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日本建築学会大会学術講演梗概集（東北） 2009年 8 月

現場溶接型柱梁 溶接接合の変 形能力に関す る実験的研究
その 2 水平ハンチ工法の変形能力
正会員
同同
同

現場 溶 接 型 柱 梁 溶 接 接 合 部 変 形 能 力
孔空 き フ ラ ン ジ 工 法 孔 位 置 水 平 ハ ン チ 工法

○服部 和徳 * 3
崎野 良比呂 * 2
川端 洋介 * 4
村山 敬司 * 6
表11 . はじめに現場溶接型接合の変形能力を向上させるための接合部ディテールが数多く提案されいる 例え ば 1 〜 1 0 。本報では水平ハンチ工法 例え ば 1 〜 4 と、孔空きフランジ工法 例えば5 〜10の変形能力の違いについて報告する。
2 . 実験概要
2 . 1 . 試験体形状・実験パラメータ・加力方法
本研究では実大ト型試験体による実験をおこなっ

MG
MGH60
MGH83MGA34045ﾟ

51319.73

45618.19

備考

文献10300

水平ハンチ工法ディテール形式とした。上下フランジ共に内開先とし、梁フランジとダイアフラムは芯合わせで完全溶け込み溶接としパス間温度 3 5 0 ℃で管理した。加力方法及び供資材の機械 的 性 質 は そ の１ と 同 様 で あ る。

σｈ＝Mｈ
Z ｐｈ

水平ハンチ試験体
水平ハンチ工法の補強プレートと梁フランジの溶接

Mh

P (L a )

M
σｆ＝ ｆ
Zｐｆ
Mh

Z （ L− a）
σγ＝ ｈ ＝ ｐｆ
σｆ
Zｐｈ L

溶接は施していない。
孔空きフランジ工法試験体

図2

終局
試験体名
時期MGA340 と称す。)孔径 32mm、距離 a を 340mm にした試験体であり、応力比γは 1 . 0 7 である。

孔部ZpH

φ32Diaphram

本報では孔空きフランジ工法の試験体は参考データを引用する事とした。参考データは( 試験体名

梁端部ZpfBeam Flange

梁端部には部分溶込み溶接を使用し補強プレート端部は回し

83MGH83

加力点長さL(=2850)
a=340
孔部た。溶接ワイヤは YGW18(1.4 φ ) を用い、入熱 40kJ/cm、366269

図1ハンチ工法 MGH60、MGH83 の 3 体は梁部材に組立 H 形
鋼 BH-600 × 200 × 16 × 25(SM490A)、柱部材に冷間成形

832002060203202006045ﾟ

MGH60MG を用意した。部材に関して、現場溶接型 MG、水平MG+4実験結果一覧を表 2 に示す。荷重−変形関係及びスケルトン曲線を図 3 に示す。図 3 中の▼は破断時を表

MGH60+4す。破壊性 状写真 を図 4 に示す。
M G 試験体、M GA 3 4 0 試験体は梁フランジとスチーMGH83+4MGH340-73 . 実験結果

ルエンドタブのスリット部を起点に延性亀裂が進展し脆性破壊に至った。試験体 MGH60、MGH83 はハンチ先端部 を 起 点 に 脆性 破 壊 に 至 っ た。

cPp（kN） cδp（mm）

P ：全塑性耐力（計算値） ｃδ ｐ：全塑性耐力時の変形量（計算値）
ｃ ｐ

ディテールを用いており、それらを図 2 に示す。また
同材料を用いて、比較試験体として現場溶接型試験体

1 0

中込 忠男 * 1
戸堀 一真 * 4
神戸 渡 * 5

実験パラメータ

フランジ幅 ハンチ長 応力比（mm）
さγmm
200300水平ハンチ300
水平ハンチ269
1.07
孔空きフランジ

試験体名 梁端ディテールた。試験体形状はその１と同様である。実験パラメー
タを表 1 に示す。水平ハンチ工法の試験体では 2 つの角形鋼管□ -400 × 400 × 25(BCP325)、ダイアフラムにはPL-450 × 450 × 32(SM490A) を用いて通しダイアフラム

同同同P Lσ ｈ ：孔部の応力σ ｆ ：スカラップ欠損を考慮した
梁端部の応力Z ｐｈ ：孔部の塑性断面係数
Z ｐｆ ：スカラップ欠損を考慮した
梁端部の塑性断面係数
L ：柱表面から加力点までの距離（＝ 2850mm）
a：柱表面から第 1 孔の中心までの距離

孔空きフラン ジ工法

表 2 実験結果一覧
ePpeδpePmaxeδmax
ηsα（kN） （mm） （kN） （mm）
28.44
681 88.66 1.33 4.4＋ 548-27.15 -657 -69.01 1.28 3.4− -532
31.28
754 68.26 1.47 3.2＋ 634-27.53 -737 -65.92 1.44 3.2− -597
29.37780 84.49 1.52 4.3＋ 640-29.04 -737 -64.44 1.44 3.1− -615
26.61603 145.63 1.32 10.6＋ 426-26.05 -605 -136.76 1.33 10.7− -407

P ｐ ：梁の全塑性耐力 (Genral Yeild 法による) e δ ｐ ：全塑性耐力時の梁の変形量
P max ：最大荷重 e δ ma x ：最大変位 α：耐力上昇率（= e P max / c P ｐ ）η s ：累積塑性変形倍率（=W s /( c P ｐ × ｃ δ p )）W ｓ ：スケルトン吸収エネルギー：破断側
ee

Experimental study on deformation capacity of site welding beam-to column joints
Part2 Deformation capacity of beam-to-column joints with horizontal haunchTAKAYANAGI Shota et al.

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4.

考察
10004 . 1 . スケ ル ト ン 曲 線 の 比較
図 5 に水平ハンチ試験体、孔空きフランジ工法試験

800体、比較試験体のスケルトン曲線を比較して示す。水
平ハンチ試験体は比較試験体と比較して降伏耐力は向上している事が分かる。孔空きフランジ工法試験体は

1000

MGP(ｋN)

800

600

600

400

40020020000-200-200-400-400-600-600

降伏耐力が低いことを確認できるが、変形能力は大きく向上している事が分かる。表 2 に示すように、孔空-800

1000

水平ハンチ工法が大きな変形能力の上昇が得られなかった要因としてハンチ先端を起点に脆性破壊に至っていることから、ハンチ先端に早期破断を起こした原因があると考えられる。図 6 に水平ハンチ工法 2 体のゲージ貼付位置、図 7 に試験体 MGH60、MGH83 のハン
チ先 端 部 及び 梁 端 部 の歪 分 布 を 示す 。ここ での 歪は 、-800

δ(mm)-150-5050150-250250

MGH83P(ｋN)-150-50

1000
800

600

600

40040020020000-200-200-400-400-600-600-800

150250-800

δ(mm)-100050MGA340P(ｋN)

800

δ(mm)

-1000-250

3 ｃ δ ｐ 時のピーク時の歪とした。水平ハンチ工法では梁端部に比べ、ハンチ先端部の歪が非常に高い傾向をδ(mm)-1000-1000-250

きフラ ンジ 工法 は他 より 2 倍以 上の η s であ った 。
4 . 2 . 歪性状MGH60P(ｋN)-150-50

図350150250-250-150-5050150250

荷重‐変位関係及びスケルトン曲線示した。
5 . まとめ
水平ハンチ試験体は、従来の試験体に比べ梁フランジを拡幅している為、耐力の向上が見られたが、変形能力はそれほど向上しなかった。その理由として、ハンチ先端のひずみの集中が考えられる。孔空きフランジ工法は従来の試験体に比べ、耐力の低下が見られる

MGH60が大きな変形能力を示した。なお。この結果は本研究の範囲であり、設計寸法により変形性能は変動するとMGA340

図4破壊性状写真

1000

考えられる。

P(ｋN)【謝辞】本実験は平成 19 年度科学研 究費補助 金 基盤 研究( B)「 有孔フランジ工法を用 いた現場 型柱梁溶 接接合部 の変形能 力に関す る研究」( 課題番号19360248)によるものです。
実験を 行なう にあた り( 株) 角藤に は試験 体作製 に御協 力頂き ました 。また、ナカジマ 鋼管( 株) には鋼 材を御 提供頂 きまし た。ここに 深く謝 意を表します。

MGH60800【参考文献】
1)坂本真一、中村庄滋、大橋泰裕:鉄骨柱梁接合部における現場溶接接合形式梁端接合 部の構造 性能の改 善法 , 鋼構造論 文集 第 5 巻 第 2 0 号
pp.113-124 1998 年 12 月
2)田中直樹、澤本佳和、佐伯俊夫、深田良雄:水平ハンチ付はりと角型鋼管
柱接合部の弾塑性挙動 , 鋼構造論文集第 5 巻 第 20 号 pp.101-111 1998
年 12 月3)杉本浩一、石井匠、鈴木孝彦、森田耕次:角形鋼管柱―水平ハンチ・変断
面梁接合部の破断性状に関する実験的研究 , 日本建築学会構造系論文集
第 552 号 pp.141-148 2002 年 2 月
4)加藤勉: 柱¥ 梁接合部の耐力 , 変形能力の改善 , 鋼構造論文集 第 5 巻 第17 号 pp141-147 1998 年 3 月
5)李相周、吹田啓一郎、井上一郎：穿孔による RBS 工法を用いた H 形断面梁の塑性変形能力、鋼構造論文集 第 9 巻 第 36 号 pp.47-54 2002 年
12 月6)Yang,T.S.,Egor P.Popov:Experimental and Analytical Studies of Steel Connections
and Energy Dissipators,Repot No.UCB/EERC-95/13,University of California Berkeley,1995.128）服部和徳，中込忠男，市川祐一：孔空きフランジ方式を用いた現場溶接型柱梁 溶接接合部の変形能力に関する実験的研究，日本建築学会構造系
論文集 585 号 pp.155-161 2004.11
9）宮脇正尚、中込忠男、崎野良比呂、服部和徳、戸堀一真：孔空きフランジ工法を用いた現場型柱梁溶接接合部の変形能力に関する研究 その 2 部
材断面の違いが変形能力に与える影響、日本建築学会構造系論文集 640 号
2009.6 掲載予定
10) 高柳翔太、中込忠男、服部和徳、崎野良比呂、戸堀一真、川端洋介、神戸渡：欠陥を有する現場溶接型柱梁溶接接合部の変形能力に関する実験的研究 その 1、2 日本建築学会大会学術講演梗概集 2009. 8MGH83
MG600MGA340

4002000-200-400-600-800

δ(mm)-1000-300

図5-200-1000100200300

スケルトン曲 線の比較
41050503ひ ずみ (％ )10100

MGH83梁端 部
MGH83ハン チ先端
MGH60梁端 部
MGH60ハン チ先端

3.5

2.5
21.5
1Backing Plate
Diaphragm
Column0.50-200-1000100200

フラン ジ中央からの距離 (mm)図6

歪ゲージ貼付位置

図7

ハンチ先端部歪分布* 1 信州大学工学部建築学科 教授・工博*1 Prof., Dept. of Architecture, Faculty of Engineering, Shinshu Univ., Dr. Eng.
* 2 大阪大学接合科学研究所 助教・博士( 工学)*2 Assist.prof., Joining and Welding Research Institute, Osaka Univ., Dr. Eng.
*3 ( 財) ベターリビング つくば建築試験研究センター 博士( 工学) *3 Tukuba Building Test Laboratory of Center for Better Living., Dr. Eng.
* 4 信州大学大学院生*4 Graduate student, Faculty of Engineering, Shinshu Univ.
* 5 東京理科大学工学部第一部建築学科 助教 博士( 工学)*5 Assistant Prof., Dept. of Arch., Faculty, of Eng., Tokyo Univ. of Science, Dr. Eng.
*6 中部鋼鈑( 株) 博士（工学）*6 Chubu Steel Plate Corporation,Dr.Eng.

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