 2回目で下フランジが、試験体 4 は、振幅 0.03 radの 2 回目正曲げで下フランジが、試験体 5 は、0.04rad の 2 回目で下フランジが破断した。写真 1 にみるように、試験体 2 では上フランジが、試験体3 と 5 ではフランジとウェブが局部変形したが、試験体 1 と 4 は、目立った局部変形を生じる前に破断した。フランジ溶接部にスカラップを設けた試験体 1、2 と 4 では、スカラップ底の亀裂と完全溶込み溶接の外端の両方で亀裂が進展し、フランジの破断に至った。ノンスカラップの試験体 3と 5 では、完全溶込み溶接の外縁で発生した亀裂が進展し、フランジの破断に至った。柱面から 200mm の位置の梁断面に貼付した歪ゲージによると、
振幅 0.03 rad で試験体 2 と 3 はほぼ全断面が降伏したが、合成スラブを付けた試験体 4 と 5 は、鋼梁の上半分に、正曲げで降伏しない部位ができ、ボルト本数の少ない試験体 1 では、ウェブがほとんど降伏しなかった。
『鋼構造接合部設計指針』は、接合部耐力と部材の全塑性耐力の比が大きいほど接合部の性能が良いとの前提で、この比が 1 以上の一定値を超えることを求めている。現場式接合部を採用した
試験体 1 と 2 を比較すると，𝑀𝑚𝑎𝑥 ⁄ 𝑠𝑀𝑝 が、試験体 1 では、計算値 1.01、正・負の実験値 1.12 と1.24、試験体 2 では、計算値 1.10、正・負の実験
値 1.14 と 1.32、と計算値は実験値の傾向によく一致した。計算上、試験体 1 と 2 の違いは、高力ボルトの本数に起因するウェブの曲げ耐力のみであり、応力集中を招くスカラップ形状や、溶接ワイヤなど、その他の仕様の違いは考慮されない。
実際、今回の実験では、ウェブ接合部の違いが、性能の差に及ぼした影響が歴然としていた。フランジに亀裂が発生した振幅 0.03 rad で、試験体 1のウェブ接合部が一瞬でボルト孔の遊び分の 2mm 滑り、その直後に下フランジの亀裂が急激に進展した。シアタブの高力ボルト摩擦接合の滑りによって、試験体 1 のウェブは曲げ剛性が低くなり、その分だけフランジがより大きな曲げを負担したと考えられる。試験体 2 と 4 のウェブ接合部は、ゆっくりと滑り、滑り量が 2 mm に達する前にフランジが破断、もしくはフランジに局部座屈が発生して耐力が低下を来した。
現場式接合部と工場式接合部を比較すると、スラブのなかった試験体 2 と 3 では、試験体 2 が、20001500

試験体5
試験体41000既往の合成梁ト型試験体（5～11）
500
500

1000

1500

20002500

最大耐力の計算値 [kN m]

図 4 最大耐力の実験値と計算値された。柱をピン、梁をピンローラーで支持する条件で、2 体の試験体を載荷した。図 6 に示すように、梁断面のせん断中心が、荷重の作用線（柱芯に合致）から、断面幅に匹敵する 83 mm も離れたために、曲げモーメントと同時に、捩りモーメントを生じる形状であった。接合部近傍は、断面上側が補強され、ドレン孔によって断面下側に断面欠損を有した。
図 7 に載荷履歴を示す。試験体 1 は、正側荷重70 kN で、図 6 に示す梁断面の上板が局部座屈した。さらに載荷を進めると、耐力上昇を伴いながら局部変形が進展した。除荷し、局部変形を鋼板で挟んで矯正し補強したのちに再度載荷したが、補強箇所のすぐ隣が局部変形した。補剛装置が大きく変形していたため、補剛装置の剛性不足が試験体の挙動に影響したと考えられる。再度除荷し、鋼板補強を外して負側に載荷すると、接合部付近のドレン孔がつぶれて最大耐力に至った。
補剛装置の剛性を大幅に改善したあと、試験体2 を試験したが、試験体 1 と同様にねじれ、正側80 kN を超えて治具が損傷したため、実験を中断した。試験体の梁のせん断スパンが、実際のユニットハウスの 3 分の 2 であったため、同じ曲げモーメントに到達するために、1.5 倍のせん断力を与える必要があり、それだけ大きな捩りモーメントを生じる試験体形状であった。捩りモーメントを伴う梁を用いることで、ユニットハウスの耐震性能が損なわれているかどうか、さらに検討する必要がある。
4. まとめ
鋼構造ラーメンの柱梁接合部について、動的載荷実験を実施し、以下の知見を得た。
1) ウェブ接合部に十分な高力ボルトを使用しなかった 1970 年代の現場溶接式接合部は、ウェブ接合部が滑ると下フランジの亀裂が急激に進展し、高力ボルトも破断して、接合部の完全破壊に至る可能性がある。
2)スラブの有無に関わらず、工場溶接式接合部は、現場溶接式より優れた耐震能力を示す。
3) 動的・静的載荷の違いに関わらず、合成梁の最大耐力は、田中ら 10)の提案方法で精度よく予測できる。
ユニットハウスを構成する軽量鋼材の柱梁接合部試験体について、静的載荷実験を実施し、以下の知見を得た。
4) せん断中心が載荷軸から大きく外れた断面特性が原因で、梁に大きな捩りモーメントが作用する。捩りモーメントを伴う梁を用いることで、ユニットハウスの耐震性能が損なわれているかどうか、さらに検討する必要がある。
参考文献
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subassemblies II: Detailed behavior, Journal ofStructural Engineering, pp. 1245-1252, 1998.11
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pp. 552-561, 19983) 日本建築学会：各種合成構造設計指針・同解説、2010.114) 山田他：正曲げを受ける完全合成梁の耐力評価, 鋼構
造年次論文集, 18, pp. 93-98, 2010.115) 岡田他：従来型の柱梁接合部を有する合成梁の変形能力に関する実験的研究 合成梁の変形能力を反映した
鋼構造骨組みの耐震性評価 その 1，日本建築学会構造系論文集，547，pp.161-168，2001.96) 石井他: 通しダイアフラム形式・角型鋼管柱ー合成梁接合部の破断性状に関する実験的研究，鋼構造論文集，8(31)，2001.97) 岡田他：改良型の柱梁接合部を有する合成梁の変形能力に関する実験的研究 合成梁の変形能力を反映した
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2003.380

3.2補強プレート

加力作用線（柱芯位置）

A’

17383

ドレン孔

荷重 [kN]

80-40

図心荷重

せん断中心A

𝑀

局部座屈

1体目

2体目ねじれを矯正した

400-2002040-40

局部座屈-80

全体変位 [mm]
824

全体変位

図 5 ユニットハウス接合部実験の設置図 [寸法：mm]95

図 6 AA’断面[寸法：mm]

図 7 ユニットハウス接合部の履曲線歴